建 築 防 火 科 技 發 展 計 畫( 二) 協 同 研 究 計 畫 第 ３ 案 「 火 害 後 含 自 充 填 混 凝 土 箱 型 鋼 柱 之 承 載 力 研 究 」 內 政 部 建 築 研 究 所 年 度 資 料 蒐 集 分 析 報 告 103
內政部建築研究所
建築防火科技發展計畫(二)協同研究計畫
第 3 案「火害後含自充填混凝土箱型鋼柱之承載力研究」
資料蒐集分析報告
內政部建築研究所協同研究報告
中華民國 103 年 12 月
（本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見）ISBN: 978-986-04-2785-1
內政部建築研究所
建築防火科技發展計畫(二)協同研究計畫
第 3 案「火害後含自充填混凝土箱型鋼柱之承載力研究」
資料蒐集分析報告
主 持 人：何明錦
協同主持人：陳豪吉
研 究 員：湯兆緯
研 究 助理：彭靖芳、陳冠豪
內政部建築研究所協同研究報告
中華民國 103 年 12 月
（本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見）目次
目次... i 表次...iii 圖次... iv 摘 要... vii ABSTRACT ... ix 第一章 緒論... 1 第一節 研究內容 ... 1 第二節 研究背景與目的 ... 2 第三節 研究之重要性與預期目標 ... 3 第二章 文獻回顧... 5 第一節 火災溫度之發展行為 ... 5 第二節 高層建築物內部材料組成與火災溫度關係 ... 12 第三節 火害對於建築結構中混凝土材料之影響 ... 22 第四節 火害對於建築結構中鋼骨材料之影響 ... 31 第五節 填充型鋼骨混凝土柱於高溫下行為 ... 40 第三章 試驗工作... 45 第一節 研究規劃 ... 45 第二節 試體設計 ... 45 第三節 試體製作 ... 51 第四節 量測儀器設置 ... 57 第五節 試驗設置 ... 60第六節 試驗步驟 ... 62 第七節 試驗終止條件 ... 63 第四章 結果分析與討論... 65 第一節 填充型箱型鋼柱試體乘載力計算 ... 65 第二節 鋼柱受火害後之殘餘承載力試驗結果 ... 67 第三節 鋼柱受火害後之殘餘承載力分析結果 ... 81 第五章 結論與建議... 89 第一節 結論 ... 89 第二節 建議 ... 91 附錄一 內政部建築研究所-學者專家座談會 ... 92 附錄二 期初審查委員意見及回應一覽表... 96 附錄三 期中審查委員意見及回應一覽表... 99 附錄四 期末審查委員意見及回應一覽表... 101 參考文獻... 104
表次
表 2-1 火災發展歷程各階段與基本特性【4】 ... 9 表 2-2 鋼材受熱之變色【9】 ... 17 表 2-3 常見金屬之熔化溫度【9】 ... 18 表 2-4 防火構造之防火時效分類 (資料來源:建築技術規則) ... 21 表 2-5 中鋼 SN490B 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減【17】 ... 36 表 2-6 A572 Gr.50 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減【17】 ... 37 表 3-1 試體規劃 ... 47 表 3-2 鋼板之成分 ... 48 表 3-3 鋼板之力學性質 ... 48 表 3-4 竹節鋼筋之力學性質 ... 49 表 3-5 混凝土配比設計表 ... 54 表 4-1 火害試驗數據紀錄表 ... 72 表 4-2 火害後 CFBC 殘餘承載力分析(劉靖國+李其忠法) ... 82 表 4-3 火害後 CFBC 殘餘承載力分析(Han+李其忠法) ... 83 表 4-4 火害後 CFBC 殘餘承載力分析(劉靖國+NIST 法) ... 85 表 4-5 火害後 CFBC 殘餘承載力分析(Han+NIST 法) ... 86 表 4-6 各分析計算法之 CFBC 殘餘承載力結果( tf ) ... 87圖次
圖 2-1 燃燒四面體【1】 ... 5 圖 2-2 輻射熱與溫度關係圖【3】 ... 8 圖 2-3 室內火災成長過程時間-溫度曲線【5】 ... 10 圖 2-4 C20 混凝土高溫作用後殘餘抗壓強度【12】 ... 24 圖 2-5 C30 混凝土高溫作用後殘餘抗壓強度【12】 ... 24 圖 2-6 電熱高溫爐升溫曲線與標準升溫曲線比較【14】 ... 26 圖 2-7 SCC 試體火害後殘餘抗壓強度與溫度關係【13】 ... 27 圖 2-8 受高溫冷卻後混凝土抗壓強度隨時間回復之情形【13】 ... 28 圖 2-9 C20 混凝土高溫作用後彈性模數損失情況【12】 ... 29 圖 2-10 C30 混凝土高溫作用後彈性模數損失情況【12】 ... 30 圖 2-11 SCC 試體火害後殘餘彈性模數與溫度關係【13】 ... 31 圖 2-12 CNS 12514 與 ASTM E119 之標準升溫曲線【14，15】 ... 32 圖 2-13 裸鋼鋼柱溫度分佈圖【17】 ... 33 圖 2-14 SN490B 和 A572 Gr.50 在各溫度下的彈性模數【17】 ... 35 圖 2-15 SN490B 與 A572 Gr.50 之鋼材彈性係數折減趨勢圖【17】 ... 36 圖 2-16 結構用鋼(SN490) 高溫下之降伏強度 Fy 及極限強度 Fu【18】 ... 38 圖 2-17 SN490B 與 A572 Gr.50 之鋼材降伏強度折減趨勢圖【17】 ... 38 圖 3-1 填充混凝土箱型鋼柱試體之斷面配置參數 ... 46 圖 3-2 箱型鋼柱剖面圖 ... 