自充填混凝土柱火害後補強之研究

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自充填混凝土柱火害後補強之研究

內政部建築研究所自行研究報告

中華民國 100 年 12 月

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自充填混凝土柱火害後補強之研究

研

究

人

員：李其忠副研究員

內政部建築研究所自行研究報告

中華民國 100 年 12 月

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ARCHITECTURE AND BUILDING RESEARCH

INSTITUTE

MINISTRY OF THE INTERIOR

RESEARCH PROJECT REPORT

The Study of Fire-Damaged Repaired

Self-Compacting Concrete Columns

BY

Lee,Chi-Chung

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表次 ………Ⅲ 圖次 ………Ⅴ 摘要 … … … Ⅸ 第一章緒論………1 第一節研究計劃背景與目的………1 第二節研究範圍………1 第三節研究方法及進行步驟………2 第二章文獻回顧 … … … 3 第一節混凝土高溫下之行為 … … … 3 第二節混凝土與鋼筋受火害之力學性質………11 第三節混凝土與鋼筋高溫作用後行為………15 第四節自充填混凝土高溫作用之行為………24 第五節火害鋼筋混凝土結構補強研究………27 第六節前期研究成果 … … … 2 9 第三章實驗計劃………33 第一節試驗設備 … … … 3 3 第二節升溫曲線………34 第三節試體製作………35 第四節試體方法………37 第四章實驗結果………49 第一節水泥砂漿及自充填混凝土抗壓強度之發展…………49 第二節定載加熱試驗………49 第三節火害後柱殘餘極限承載試驗………55 第五章結論與建議………81 第一節結論………81 第二節建議………82 附錄期初、期中及期末審查會議紀錄………85 參考書目 ……… 91

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表次

表 3.1 實驗規劃表………40 表 3.2 鋼筋的降伏強度及極限強度………40 表 3.3 自充填混凝土配比表（fc’=350kgf/cm ）………40 2 表 4.1 水泥砂漿及自充填混凝土抗壓強度………57 表 4.2 試體試驗資料………57 表 4.3 試體溫度紀錄………58 表 4.4 試體承重能力………59

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圖次

圖2.1 骨材與水泥漿體之熱應變圖……… 4 圖2.2 骨材與水泥漿體界裂縫示意圖……… 5 圖2.3 混凝土比熱……… 5 圖2.4 Eurocode2及Ellingwood等人所提出混凝土熱傳導係數k與溫度關係… 7 圖2.5 ACI 216混凝土熱傳導係數與溫度之關係……… 7 圖2.6 Eurocode2與T.T.Lie建議的熱容比與溫度之比較……… 8 圖2.7 ACI 216高溫中、後矽質骨材混凝土抗壓強度遞減之關係……… 11 圖2.8 ACI 216高溫中混凝土彈性模數遞減之關係……… 12 圖2.9 Eurocode2高溫中混凝土抗壓強度折減遞減之關係……… 13 圖2.10 Eurocode2高溫中矽質骨材混凝應力應變曲線之關係……… 13 圖2.11 ACI 216高溫中鋼筋抗拉強度遞減之關係……… 14 圖2.12 Eurocode2高溫中鋼筋降伏強度遞減之關係……… 15 圖2.13 不同骨材之混凝土抗壓強度折減與溫度的關係……… 16 圖2.14 受高溫及冷卻後混凝土抗壓強度隨時間回復之情形……… 17 圖2.15 #4鋼筋受高溫後鋼筋降伏強度折減情形……… 23 圖3.1 梁柱複合耐火爐裝置……… 34 圖3.2 標準加熱溫度－時間曲線……… 34 圖3.3 火害後鋼筋混凝土梁柱接頭試體……… 35 圖3.4 柱試體配筋立面圖……… 41 圖3.5 柱試體內部熱電偶線配置圖……… 41 圖3.6 拆除梁柱接頭試體的梁及敲除保護層混凝土……… 42 圖3.7 敲除保護層混凝土後照片……… 42 圖3.8 柱試體補強區域表面以高壓噴水清潔……… 43 圖3.9 試體內部安裝熱電偶線……… 43 圖3.10 鋪置混凝土黏性塗層……… 44 圖3.11 以水泥砂漿分層徒手修復……… 44

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圖3.12 柱試體以水泥砂漿徒手修復完成……… 45 圖3.13 柱試體澆置自充填混凝土……… 45 圖3.14 柱試體以自充填混凝土修復完成……… 46 圖3.15 圓柱試體……… 46 圖3.16 柱試體安裝於耐火爐內（一）……… 47 圖3.17 柱試體安裝於耐火爐內（二）……… 47 圖4.1 水泥砂漿立方體28天抗壓強度試驗後照片……… 60 圖4.2 自充填混凝土圓柱試體28天抗壓強度試驗後照片……… 60 圖4.3 試體NC5耐火爐平均溫度與CNS 12514升溫曲線比較……… 61 圖4.4 試體NC5耐火爐溫度時間許可差圖……… 61 圖4.5 試體NC5耐火爐爐內各點加熱溫度時間曲線圖……… 62 圖4.6 試體NC5耐火爐壓力許可差圖……… 62 圖4.7 NC5火害中照片……… 63 圖4.8 NC5火害後照片……… 63 圖4.9 SCC2火害中照片……… 64 圖4.10 SCC2火害後照片……… 64 圖4.11 NC3火害中照片……… 65 圖4.12 NC3火害後照片……… 65 圖4.13 SCC3火害中照片……… 66 圖4.14 SCC3火害後照片……… 66 圖4.15 NC5試體混凝土溫度-時間曲線圖……… 67 圖4.16 NC5試體鋼筋溫度-時間曲線圖……… 67 圖4.17 SCC2試體混凝土溫度-時間曲線圖……… 68 圖4.18 SCC2試體鋼筋溫度-時間曲線圖……… 68 圖4.19 NC3試體混凝土溫度-時間曲線圖……… 69 圖4.20 NC3試體鋼筋溫度-時間曲線圖……… 69 圖4.21 SCC3試體混凝土溫度-時間曲線圖……… 70 圖4.22 SCC3試體鋼筋溫度-時間曲線圖……… 70

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圖4.23 NC5加熱試驗中軸向變形時間圖……… 71 圖4.24 SCC2加熱試驗中軸向變形時間圖……… 71 圖4.25 NC3加熱試驗中軸向變形時間圖……… 72 圖4.26 SCC3加熱試驗中軸向變形時間圖……… 72 圖4.27 加熱試驗中軸向變形比較圖……… 73 圖4.28 NC5加熱及冷卻之軸向變形時間圖……… 73 圖4.29 SCC2加熱及冷卻之軸向變形時間圖……… 74 圖4.30 NC3加熱及冷卻之軸向變形時間圖……… 74 圖4.31 SCC3加熱及冷卻之軸向變形時間圖……… 75 圖4.32 試體加熱及冷卻之軸向變形時間比較圖……… 75 圖4.33 NC5殘餘極限承載試驗試體破壞照片（一）……… 76 圖4.34 NC5殘餘極限承載試驗試體破壞照片（二）……… 76 圖4.35 SCC2殘餘極限承載試驗試體破壞照片（一）……… 77 圖4.36 SCC2殘餘極限承載試驗試體破壞照片（二）……… 77 圖4.37 NC3殘餘極限承載試驗試體破壞照片（一）……… 78 圖4.38 NC3殘餘極限承載試驗試體破壞照片（二）……… 78 圖4.39 SCC3殘餘極限承載試驗試體破壞照片（一）……… 79 圖4.40 SCC3殘餘極限承載試驗試體破壞照片（二）……… 79 圖4.21 殘餘極限承載試驗軸向加載－軸向變形圖……… 80

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摘要

關鍵詞：自充填混凝土、火害、鋼筋混凝土柱、修復一、研究緣起

鋼筋混凝土結構在嚴重火災中具有良好的結構耐火性能，依據英國混凝土學會（The Concrete Society）曾調查遭受嚴重火災的混凝土建築物之實際損傷程度與重建使用狀況，並於1978年提出處理火害後混凝土結構物評估與修補建議，A.K.Tovey等人根據前述資料表示：混凝土建築物火害後多可補強繼續使用，台灣建築物多為鋼筋混凝土造，火害中倒塌案例尚未所聞，可考慮利用補強而繼續居住或使用，但結構物修復補強如再遭受火災或環境處於高溫情況時，其行為是否仍處於安全狀態值得進一步探討，目前相關文獻多著重於修復補強技術及材料方面的研究，倘若能於受火害結構物修復補強後再加入受溫度之研究，將使現有的修復補強技術更臻完善，也對修復補強後之結構物於使用年限中之安全性有更清楚的了解，更能掌握修復補強後之結構物再遭遇祝融之禍的情況下更能確保生命財產安全。 二、研究方法及過程 本研究為針對火害後鋼筋混凝土結構行為研究計畫的一部分，97 年度完成火害鋼筋混凝土梁柱接頭行為，其結果發現普通混凝土試體與自充填混凝土試體，火害及未受火害之開裂載重差異不大，受火害

