第二章 文獻回顧
本研究首先透過文獻回顧探討國際上針對 CLT 進行規範制定時，所關注的 議題等。文獻回顧除了探討炭化深度及速率，對於火害後之殘餘強度亦進行資料 收集及研究。
火害後之材料強度方面，本文獻針對12 隻單向跨距且尺寸為 2000×300×100 mm3（長×寬×厚）之 CLT 樑進行三分等抗彎試驗[12]，層數分別為三層及五層，
於室溫下控制位移進行四組對照試驗。圖2-1 為非標準加熱試驗及以 Eurocode 5 預測之炭化深度及炭化率，結果顯示，於所有條件下試驗之炭化深度均小於預測 值。因 EC5 假定炭層於開始加熱時立即生成，但實際情形並非如此，加熱開始 後約10 min 後開始炭化，且炭化層並非以恆定速率生成，EC5 進行之簡化假設 僅對根據ISO 834 以耐火測試爐進行試驗者有效。表 2-1 為提出與 EC5 預測值進 行比較及破壞時間與零強度層厚度之試驗數據，由表2-1 可發現，施加不同水平 之持續載重對炭化層形成並無顯著影響。
不同膠合層數下之炭化深度建議
非標準加熱試驗及以Eurocode 5 預測之炭化深度及炭化率
6
炭化速率方面，為探討受壓縮負載CLT 由一側暴露加熱時之熱及機械行為，
本文獻共進行八項試驗，其中四項於室溫下進行，其餘四項則施加持續載重並以 恆定熱通量入射進行耐燃試驗[13]。試材由三聚氰胺甲醛樹脂膠合之雲杉-松木 CLT 進行裁切且，尺寸為 1700×300×100 mm3，使用 3 層及 5 層，厚度分別為 33-34-33 mm 及均為 20 mm。圖 2-2 為室溫下軸向及橫向之載重撓曲圖，橫向撓 曲最初為線性關係，但由於設置中出現難以避免之中立軸位移，因此於較高荷重 下橫向撓曲增加導致二次彎矩積累，最終發生挫曲破壞及外層軸向彎曲破壞。
室溫下軸向及橫向之載重撓曲圖
圖2-3 為耐燃試驗測得之炭化深度及炭化率，使用與三次多項式曲線對應之 深度及溫度數值以最小平方法近似 300oC 等溫線之位置。因輻射板於達到穩態 輻射輸出前需加熱並將木材表面加熱至300oC，故於試驗開始前 5 min 並無炭化，
而所有試驗均顯示炭化率之初始峰值，而後降低並接近普遍認知之針葉樹一維炭 化率 0.65 mm / min，但下表所示因最初峰值導致平均炭化率略大於 0.65 mm / min，此可能為炭化表面對流氣體中氧氣含量較高導致炭化加速。
7
耐燃試驗測得之炭化深度及炭化率
另外，為探討各樹種及 CLT 於穩態燃燒狀態下，發生自熄滅之臨界質量損 失速率及臨界熱通量，將試材由外部通入熱量直至著火，後將其燃燒 10-15 min 以確保穩態燃燒，再降低熱通量直至燃燒停止[14]。本試驗目的之一為探討實木 及CLT 於不同密度及樹種間自熄滅時之臨界質量損失速率與臨界熱通量之變化，
於試驗中使用多種熱通量（20–100 kW / m2）其涵蓋隔室火災常見之熱通量，各 試驗間區別為試材之加熱面積及厚度，但由於錐形加熱器均勻加熱之特性及不同 試驗持續時間，使樣品尺寸影響得以最小化，因此可以直接對木材種類進行比較。
表 2-2 為不同樹種穩態燃燒之臨界質量損失速率及臨界外部熱通量，臨界質量損 失率受木材種類及特定化學組成影響，可得知臨界質量損失率似乎與樹種有關。
不同樹種穩態燃燒之臨界質量損失速率及臨界外部熱通量
8