48 圖 3-3 箱型鋼柱設計圖 ... 49 圖 3-4 箱型鋼柱之組銲及剪力釘詳圖 ... 50圖 3-5 箱型鋼柱上部端板尺寸及加勁板 ... 50 圖 3-6 箱型鋼柱下部端板尺寸及加勁板 ... 50 圖 3-7 箱型鋼柱之剪力釘銲製 ... 52 圖 3-8 箱型鋼柱組立成 U 字型 ... 52 圖 3-9 箱型鋼柱組立成 U 字型後之熱電偶線安裝 ... 53 圖 3-10 箱型鋼柱組立完成 ... 53 圖 3-11 箱型鋼柱試體柱面熱電偶測點 ... 54 圖 3-12 混凝土新拌性質測試 ... 55 圖 3-13 箱型鋼柱之混凝土澆置 ... 55 圖 3-14 混凝土之坍度與坍流度之量測 ... 56 圖 3-15 混凝土圓柱試體之製作 ... 56 圖 3-16 箱型鋼柱斷面熱電偶分佈位置圖 ... 57 圖 3-17 箱型鋼柱之熱電偶分佈位置圖 ... 58 圖 3-18 量測柱整體軸向變形量之位移計設置 ... 59 圖 3-20 試體於高溫實驗爐中之安裝示意圖 ... 61 圖 3-21 高溫實驗爐之噴火孔與試體相關位置圖 ... 61 圖 3-22 CNS 12514 標準升溫曲線 ... 63 圖 4-1 自充填混凝土之強度發展趨勢 ... 67 圖 4-2 箱型鋼柱 B2 試驗前之外觀 ... 68 圖 4-3 試體(B1、B2 及 B3)高溫試驗後之外觀 ... 69 圖 4-4 試體 B1 之局部挫屈情形 ... 70
圖 4-6 試體 B3 之局部挫屈情形(無焊道開裂) ... 71 圖 4-7 試體 B1 火害加溫段軸向變形與時間之關係 ... 72 圖 4-8 試體 B2 火害加溫段軸向變形與時間之關係 ... 73 圖 4-9 試體 B3 火害加溫段軸向變形與時間之關係 ... 73 圖 4-10 試體 B1 火害加溫段軸向變形與時間之關係 ... 74 圖 4-11 試體 B2 火害加溫段軸向變形與時間之關係 ... 74 圖 4-12 試體 B3 火害加溫段軸向變形與時間之關係 ... 75 圖 4-13 試體火害加溫段軸向變形與時間之比較圖 ... 75 圖 4-14 加溫段爐溫、鋼板與混凝土平均溫度圖(B1) ... 76 圖 4-15 加溫段爐溫、鋼板與混凝土平均溫度圖(B2) ... 76 圖 4-16 加溫段爐溫、鋼板與混凝土平均溫度圖(B3) ... 77 圖 4-17 試體 B1 抗壓軸向變形與軸力之關係 ... 78 圖 4-18 試體 B2 抗壓軸向變形與軸力之關係 ... 79 圖 4-19 試體 B3 抗壓軸向變形與軸力之關係 ... 79 圖 4-20 試體抗壓軸向變形與軸力之關係比較圖 ... 80 圖 4-21 混凝土各溫度火害後之強度比較圖 ... 80 圖 4-22 火害後混凝土之抗壓強度設計曲線(NIST 規範) ... 84
摘 要
關鍵詞：自充填混凝土、混凝土箱型鋼柱、防火性能 一 、 研 究 緣 起 近年來，國內高樓建築普遍採用鋼骨鋼筋混凝土構造，在工程實務 上常見內灌自充填混凝土（Self-Compacting Concrete，SCC）之箱型 鋼柱。惟 SCC 遭受火災或高溫情況時，是否仍處於安全狀態或符合鋼筋 混凝土建築結構耐火性能設計相關規定，值得學界深入探討。本研究即探討火害後含自充填混凝土箱型鋼柱（Concrete Filled Box Column，
CFBC）之承載力，俾供國內編撰 CFBC 防火性能規範之參考依據。 二 、 研 究 方 法 及 過 程 本研究製作實尺寸填充式箱型鋼柱混凝土試體，於箱型鋼管內灌注 SCC，並於箱型鋼管外表面施作防火被覆，於箱型鋼管混凝土柱試體施 予固定載重比的軸向壓力後，隨即對試體進行火害試驗。鋼材達平均溫 度 400℃、600℃及 800℃時停止試驗，待試體冷卻至常溫後，再對試體 進行加載試驗，藉以研究內含自充填混凝土箱型鋼柱於火害後之殘餘承 載力。 三 、 重 要 發 現 火害試驗中鋼材之平均溫度分別達 400℃及 600℃時，其柱試體尚 處於膨脹階段，主要原因為鋼材受熱膨脹所造成。但鋼材均溫達 800℃ 時，因材質軟化，彈性模數已經大幅下降，導致柱試體已經呈現壓縮狀 態。由試體火害後之殘餘承載力試驗結果可知，試體 400℃火害後之抗 壓軸力較估算之標稱受壓承載力還高，此結果顯示柱試體尚未或輕微受 損而已，600℃火害後之試體抗壓軸力仍較規範估算之箱型鋼柱試體乘 力高，約為 400℃者之 96%。800℃火害試體之抗壓軸力則較大幅衰退， 殘餘承載力約為 400℃者之 80%，顯然已經受到火害之影響，且顯現出
較脆之性質，柱體破壞則皆為鋼柱產生局部挫屈而破壞。 四 、 主 要 建 議 事 項 根據火害後含自充填混凝土箱型鋼柱之殘餘承載力研究執行過程 中之發現，本研究提出下列具體建議。以下分別從立即可行建議及中長 期建議加以列舉。 建議一 (建議事項)立即可行之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：行政院科技部 火害後含自充填混凝土箱型鋼柱之試體冷卻方式不同，鋼及混凝土 在高溫後之殘餘應力會不同，往後研究中應考慮此項參數之變化。 建議二 (建議事項)長期性建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：內政部建築研究所 實際火災現場多半為強制冷卻，故建議內政部建築研究所防火試驗 設備可加置強制冷卻設備，以應未來研究需求。
ABSTRACT
Keywords: Self-Compacting Concrete, Concrete Filled Box Column, Fire Resistance