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之降伏載重較低，火害對梁的負彎矩影響不大。98 年度建立 ANSYS 數值分析模型模擬混凝土梁及柱斷面溫度場及殘餘強度評估方法。99 年度完成自充填混凝土受高溫作用後之力學性質試驗，發現其抗壓強度、彈性模數、抗張強度及波松比，均大致隨溫度升高而降低，質量損失率及峰值應變則隨溫度升高而增加。依材料性能折損之大小程度，依序為：彈性模數、抗張強度、抗壓強度。本年度進行火害後補強耐火性能研究，補充鋼筋混凝土結構物火害後之安全評估程序之實驗資料與分析。本研究利用 97 年自行研究案之火害後鋼筋混凝土梁柱接頭試體，將已破壞的梁拆除，進行柱體修復，其方式為先敲除掉保護層的混凝土，修復材料選用 1:2.5 水泥砂漿及自充填混凝土，分別以徒手修復及組模澆置方式修復，探討修復後柱體之耐火性能。三、重要發現經由修復柱耐火試驗結果與分析，得到以下結論：一、利用自充填混凝土具有自動充填、免振動之施工便利性，以組立模板澆置方式，進行修復應屬可行，但是由試驗結果發現，自充填混凝土具有高緻密性及低透水性，受高溫時試體內部的水不易排出，形成高孔隙水壓力造成混凝土爆裂，需特別注意。

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二、加熱結束時，柱呈現壓縮變形，NC5、SCC2、NC3 與 SCC3 分別為 4.53 ㎜、5.14 ㎜、5.07 ㎜與 6.4 ㎜，均未超過最大軸向壓縮量之規定，水泥砂漿及自充填混凝土修復柱具有 4 小時以上防火時效。三、加熱試驗中試體軸向變形膨脹現象不明顯，大多呈現壓縮情形，與受高軸力、鋼筋高溫潛變、水泥砂漿在高溫有較大收縮量、潛變及混凝土再受高溫影響等有關，值得進一步研究。四、柱殘餘強度試驗結果，破壞模式為靠近柱下端發生壓力破壞，呈現水泥砂漿保護層片狀脫落壓碎、混凝土保護層整片脫落壓碎、柱主筋壓彎及箍筋斷裂，NC5、SCC2、NC3 與 SCC3 殘餘極限載重分別為 500 噸、620.5 噸、536.8 噸及 602.9 噸，SCC2 的殘餘極限載重為最大，NC5 則為最小。 NC5、SCC2、NC3 與 SCC3 殘餘極限載重分別為常溫理論極限載重 72％、84％、77％及 81％。五、柱的軸力強度因高溫造成之折減主要在於柱表面水泥砂漿剝落、混凝土爆裂，水泥砂漿、混凝土及主筋強度折減。

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六、火害後水泥砂漿修復柱試體表面顏色為淡黃色及灰白色，表面水泥砂漿呈現片狀(厚約 2 ㎝)分離脫落及角隅裂開現象，裂縫則多為垂直向。七、火害後自充填混凝土修復柱試體表面顏色為淡黃色及灰白色，柱上端全面性爆裂、角隅剝離及粒料劈裂，表面出現粒料溶融之咖啡色突出物，裂縫則多為垂直向。四、主要建議事項建議一纖維混凝土修復柱高溫行為研究：立即可行建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：內政部營建署建築結構的修補，目前以混凝土修復為常用的方式，若採用高性能混凝土進行修復時，因其具有高緻密性及低透水性，受高溫時混凝土內部的水不易排出，形成高孔隙水壓力造成混凝土爆裂，影響建築物結構安全，而改善高性能混凝土爆裂行為的方式，可採用添加纖維，但以往研究均針對新澆置高性能混凝土加入纖維，有關以纖維混凝土修復之可行性，缺少耐火實驗資料，值得探討。建議二鋼筋混凝土柱高溫潛變行為研究：中長期建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：內政部營建署鋼筋混凝土柱火害中及火害後行為已有相當成果，但對於受高軸力火害潛變行為，尤其在冷卻階段之潛變破壞可能性未進行探討，國外曾經有火災後柱發生破壞之案例，此方面仍缺少實驗資料，值得進一步

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建議三新舊混凝土接合高溫研究：中長期建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：內政部營建署隨著國家經濟建設達成熟階段其新建工程的比率將隨之降低，而現有土木工程結構物的維修工作將日益增加，為確保混凝土永續服務的品質進行合宜的維修補強是可行的；以混凝土材料為例，現大多修復方式為舊有混凝土敲除，再補上新的混凝土，兩者間界面形成結構上的弱點，由本研究試驗結果發現高溫後新舊混凝土有脫層現象，有關受高溫之新舊混凝土接合耐火性能研究較為缺乏，納入後續研究探討。

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ABSTRACT

Keywords：self-compacting concrete, fire,reinforced concrete columns,repair

Self-compacting concrete (SCC) has been extensively developed in the past years.It is being used in an increasingly wide range of industrial and civil applications.Taiwan building mostly made of reinforced concrete, the fire damage has not been heard in the collapsed case, consider the use

of reinforcement and continue to live or use, but the repair of structures such as reinforcement and then subjected to fire or high temperature

conditions in the environment, its behavior is still in the safe state worthy of further study.

The primary results are summarized as follows:

1. Use of SCC automatic filling with concrete, vibration-free construction

of convenience, in order to set up a template poured way to repair should be feasible, but the test results found that self-filling concrete with high density and low permeability, when the high temperature test difficult to discharge water within the body, resulting in the formation of high concrete pore water pressure burst, need special attention 2. Heating the end of the column showing compression, NC5, SCC2,

NC3 and SCC3 were 4.53 mm, 5.14 mm, 5.07 mm and 6.4 mm, did not exceed the maximum amount of axial compression requirements, cement mortar and concrete repair the columns filled with self-time more than 4 hours fire.

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obvious, most of the cases showing compression, and by the high axial force, reinforced high-temperature creep, high temperature cement mortar with a large shrinkage in the amount of high-temperature creep and concrete impact on longer, worthy of further study.

4. Column residual strength test results, failure mode to occur near the column bottom pressure damage, showing a protective layer of cement mortar crushed flake off, the entire piece off the protective layer of concrete crushed, column reinforcement and stirrup bending fracture, NC5, SCC2, NC3 and ultimate load residual SCC3 were 500 tons, 620.5 tons, 536.8 tons and 602.9 tons, SCC2 maximum residual limit load, NC5 is the minimum. NC5, SCC2, NC3 and ultimate load

residual SCC3 theoretical limit load at room temperature, respectively 72%, 84%, 77% and 81%

5. Column of axial force resulting the high temperature strength of

reduction due to the major columns that spalling the surface of cement mortar, SCC spalling, cement mortar, concrete and reinforcement strength reduction.

6. After the cement mortar fire damage restoration column test surface color is yellow and white, showing the surface of cement mortar sheet (2 cm thick) separated off and the phenomenon of split corners, cracks are mostly vertically.

7. After the fire damage repair of SCC columns from the test surface color is yellow and gray, comprehensive end-column burst, stripping and granular ridge splitting, surface melting of the brown granular protrusions, cracks are mostly vertically.