以加拿大鐵杉製造之 CLT 進行防火性能試驗，於環境溫度及標準燃燒條件 下，測試了10 種不同厚度及層數之 CLT，以探討室溫下之撓曲能力及燃燒試材 之溫度分佈、炭化率、耐火性及撓曲能力[15]。在耐火試驗期間，除 F-3L-15 和 F-3L-20 外所有樣品均清楚地觀察到焦炭層的局部脫落，導致內部新鮮材面直接 暴露於火中，使某些TC 的溫度迅速升高並達到了爐溫，炭層脫落時間因樣品不 同而異。與燒焦的三層試樣第一層完全掉落不同，五層試樣並無觀察到焦炭層掉 落時間的明顯趨勢。由上述情形可推論，當使用較薄之集成元時，炭層之局部脫 落係導致試材快速升溫之主要關鍵。將截面中的300oC 等溫線視為炭化線炭化，
由TC 讀數及殘於橫截面計算之炭化率如下右圖所示。由每個 TC 測得大部分炭 化率均高於根據歐洲規範5 的一維炭化最大額定值（0.65 mm / min），主要係由 於炭化層脫落所致，另一個原因是，CLT 面板中使用之集成元並無側拼膠合，變 形隨著著火勢及發展，個集成元之間隙逐漸增大，導致局部受二維火焰暴露使總 體炭化率提升。
加拿大鐵杉燃燒試材之防火性能試驗表
另外，為探討高溫下 CLT 常用膠合劑之機械強度以釐清剝離現象之發生，
分別對實木進行拉伸試驗及對實木與膠合材進行拉伸剪切試驗[16]。圖 2-4 可以 得知PRF 於所有試驗溫度下與實木具相似之強度，且於 260oC 下大多數膠合劑
9
與實木間之剪切強度差異最大，於此溫度下與實木進行比較，PUR1 之強度僅為 實木之30％、PUR2 仍為實木之 60％以上、而 MF 之強度則為實木之 85％。
PRF 於所有試驗溫度下與實木具相似之強度
根據 CLT 進行多次耐火試驗結果以及根據當前以 EN 1995-1-2 的耐火設計，
提出了一種針對木材及CLT 的新型炭化模型。此外，透過 CLT 進行多次耐燃測 試獲得之炭化深度與基於歐洲炭化模型的結果進行了比較[17]。試驗結果表明，
使用名義炭化率 βn 可確定 CLT 之剩餘橫截面，若考慮 CLT 之結構，通過將一 維基本設計炭化率β0 與不同係數 k 相乘以計算名義炭化率 βn。而炭化層是否會 脫落取決於膠合劑及 CLT 組成之層數及厚度。此外，CLT 元件之耐火性與炭化 率並不成線性關係，因具有低剛度及低強度之直膠層的炭化幾乎不會對整體承載 產生影響於設計上，為確定樓板炭化深度應考慮兩種情形，若 CLT 各個炭化層 並未脫落，則形成之炭化層可保護剩餘的 CLT 橫截面以免受熱侵害，在此情況 下其火災行為與實木相似；若發生炭化層局部脫落，其防火功能將喪失，新鮮材 面直接暴露於火場中，此現象類似於在防火披覆失效後於受保護的木材表面觀察
10
到的炭化現象增加（圖2-5），可考慮於前一層掉落後下一層最初 25 mm 使用雙 倍炭化率來考慮。
防火披覆失效後於受保護的木材表面觀察到的炭化現象增加 由以上文獻回顧可知，由於 CLT 具有縱向和橫向層的結構，其暴露於火時 具有復雜之性能。故於設計上，由於有效橫截面方法係考慮熱量所造成強度及剛 度之降低，因此若剩餘橫截面位於橫向層中，零強度層為非承重層的一部分，與 零強度層為承重層的一部分相比，其厚度必須相應地增加。但當前以EN 1995-1-2 進行設計並未考慮任何一種情況，由此解釋為何於歐洲用於 CLT 防火設計之 零強度層厚度並非7 mm 定值。
11