In recent years, it is common to adopt steel reinforced concrete in Taiwan high-rising buildings. In process of engineering, to see the box column filled with Self-Compacting Concrete (SCC) is really general. But it is worth for academia studying in depth that SCC is subjected to fire, whether it remains security or accords with performance-based design code of reinforced concrete buildings. This study is to investigate the bearing capacity of fire damaged concrete filled box column (CFBC) and to offer the reference of CFBC fire resistance to domestic code edits.
In the study, the full-scale concrete filled box column is fabricated and poured with SCC. The fireproofing also covers its surface. After the box column is applied axial compressive with fixed axial load ratio, the fire damage experiment has been performed immediately. The test is stopped when the average temperature of the steel up to 400℃,600℃ and 800℃. The box column would be reloaded until it was cooled to nature temperature. So that, the residual bearing capacity of fire damaged CFBC could be found out.
In fire damage experiment, when the average temperature of steel in CFBC achieve respectively 400℃and 600℃, the column is still in expansion phase. The mainly reason is caused by the thermal expansion of steel. However, as the average temperature reaches 800℃, the steel softening caused the elastic modulus to drop significantly and led the column to present in a compressed state. The result of residual bearing capacity test shows that the compressive force of column under the 400℃fire damaged is larger than estimated nominal compressive force. It says that the column has not or a little been damaged by the fire. The same result also shows on the test with 600℃ which is about 96% of the result with 400℃. The compressive force of
bearing force is about 80% of the result with 400℃. Apparently, the CFBC has been affected by fire damaged in 800℃, and showed the brittle nature. All of the failure of the specimen is due to the localized buckling in steel.
This project comes to the immediate and long-term strategies.
For immediate strategies:
The diffident cooling ways in the fire damaged CFBC caused different residual stress in steel and concrete. Therefore, the variability of cooling way should be considered in the study in the future.
For long-term strategies:
Most of the actual scene of the fire are forced cooling; therefore, it suggests that Architecture and Building Research Institute can add cooling equipment in fire test equipment to meet the needs of future research.