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第一章緒論

第一節研究計畫背景與目的

鋼筋混凝土結構在嚴重火災中具有良好的結構耐火性能，依據英國混凝土學會（The Concrete Society）【20】曾調查遭受嚴重火災的混凝土建築物之實際損傷程度與重建使用狀況，並於1978年提出處理火害後混凝土結構物評估與修補建議，A.K.Tovey【21】等人根據前述資料表示：混凝土建築物火害後多可補強繼續使用，台灣建築物多為鋼筋混凝土造，火害中倒塌案例尚未所聞，可考慮利用補強而繼續居住或使用，但結構物修復補強如再遭受火災或環境處於高溫情況時，其行為是否仍處於安全狀態值得進一步探討，目前相關文獻多著重於修復補強技術及材料方面的研究，倘若能於受火害結構物修復補強後再加入受溫度之研究，將使現有的修復補強技術更臻完善，也對修復補強後之結構物於使用年限中之安全性有更清楚的了解，更能掌握修復補強後之結構物再遭遇祝融之禍的情況下更能確保生命財產安全。 第二節研究範圍 本研究為針對火害後鋼筋混凝土結構行為研究計畫的一部分，97年度完成火害鋼筋混凝土梁柱接頭行為【1】，其結果發現普通混凝土試體與自充填混凝土試體，火害及未受火害之開裂載重差異不大，受火害之降伏載重較低，火害對梁的負彎矩影響不大。98年度建立ANSYS數值分析模型模擬混凝土梁及柱斷面溫度場及殘餘強度評估方法【2】。 99年度完成自充填混凝土受高溫作用後之力學性質試驗【3】，發現其

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抗壓強度、彈性模數、抗張強度及波松比，均大致隨溫度升高而降低，質量損失率及峰值應變則隨溫度升高而增加。依材料性能折損之大小程度，依序為：彈性模數、抗張強度、抗壓強度。本年度進行火害後修復耐火性能研究，補充鋼筋混凝土結構物火害後之安全評估程序之實驗資料與分析。 第三節研究方法及進行步驟 本研究利用97 年自行研究案之火害後鋼筋混凝土梁柱接頭試體，將已破壞的梁拆除，進行柱體修復，其方式為先敲除掉保護層的混凝土，修復材料選用1:2.5 水泥砂漿及自充填混凝土，分別以徒手修復及組模澆置方式修復，探討修復後柱體之耐火性能。

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第二章文獻回顧 第一節混凝土高溫下之行為 一、混凝土高溫下的化學反應綜合如下【4-5,27】：（1）溫度達 105℃時，混凝土中的毛細孔及吸附水逐漸散失。（2）溫度達 200℃時，CSH 膠體開始失去鍵結水，混凝土內部發生化學變化。（3）溫度在 250℃至 350℃之間，混凝土內含 Al2O3或Fe2O3的水化物內之鍵結水，將大部分喪失。而CSH 膠體的鍵結水也會喪失約 20﹪。（4）溫度在 400℃至 700℃之間，CSH 膠體內保有的 80﹪鍵結水，將在此階段完全分解。但在500℃左右，漿體中的水分已分解殆盡。（5）溫度在 440℃至 580℃之間，水泥漿體中的 Ca（OH）2開始分解，但該反應為可逆。另外，矽質骨材約在573℃時，SiO2 會由α 相轉成 β 相，由於熱震動能量的增加，使體積產生約 0.4﹪的熱膨脹量。（6）溫度達 750℃時，石灰質骨材中的碳酸鈣開始分解，釋放出二氧化碳，該高溫吸熱產生的生石灰（CaO），在冷卻後吸收空氣中的水氣會產生體積膨脹，可能造成混凝土的再次龜裂。（7）溫度在 800℃至 1000℃之間，水泥的水化物將再被重新燒結成 C2S、C3S、C4AF 等水泥主要成分。（8）溫度達 1425℃，剩餘水泥水化物，可能進一步熔解生成 C3S。二、混凝土的熱膨脹係數

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混凝土之熱膨脹係數，隨著含水量、水灰比及混凝土之材齡而變。由於水泥砂漿和骨材間之熱膨脹係數不同，故熱膨脹係數約為其二者之合成，且為拌合骨材數量及骨材熱膨脹係數的函數。另外此係數亦包含了熱膨脹與乾縮之相互影響。不同骨材混凝土的熱膨脹係數如下【22】 : 矽質骨材混凝土 : 0.000018 / ℃ 碳酸岩骨材混凝土 : 0.000012 / ℃ 三、混凝土的體積變化混凝土受熱的潛應變及瞬間應變有密切的相關性。混凝土的體積變化包含水泥漿體與骨材之共同影響，且體積變化隨溫度變化及有無加載而有明顯的不同。一般骨材其體積均隨溫度增高而膨脹;但水泥漿體在較低溫時，體積變化亦隨溫度升高而膨脹，但約在 150℃以上時，體積變化改脹為縮，如圖 2.1。在此腫脹縮不和諧情況下，骨材與水泥漿體界面間會產生脹縮差異之內張應力，當此應力超過極限時，界面即產生破裂或使原有裂縫再擴大延伸，如圖 2.2【 23】。圖2.1 骨材與水泥漿體之熱應變圖【23】

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骨材受熱膨脹水泥漿體受熱收縮微裂縫骨材圖2.2 骨材與水泥漿體界裂縫示意圖【23】四、混凝土的比熱比熱是表示混凝土之熱容量，混凝土之比熱受骨材礦物之影響較小，而與孔隙、水灰比，含水量及溫度等的關係較密切。混凝土的含水量增加時比熱亦隨之增加，且溫度升高時，比熱亦隨之升高。文獻【22】歸納近期成果，提供參考分析使用之混凝土比熱，如圖 2-3 所示。圖2.3 混凝土比熱【22】五、混凝土的熱傳遞熱傳遞方式，主要有輻射、對流及傳導三種方式。熱傳遞時往往是三種方式同時進行，將熱由高溫處傳至低溫處，在低溫時是以傳導及對流為主，而在高溫則以輻射為主。在有溫差的系統中，就有熱能的傳遞，而其傳遞的難易就由熱傳導率控

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制。影響混凝土的熱傳導率之主要因素有骨材礦物性質、硬固水泥漿體、孔隙量、飽和度及環境溫度等因數。一般言之在低溫時，混凝土有較高的熱傳係數，但當溫度達 100℃以上時，孔隙水逐漸蒸發，骨材與硬固水泥漿體間，因熱應變不諧和而產生微裂縫，增長熱傳導的路徑，傳導能力減弱，熱傳係數逐漸下降，當溫度約達 800℃以上時，熱傳係數逐漸穩定，因此時主要以輻射方式傳熱，使的傳熱能力維持穩定。混凝土熱傳係數如下： k c    其中 α k ρ c ρc ：熱擴散係數 (heat diffusivity) ：熱傳導係數 (thermal conductivity) (W/m℃) ：密度 (density) (kg/m3) ：比熱 (specific heat) (J/kg )℃

：熱容比 (specific heat capacity) (J/m3℃)

Eurocode 2【22】所建議矽質骨材混凝土的熱傳導係數的公式如下：

 

_{2 0.24 /120 0.012( /120) , 20}2 ₁₂₀₀ k       C  C Ellingwood 等人【25】所提出建議混凝土的熱傳導係數的公式如下：

 

1.81 0.62 300 , 0 300 k     C  C

 

1.55 0.60 500 , 300 800 k     C  C

 

0.81857 0.2 700 , 800 1500 k     C  C Eurocode 2【22】所建議的熱傳導係數 k 及 Ellingwood 等人【25】

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所提出的熱傳導係數k 如圖 2.4 所示，另外 ACI216【24】所提供的混凝土熱傳導係數如圖2.5 所示。

圖2.4 Eurocode2 及 Ellingwood 等人所提出的混凝土熱傳導係數 k 與溫度之關係【22】【25】

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六、混凝土的熱容比 Eurocode 2【22】建議混凝土熱容比之公式如下：

 

2 2300 900 80 /120 4( /120) , 20 100 c C    _     _     C C C C C C

 

₂₂₀₀ _{900 80} _{/120 4( /120) , 100}2 ₁₂₀₀ c C    _     _     T.T. Lie 等人【26】所提出混凝土熱容比之公式如下：

  

_0.005 _{1.7 10 , 0}



6 ₂₀₀ c C         

 

_{2.7 10 , 200}6 ₄₀₀ c C        

  

_0.013 _{2.5 10 , 400}



6 ₅₀₀ c C         

  

_0.0013 _{10.5 10 , 500}



6 ₆₀₀ c C          

 

_{2.7 10 , 600}6 c C       兩種不同之熱容比與溫度之變化如圖2.6 所示，其中 T.T.Lie 等人【26】所建議的熱容比一開始為線性上升，直至 200 ℃之後皆保持一個平台，在500 ℃左右有一突峰，但 Eurocode 2【22】所建議的熱容比呈現微幅上升的趨勢，在100 ℃-200 ℃時比熱 c 會有一尖峰值 2750 J/kg℃，在 600 ℃以後兩者建議的熱容比趨近相同。 0 200 400 600 800 1000 1200 Temperature (0 C) 1 2 3 4 5 6 7 c ( ) 10 6 (J /m 3 0 C) Eurocode2 T.T.Lie 圖2.6 Eurocode2 與 T.T.Lie 建議的熱容比與溫度之比較【22】【26】

(27)

