火災下の構造用ガラスシステム

日付: 2023 年 2 月 27 日

著者: キアラ ベドン

学術編集者:ラフィク・ベラルビ

ソース：ヒンダウィ - 土木工学の進歩 | 2017 年巻 | 記事ID 2120570

土井：https://doi.org/10.1155/2017/2120570

現代の高層建築物では、ガラスの梁、パネル、または一般に耐荷重要素と建物、外装材、窓、間仕切り用の補強材を組み込んだ建築設計コンセプトが主に考慮されています。 透明性、美しさ、照明、エネルギー節約に関連する動機を含む多くの側面により、このようなまだかなり革新的な建築材料の使用と関心が徐々に増加しました。 ただし、他の従来の建築用材料と比較すると、標準的なガラスは通常、脆くなり、引張抵抗が限られているという特徴があります。 さらに、ガラスの固有の特性と、ガラス要素の一般に制限された厚さ対サイズの比、またはガラス部品が属する完全なアセンブリの一部としての隣接する構造要素との相互作用（つまり、固定システム、シーラントなど） .)、および機械的現象と熱的現象の組み合わせにより、ガラス構造は非常に脆弱になります。 したがって、特に極端な負荷条件下では、特別な安全設計ルールが必要となります。 このレビュー論文では、火にさらされる構造用ガラスシステムに関する最先端の技術が紹介されています。 実際の設計方法や一般的な規制に加えて、材料レベルとアセンブリレベルの両方での既存の研究結果が慎重に考慮され、現在の課題、問題点、開発の証拠が提供されます。

ガラスは、鋼、アルミニウム、木材、コンクリートで構成される従来の構造要素を置き換えたり相互作用させたりするために、建築材料として建物で主に使用されています。 建物におけるガラスの主な用途は、美観、軽量化、透明性、断熱性などの多数の側面に関連しています (たとえば、図 1(a) および 1(b) を参照)。

一般に、ガラスは比較的高い圧縮耐性と限られた引張強度を備えた脆い材料として動作することが知られており、そのため砕けて多くの危険な破片が発生します [1、2]。 この意味で、フェイルセーフ設計コンセプトは、通常の負荷と極端な負荷条件の両方において必須です。

これに関連して、ここ数年、接続、複合材料に関連する拡張実験および有限要素 (FE) 数値研究を含む、構造用ガラス システムの特定の設計規制および新しい設計コンセプトの開発および/または評価にいくつかの研究研究が専念されてきました。アセンブリ、およびハイブリッド システム[3–6]。

爆発現象 [7-9]、地震荷重 [10-13]、自然災害と気候荷重 [14、15]、火災 [16] などの極端な荷重下でのガラス システムの解析と設計にも特別な注意が払われています。 、17]、および影響[18-20]。

特に火災事故の場合には、建物の避難を可能にするために、特別に強化された安全レベルが実際に確保される必要があります（図 1(c) および 1(d)）。

ただし、特定の構造用ガラス システムの全体的な耐火性能には、材料の典型的な脆性挙動、温度に対する機械的特性の高い感度、幾何学的特徴、ガラスの種類、ガラスの種類に対する耐火性能の高い感度など、複数の側面が組み合わされています。すべてのシステムコンポーネント（つまり、サポートや建築コンポーネントを含む構造ガラスアセンブリ）間の相互作用。

さらに、ガラス システム特有の問題として、その防火性能は分析的に導き出すことができず、防火試験による推定が必要です。 この点において、高度な FE モデリングは、時間とコストのかかる実験に代わる有効な手段となる可能性があります。 しかし、火災下での構造用ガラス要素の FE 解析に関する主要な問題は、信頼できる結果を提供できる標準化されたガイドラインと一般規則が現在欠如していること [21]、および使用されている材料の十分に確立された機械的および熱的特性が欠如していることに起因しています。 さらに、構造用ガラスシステムの防火性能に関する FE 文献の取り組みは非常に限られています (たとえば、[22] を参照)。

この論文では、火災下での構造用ガラスシステムに関する実験研究のレビューを提案します。 セクション 2 では、まず構造設計の概念と要件の概要を簡単に説明します。 セクション 3 では、高温下での標準ガラスの機械的および熱的特性が報告され、いくつかの文献ソースの結果と、特殊用途向けに市場で入手可能な比較的最近の耐火 (FR) ガラス ソリューションの証拠が示されています。 特に、構造設計目的の主要な入力パラメータを表す材料特性については、慎重に考慮されます。 最後にセクション 4 と 5 では、材料特性 (セクション 4) および床やオーバーヘッド、梁、ファサード、窓などの構造ガラス システム (セクション 5) を含む、高温に対するガラスの耐火性能に関連する既存の実験研究の概要を示します。 、および保護フィルムを介して改装されたガラスシステム。

2.1. 通常荷重下の構造ガラスシステム

構造に使用される従来の材料と比較して、構造用ガラス要素の設計と検証に影響を与える主な要因の 1 つは、その固有の特徴によって表されます。 設計者に過失がなくても、実際には、特定の構造ガラス要素が耐用年数の間に予期せず破損する可能性があります [1]。 理由が何であれ、それが属するアセンブリ全体の構造的完全性が損なわれてはなりません。 EN 1990:2002 [23] の一般的な設計概念によれば、究極限界状態 (ULS) とサービス限界状態 (SLS) の両方が適切に検証される必要があります。

ULS 耐性の検証は、構造用ガラス要素の構造的安全性を満たすことを目的としています [1、2]。 このような安全性評価は一般に、関連する荷重の組み合わせの下で達成される最大主応力がガラスの設計抵抗を超えないように制限することによって実行されます。 ただし、複数の側面がガラス抵抗の設計値に影響を与える可能性があり ([1、2] を参照)、ガラスの種類、荷重 (つまり、面内および面外)、荷重の関数として定義されます。時間（瞬間的、永続的など）、エッジ効果と処理、ガラス表面処理、プロファイルなど。ヨーロッパでは、[2、24] の勧告に従って、いくつかの国家規格が同じ設計規定を採用しました（例を参照）。 、[25–27]）。 米国の規制にはさまざまなアプローチが見られますが、複数の設計行為による影響の組み合わせからもさらなる問題が生じます (たとえば、[28] を参照)。