第一章 緒論
火災可能導致建築結構損壞或倒塌，嚴重危害人員生命安全。柱構件為主 要支撐建築物之結構構件，因此柱構件在建築防火設計有其重要性。近年來， 國內高樓建築普遍採用鋼骨鋼筋混凝土構造，在工程實務上常見內灌混凝土箱 型鋼柱。此種填充式箱型鋼管混凝土柱承受軸向載重與高溫時，因不同材料性 質導致強度損失及熱膨脹能力有所差異，此差異現象可能會影響填充式箱型鋼 管混凝土柱構件耐火能力。自充填混凝土（Self-Compacting Concrete，SCC） 擁有優異的流動性，因而已廣泛應用於高層建築結構。惟 SCC 遭受火災或高 溫情況時，是否仍處於安全狀態或符合鋼筋混凝土建築結構耐火性能設計相關 規定，仍值得學界深入探討。由於 SCC 具有較緻密的微結構，其高溫爆裂行 為較一般混凝土嚴重。鑑此，本研究擬探討火害後含自充填混凝土箱型鋼柱 （Concrete Filled Box Column，CFBC）之承載力，俾供國內編撰 CFBC 防火 安全規範之參考依據。第一節 研究內容
一、研究主題 本研究製作實尺寸填充式箱型鋼柱混凝土試體，於箱型鋼管內灌注 SCC， 並於箱型鋼管外表面施作防火被覆，此填充式箱型鋼管混凝土柱試體在施予固 定載重比的軸向壓力後，隨即對試體進行升溫來模擬遭受火害的情況，並做相 關設計與控制，使試體不致在高溫發生破壞，待試體冷卻至常溫後，再對試體 進行加載試驗，藉以研究內含自充填混凝土箱型鋼柱於火害後之殘餘承載力。 其探討內容如下： 1. 藉由實驗方式與分析方法探討內灌混凝土箱型鋼柱於火害後，其強度 與勁度之變化。 2. 探討 CFBC 在高溫下之變形行為(變形與變形速率)與破壞模式。 3. 於 CNS 12514 標準升溫曲線下，噴塗 1 小時防火塗料，進行 3 次試驗，分別當鋼骨平均溫度達標準臨界溫度或較高溫度時停止加熱，後降溫至 常溫時，進行極限載重破壞試驗，以了解其殘餘強度。
二、研究緣起
國內鋼骨鋼筋混凝土（Steel Reinforced Concrete，SRC）建築結構中，常 於箱型鋼柱中填充混凝土，藉以增加箱型鋼柱之軸向承載力與側向勁度，進而 提升整體建築結構之側向抵抗能力。此種填充式 SRC 柱在受到高溫火害侵襲 後，若外表並無明顯的變形或破壞，其火害後的承載力是否仍能符合火害前之 原設計標準，一直是工程界與學界在建築物火害後的火場鑑定常遭遇和亟欲解 決的問題。國內的建築結構在設計時，其柱梁構件尺寸大部分由地震力或風力 控制，故所設計出的構件尺寸也較大。在建築物只受到靜載重和活載重作用的 平時或火害前，其柱與梁所受之載重比因而較低。比較建研所防火實驗中心所 進行之相關火害實驗與國內外相關研究可知，受到較低載重比的填充式箱型鋼 管混凝土柱的耐火時效較長；此外，部分實驗結果顯示，早在柱發生高溫破壞 前，其鋼材與混凝土所受之高溫已超過會影響其材質的溫度。由此可知，受到 高溫火害後的填充式箱型鋼管混凝土柱，雖然外表無破壞，其內部材質可能已 經因曾受過的高溫而改變，進而影響其火害後的殘餘承載力。
第二節 研究背景與目的
一、研究背景 國內高層建築及大型結構工程等已漸採用 SRC 施作，因其具備高強度及 高韌性等優點。SRC 構造之設計目標在於有效結合鋼骨（S）與鋼筋混凝土（RC） 兩種構造，使它兼具這兩種構造的優點。尤其填充型鋼管柱與箱型柱是承受軸 壓力之最有效率斷面，且混凝土亦作為熱沉（Heat Sink）材料。SRC 柱構件 可分為包覆型（Concrete-Encased）及填充型（Concrete-Filled），而填充型 SRC 柱又分為鋼管混凝土柱（Concrete-Filled Tubular Column，CFTC）及填充型箱 型柱（Concrete Filled Box Column，CFBC）。在標準升溫條件下，CFTC 與 CFBC 之耐火時效與其所承受的軸向荷重有密切關係。惟國內外有關 CFBC 之研究， 其實驗試體尺寸偏小，柱寬介於 10~35 cm 之間，且不同型式 CFBC 與 CFTC之製作方式亦截然不同。由此觀之，在全面推廣使用 SCC 填充 SRC 柱之前， 尚須藉由火害試驗更進一步探討其火害後之承載力，以澄清若干疑慮，進而驗 證其可行性與可靠性。 二、研究目的 綜前所述，SCC 填充 CFBC 之火害後行為模式仍有待學界深入探討。準 此，今年度擬進行系列填充型 SRC 柱之定載升溫火害實驗，其研究成果可作 為 SRC 建築物防火安全設計上的重要參考資料及法令規章研修之建議。惟此 研究課題涉及層面相當深廣，非一己之力所能獨立完成。爰由學界組成研究團 隊共同積極參與建研所 103 年「建築防火科技發展計畫」(二)之第 3 案「火害 後含自充填混凝土箱型鋼柱之承載力研究」，以探討內灌自充填混凝土 SRC 柱 之殘餘承載力，並測析其軸向變形、挫屈行為、使用性極限狀態等之差異。期 透過群策群力與分工合作之運作模式，達到事半功倍之效，俾使我國在 SRC 建築物防火研究領域上擠身世界先進國家等級。