七、混凝土於高溫下之爆裂行為與預防 Anderberg【28】曾探討高性能混凝土和普通混凝土的爆裂現象，造成混凝土表面爆裂的因素為濕度太高、密度較高的混凝土、外加或預加壓應力，溫度迅速上升、不對稱的溫度分佈、斷面較薄處、鋼筋密集處，普通混凝土增加空氣含量可以減少爆裂現象，但對於高性能混凝土則會影響試體強度。而造成混凝土表面爆裂的三個主要力學性質：蒸氣壓力、熱壓力、骨材晶象變化，在大部分的情形下，蒸氣壓力是最主要的因素，而骨材晶象變化僅侷限於單一種粗骨材；當潮濕的試體加熱到沸點時，隨溫度的增加游離水轉變成水蒸氣，假使材料的擴散性低，便會阻礙水蒸氣的傳遞，最後超額孔隙水壓就會生成了，超額孔隙水壓的大小取決於傳輸與水蒸氣增加的速度。當蒸氣區深入試體某一深度時，便會產生最大的蒸氣壓而爆裂，此一深度對高性能混凝土而言大約 5-10mm，對普通混凝土而言大約 20-40mm，從 HPC 爆裂實驗中可以發現，深度大約以5mm 為一個循環剝落，此剝落深度主要與加熱速率、滲透性、孔隙率與孔細分布有關。受熱的混凝土可能因低傳導熱與高熱容量而造成溫度梯度，熱應力通常是二維或三維方向，其產生的張應力可能大於張力強度，如果張應力大於張力強度，就會造成破壞，通常角隅處與彎曲之凸面最容易發生剝落。高性能混凝土如果沒有添加聚丙稀纖維且水膠比低於0.28，當暴露於ISO 834 火害下，會連續產生 5-10 ㎜深的爆裂，當有外加載重時，產生爆裂的風險會升高，如果升溫速度低於5 /min℃ ，爆裂風險會降低。另依據瑞典研究指出，當高性能混凝土水膠比高於0.32 與相對濕

(28)

度少於75-80%時，混凝土爆裂風險相對較低。 Kodur【29】等人從 HSC 火害行為之文獻討論影響爆裂行為與 HSC 構件耐火性之因素，獲得以下結論： 1.升溫速率太快會引起混凝土構件爆裂的產生，主要因為試體斷面之高溫度梯度增加了孔隙壓力。 2.全尺寸 HSC 柱與試體之耐火測試顯示，當相對濕度超過 80%時，會有較大的爆裂發生。 3.由於輕質骨材 HSC 試體中含有較多的自由水，暴露於火場中較容易產生蒸氣壓而發生爆裂。 4.在試體中加入聚丙烯纖維可以減少 0.1-0.15%的爆裂程度，因為聚丙烯纖維在相對低溫170℃時就會融化而產生通道，能使蒸氣壓力得以宣洩而減少爆裂產生。 5.由於碳酸質骨材有較高的熱容量，在高溫下使用碳酸質骨材比矽質骨材提供較佳防爆裂能力。 6.升溫過程中，由於 HSC 材料之脆化，使得在任何應力的情形下，HSC 之軸向變形都會比NSC 來得小。 7.使用 135 度箍筋彎鉤與減少箍筋之間距可以降低 HSC 之爆裂，並增加其耐火性能，進一步可以減少柱之主筋產生挫屈的發生。 8.增加束制程度會增加柱產生反力，這些產生的束制力大小相對柱的強度而言並不會有太大，此外HSC 與 NSC 產生之束制力大小非常接近。 9.較高的外加載重會降低柱之耐火時效，經實驗證實，HSC 在有外加情形下，比NSC 柱較易產生爆裂。

(29)

第二節 混凝土與鋼筋受火害之力學性質 ACI 216【24】所建議的有關矽質混凝土受火害之力學性質的相關規定，如圖2.7 所示，從矽質骨材混凝土之抗壓強度與溫度關係中，可發現加溫至400 ℃後混凝土的抗壓強度會有比較明顯衰減之現象，由圖中可觀察到加溫至500 ℃時，抗拉強度遞減約 40 %，高溫中加載至 0.4 fc’與高溫無加載之混凝土抗壓強度相差約 30%。由圖 2.8 中發現，矽質骨材混凝土之彈性模數在加溫至400 ℃時，約為常溫之 55 %，加溫至480 ℃後會有明顯衰減之現象。圖2.7 ACI 216 高溫中矽質骨材混凝土抗壓強度遞減之關係【24】

(30)

圖 2.8 ACI216 高溫中混凝土彈性模數遞減之關係【24】 Eurocode 2【22】將混凝土抗壓強度隨溫度衰減關係建議如下： ( ) ( ) (20 ) ck c ck f  k   f C 其中

 

1.0 c k   , 20C  100C C C  

 

(1600 )/1500 c k    , 100C  400C

 

(900 )/625 , 400 900 c k    C  

 

0 , 900 1200 c k   C 圖2.9 為 Eurocode 2【22】在高溫中混凝土抗壓強度遞減之關係，溫度升到100 ℃時，混凝土抗壓強度才有遞減之現象，加溫到 400 ℃ 抗壓強度會約為常溫抗壓強度80 %，加溫到 800 ℃抗壓強度約為常溫抗壓強度16 %，當溫度升到 900 ℃以上時，混凝土完全無抗壓強度。圖2.10 為 Eurocode 2【22】所建議有關矽質骨材混凝土在高溫中之應

(31)

力應變曲線關係，由圖中可發現混凝土之彈性模數會隨著溫度上升而遞減，曲線中應力的最高點所對應之應變會隨著溫度上升而增加。 0 200 400 600 800 1000 1200

Temperature(

o

_c)

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

k

c

(

)

圖2.9 Eurocode2 高溫中混凝土抗壓強度折減遞減之關係【22】圖2.10 Eurocode2 高溫中矽質骨材混凝土應力應變曲線之關係【22】 ACI 216【24】所建議之鋼材在高溫中強度折減情形如圖 2.11 所

(32)

示，由圖可知鋼筋在常溫到100 ℃之間鋼筋強度會隨溫度上升而降低，100℃到 250 ℃之間時降伏強度會微幅上揚，當溫度上升到 250 ℃ 後隨著溫度上升鋼筋強度遞減，在400 ℃時會遞減至常溫的 90 %，在 500 ℃時會遞減至常溫的 60 %，在 700 ℃時會遞減至常溫的 20 %。圖2.11 ACI 216 高溫中鋼筋抗拉強度遞減之關係【24】 Eurocode 2【22】將鋼筋降伏強度隨溫度之衰減關係用公式表示如下： ( ) ( ) (20 ) sk s sk f  k   f C 其中又區分以下兩種情形：若鋼筋用於梁或版之拉力筋，鋼筋之應變s fi_, 0.2% ( ) 1.0 , 20 350 s k   C  C C C ( ) (6650 9 ) / 3500 , 350 700 s k     C   ( ) (1200 )/5000 , 700 1200 s k    C   若鋼筋用於梁、版和柱之壓力筋或拉力鋼筋之應變s fi_, 0.2%時

(33)

( ) 1.0 , 20 100 s k   C  C C C C ( ) (1100 )/1000 , 100 400 s k    C   ( ) (8300 12 )/5000 , 400 650 s k     C   ( ) (1200 )/5500 , 650 1200 s k    C   以上公式亦可表示為圖 2.12，當鋼筋用於梁或版之拉力筋，鋼筋之應變s fi, 0.2%之曲線，拉力鋼筋在 500 ℃時會衰減至常溫降伏強度的60 %，而在 700 ℃時會衰減至常溫降伏強度的 10 %。圖2.12 Eurocode2 高溫中鋼筋降伏強度遞減之關係【22】第三節混凝土與鋼筋高溫作用後行為 Abrams【30】針對矽酸鹽、碳酸鹽與輕質骨材之 3x6in 混凝土圓柱試體，先預加不同的軸壓力再分別加熱至不同的溫度後，進行高溫中及待其冷卻至常溫七天後之抗壓試驗；其實驗結果如圖2.13 所示

(34)

(a) 碳酸鹽骨材之混凝土 (b) 矽酸鹽骨材之混凝土 (c) 輕質骨材之混凝土圖2.13 不同骨材之混凝土抗壓強度折減與溫度的關係 (資料來源：參考書目【30】) Abrams 並沒有作火害中有預壓力的加熱試體，待其冷卻至常溫時的殘餘抗壓強度試驗。 Lie 等人【31】指出混凝土在火害後之殘餘強度將隨時間有所改變，如圖 2.14 所示，殘餘強度最低之時期約在火害後 45 天左右，此乃混凝土吸收空氣中水份後再重新水化作用。並利用Abrams 的試驗資料，提供計算一般混凝土受高溫後殘餘抗壓強度折減的公式如下：抗壓強度 f  折減 _c ( ) ( ) c c f_





 

 f ( ) 1 0.001

 

 



500o o C 



C 0 for

(35)

( ) 1.375 0.00175

 

 



( ) 0 700 o o C 



C for 500 700o C



 for

 