SLS 検証は、たわみを制限することを目的としています。 このような変形の基準限界値は、主に特定の用途や支持条件によって異なります。 ULS 設計の仕様の場合と同様に、さまざまな SLS 制限変形値が規格に記載されています。 適切に検証されるべきさらなる設計条件（例えば、CNR ガイドライン [29] を参照）は、いわゆる崩壊限界状態 (CLS) に関連付けられます。 構造ガラス システムを検証する場合、偶発的な亀裂が発生した場合に適切な冗長性を確保するために、残留 CLS 耐性と部分的に損傷したシステムの最大変形も必要です。

2.2. 火災荷重下の構造用ガラスシステム

火災荷重は、ガラス システムおよび建築物全般にとって、極端な荷重構成を表します。 したがって、適切なパフォーマンス レベルを確保するには、特定の規定を考慮する必要があります。

既存の規格 (EN 13501-2 規制 [30] などを参照) に従って、ガラス システムが火災にさらされた場合、その防火性能は一般に 3 つの分類レベルに基づいて定義されます。

(a) 完全性 (分類「E」): ガラスは炎、煙、高温ガスの通過を防ぎます。 火災は封じ込められたままになります。(b) 放射制限 (「EW」): ガラスは、保護される側にガラスを通過する熱量を制限します。(c) 断熱 (「EI」): ガラスの平均温度保護された側は 140°C 未満のままです。 したがって、露出した物質の自己燃焼（放射線または対流による）のリスクを最小限に抑えることができ、建物を安全かつ落ち着いて避難させることができます。

上記の FR 参照基準は火災実験に基づいてのみ決定でき、一般的な FR 評価クラスは 30、60、または 120 分のパフォーマンスに関連付けられます。 ヨーロッパで使用されている関連規格には、たとえば、FR テスト要件と方法を規定する EN 1363-1 文書 [31] があります。 EN 1364-1 [32]、非耐荷重要素および壁用。 ドアとシャッターについては EN 1634 [33]。 床と屋根は実際に EN 1365-2 規制 [34] に従ってテストされ、その後 EN 13501-2 の規定に従って分類される必要があります。

EU の規定に加えて、American Underwriters Laboratory の基準 [35] にはさらなる要件が含まれています。 つまり、特定の FR グレージング システムは、火にさらされたときに表面に水流が噴射された後も無傷のままであるシステムの能力を評価する、いわゆる「ホース ストリーム テスト」に耐える能力を備えている必要があります [36] ]。

特定の構造ガラス システムの寿命にわたって発生する可能性のある他の極端な負荷条件と比較して、FR ガラス システムの主な問題は、温度変化に対するガラスの応答から生じます。 実際、建物に使用される従来のガラス (セクション 3) は、火にさらされた場合の耐性が一般に限られており、一般に数分以内に粉々になり、いわゆる熱破壊現象の証拠を示します (セクション 4)。 熱処理により抵抗をわずかに長くすることができますが、この強化では大幅に十分ではありません。 従来「FR ガラス」または「防火ガラス」として認識されていた特殊なガラス タイプは、実際に特定の用途向けに市場で入手可能です (セクション 3.3)。 一方で、標準的なガラスの一般的な防火性能に加えて、過去の実験研究により、通常のガラス システムも興味深い防火性能を提供できることが証明されました (セクション 5)。 ただし、検証するために特定の構造ガラス システムに作用する追加の機械的負荷と純粋な熱効果を組み合わせると、その全体的な性能が大きく損なわれる可能性があるため、材料レベルだけでなく、コンポーネントおよびアセンブリ レベルでも実験的テストと詳細な調査が必要になります。

3.1. 室温での化学的および物理的特性

既存または新規の建物におけるガラス ソリューションのほとんどは、ソーダ石灰シリカ (SLS) ガラスを使用して実現されています。 認定レベルの耐火性と耐熱性が必要な場合に限り、温度変化に対する優れた性能を発揮するホウケイ酸 (BS) ガラスを使用することで、特殊で数が限られた用途のみが実際に実現されます。 耐荷重要素や窓などに大量に使用される SLS ガラスと比較すると、建築物における BS ガラスの用途は実際に限られています。表 1 に、室温における SLS および BS ガラス タイプの主な化学的および物理的特徴を示します。 そこでは、引張および圧縮における特性抵抗の公称値も提供されています。 知られているように、いくつかの SLS ガラス タイプが実際に市販されており [1、2]、アニール (AN) フロート ガラスが基準ベース材料となります。

AN ガラスの強度は、他の構造材料と比較して通常制限されており、引張時の公称特性値は最大 45 MPa です。 AN ガラスの機械的特性は、熱プロセスまたは化学プロセスによって強化され、それぞれ強化ガラス (HS、公称引張抵抗値 70 MPa) または完全強化ガラス (FT、引張抵抗値 120 MPa) につながり、改善されます。引張強度だけでなく、強化プロセスに起因する残留応力の初期状態により、偶発的な破損が発生した場合、特に破片の形状とサイズに関して有益な効果が得られます。 明確にするために、表 1 では材料の機械的特性の公称値のみを示しています。

表 1. [1] に基づく、SLS および BS ガラス タイプの化学的および物理的特性 (室温)。 - フルサイズのテーブル

転移温度 Tg を超えない限り、ガラスは割り当てられた設計荷重の下で線形弾性的に動作します。 通常の荷重の組み合わせを検証すると、表 1 に示す SLS ガラスの弾性機械特性と抵抗値の知識により、分析または FE 構造解析を実行できるようになります。