第三節 研究之重要性與預期目標
一、本研究之重要性 國內現行法規關於鋼骨鋼筋混凝土材料之規定係訂於建築技術規則建築 構造編（民國 96 年 12 月 18 日修正）第七章之第 502 條，其對鋼骨鋼筋混凝 土構造設計要求考量強度及使用性兩種極限狀態；其中，強度極限狀態包含： 降伏、挫屈、傾倒、疲勞或斷裂等極限狀態，而使用性極限狀態則包含：撓度、 側向位移、振動或其他影響正常使用功能之極限狀態。就高溫下（火害中）或 火害後之分析與設計考量而言，現行頒佈 SRC 構造設計規範仍亟需後續研究 提供斷面尺寸、載重比對填充型箱型柱於火害挫屈行為或破壞模式影響之完整 資料數據。由此觀之，透過實尺寸填充自充填混凝土 SRC 柱火害實驗，評估 其承重能力，以作為國內編撰 CFBC 與 CFTC 耐火時效規範之參考依據，實為 現今防火計畫之重要課題。 二、本研究之預期目標本研究之預期目標如下所列： 1. 建立火害後自充填混凝土箱型鋼柱之極限破壞載重與折減比例。 2. 提供現地進行火害後構件柱承重殘餘能力評估。 3. 完成鋼筋混凝土建築結構耐火性能設計法與評估之驗證。 4. 瞭解自充填混凝土箱型鋼柱火害行為，以做為補充現行鋼筋混凝土結 構物耐火性能設計與評估檢證之參考資料。
第二章 文獻回顧
第一節 火災溫度之發展行為
一、燃燒的要素【1,2】 燃燒是一種化學反應，包括燃料快速氧化，並在過程中釋放光熱。任何類 型的燃燒要發生，需要一定之條件。這些條件意指可燃物、氧氣（助燃物）、 熱能和連鎖反應。此項組合稱為燃燒的四面體，在燃燒過程中，四種條件缺一 不可(如圖 2-1)。 圖 2-1 燃燒四面體【1】 (資料來源：陳弘毅★，「火災學」) 1.可燃物 (Fuel 燃料) 所謂可燃物係指能與氧化合引起熱反應之物質，而當其氧化之際，需具有100Kcal/mole 以上之發熱量，且熱傳導度約在 0.001Kcal/cm sec ℃以下者，始 可充當之。可燃物之燃燒因氣體、液體、固體之差異，而有不同之燃燒形態。 而在固體、液體、氣體三者之中，由於氣體熱傳導度最小，液體次之，固體熱 傳導度最大，所以以氣體較容易燃燒。 2.氧氣（O2助燃物） 燃燒係可燃物與氧之化合作用，在燃燒過程，氧乃是提供助燃的條件，因 此燃燒之際非但不能缺氧，且濃度必須在一定比率之上，通常空氣中氧的含量
為空間內容積之 21％，若空間內氧的濃度低於 15％，則燃燒甚難持續。所以 燃燒時只要有足夠的空氣或通風良好狀況，都能給予必要的助燃氧氣。 3.熱能 (Heat) 在此熱能應包含熱度與燃燒點等二個要件。在所有可燃物與氧起燃燒化合 作用，必有熱度存在，亦即必須達到一定溫度，此種供給熱度之物，一般稱為 點火源。一般點火源之種類繁多，包括火焰、短路、靜電、火花等，甚至物質 之自然發火亦可成為點火源。而燃燒除了剛開始之點火源外，溫度亦必須達到 可燃物之燃燒點以上，才可能持續燃燒。熱能之來源，大部分以火焰直接加熱 最多，其次還有電熱能、機械能等。而燃燒空間內之溫度除因火源位置不同而 有差異外，空間高度是溫度最重要因素，亦即燃燒空間內愈高處溫度愈高，愈 接近地板面溫度愈低。 4.連鎖反應 (Chain Reaction) 所謂連鎖反應係指一個現象所發生之結果，再助長了這個現象，使原先的 現象因結果的助長而逐漸變大。在燃燒的過程，由於連鎖反應的作用，使得燃 燒可以連續不斷地繼續下去。而造成連鎖反應的最主要因素是在於燃燒所產生 的氫離子及氫氧離子，助長了連鎖反應的進行。簡單舉例：一般的水要分解成 氫離子及氫氧離子需要相當大的熱能才能達成，相反地，燃燒現象上，經常發 現有水蒸氣，此水蒸氣係由燃燒時自然產生之氫離子及氫氧離子結合而得，在 結合之此時必會釋放出大量熱能，此熱能有助於燃燒之加速，造成燃燒更激 烈，而猛烈燃燒必產生更多之氫離子及氫氧離子結合成水蒸氣而釋放出更多熱 能，如此循環即可造成火勢迅速擴大燃燒。 二、火災的熱量傳遞方式 火災是指「火」違反正常用途，因燃燒作用而產生獨立延燒之狀態，而在 各種物質燃燒之氧化過程中因為物質種類、特性、形狀、數量、擺放及環境之 空間、氣溫、風速、濕度……等因素而異，任何火災燃燒現象、延燒途徑及燃 燒結果均不相同，所以火災是複雜性、多變性及難以捉摸性的燃燒現象。內政 部消防署對於火災即定義為「違反人的意思或縱火而有滅火必要的燃燒現象。」