 其中 c f_：火害後混凝土圓柱試體之抗壓強度 c f  ：常溫混凝土圓柱試體之抗壓強度 圖2.14 受高溫及冷卻後混凝土抗壓強度隨時間回復之情形【31】 1990 年，國內陳舜田等人【6】在國科會支助下，研究軸壓力作用下混凝土火害後之力學行為，此研究在加熱過程中分別施加不同的固定軸壓力，待冷卻至常溫後遂進行圓柱試體的抗壓試驗，根據實驗結果提出火害後混凝土的應力－應變曲線關係，如下所示。               _         _   , * 3 ) ( * 2 1 , ) ( 1 max c 2 max 2 max max c 2 max max            c r c r c f f 式中，









                                 ' , 500 T 750 ' 2 . 0 98 . 0 00360 . 0 7000 . 2 ' 500 T , ' ' 2 . 0 98 . 0 00021 . 0 0053 . 1 ' o o o C C f f f T f C f f f T f f _c c a c c c a c r

(36)

該研究【12】亦提出火害後混凝土的彈性模數計算公式，如下所示。



 



                                        T 750 , 0 0 75 T 500 , ) 750 ( 00378 . 0 001402 . 0 500 T , 055 . 0 002 . 0 00137 . 0 0355 . 1 o o o ' o ' C C C T f f E C f f T T E E c a c c a c cr 式中， fc’ ：常溫混凝土 28 天標稱抗壓強度 fcr ：預施軸壓力的混凝土在火害後的殘餘抗壓強度 fa ：預施壓應力 c



：火害後混凝土的應力 T ：火害時曾遭受的最高溫度( )℃ c



：火害後混凝土的應變 max



：火害後混凝土的殘餘抗壓強度所對應的應變。 Ec ：常溫時混凝土彈性模數 Ecr ：火害後混凝土的殘餘彈性模數楊旻森【7】提出火害中無預壓力的加熱混凝土圓柱試體，待其冷卻至常溫時的應力－應變曲線，如下所示。               _            , * ) ( 1 , ) ( 1 max c max max max c 2 max max









c r c r c f f

(37)

式中， max



：火害後混凝土的殘餘抗壓強度所對應的應變。 7 2 max 0.0022(2.5T0.15T )10



      400 T , 0 . 3 400 T , 5 . 2



fcr ：混凝土在火害後的殘餘抗壓強度 o o C C C C C













                   600 T , ' 0.05 0007 . 0 66 . 0 ' 0 60 T 400 , 0019 . 0 38 . 1 ' 00 4 T 25 , ' 001 . 0 02 . 1 ' o o o o o f T f C T f C f T f f c c c c c r 張雲妃【8】曾進行在無預壓力下加熱到100℃至800°C間，待其冷卻一個月後進行抗壓試驗，測得全程之受壓應力—應變曲線，進而整合出一個常溫下與高溫後皆可適用的混凝土受壓應力—應變全曲線之單一公式，如後所示。式中， M=Eor/Epr n=n0（M/M0）1.014-0.0007T n0=[fc’(MPa)/12]+0.77 M0=E0/Ep E0=5000(fc’)0.5(MPa) fcr’：高溫後之抗壓強度

(38)

T ：火害時曾遭受的最高溫度( )℃ fc’：混凝土圓柱試體在常溫下之抗壓強度 εor：高溫後抗壓強度處之峰值應變 εo：常溫下抗壓強度處之峰值應變 Epr：高溫後最大強度處之割線彈性模數(=fcr’/εor) Eor：高溫後初始切線彈性模數

試體溫度低於500°C，Eo與Ecr相近，即Eor/Eo 可用Ecr/Ec計算如下

所示

Ecr、Ec分別為常溫下與高溫後之彈性模數

當試體溫度為600°C 與700°C，Eor小於Ecr，Eor/Eo若採用上式時須

另再乘以折減係數k，當試體溫度為500°C、700°C 與800°C 時，k 值建議為1.0、0.6 與1.0，各溫度區間內之k 值，可用直線內插求得。洪敏勝【9】進行混凝土未施加預力情形下火害後之殘餘強度研究，製作96個φ15cm×30cm 混凝土圓柱體，常溫混凝土抗壓強度為29.7 至50.9MPa 之間，火害溫度為常溫、200°C、300°C、400°C、500°C、 600°C 、700°C 、800°C等八種，試驗的項目有殘餘抗壓強度及其所對應的峯值應變等，根據試驗資料迴歸分析出經驗公式，同時訂定火害後混凝土圓柱體之應力應變曲線計算公式，如下所示。

(39)

(40)

Stecich,J.P.等人【32】試驗#11 鋼筋，加熱至 820℃冷卻後做抗彎試驗及拉力試驗，發現降伏強度折減4.2％，極限強度折減 7.2 ％~13.7％。Edward, W. T.等人【33】取 16 支 ASTM A615 Grade60 之#4 鋼筋進行試驗，其中 1 支不加熱，另 15 支分別置於電爐內加熱500 ~802℃ ℃，達試驗溫度後維持 1 小時，再緩慢冷卻至室溫時，進行拉力試驗，試驗結果如圖2.15 所示，發現火害後鋼筋的彈性模數並不會改變，但降伏與極限強度在500℃以上會隨溫度上升而下降，但至750℃時兩種強度皆會稍微回升。此研究只以圖說顯示折減情形並未提出降伏與極限強度折減公式，劉靖國碩士論文【10】根據上述研究資料提出火害後鋼筋的殘餘降伏與極限強度計算公式，如下所示。                      _  T 800 , 83 . 0 0 80 T 750 , 10 ) 863 . 73 196 . 0 ( 0 75 T 500 , 10 ) 217 . 154 108 . 0 ( 500 T , o o o 2 o o 2 o C f C C f T C C f T C f f y y y y yr

(41)

                     _  T 800 , 9 . 0 0 80 T 750 , 10 ) 26 08 . 0 ( 0 75 T 500 , 10 ) 145 09 . 0 ( 500 T , o o o 2 o o 2 o C f C C f T C C f T C f f u u u u ur 式中， fy ：常溫鋼筋的降伏強度 fyr ：火害後鋼筋的殘餘降伏強度 fu ：常溫鋼筋的極限強度 fur ：火害後鋼筋的殘餘極限強度 T ：火害時曾遭受的最高溫度( )℃ 圖2.15 #4 鋼筋受高溫後鋼筋降伏強度折減情形(資料來源：參考書目【33】)

(42)

第四節 自充填混凝土高溫作用之行為

Persson【34】曾研究自充填混凝土（SCC）的耐火性質，以水膠比(w/b)作為區隔，w/b = 0.40 模擬隧道用混凝土；w/b = 0.55 模擬預鑄混凝土；w/b = 0.70 模擬住宅用混凝土，而各種水膠比的試體再以水泥的種類(CEM I or CEM II)、聚丙烯纖維(PPF)及石灰石粉(Limestone powder)的添加量等因素細分為各種不同的試體。加熱方式則依照水泥種類的不同分別使用hydrocarbon fire (CEM I)及 ISO 384 fire (CEM II) 來進行加熱，並於加熱結束後進行量測試體的殘餘強度、殘餘重量，其結果發現，在相同的養護狀態下(即使用相同水泥的情況下)，所有的 SCC 試體皆有爆裂的情形發生，VC 試體則沒有發生任何的爆裂。使用 CEM I 且水粉比(w/p)小於 0.4 的試體皆會發生爆裂的情形，使用 CEM II 且水粉比(w/p)小於 0.35 的試體也會發生爆裂的情形，由此結果可以看出控制混凝土爆裂的主要因素為試體的受力狀態、灰粉比(c/p)及水灰比(w/c)，在 SCC 中添加 PPF 可有效控制爆裂問題，使 SCC 與普通混凝土具有相同之爆裂性，同時提高灰粉比及水灰比也可以有效的抑制爆裂。在升溫至160℃時，位於接近混凝土表面的 PPF 會熔化且產生大量的孔隙，混凝土內部的蒸氣壓因此得以釋放，由此結果推論適當的加入PPF 也可以有效的抑制混凝土爆裂的情形。在火害中，SCC 所折減的彈性模數較普通混凝土多。 Persson【35】亦提出自充填混凝土受高溫後殘餘抗壓強度與其所對應峰值應變及殘餘彈性模數公式如下：殘餘抗壓強度

(43)