ただし、ひび割れの発生と伝播は、熱応力の可能性によって時期尚早に発生する可能性があるため、このような構造材料には典型的な学際的なアプローチが必要です。 熱衝撃、つまり加熱されたガラス領域と加熱されていないガラス領域の間の温度勾配やガラスの比較的低い熱膨張係数による亀裂は、実際には温度勾配が 40°C 程度になると通常発生すると予想されます。 AN ガラスの場合は最大 100°C、HS ガラスの場合は 100°C、FT ガラスの場合は 200 ～ 250°C [1]。 膨大な数の研究研究が、単純なガラスパネル、二重ガラスユニット、および点固定システムを考慮したガラス窓の熱破損評価に焦点を当ててきました (セクション 4)。

3.2. 合わせ安全ガラスおよび複層ガラス

従来建物に使用されているように、ガラスシステムが単一のガラスで構成されず、複合積層セクションおよび/または断熱ガラスユニットで組み立てられる限り、さらなる設計上の問題と複雑さが発生します。

合わせガラス (LG) は、一般的に、2 つ以上のガラス層と、特定の中間層タイプで構成される箔の組み合わせを表します。 LG は 1900 年初頭以来、事故時の怪我を避けるために自動車用途向けに初めて開発されましたが、LG が構造目的で土木用途に主に使用されるようになったのはここ数十年です。 LG コンセプトの一般原則として、抵抗断面は複合システムとして外部荷重に応答することが期待され、したがって弾性段階と亀裂後の段階の両方で単一のガラス板よりも機械的性能が向上します。 機械的な観点から見ると、LG 構造用途の最初の暗黙の利点は、複数のガラス層を一緒に接着できることです。 したがって、市場で入手可能な従来のガラスの厚さを使用することで、必要なレベルの抵抗、剛性、冗長性を得ることができます。 さらに、接着フィルムの存在により、LG は数十年来、建物における従来の安全ガラス ソリューションを代表しており、破損した場合にガラスの破片を保持できるため、人々に起こり得るリスクを軽減できます (図 2(a) および 2() b))。

接着フィルムは通常、ポリビニル ブチラール (PVB) フィルム、イオノプラスト フォイル (セントリグラス® (SG))、およびエチレン酢酸ビニル (EVA) 化合物で構成されます。 そのような可能な中間層の共通の側面として、それらの異なる構成法則に加えて、これらのフィルムは一般に粘性挙動によって特徴付けられます。 したがって、いくつかの研究活動でも強調されているように、これらは一般に温度と負荷時間のアプリケーションに敏感です [37-39]。 さらに、室温でも、LG 用途に使用される中間層は一般に、ガラスと比較してせん断剛性が比較的低いという特徴があります (図 2(c))。 したがって、特定の LG 複合材セクションの全体的な構造性能は、耐久性や耐性などの中間層の機能に大きく依存します。

通常の荷重下での LG システムの構造設計に関しては、経時的な中間層の劣化と温度上昇の影響を考慮するためにさまざまな方法が利用可能です (既存の公式の概要については [1、2] を参照)。 その結果、設計段階では、通常、ULS および SLS の最適な抵抗と剛性の挙動、および CLS 亀裂後の段階の適切な安全性能が確保されます。 ただし、30°C を超える温度での中間層の典型的な機械的劣化を考慮すると (図 2(c))、火災荷重下の中間層からは寄与がほとんどないと予想されます。 つまり、LG セクションは完全に切り離されて動作することが期待されます。 そこでは、特別な膨張性化合物の使用を含む、特定の設計仮定を考慮する必要があります (セクション 3.3)。

次に、複数のガラス板（モノリシックおよびLGセクション）を組み立てて、二重（つまり、ガラスパネル間に挟まれた単一のガスキャビティ）または三重（つまり、二重キャビティ）の両方の断熱ガラスユニットとして機能させることができます。 そこでは、設計計算では、キャビティ内の空気またはガスの充填によるいわゆる負荷分散効果、つまり機械的負荷を受けたガラス板間の相互作用を考慮する必要があります [1、2]。 通常の気候荷重は、キャビティの容積と圧力に変動が生じる可能性があるため、適切に検証するための追加の設計条件を表します。 したがって、断熱ガラスシステムの熱分析は、太陽光にさらされているだけの場合でも必要です。 したがって、前述のすべての側面と変数により、火災時のガラス システムの設計はさらに複雑になります。

3.3. 耐火ガラス

FR グレージングは​​比較的最近の解決策であり、火災の際に人命と財産を優れて保護することが知られているため、火災の分離または区画（一定期間）のための障壁として使用でき、居住者が比較的安全に集合できるようにすることができます。安全コンパートメントとして機能し、それが属する建物全体に対する統合された「防火戦略」の一部として機能します。 このようなソリューションの重要な側面として、FR ガラス システムは設置の詳細に細心の注意を払う必要があります。 さらに、グレージングシール、ビーズ、固定具、フレームなどのすべての FR コンポーネントは互換性があり、必要な性能を達成するために連携する必要があります [36]。

FR ガラスは、コストが比較的高いため、実際には建物、特に火災事故の際に避難場所を確保する必要がある場合には用途が限られています。 Yangらによって行われた研究によると、 [40] たとえば、FR グレージングは​​、2011 年に中国全体のグレージング用途に占める割合は 5% 未満でした。 FR ガラスの使用における主な制限は、追加の研究努力と実際の防火性能に関する調査の現在の必要性からも生じています (セクション 4)。

[36] などの設計ガイドラインに従って、実際に市場で入手可能な FR ガラス ソリューションには、(i) 異なる種類のガラス (強化ガラスと FR ガラス タイプを備えた SLS ガラス板など) を特殊な火で接着することによって得られる LG 複合材料が含まれます。中間層（すなわち、膨張性フィルム）。 (ii) 網入りガラス。 (iii) セラミックガラス。 (iv) 樹脂合わせガラス。 (v) ゲル合わせガラス。 (vi) 熱強化アルカリ土類ケイ酸塩安全ガラス (図 3)。 (i) ～ (vi) の例のタイプに従った複数のガラス層を、断熱 FR ガラスユニットに組み合わせることができます。 (i) ～ (vi) の解決策の所定のリスト内では、網入りガラス要素は通常のガラスと比べて耐火性が強化されておらず、通常は熱応力により早期に亀裂が発生します。 FR の性能は、ひび割れたガラス片をまとめて所定の位置に保持できる一体型ワイヤー メッシュによって確実に保証されます。