火災當中，熱傳是主要項目，具有起火、成長、擴散、衰退及熄滅等作用。 而熱傳遞也反應出大量的物理證據可供火災調查人員確認起火處及起火原 因。因此對於熱及溫度之區別是很重要的。熱量在具有溫差的物體間傳遞，高 溫傳向低溫。溫度是用來測量物體間熱流之關係。而熱則是以能量的形式，用 來維持或改變物質的溫度。當熱能傳至某物體，則物體溫度會升高。當熱能傳 遞出去，則物體溫度下降。熱傳以三種方式來表示：熱傳導、對流及輻射。【3】 1.熱傳導 (Thermal Conduction) 熱傳導是發生在固體之間的熱移動，當物體某部分被加熱時，能量即依據 物質之溫差及物理性質，由加熱區傳至未加熱區。物理性質為熱傳導係數
thermal conductivity(k)，密度 density(ρ)，熱容量 heat capacity(c)。如果熱傳導 係數(k)很高，則物質的熱傳導效率變高。金屬具有較高之熱傳導係數(k)，而 塑膠或玻璃具較低之熱傳導係數(k)。其他物理性質(ρand c)相同，高密度(ρ) 物質導熱較低密度物質快。物質具有較高之熱容量(c)，則需要較多之能量來 提高溫度。三者合起來一般稱之為熱慣性，並以 k,ρ,c 表示。 2.熱對流 (Thermal Convection) 熱對流係指熱能藉由高溫之液體或氣體等流體將熱能從熱源向四周環境 傳遞。當熱氣流經過物體表面時，熱能藉由氣體對流傳遞至固體。熱能傳遞效 率視溫差之變化、熱氣流接觸之表面積及流速而定。熱氣流速愈快，對流傳熱 的效率愈大。當居室溫度上升至閃燃階段，對流仍然持續，但熱輻射所佔之熱 傳遞比例迅速增加，並成為主導熱傳的重要機制。 3.熱輻射 (Thermal Radiation) 熱輻射是指熱能藉由電磁波從熱源表面傳遞物體表面，而不需中間介質。 輻射能僅藉由光線傳遞，將會因介質的吸收而減弱或阻擋。介質並不一定會阻 擋所有的輻射熱。輻射熱傳遞量與絕對溫度四次方成正比。在高溫條件下，些 許的溫差就會導致大量輻射熱的傳遞，溫差增加 1 倍，則輻射熱之傳遞增加 16 倍，如圖 2-2 所示。距離也是影響輻射熱傳遞的重要因素。距離加大，則 物體單位面積所受之輻射熱同時受到輻射體及距離之影響。
圖 2-2 輻射熱與溫度關係圖【3】 (資料來源：黃育祥★，「以地板縱火燃燒試驗改善火場調查模擬之研究」) 三、建築物室內火災成長趨勢 火災的發展隨著時間分為起火期、成長期、全盛期、衰退期等四個階段， 各階段特性如表 2-1 及圖 2-3 所示，由於可燃物特性不同，起火期發生的時間 也不同；而火災的成長期會隨著持續時間的延長，如無外界條件干涉，則會有 越多的可燃物參與燃燒，火災的溫度、熱釋放率也會不斷增加，當火災發展至 一定程度，空間內條件合適，甚至會出現閃燃現象，火災進入全盛期，隨後一 段時間內的火災熱釋 放率則保持穩定，其最大熱釋放率主要取決於燃料的數 量與性質、空間條件等，火災經過一段時間的持續發展後，隨著可燃物數量的 減少，火災最終進入衰退期，當燃料全部耗盡後火災隨之熄滅。
表 2-1 火災發展歷程各階段與基本特性【4】 基本特性 火災歷程 經歷時間 室內空氣溫度 火災現象與 燃燒範圍 防火對策 防火目標 起火期 1-10 min 100℃ 侷限火源附 近 管制火源及 使用防焰材 料 防止起火 成長期 5-20 min 100-650℃ 起火點向四 面八方延燒 火焰隨熱氣 上升至天花 板面 使用耐燃材 料避難及引 導逃生偵測 和初期滅火 設備 成長期的 耐燃性 閃燃 瞬間 至少 800℃ 室內所有可 燃燒物在接 近的同ㄧ時 間著火燃燒 使用防火構 件、構造煙 控全棟避 難、防火設 備 防止擴大 延燒 全盛期 不一定 通風控制燃燒 600-900℃ 燃料控制燃燒 600-1200℃ 室內所有可 燃物皆燃燒 衰退期 不一定 約 200-300℃ 可燃物燃燒 速度漸減少 致火勢熄滅 防制二次燃 燒煙氣排放 及結構穩定 性 防止破壞 (資料來源：內政部營建署，「建築材料與建築設備之分類系統」)