' fc fcr ＝-0.0000005T2-0.000729T+1.01 殘餘彈性模數 Ec Ecr ＝-0.0000008T2-0.00196T+1.04 殘餘抗壓強度所對應峰值應變 u



max ＝-0.0000035T2-0.000301T+1.0 式中， fc’ ：常溫混凝土 28 天標稱抗壓強度 fcr ：混凝土火害後殘餘抗壓強度 T ：火害時曾遭受的最高溫度( )℃ max  ：火害後混凝土的殘餘抗壓強度所對應之應變 u  ：常溫混凝土的抗壓強度所對應之應變 Ec ：常溫時混凝土彈性模數 Ecr ：火害後混凝土的殘餘彈性模數 Noumowe 等人【36】曾進行高強度自充填混凝土火害試驗，由於高強度自充填混凝土有良好的流動性，孔隙變少而密度提高，在高溫時，結構物內部蒸氣壓無法宣洩，導致嚴重爆裂與剝落情況產生，因此加入聚丙烯纖維來探討高溫下是否影響混凝土的爆裂程度。該研究製作HSC、HSCF、SCHSC 與 SCHSCF 四種試體，進行高溫試驗，比較高溫後的殘餘強度與材料特性，以ISO834 升溫曲線與等速率 0.5 /min℃ 上升至400℃再等速率下降至室溫兩種加熱方式做比較，發現一般高強度混凝土與高強度自充填混凝土加入聚丙烯纖維能改善爆裂情況，但無法改善殘餘強度與材料性質，一般高強度混凝土與高強度自充填混凝土加入聚丙烯纖維能降低試體受熱傳遞之情況，一般高

(44)

強度混凝土與高強度自充填混凝土火害後的材料力學性質相近，高強度自充填混凝土剝落情況比一般高強度混凝土較為嚴重，高強度自充填混凝土即使在緩慢的升溫過程(0.5 /min)℃ 也會發生剝落之行為。 Kosmas【37】根據歐洲標準規範 EN 206-1 設計出自充填混凝土 (SCC)及普通混凝土(CC)各四種不同配比與強度的試體，製作 SCC 試體中，其水泥用量及用水量皆控制與同組的CC 相近，之後分類取出強度相近的SCC 及 CC 放在同一組， SCC 與 CC 的強度分別為第一組 33.7 MPa 與 29.5 MPa、第二組 43.4 MPa 與 39.6MPa、第三組 53.5 MPa 與45.2 MPa、第四組 73.2 MPa 與 67 MPa。養護的過程前 14 天放置於 202℃飽和石灰水中，後 14 天於同溫度下覆蓋麻布，放置 120 天後以 5 /min℃ 的方式加溫，分成100、300、500、及 700℃四種溫度上限，並在到達要求溫度後持溫一小時，並於爐內冷卻後，進行劈裂與壓力殘餘強度及超音波的試驗。由實驗結果顯示，SCC 試體有爆裂趨勢與強度相近另一種CC 試體有類似的趨勢；強度較低的試體(C20/25 及 C25/30)，當溫度達到 700℃時，沒有發生爆裂的情形；第三組試體 (C30/37)溫度達到 500 至 580℃時發生爆裂，第四組(C50/60)則是在 380 至458℃發生爆裂。有此可見，爆裂的發生與配比中水泥用量及含水量有關，而實驗中強度接近的SCC 與 CC 的滲水率也相當接近。高溫後的開裂與壓力殘餘強度及超音波試驗結果顯示，強度相近的SCC 與 CC 試體折減情形相近，而劈裂殘餘強度的折減較其他種性質試驗明顯。 Fares 等人【38】曾進行高溫後自充填混凝土的機械及物理性質實驗，2 種不同配比的自充填混凝土及 1 種普通混凝土，試體經 90 天養護後，以1 /min℃ 的方式加溫分別為150℃、300℃、450℃、600℃，並持溫1 小時，探討殘餘抗壓強度、殘餘撓曲強度、殘餘彈性模數、

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混凝土質量損失、混凝土密度及混凝土滲透性等。結果顯示自充填混凝土較普通混凝土易發生爆裂，自充填混凝土在150℃至 300℃間殘餘抗壓強度明顯增加，超過300℃混凝土機械及物理化學性質急速下降。 Anagnostopoulos 等人【39】針對不同強度及不同添加物之自充填混凝土及普通混凝土承受300℃、600℃實驗，探討殘留抗壓強度、殘留劈裂強度、火害後混凝土應力應變關係等變化。 Tao 等人【40】針對不同水膠比的自充填混凝土及高強度混凝土承受200℃、400℃、600℃、800℃實驗，發現混凝土抗壓強度隨溫度增加而降低，另外添加聚丙烯纖維可降低混凝土爆裂。羅國倫【11】探討自充填混凝土在遭受火害後，其殘餘強度、殘餘應變等力學性質的變化，由實驗數據迴歸一近似的關係式，並與前人所做的研究成果相比較，由實驗結果得知，SCC與OPC在相同設計強度，若受相同火害溫度，會有類似的火害後強度折損，SCC受火害後的強度折減，並不會比OPC來的嚴重。使用碳纖維與玻璃纖維貼布纏繞的方式來補強火害後的混凝土試體，大多能回復原強度。第五節 火害鋼筋混凝土結構補強研究 國內陳舜田等人【12】探討鋼筋混凝土柱受火害後，將受火害較嚴重部份之混凝土敲除，補以添加膨脹劑之混凝土，則原柱體是否可恢復大部份強度及勁度以繼續使用。試驗結果顯示經火害受損之柱試體（三種斷面尺寸20㎝、30㎝、40㎝，長度180㎝）補強後之柱構件強度及勁度大致尚能恢復未受火害前之情形。趙文成等人【13】探討鋼筋混凝土柱受火害後，藉以碳纖維與玻璃纖維貼布纏繞方式，外層塗以環氧樹脂固定進行補強，試驗結果得知，補強後之試體皆能恢復未

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受火害前之強度。黃獻政【14】探討鋼筋混凝土樓版火害後應用碳纖維複合材料補強效果，其研究成果顯示，補強過之樓版在強度和勁度均高於未補強之樓版，在低補強量（50﹪以下）時貼片強度可完全發揮，高補強量（70﹪以上）時因貼片脫離或支承破壞而使貼片無法發揮其強度。陳志弘【15】研究防火版材應用於一般碳纖維補強梁之強度影響，藉以分析防火版材之防火能力，進而探討版材披覆之施工法，做為日後防火版材施工參考依據。林慶元【16】探討鋼筋混凝土結構梁鋼板貼片補強火害後耐火性能，由試驗結果知撓曲側貼覆鋼板對梁之撓曲強度提升十分明顯，可由此法，改善梁之撓曲強度不足現象。鋼板僅貼覆範圍位於撓取最外緣，於本研究中發現試體可能沿拉力鋼筋與混凝土界面產生混凝土劈裂破壞，故建議鋼板除梁底面貼布外亦應延伸到梁腹。超音波法對受高溫侵襲的鋼板貼片補強混凝土作檢測，具有簡便的特性，但受限於主客觀現場環境條件，若能於火災現場直接取樣分析，了解黏結層受損程度，亦可推估殘存的補強效用，材料檢驗的結果，可進一步與超音波法所求得之結果作比較。林宗毅【17】曾研究火害受損之鋼筋混凝土梁試體，對於不同再養護方式與不同養護齡期之下，以及進行碳纖維強化複合材料貼片補強的承載行為分析。製作60根鋼筋混凝土梁試體，尺寸為15公分×22公分×120公分。考慮常溫（25℃）及火害溫度（600℃），火害延時為120分鐘，養護方式分為「室內靜置養護」與「灑水養護」，養護齡期有30天、 90天、180天、270天，補強則分為無補強、單層U型撓曲補強。實驗結果發現強度較小之鋼筋混凝土梁補強後提升強度效率較大，灑水養護3 個月後補強為較有效率且強度已超過原始補強強度，養護齡期6至9個月齡期較長，因此強度變化較不大。

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國外Kodur 等人【41-45】進行具有防火被覆之 FRP 補強鋼筋混凝土T 形梁及矩形梁的耐火性能試驗，探討碳纖維及玻璃纖維複合材料、不同防火被覆材料、梁的束制條件等參數對其防火時效影響，並進行火害後殘餘強度試驗，及提出數值模擬程式評估FRP 補強材料受高溫時黏結性降低的影響。Haddad 等人【46,47】探討受火害鋼筋混凝土單向板及T 形梁，將受火害較嚴重部份之混凝土敲除，補以 FRP，試驗結果顯示經火害受損試體補強後大致尚能恢復未受火害前之情形。 Yaqub 等人【48,49】則探討受火害鋼筋混凝土方形（20cm×20cm）及圓形（直徑20cm）柱，將受火害較嚴重部份之混凝土敲除，以不同 FRP 材料進行補強，補強後柱試體多可恢復大部份強度及勁度。第六節 前期研究成果 一、97年「鋼筋混凝土梁柱接頭火害後之行為初探」【1】： (一)、未受火害及火害後極限承載試驗結果發現：（1）普通混凝土試體，火害及未受火害之開裂載重差異不大，受火害之降伏載重較低，即NC1＞NC2＞NC3，柱體為三面受熱或四面受熱，兩者梁的載重－位移圖差異不明顯。（2）自充填混凝土試體，火害及未受火害之開裂載重差異不大，受火害之降伏載重較低，即SCC1＞SCC3＞SCC5。SCC5為柱體四面受熱，由於加熱時發生全面性爆裂，保護層混凝土幾乎脫落，其降伏載重及極限載重較低。梁的勁度比較，受火害試體變差，即SCC1＞SCC3＞SCC5。（3）火害對梁的負彎矩影響不大。 (二)、由火害試驗前所量測得試體相對濕度知，混凝土的含水量對火害有相當程度的影響，由於含水量的存在會使混凝土