一般的に言えば、構造設計の目的および機械的計算の場合、特定の FR システムは従来、標準の非 FR ガラス要素 (セクション 2.1、3.1、および 3.2) として扱うことができますが、火災にさらされた場合の強化された性能は異なります。 一般的に言えば、FR ガラスは実際、建物用の効果的な受動的防火 (PFP​​) ツールと考えられており、ガラス張りの内部および外部防火扉 (ビジョン パネル) などの特定の用途に使用されます。 内部のパーティションとコンパートメント。 屋根、床、天井。 ファサードパネル。 脱出およびアクセス廊下の壁。 階段、ロビー、囲い（シャフトを保護するため）。 PFP ツールと並行して使用するアクティブ消火 (AFP) システムは、PFP システムと組み合わせてさらに効果を発揮できますが、消火活動に対しては一定の動作と応答が必要です。

典型的な AFP ツールは自動 (つまり、散水装置、火災警報器、低酸素空気抑制システムなど) または手動 (つまり、緊急避難、消火器、消防士、給水ホースなど) のいずれかです。 ただし、このようなシステムの防火設計と最適化は一般に複雑であり、特定の能力が必要です。 さらに、PFP と AFP システムを組み合わせると、一般に利点が向上すると期待されますが、最悪のパフォーマンスにつながる可能性もあります。 これまでのところ、いくつかの研究研究[41-45]は、例えば、水膜とスプリンクラーが非耐火規格の標準ガラスシステムにも高い防火性能を提供できること、また水膜を備えたFRガラスカーテンが優れた防火性能を提供できることを強調しています。高い防火性能はあるが耐熱性は限られている、あるいは AFP システムはガラス窓や囲いの熱衝撃による破損を予測し、早期の崩壊につながる可能性がある。

窓や窓にガラスパネルが大量に使用されているため、1950 年代以降、加熱や火による高温下でのガラスの性能がいくつかの実験研究の注目を集めました。 これらの研究のほとんどは、SLS ガラスの熱衝撃効果や、弾性率 (MOE) や高温時の抵抗の変化などの一般的な熱特性に関連していますが、複合ガラスについては現在、限られた実験研究しか利用できません。火災または火災と機械的負荷の組み合わせにさらされるシステムおよびアセンブリ (セクション 5)。 この点に関して、セクション 4.1 および 4.2 では、材料レベルでの主要な研究結果の概要を示し、構造用ガラス システムの火災応答の評価に適切に考慮されるべきいくつかの重要な影響パラメーターの証拠を示します。

4.1. ガラス転移温度

ガラス転移温度の従来の公称値として、設計基準では従来の値 Tg = 530°C が推奨されています (表 1)。 しかし、SLS ガラスに関して過去数十年にわたって実施された実験に基づくと、標準的な AN ガラスでは Tg に大きなばらつきがあり、転移温度の測定値は 550°C、283°C、400°C のオーダーであったことが示されています [46、47]。 。

Rouxel と Sangleboeuf [48] は、SLS ガラス試験片の Tg 値を 450°C から 600°C の間で測定し、MOE の変化を監視するための高温での曲げ試験など、人工的に亀裂を入れた試験片の熱性能の証拠を示しました。

SLS ガラスの固有の特性により、使用温度が Tg まで上昇する限り、その応答は徐々に時間に依存し、永久変形が急速に増加することが実際に知られています。 [42–44] に基づく標準 AN ガラスは、高温で典型的な脆性から延性への転移 (BTD) を示し、他の種類のガラスと比較して靱性が向上することが証明されました。 しかし、同じ BTD の挙動は、課されたひずみ速度に強く依存することも観察され、ひずみ速度の増加に伴って BTD と転移温度が増加します [48]。

4.2. ガラスの熱機械特性と温度の影響

高温における標準ガラスの弾性特性は、1950 年代以降の文献で入手可能な実験データを考慮して Rouxel [47] によって広範に評価されており、他の種類のガラスと比較したときの SLS ガラスの MOE の温度に対する感度の証拠が示されています (参照図 4、SLS フロート ガラスには「窓ガラス」とラベルが付けられています）。 ＴがＴｇを超えない限り、ＳＬＳガラスのＭＯＥ値についてはむしろ直線的な依存性と限定的な減少が観察されるが、その後の剛性の突然の損失が示される。

以前の実験は、Kerper と Scuderi [49] によって、(i) 化学強化された SLS ガラス、(ii) 熱的に完全に強化された SLS ガラス、および (iii) 熱的に半強化された SLS ガラスを含む試験片に細心の注意を払いながら、SLS および BS ガラスのコンポーネントの両方についても実施されました [49]。 BSガラス。 実験研究では、寸法 254 × 38.1 mm (厚さ 6.35 mm) および 152.4 × 25.4 mm (厚さ 2.54 mm) のラスガラスを検討しました。 (i) ～ (iii) の試験片の種類と基準温度 (テスト範囲は 0 ～ 560°C) を考慮すると、加熱と冷却の連続サイクル後でも、ほぼ安定した MOE 値が実験的に得られました。 MOE 値は一般に、400°C を超える温度では完全に緩和されることがわかりました。

さまざまな文献情報源から得られた、標準的な AN ガラス試験片の MOE 変動と密接な相関関係が観察されます (図 5 を参照。ここでは、モノリシック SLS サンプル (サイズ 75.43 × 14.80 mm、3.26 mm（公称厚さ）も報告されます）。 最後に、同じ図 5 は、温度の上昇に応じて、BS 試験片の MOE 値が一般的に増加する証拠を示しています。