圖 2-3 室內火災成長過程時間-溫度曲線【5】 (資料來源：陳海曙★，「建築防火安全設計學」) 1.起火期 當物質開始變熱時，會釋放可燃燒的氣體。初期的受熱通常來自一個外部 源，例如火柴或火花。受熱也能透過來自另一個火或熱源的傳導、對流或輻射 而發生。在某個點，產生的熱會超過被驅散的熱，燃燒自己能夠供給自己所需 要的熱而使燃燒繼續。當存在化學反應所需要的成分時，發火（Ignition）便 會發生。發火係指物質不再需要外部的加熱而有能力從自己產生的熱來維持燃 燒。初期火災發展階段非常簡單，係指火的四面體的四種要素全都到位、物質 到達它們的發火溫度，且開始起火。在發火階段，火通常非常小且地區受限制。 2.成長期 發火後，火開始成長。剛開始是小小的火焰，其他易燃物受熱、釋放易燃 氣態、發火、將連鎖反應擴散到其他易燃物，導致火勢加大。成長的速度和最 終火勢視建築物內部氧氣供應、燃料量、空間大小及內部裝潢材料等因素決定 之。在火災成長階段（Growth），會發展出明顯的熱捲流。在一個房間內，熱
捲流會抵達天花板且開始側向移動。一個房間內的火可能在成長階段擴大到其 他房間和建築物其他部分。視前面列出的因素，這樣的擴展在數秒內就會發生。 如仍有大量的空氣，成長階段的火會迅速蔓延，最終達到閃燃（Flash Over） 現象後，進入最盛期火災階段。如果空氣受到限制或沒有空氣，火的發展受到 通風的控制；亦即，只有在有空氣時火才會成長（亦稱為「通風不足」或「受 空氣控制」的火）。 在火的成長階段中，進行燃燒的房間裡可能遭遇的熱與溫度。在成長階 段，室內空間溫度高達 500℃到 600℃，閃燃時室內溫度更可高達 800℃到 1000 ℃。 3.全盛期 火災於成長階段後期進入閃燃之後，因燃燒現象劇烈，且放出大量的熱， 此時火勢鼎盛，室內持續保持高溫狀態，火災發展至此稱為全盛期（完全發 展,Fully Developed），此時建築物受到重大壓力，此時石灰、石膏乃至混凝土 可 能 發 生 爆 裂 而 剝 離 。 該 時 期 之 燃 燒 可 分 為 通 風 控 制 燃 燒 （ Ventilation Controlled）及燃料控制燃燒（Fuel Controlled）兩種。 火要變成完全發展，必須有大量的空氣。在一個結構物內，完全發展階段 的速度和範圍受到可進入火場的空氣量的控制或調節，只有在有空氣助長燃燒 下，火才會變成完全發展。當建築物的某些部分破損（倒塌、門窗破損等等） 且空氣可不受限制進入火場時，受空氣控制的成長階段的火勢會快速變成完全 發展階段。一般而言，完全發展階段之火場溫度可達 700℃-1200℃間。 4.衰退期 為居室火災最盛期後火勢趨小之階段，隨著可燃物的燃燒殆盡，火勢漸轉 弱室內溫度開始成直線般下降，地板上呈現殘物燃燒狀態，一直至熄滅為止。 由於可燃物量減少，燃燒火勢逐漸變小，火災的發展進入衰退期（Decay），衰 退期開始於最盛期溫度降低至 80%的時侯，所以衰退期初期的溫度仍高．溫度 在此階段緩慢下降，最後只剩下焦炭餘燼，此情況如任期擱置，可長時間保持 高溫，室溫維持在 200℃-300℃前後，不易下降，若有外來可燃材料的加入，
火場的溫度仍足以再次點燃可燃物，造成復燃。
第二節 高層建築物內部材料組成與火災溫度關係
高層建築物因內部空間大、可燃物多且使用型態複雜，如無良善建築公共 安全及消防安全管理，一旦起火，建築內部滅火設施及防火區劃功能的失效， 容易造成大面積火災，本節茲就建築物內部材料及物品（木材、混凝土、金屬、 塑膠、玻璃、塗料等 6 類）燃燒過程之強弱、物質變化及燒毀程度之影響，研 判當時火災現場可能之溫度與狀況。 一、高層建築物之定義 「高層建築物」之定義，綜觀世界各國的界定，通常以一般建築物高度或 總樓地板面積區分外，也有以消防隊救災之雲梯車所不能達到的範圍為區分標 準。下列為世界各國所謂「高層建築物」之定義： 1.美國：高度在 500 英呎（152.4 公尺）以上者。 2.日本：法規定義為高度超過 60 公尺者。 3.中國：建築規範規定係高度 100 公尺以上者。 4.國內：依建築技術規則建築設計施工編第 12 章第 227 條之規定，高層 建築物係指高度在 50 公尺或樓層在 16 層以上之建築物。 二、高層建築物火災特性 高層建築物發生火災時，不僅是在起火點的確認、火災擴展狀況的掌握、 以及需要救助者狀況的了解等的情報蒐集上，需要相當多的時間。消防活動如 消防隊的進入、滅火操作、以及人命救援等也極其困難。因此，在火災防護概 念上以自救為出發點，相關法令則強化了各種防火設施與設備的設置規制，而 在這些規制下，形成了高層建築物的火災特性。 另由於高層建築物內部空間及使用較一般建築為複雜，因此，高層建築物 在火害危險性上較一般建築為高，究其原因主要有下列四點：【6,7】1.火勢蔓延快 高層建築物內部有眾多的樓梯間、升降機管道、電纜管道、風道、排煙道 等等垂直管道，如果防火區劃或防火處理不完善，火害發生時，就好像一座高 聳的煙囪，成為火勢快速蔓延的途徑。 