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在高溫高壓下，產生爆裂現象，造成混凝土斷面減少及增加鋼筋暴露於高溫下之危險，因而降低柱、梁及梁柱接頭的抗火能力及火害後殘餘能力。 (三)、當柱承受彎矩，由於火害時保護層爆裂後，鋼筋直接曝露在高溫下，使其抗拉強度降低，易使柱的耐火能力急速降低，承受軸力及彎矩之柱必須注意。 (四)、加熱、冷卻期間試體內各測點的最高溫度非發生在加熱結束時，反而在冷卻過程中延緩出現，主要係因試體表面溫度在加熱結束時開始下降，但仍高於近中心處溫度，部份熱量仍會往內部傳送，致使內部溫度繼續上升，加重內部材料損傷。 (五)、由試體內部溫度分佈發現柱下端所受的熱量最大，依序向柱上端遞減，以SCC3 試體為例，柱斷面中心點最高溫度，柱下端為201.4℃，梁柱接頭區 129.6℃，柱上端 94.7℃。 二、98 年「鋼筋混凝土複合構件火害安全模擬評估研究」【2】 (一)、混凝土梁及柱斷面溫度主要是受到橫向溫度傳遞之影響，縱向溫度傳遞影響很小，故將斷面溫度預測簡化成2D模型分析，其溫度場應屬合理，但無法獲得梁柱接頭區之溫度，需以3D有限元素模型模擬分析，另ANSYS數值分析模型無法模擬混凝土爆裂及游離水汽化之影響。 (二)、由實際溫度與理論值比較可知，梁與柱斷面內部溫度受爆裂與裂縫的產生影響很大；當試體內部昇溫達120℃時，由於試體內的水蒸發成水蒸氣，吸收大量的熱能，導致昇溫趨於緩慢。

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(三)、鋼筋溫度可用鋼筋所在位置之混凝土溫度代表。 (四)、利用 ANSYS 數值分析模型所得高溫中變形，經與實驗值比較，應屬可行合理，但為求更精確的分析，應將混凝土高溫變形完整考慮，即定溫下混凝土的應力應變、混凝土熱應變、暫態熱應變及短期高溫潛變。 (五)、梁柱接頭區之混凝土如果發生大量爆裂，造成梁的拉力筋於梁柱接頭區彎鉤鋼筋溫度上昇，致鋼筋與混凝土握裹力大量降低，易使梁的耐火能力降低，必須注意。 (六)、殘餘降伏強度與實驗值較為接近，殘餘極限強度則是預估計算值比實驗值結果小，偏於安全，其產生的誤差主要是平面保持平面的假設所致，由於混凝土火害後材料劣化，平面已無法保持平面，須進行非線性分析，不過非線性分析的計算過程相當複雜且耗時，於工程實務上應用不易，如以快速運用及簡易計算來看，仍以平面保持平面的假設 計算較為合適。 三、99 年「鋼骨鋼筋混凝土構造火害後材料性質之研究－以自充填混凝土為例（3/5）」【3】經由自充填混凝土火害後試驗結果與分析，得到以下結論： (一)、混凝土受高溫作用後，其抗壓強度、彈性模數、抗張強度及波松比，均大致隨溫度升高而降低，質量損失率及峰值應變則隨溫度升高而增加。依材料性能折損之大小程度，依序為：彈性模數、抗張強度、抗壓強度。 (二)、不同冷卻方式會對混凝土強度恢復造成影響，試體溫度 200℃

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自然冷卻試體的殘餘抗壓強度較強制冷卻試體高，當溫度升高至400 至 600℃時，變成自然冷卻試體的殘餘抗壓強度較強制冷卻低，溫度800℃則兩者大約相同。 (三)、高溫後受壓應力－應變曲線隨著試體溫度的升高，其曲線漸趨扁平，此外，試體溫度在600°C時，在加壓初期間有出現因裂縫閉合、剛度漸增之上凹曲線。 (四)、自然冷卻混凝土在溫度 400 oC 以下或強制冷卻混凝土在溫度 600 oC 以下，其破壞模式皆為脆性破壞，無法得到完整之應力-應變行為曲線。 (五)、自充填混凝土在高溫作用後表面顏色，由 200℃無明顯變化與常溫相同，隨溫度增加，顏色變為淡黃轉呈土黃，800℃顏色呈現粉白色。 (六)、混凝土試體表面裂縫隨溫度升高而增加和擴大，強制冷卻所產生的裂縫比自然冷卻的裂縫大。

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第三章實驗計劃 第一節試驗設備 本研究使用本所防火實驗中心梁柱複合耐火爐（柱爐區）及2000 噸加載系統。 3-1-1 梁柱複合耐火爐：柱爐區加熱尺寸為400W×400H×360L（㎝），兩側各有9 個噴火孔，共18 個燃燒機提供熱能，使用燃料為液化石油瓦斯（LPG），每一個燃燒機配置 UV 火焰監視器，火焰熄火時自動切斷瓦斯供應，即時停止燃燒。並配置瓦斯配管緊急遮斷閥、燃燒器前電磁閥、點火控制器、瓦斯及空氣用壓力指示器等。耐火爐爐溫控制由可程式數值控制器(PLC)，經伺服馬達，控制空氣控制閥的開度，再利用管內空氣壓力，控制燃料瓦斯比例控制閥開度，達成燃料瓦斯與空氣配比的控制。爐內溫度，則經由爐內的熱電偶，回饋至前述之可程式數值控制器內，構成一閉迴路控制，如圖3.1 所示。 3-1-2 油壓機：本研究將同時使用位於耐火爐下方加載能力為2000 噸之油壓機，其採用日本油研的伺服電磁式方向閥，控制流量及壓力，及伺服油壓缸作為作動器，油壓缸行程50 ㎝，且在柱端上方設置 2000 噸荷重計，以便實驗時控制加載力大小，如圖3.1 所示。

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圖 3.1 梁柱複合耐火爐裝置 第二節升溫曲線 本研究採用CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」【18】之加熱曲線，如下式求得，並如圖3.2 表示。 T=345log10（8 t +1）+20 式中 T = 平均爐內溫度（℃），t = 試驗經過時間（分）溫度 T (o C) 0 400 800 1200 圖3.2 標準加熱溫度－時間曲線 0 60 120 180 240 T=345log10(8t+1)+20 945 1049 1110 1153 時間 t

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第三節試體製作 本研究利用 97 年自行研究案之火害後鋼筋混凝土梁柱接頭試體，如圖 3.3 所示，該試體分為普通強度混凝土(NC)及自充填混凝土(SCC)，並依據 ACI 318-05 第 21 章耐震設計規定及內政部所頒布之建築技術規則有關耐震設計規定製作。本計畫將已破壞的梁拆除，進行 4 根柱體修復，實驗規劃如表 3-1，由於梁柱接頭試體加熱時間除 SCC2 外均為 3 小時，試體所受火害溫度 800℃以上超過 60 分鐘，藉由試體於保護層位置的熱電偶所得溫度超過 500℃，並參考 Anderberg【50】、CEB-FIP【51】及陳舜田等人【12】，敲除柱體保護層的混凝土，依原柱斷面尺寸修補，修復材料選用1:2.5 水泥砂漿及自充填混凝土，分別以徒手修復及組立模板澆置方式修復。圖3.3 火害後鋼筋混凝土梁柱接頭試體 3-3-1 試體尺寸：