構造設計の目的で興味深いのは、Kerper と Scuderi [49] も高温での SLS ガラスの抵抗変化を評価したことです。 特に、完全に熱的に焼き戻された SLS 試験片では、375°C までの温度で抵抗損失は報告されませんでした (室温と比較して 5% 未満の損失)。 抵抗の大幅な減少は、500°C (数時間の火災暴露) および 550°C (15 分間の火災暴露) を超える温度でのみ記録されました。 化学強化された SLS ガラスは、実際に温度上昇に伴う顕著な耐性の低下を示し、204℃ (500 時間の火にさらされる) で最大 5%、260℃ (500 時間) で 5.8%、そして 600℃ で 100% まで低下しました。 （6時間）。

[49] に続いて、SLS ガラスの性能に関連する膨大な数の実験研究が、窓のガラス割れの主な原因の代表である熱破壊評価に焦点を当ててきました。 ガラスの熱亀裂とフォールアウトの問題は、1980 年代にエモンズ [51] と他の研究者 [52、53] によって最初に提起されましたが、ここ数十年で、小規模な試験片、単一の試験片に対して実行される実験の数が増加しています。火災または熱放射の影響下で、ガラス板または二重ガラス板がさまざまに支持される (たとえば、[54–60] を参照)。 たとえば、数値調査が [61-63] で提案されており、標準的な窓ガラスの熱応答と破損に対するエッジおよび境界条件の影響の証拠が示されています。

マロウら。 [64] は、厚さ 3 mm、SLS、AN ガラス試験片 (公称サイズ 15 × 50 mm) で熱抵抗実験を実施しました。 ガラスの引張強度は、270℃の温度上昇までほぼ一定の値が記録されました (図 6(a))。 実際、温度が高くなると、測定された抵抗の急激な減少（室温での基準値の 50% 以上）が生じ、ガラス試験片における熱衝撃の影響と損傷の伝播、および AN ガラスの性能が一般に制限されていることの証拠が得られました。 かなり滑らかな MOE の減少も観察されました (図 6(a))。

その後、謝らは、 [65] は、高温における SLS、AN ガラス試験片の引張抵抗を実験的に調査しました。 準静的引張試験は、厚さが 4 mm から 12 mm (試験片の各セット間の差は 2 mm) の小さな試験片に対して実行されました。 同じ幾何学的特性を持つ試験片に対する繰り返し試験が 25°C と 200°C で実行され、最初の亀裂の発生として臨界耐破壊性が導かれました。 図 6(b) には、そのようなテスト結果の証拠 (各系列の最小値と最大値を含む平均値) が示されています。 [65] によれば、室温の結果と比較して、200℃にさらされた試験片では抵抗のごくわずかな減少が認められましたが、特にガラスの厚さに対してより高い感度が観察されました (図 6(b))。

注目に値するのは、さまざまな参考文献を検討する限り (たとえば、[66] を参照)、逆の実験結果さえも導き出すことができ、高温に対するガラスの耐熱性の典型的な大きなばらつきと感度の証拠が得られるため、次のことが示唆されることです。材料レベルでのさらなるテストと調査。

材料からアセンブリレベルに移行すると、さらなる実験的評価と調査の必要性がさらに認識される可能性があります。

火災荷重下での特定のガラスシステムの熱破壊に関連する実験は、実際、二重ガラスユニット [58] またはカーテンウォールに属する点固定ガラスパネル [60] に対して、実際に行われたのはごく最近のことです。 たとえば、点固定窓ガラスの場合、点コネクタの位置に基づいて、熱破壊の感度 (つまり、故障時間と亀裂のパターン) が通常観察されます (図 7 の例を参照)。 このような種類の試験片の実際の性能は、調査した境界構成から予想されるように、機械的荷重 (つまり、追加の応力を引き起こす点固定パネルの自重) だけでなく、組み合わせられた熱曝露効果にも厳密に関係していることが判明しました。したがって、両方の側面を組み合わせた詳細な調査が必要です。

この点に関して、Chen et al. [17] は、熱負荷と風圧の組み合わせの影響下での、標準的な AN 窓の熱破壊性能を研究しました。 鉄骨フレームで支えられたモノリシック 0.6 × 0.6 m パネル (厚さ 6 mm) に、基準火災荷重とさまざまなレベルの風圧 (ガラス表面の風速は最大 11 m/s) を加えました。 場合によっては、支持フレームからのサンプルの落下とともにガラスの亀裂が発生した。 しかし、試験結果 (合計 15 個の試験片) では、一般に、加えられる風圧が増加すると最初のひび割れ時間が著しく減少することが証明されました。 つまり、機械的負荷 (この特定の場合は風) により、熱負荷を受けたガラス システムの故障が大幅に加速される可能性があります。 結果として、一般に、調査対象の構造ガラス システムの実際の荷重と境界構成をよく表す、熱荷重と機械荷重の組み合わせを含む詳細な調査を実行する必要があります。

たとえば、LG システムの場合、一般的に使用される中間層の熱性能を適切に考慮する必要があります。 この点に関して、Debuyser et al. [16] は、放射加熱の影響下での、標準 AN ガラスで構成されたモノリシックおよび三層 LG 試験片の挙動を調査しました。 ガラス板の公称厚さ 6 mm、10 mm、15 mm が考慮され、LG セクションでは PVB または SG 層（中間層箔の厚さは 0.76 mm または 1.52 mm）で接着されています。

Low-E コーティングを施したモノリシック試験片も一連の実験に含まれました。 放射試験と透過率試験の両方が実施され、初期の研究成果に従って、熱亀裂の早期発生と不十分な熱反応により、AN ガラス試験片の抵抗が比較的限られており、熱性能が低いという証拠が得られました。中間層の接着（LG 試験片の場合）。 テストされた試験片の実際の熱応答をキャプチャできる 1D モデルを利用することで、重要な設計問題も強調されました。 PVB および SG フォイルの 340°C までの熱特性も報告されました (図 8)。 [16] で収集されたテスト結果は、最高温度 340°C に限定されたものであっても、一般に、SLS ガラスに関する過去の参考文献 [67、68] と密接な相関関係を示しました (図 8)。 PVB および SG フォイルの熱特性も興味深いものです。

比較的多数の実験研究が建築材料としてのガラスの熱性能に焦点を当てているが、完全なガラスシステムおよびアセンブリの防火性能に関して利用できる文献はまだ限られている（表 2 の抜粋を参照）。

表 2. 火災にさらされた構造用ガラスシステムに関する選択された実験研究研究の概要。 - フルサイズのテーブル

5.1. ガラスの壁、ファサード、エンクロージャ、および窓

ガラス張りのエンクロージャと壁は、標準的なガラスに代わる新しい FR ソリューションの防火性能を評価するために、特にここ数年研究者の注目を集めました。 その際、建物全体や複雑なシステムの一部として実物大の試験片の試験条件を再現するために、実際の境界と荷重の構成が試験のセットアップと方法を定義する際に適切に考慮されました。

Mejicovsky が報告したように [69] (図 9(a)) 、ワシントン ダレス国際空港の拡張用に設計されたガラス製エンクロージャ (乗客用自動列車システム) は 2007 年に火災環境下でテストされました。 高さ 3.8 × 3.6 m で、内部の鉄骨フレーム (ベイの平均幅 4.7 m) で支えられたガラス パネルが調査されました。 偶発的な事象が発生した場合でも、ガラス システムに適切な冗長性を提供できるように、特別な詳細が定義されました (標準的な非耐火材料を使用した場合でも)。 この目的のために、ガラス張りの囲いに対する実際の火災装填状態をシミュレートするために、特別なモックアップも設計されました。

頭上および壁用のガラス要素は、厚さ 10 mm の FT ガラス 2 枚を厚さ 1.52 mm の PVB 中間層で接着した LG セクションの形で設計されました。 次に、ガラス接合部はシリコーンゴム設定ブロックと構造用シリコーンシーラント接合部 (Dow Corning 995™ タイプ) を使用して実現され、一方、ガラスチャネルとエッジトリムは最小 3 mm 厚のステンレス鋼で構成されました。 火災試験は、ガラス内の温度が 250°C を超えた (実験の最後の 5 回の試験では最高 400°C) 状態で 35 分間暴露した後に停止されました。 グレージング システムの事後検査では、部品のひび割れや脱落は見られませんでしたが、小さな気泡や部分的な層間剥離の形で、PVB 中間層の局所的な溶融とガス放出が観察されました (図 9(a) の詳細を参照)。

EN 1363-1 および EN 1364-1 に準拠した本格的な標準火災試験が Machalická らによって報告されました。 [70] アルミニウムフレームで支えられたガラス壁用。 壁（全体サイズ 3.475 × 4.57 m）は、3 つの特殊な FR、LG パネル、ゲル充填タイプ（中央の LG パネルのサイズ 1.4 × 4.5 m、側面パネルのサイズ 1 × 4.5 m）で構成されていました。 隣接するガラス間の小さな隙間は、特殊な FR テープとシーラントによって埋められました。 ガラス壁の崩壊は、最高温度が 150°C 程度に達した 49 分間の火災後に発生しました (図 9(b))。

特殊強化ガラス、ゲル充填タイプ（SAFTI SuperLite II-XL™ タイプ、総厚 19.05 mm）とモノリシックガラスパネル（厚さ 6.35 mm）の両方で構成される二重 LG パネルを組み立てて、テスト対象のガラス壁を作成しました。 [71]で。 このようなガラス壁 (断面タイプごとに 2 枚のガラス パネル) はフレームで支えられており、全体の寸法は 2.42 × 2.42 m でした。 火災実験では、FRコンポーネントと比較して、単純なガラスパネルの耐火性能が限られていることが証明されました。 実際、モノリシックガラス板は、支持フレームからの早期落下（すなわち、ガラスの最初の亀裂の発生とモノリシックガラス板の最終的な落下との間の経過時間は0.8秒で、点火後3分（図10(a)））によって特徴づけられた。 対照的に、ダブル LG パネルは、フレーム システムとの接続部近くに目に見える亀裂や破損メカニズムがなく、テスト結果 (30 分以上) まで無傷のままでした。

これは、Yang らによって行われた実験研究の場合ではありません。 [40] モノリシック FR ガラス パネルを標準耐火曲線の下でテストしました。 実際、この実験研究では、フレーム システムと関連する接続に起因する主要な問題の証拠が示されました。 FR ガラスパネルでさえ、火災負荷下で高いパフォーマンスを発揮することが証明されました。 特に、完全性の損失は、ガラスと金属のフレーム接続の詳細に原因があることが観察されました (図 10(b) および 10(c))。 ガラスファサードシステムに関するさらなる火災実験と数値調査も[78-82]に記載されており、ケーブルネットシステムや傾斜ファサードなどの特定のガラスシステム類型の性能の証拠が示されています。

5.2. 標準ガラス窓の改修と強化

既存および新規の標準窓の防火性能を向上させることができる数種類の保護フィルムが市場で入手可能です。 これらのコーティングは、室温での弾性剛性や特定のガラス板の改修耐性には影響しませんが、同じフィルムは高温の影響を遅らせるのに有益であり、その結果 FR 性能が向上します。

Koudijs と Csoke [72] は、ロッテルダム (オランダ) のケーススタディの建物を考慮することにより、SLS ガラスで構成された窓の防火性能の向上を注意深く考慮しながら、伝統的なガラス システム用の保護フィルムの高い可能性の実験的証拠を最初に示しました。 (図11(a))。 Low-E コーティングは、火災荷重下での位置 (つまり、内部キャビティ面など) の影響を評価することにより、従来の二重ガラス ユニット内に挿入されました。 窓サンプルの完全性は、AN ガラスの場合 27 分間保証されましたが、HS ガラス パネルの存在下では最大 60 分間延長されました。したがって、特殊コーティングを含む従来の断熱システムの潜在的な防火性能の証拠が得られました。