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本研究柱試體斷面為35 ㎝×35 ㎝，高度 220 ㎝，保護層厚度依規範規定為4 ㎝，柱端板鋼板尺寸為 45 ㎝×45 ㎝×2.5 ㎝，試體及柱端板尺寸如圖3.4。 3-3-2 鋼筋：主筋及箍筋試體配筋如圖3.4 所示柱鋼筋比為 2.8﹪，撓曲鋼筋採用 12－＃6（SD420 竹節鋼筋，fy＝4200kgf/cm2），箍筋為＃4（SD280 竹節鋼筋，fy＝2800kgf/cm2），圍束區箍筋間距7 ㎝，非圍束區箍筋間距 9.5 ㎝，為了解鋼筋力學性質，各型號鋼筋均進行拉力試驗，其試驗結果如表3-2 所示。 3-3-3 熱電耦線配置為量測試體內部混凝土及鋼筋之溫度，於試體內預先埋設 K－Type 型式的熱電耦線，以量測試體加熱期間混凝土與鋼筋溫度變化及分佈情形，可提供後續數值分析及其他相關研究用，如圖3.5。 3-3-4 自充填混凝土配比本研究自充填混凝土配比採用火害試體之原配比，粗骨材為台灣常見之矽質骨材，水泥為台灣水泥公司生產之波特蘭水泥第I 型，強塑劑使用佑聲企業股份有限公司之SUPERPLAST 3000HS，主要成份為羧酸（polycarboxylic acid）高分子化合物，常溫設計抗壓強度為 350kgf/cm2，其詳細配比內容，如表3-3 所示。 3-3-5 試體修復製作先將火害後鋼筋混凝土梁柱接頭試體破壞的梁拆除，及敲除柱體保護層的混凝土，為避免敲除保護層後之混凝土表面細砂及灰塵影響新舊混凝土黏結力，利用高壓噴水清除，以利修復後新舊混凝土之接合。接著在試體內部埋設K－Type 型式的熱電耦線。本研究選用水泥砂漿及自

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充填混凝土，分別以徒手修復及組立模板澆置方式修復。兩者製作過程簡述如下：（1）水泥砂漿徒手修復：水泥和砂的比例為 1:2.5，水泥為台灣水泥公司生產之波特蘭水泥第I 型，砂的細度模數＝2.84，柱試體修補時採直立方式，修復前，先將黏性塗層所需之海菜與水混合調配（海菜＝ 0.1kg，水＝17kg），修復時，再將水泥（37kg）加入靜置一天之海菜水拌合，進行黏性塗層塗抹。完成黏性塗層塗抹後，將水泥砂漿以鏝刀敷於黏性塗層並以一層層方式敷上每一層待前一層具備足夠支撐強度時再敷上，每一覆蓋層不超過20mm，最後整平柱試體表面並養護。為評估水泥砂漿28 天抗壓強度，參考 CNS 1010「水硬性水泥墁料抗壓強度檢驗法」【19】製作 50mm 立方體試體。（2）自充填混凝土組立模板澆置：柱試體修復時採平躺方式，先進行模板組立，在混凝土澆置前，同前述方式完成黏性塗層塗抹，混凝土澆置後拆模養護，並於試體修復時製作15 ㎝直徑、30 ㎝高的圓柱試體，藉以評估28 天抗壓強度是否符合要求；在試驗前進行抗壓強度試驗以做為評估加載依據，如圖3.6~圖 3.15。 第四節試驗方法 3-4-1 試驗條件如下：（_{1）柱端加載：0.45× fc’（未受火害混凝土強度）×柱斷面（b×h} ＝35 ㎝×35 ㎝）（約 280~302 噸）。（2）探討修復柱之耐火性能。

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（3）柱試體上、下端均用固接。 3-4-2 試體位移量測柱試體的軸向位移是量測下方 2000 噸油壓缸的位移。 3-4-3 試驗流程（一）高溫測試前的準備工作及試驗過程如下：（1）將柱墩安裝於耐火爐內，為重複使用，以耐火陶瓷纖維保溫材覆蓋，避免高溫實驗時破壞，影響實驗時安全。（2）試體吊入耐火爐內如圖 3.16 及圖 3.17 所示。（3）試體位移量測裝置，並將位移計依編號接上資料蒐集器。（4）加載試驗前進行水泥砂漿立方體或圓柱試體抗壓強度試驗，取其平均值作為評估柱加載之依據。（5）安裝耐火爐之爐頂蓋板及中隔板，以耐火陶瓷纖維保溫材填補試體與耐火爐體間縫隙，避免高溫實驗時，熱氣洩漏造成人員受傷及量測儀器損壞。（6）高溫試驗前先將柱的軸力由 50 噸、100 噸、150 噸、200 噸、250 噸、280（或 302）噸等階段依序增加，每個階段記錄柱的載重及各位移計之讀數，柱軸力加到280（或 302）噸後持壓穩定 15 分鐘以上，所有變形達於穩定，開始點火加熱。（7）以 CNS 12514 規定之升溫曲線加熱，每隔一分鐘記錄一次所有熱電耦線傳送來的溫度資料及位移計傳送來的變形資料。（8）直到柱發生破壞或達 4 小時的預定加熱時間後，停止加熱及利用爐內進行自然冷卻，此時柱端仍維持原加載力量，並持續記錄試體溫度與變形資料。（二）高溫測試後的準備工作及試驗過程如下：

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（1）試體經冷卻 20 小時以上後，解除加載。

（2）將耐火爐蓋移離及重新安裝位移量測裝置，並將位移計依編號接上資料蒐集器。

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表3-1 實驗規劃表試體編號混凝土型式試體原受火害時間及加熱面修復方式試驗條件 NC5 NC 4 面受熱 3 小時 1:2.5 水泥砂漿 SCC2 SCC 4 面受熱 1 小時 1:2.5 水泥砂漿 NC3 NC 3 面受熱 3 小時自充填混凝土 SCC3 SCC 3 面受熱 3 小時自充填混凝土 1. CNS12514 標準升溫，定載280~302 噸。 2. 量測加熱時柱軸向位移，修復材料與原混凝土界面溫度，柱主筋溫度。 3.探討修復柱之耐火性能。表3-2 鋼筋的降伏強度及極限強度鋼筋號數降伏荷重（kgf）極限荷重（kgf）降伏應力（kgf/cm2）極限應力（kgf/cm2）＃4 5446 6652 4298 5250 ＃6 15624 21664 5453 7652 表3.3 自充填混凝土配比表（fc’=350kgf/cm ） 2 各成分的含量（kg/m3）水膠比 W/（C+P） _水 _水泥 _爐石 _飛灰 _細粒料 _粗粒料 _{化學添加物} 0.34 _{167 253 91 162 798 822 5.04（強塑劑）}

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350 350 2200 #4@70= # 4 @85= 450×450×25mm steel plate 450×450×25mm steel plate #4@70mm(圍束區) 12-#6 #4@85mm(非圍束區) 柱斷面 350 14 7 0 40 595 45 50 圖 3.4 柱試體配筋立面圖 1 2 4 3 7 6 8 5 450×450×25mm steel plate 450×450×25mm steel plate 85 0 鋼筋及混凝土溫度測點位置鋼筋溫度測點位置混凝土溫度測點位置單位：mm 22 00 350 圖 3.5 柱試體內部熱電偶線配置圖

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圖3.6 拆除梁柱接頭試體的梁及敲除保護層混凝土

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圖 3.8 柱試體補強區域表面以高壓噴水清潔

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圖3.10 鋪置混凝土黏性塗層

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圖3.12 柱試體以水泥砂漿徒手修復完成

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圖3.14 柱試體以自充填混凝土修復完成

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圖 3.16 柱試體安裝於耐火爐內（一）

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第四章實驗結果 第一節水泥砂漿及自充填混凝土抗壓強度之發展 為追蹤評估水泥砂漿及自充填混凝土抗壓強度，進行7 天、28 天及 90 天抗壓強度，如表 4.1 所示，7 天及 28 天水泥砂漿平均抗壓強度較自充填混凝土低，在90 天水泥砂漿平均抗壓強度反而較自充填混凝土高。水泥砂漿立方體及自充填混凝土圓柱試體28 天抗壓強度試驗後照片，如圖 4.1 及圖 4.2 所示。 第二節定載加熱試驗 本研究試體製作完成後，置放於通風良好之室內養護約140 天，符合 CNS 12514 試體養護與乾燥規定，該規定如混凝土、水泥砂漿粉刷等濕式施工者需二個月以上，以避免加熱之試驗過程因試體內部濕度過高而發生混凝土爆裂現象，試體試驗資料整理如表4.2 所示。 4-2-1 耐火爐溫度及爐壓耐火爐加熱依據CNS 12514 之標準加熱曲線進行加熱，以 NC5 試體為例，爐內平均試驗溫度與標準升溫曲線比較，如圖4.3 所示，兩者十分接近，所得溫度時間許可差未超過規範規定，如圖4.4 所示，規範並要求在試驗初期10 分鐘以後之任何時間，任一爐內溫度熱電偶所測得溫度與標準曲線對應溫度不得大於±100℃，如圖 4.5 所示。另爐內壓力控制，試體上端壓力不得大於20 Pa，平均壓力許可差，在試驗開始初期 5 分鐘須保持±5Pa，在試驗開始 10 分鐘後須保持在±3Pa，本研究爐壓控制設定為 16Pa，試驗爐壓未超過規範規定之許可差，如圖 4.6 所示。 4-2-2 試體表面觀察加熱試驗時藉由耐火爐視窗，觀察柱試體表面現象，加熱結束後約20

自充填混凝土柱火害後補強之研究