三澤ら。 [73] は、基本的に既存の標準的な窓の内側に適用することを目的とした特殊な耐火フィルムの有効性もテストしました。 典型的な試験片は、Low-E コーティングされた二重ガラス ユニットで構成され、基準サイズは 1 × 1 m です。 そこでは、新しい耐火フィルムがガラス張りユニットの内面（つまり、火にさらされることが予想されるガラス表面）に取り付けられました。 耐火フィルムは、(i) 外側のポリエチレンテレフタレート (PET) フィルムと、(ii) 紫外線保護層、および (iii) ケイ酸ソーダベースの材料層 (厚さ 1 mm) から構成されていました (図 11(b))。 ANガラスのメーカー、厚さ（8mmまたは12mm）、試験片サイズ（30×30cm、100×100cm、94×94cm）の違いやLow-Eを含めて計12回の試験を実施塗布したフィルムの表面と、コーティングされていない透明な試験片との比較。 すべての実験で耐火フィルムの効率が高いことが証明され、Low-E 複層ガラスユニットが FR 窓に必要な最低 20 分または 30 分の防火性能を達成できるようになりました。

前述の研究研究は一般に、ガラス システムの FR を向上させるこのような特殊コーティングの可能性と効率を証明しましたが、いくつかの側面をまだ評価する必要があります。 ウーら。 たとえば、[83] は、ガラス用途に一般的に使用される保護層の高温性能と熱劣化を実験的に調査し、火にさらされたときのガス放出の証拠を示しました。

5.3. ガラスの床とオーバーヘッド

Siebert と Maniatis [74] は、ミュンヘン (ドイツ) の地下鉄駅「オリンピアパーク ノルド」に属するガラス床で実施された火災試験について報告しました。 天井トンネルでは、人の階段からアクセスできる頭上のガラスに、いくつかの開口部 (サイズ 5 × 3.5 m) を使用してアクセスできるようになりました。 FR 要件は、事故 (つまり、トンネル内での列車の燃焼) に由来する可能な構成として考慮されました。 適切な安全レベルを確保するために、特別な多層安全 LG パネルが設計され、火災下でテストされました (図 12)。 ただし、試験結果や火災性能関連のデータは文献にはありません。

同様の火災実験は [75] にもまとめられており、進行中の改修プロジェクトの一環として、2011 年に歴史的なブラックプール タワー (イギリス) の高さ 130 m に設置されるように設計されたガラス張りの床パネルに言及しています。 床材システムの全体サイズ 4.42 × 3.8 m で、実物大の火災試験が実行されました (図 13)。 実際の拘束構成下での完全なガラスシステムの防火性能を評価するために、軟鋼処理されたフレームと関連するガスケットもテスト設定に含まれていました。

火災事故の場合に適切な構造的完全性と全体的な性能を確保することを目的として、典型的なガラス パネル (最大サイズ 3 × 1.1 m) は、厚さ 10 mm の FT ガラス層を 3 枚重ねた LG セクションで構成され、 23 mm ピルキントン パイロストップ™、特殊な液体複合接着 (Koediguard™ タイプ) を使用。 鉄骨フレーム要素も、膨張性塗料、ミネラルウール、防火ボードで予備処理されました。 支持フレーム部材の座屈を防ぐために、追加の拡張ジョイントが最終的にセットアップに組み込まれました。 火災実験は EN 規制に従って実施され、床材システムに標準火災曲線と群集を代表する同時機械的荷重 (5 kN/m2、分布均一圧力または 4.5 kN 点荷重 (50 × 50 mm)) を割り当てました。フットプリント)、それぞれ)。

耐火性能は 60 分間の完全性を超え (テストは 68 分後に停止)、最高記録温度は 67.6°C で、剥離や破損の形跡はありませんでした。 したがって、温度上昇が 140°C を超えてはいけないという防火要件 (EN 1363-1) (セクション 2) と比較して、120°C 以上の許容差が保証されました (テスト中の周囲温度は 12°C)。 テスト後のたわみは 16.5 mm と測定されました (規格で規定されている屋根スパンたわみ制限値の 1/175)。

5.4. ガラスの梁

これらのシステムの脆弱性評価と保護の需要が比較的最近になったため、火災荷重下にある構造用ガラス要素に関する実験文献の背景は限られています。

ヴィアら。 は、膨張性コーティングの効果を評価するために、火災下でモノリシックビームとLGビームから実験的に得られた一連の曲げ試験の比較結果について[22]で報告しています。 火災荷重は、ビームの側面から一定の距離を保ち、650°C で一定の​​火炎の形で課されました (図 14)。 さまざまな厚さの試験片や、次のような標準的な SLS ガラス タイプを含む、さまざまなビーム形状 (全体サイズ 40 mm × 400 mm) がテストされました。

(a) 厚さ 6 mm、AN ガラス、(b) 厚さ 6 mm、化学強化ガラス (初期応力 120 MPa)、(c) 厚さ 3 mm、化学強化ガラス、1 mm のポリカーボネート (PC) フォイルでラミネート (3)ガラス層 + 2 PC フィルム);(d) 1 mm PC フォイルでラミネートされた厚さ 3 mm、セグメント化された化学強化ガラス (3 ガラス層 + 2 PC フィルム)。 Cと比較して、ガラス層は重なり合うパターンでPC箔に接着されました。(e) LGビーム（CおよびDタイプの試験片の場合と同様）、外側の絶縁空洞を含みます。

すべての (a) ～ (e) の構成は、膨張性コーティング (FlameGuard HCA-TR™ ペイント タイプ) の塗布なしと塗布後の両方でテストされました。

これらのビームには、従来の 4 点曲げ試験セットアップが使用されました。 外部から機械的負荷を加えず、追加の重り（対応する中間曲げ応力が最大 24 MPa）を加えた実験を、モノリシック AN 試験片（タイプ A）に対して実行しました（表 3）。

表 3. [22] で報告されている曲げ試験結果の概要。 - フルサイズのテーブル

全体的な実験調査により、例えば火災時の構造用ガラス梁の潜在的な安全レベルなど、いくつかの重要な側面の証拠が得られました。

ただし、たとえばセグメント化されたビーム (タイプ D、図 14(c) を参照) の場合のように、同じ試験片についても重要な側面が強調されました。 いくつかの予備的な FE シミュレーションも [22] で報告されており、調査されたビームの温度分布と関連する応力の影響の証拠が得られています。 実際、興味深いのは、そのような予備的な FE モデルが、ガラス セグメント間の構造的結合を提供する接着層の温度ピークの証拠を示しており、したがってディテールの重要な役割を強調していることです。

ボーケルら。 [76] はその後、[22] で提示されたのと同じ全体的な幾何学的特徴と試験設定を考慮して、同様のガラス梁試験片を調査しました。 この斬新な側面は、特殊な FR ガラスで構成された LG ビーム (つまり、Pyroguard™ タイプ、およびすべての試験片の中間層としてエポキシ フィルムを使用した 3 層の SLS ガラス層で構成された LG ビーム) をテストすることによって表されました。 実験調査の一般的な結果として、エポキシ層はわずか数秒後に焦げ始め、梁試験片の耐火性能は限られていることがわかりました。 特殊なパイロガード層で構成されているか否かにかかわらず、すべてのビームでほぼ同等の挙動が観察されたため、（限られたテスト数を除けば）さらに拡張された調査が必要であるという証拠が得られました。

Louter と Nussbaumer [77] は、標準的なガラス層で構成された LG ビームに対して本格的な実験テストを実行しました。 [18] とは異なり、EN 規制 (セクション 2) に従って、オーブンに装填するための標準火災曲線が考慮されました。 実験研究を通じて、3 つの実物大ビームを調査しました。 梁の全体寸法が同じ (1 m × 0.1 m) であると仮定して、ガラスの種類 (それぞれ AN、HS、FT) の観点から変動を考慮しました。 基準断面は、SG フォイル (厚さ 1.52 mm) で接着された厚さ 10 mm の 3 つの SLS 層で構成されています。

エンドサポートを火災から保護した状態で 4 点曲げ試験の設定が検討され、火災荷重は、中間スパン部分で 115 kg の形をとる同時の一定の機械的荷重とともに割り当てられました。 割り当てられた機械的荷重による応力効果が限られていることを考慮すると（梁の中間スパンでの最大引張応力は 5 MPa 程度）、試験片は 40 を超える、45 を超える、および 50 を超える火災下でかなり安定した挙動を示すことが証明されました。 AN、HS、FT ビームの場合、崩壊までにそれぞれ 1 分かかります (図 15)。 このような種類のテストからの一般的な観察として、数分間火にさらされただけで、中間層箔が溶け始め、その位置から漏れ始めました。 したがって、SLS ガラス板は、ほぼ完全に結合されていない層として動作しました。 一方で、ビーム端を火災から保護することで、早期崩壊メカニズムを回避することができました。

この論文では、現在の設計方法と問題点、および実験研究の取り組みを注意深く考慮して、火災荷重下での構造用ガラスシステムに関する最新技術を紹介しました。 従来の使用材料と相互作用する、および/または代替できる建築材料として建物におけるガラスの使用が継続的に増加していることに加えて、一般に構造用ガラスアセンブリの実際の挙動については、現在さらなる調査と特定の欠陥の適用が必要です。 -安全な設計ルール。 これは通常の荷重下にあるガラス システムの場合ですが、特に火災事故などの極端な荷重条件の場合に当てはまります。

示されているように、ガラスの固有の特徴と他のコンポーネント (フレーム システム、境界の詳細など) との相互作用により、ガラス システムは温度変化や、熱的および機械的負荷の複合的な影響に対して非常に脆弱になるため、学際的なアプローチが必要です。彼らのデザインでは。 その際、実際には、透明性、美観、軽量化要件などの複数の側面と組み合わせて、適切な構造安全レベルを確保する必要があります。

特に材料レベルでは、標準ガラスの MOE、引張抵抗、熱亀裂に対する高温の主な影響を評価することを目的とした幅広い実験研究が文献で見つかります。 これらの実験結果のほとんどは、温度による MOE の変化を考慮する限り、かなり密接に一致しています。 ただし、さまざまな文献情報源を考慮すると、たとえばガラスの熱抵抗の場合のように、試験結果から観察された傾向にばらつきが大きい証拠が得られることもあります (セクション 4)。 さらに、建築におけるガラス用途のほとんどは合わせガラスまたは断熱ガラスシステムで構成されていますが、高温での中間層箔の熱効果を特徴付けるために実際に利用できる実験研究はほとんどありません。

材料からシステムおよびアセンブリのレベルに注意が移る限り、多数の境界を含むガラスシステムのさまざまな類型の防火性能を注意深く考慮した、比較的広範な一連の実験的調査が文献からも見つかります。構成、防火パターン、ガラスの種類 (標準ガラスおよび/または FR ガラス)。 このような実験的調査の共通の側面 (セクション 5) として、フレーム サポート システムとポイント サポート システムの両方で、接続の詳細と拘束が、観察された全体的な応答において重要な役割を果たしていることが一般に証明されました。 一般的に言えば、ガラス製のエンクロージャ、壁、梁は、ほとんどの場合、標準的なガラスのみで構成されている場合でも、火災荷重下でかなり安定した性能を発揮することが証明されていますが、詳細をサポートするための特別な注意を払いながら、さらに広範なテストと評価が必要です。

最後に、ここ数年は、既存のガラス窓およびシステム全般の改修および保護のための特殊なコーティングおよびフィルムの可能性および有効性を評価するために文献的努力も費やされてきた。 以前の観察によれば、このような解決策は一般に、コーティングされていないガラス試験片に大きな利点があるという証拠を示していますが、その可能性を適切に最適化するには、依然として慎重な検討が必要です。

著者は利益相反がないことを宣言します。

この調査研究は、進行中の EU COST アクション TU1403「適応型ファサード ネットワーク」(www.tu1403.eu) の「構造タスク」活動の中で実施されました。 この点において、COST は、著者とアクションの国際専門家との間の科学的ネットワークと協力を促進したことに感謝します。