2.疏散困難 高層建築因具有樓層數多，垂直距離長的特點，疏散避難到地面層或其他 安全的場所所需的時間也較長。使用人員密集，於火災發生時，多係於停電狀 態，內部漆黑，濃煙嗆鼻，人員驚慌恐懼，互相推擠踐踏，呼天搶地，爭先恐 後，往往造成人命傷亡，層數越高，人員越多，疏散時間越長；疏散人流擁擠， 火災時因受煙氣之威脅，人之本能恐懼心理及逃生欲望，使人們瞬間集中擠向 安全通道。火害發生時，由於各種垂直管道氣壓牽引力大，火焰以及煙氣向上 蔓延快速，增加了疏散避難的困難度。多數超高層建築物的垂直逃生主要倚靠 樓梯，但由於樓梯逃生至避難層所需時間極多，一旦煙氣竄入，就會嚴重影響 避難。 3.撲救困難性高 高層建築物樓層數多，高度甚高，火災發生時，戶外進行搶救相當困難， 高層建築之高度，超出雲梯車之界限，消防車幫浦之加壓壓力有限，雲梯愈長， 車體愈笨重，操作升梯之時間愈長，操作所需之底面積越大，頂端搖晃愈厲害， 射水、搶救愈困難，影響甚鉅。一般均以自救為主要考量，即主要靠室內防火 設施並配合消防安全設備，但防火安全設施及設備若設置不完善則有信賴上的 問題，因此，高層建築物的火災撲救往往較為困難。 4.火災隱患多 一般高層建築物因空間較多，管道密佈錯綜復雜，為達到使用效能，其大 多為複合用途建築物；可燃物多，建築公共安全及消防安全管理不易；例如： 設有商業使用的空間、人員密集的表演場、餐廳、辦公大樓，又分租給若干單 位使用，使用狀況及安全管理不統一，潛在火災隱患多，一旦起火，容易造成 大面積火災，設施規模鉅大化、複雜化，使防災之反應動作時間增加，消防人
員為確認起火點，向火場推進時間變緩，避難與救助所需時間變長，反應時間 增加。從國內火害發生實例可知，這類火災發生，火災蔓延、撲救、疏散更為 困難，容易造成更大的損失。 三、高層建築物火災與內部材料燒毀程度之影響【8】 1.木材類（板材、角材、圓材） 建築物內部裝修、物品及傢俱等多為木造，木材經熱徐徐加溫後，最初是 木質細胞間隙中之水分開始蒸發，其後逐漸開始乾燥，溫度達到 100℃時，供 給的熱全部用於水分的蒸發，此種現象持續至水分全部蒸發為止，待木材的水 分完全蒸發後，木材的溫度會持續再上昇，此時木材成分內所含之揮發性物質 亦同時蒸發。溫度上升至 160℃時木材產生熱分解氣體，變成燒焦之褐色（褐 化），此時若予引火，即可著火。溫度在 240℃〜270℃時，急劇分解可燃性氣 體，若有引火物，即會全面引燃，一般是以 260℃為木材的引火危險溫度。於 300℃〜350℃之間完全碳化。420℃〜470℃時可使木材自然發火。以上係木材 加熱進行碳化成灰之狀況，其過程之各種燃燒現象強弱依序為：變色→燒焦→ 碳化→剝離→燒失。 (1).碳化（凹凸、溝痕幅度及深度） 木材碳化表面愈粗糙、凹凸愈明顯、龜裂溝痕愈深，燃燒愈強；碳化深度 與暴露火流時間未有線性關係而係與熱源大小成性線關係，碳化深度比較可以 研判出火流方向。一般木材碳化強弱的判斷要領如下： A. 碳化面的凹凸狀況愈厲害，則表示燒得愈強烈。 B. 形成碳化花紋的溝痕幅度愈寬，則表示燒得愈厲害。 C. 形成碳化花紋的溝痕深度愈深，則表示燒得愈厲害。 (2).剝離（快速燃燒尚未碳化完畢之碳片濺跳） 木材在焚燒時，或爐灶中之木片燃燒時，會發出霹靂啪啦之爆裂聲並濺 跳，此種碳化之剝落狀態，稱為剝離。燃燒愈強烈，剝離之處所愈多愈深愈大， 其特徵有：
A. 每一個面積不大，剝離部份的表面粗糙呈鋸齒狀且遍布不一。 B. 剝離之處愈多、愈深、愈大表示燃燒愈強烈。 C. 射水剝離其表面較寬大、平坦、鮮豔、集中。 D. 裂紋之大小和形狀與火流燃燒之速度和密度並無多大相關，是和木材 本身材質與木紋生長方向不同而相關。 (3.)燒失 木材著火後，經過碳化、剝離的過程，然後達到燒失（灰化）的階段，火 災現場所見之木材有下列幾種之燒失情形： A. 部分燒失 木材是各種物質中燒毀程度最易顯示比較燃燒強弱者，部分燒失是燒失之 程度中最輕微者，故最易推測火流之方向及受熱之強弱，部分燒失愈多，受熱 越強，愈接近起火點。其燃燒狀態可分為燒細、燒斷及燒穿等。 B. 大半燒失 木材燃燒經部分燒失過程後，燃燒繼續進行，則呈現大半燒失的現象，燒 失範圍多的方向，火勢較強，另經由殘留木材難燃之部分來推定原形之狀態， 進而判斷火流之方向及燃燒強弱。 C. 完全燒失 完全燒失乃顯示該處必然經過嚴重之燃燒導致燃燒前可燃物已完全燒失 而不復殘留之狀態，欲瞭解燃燒前建築物內部狀況，應詢問相關人員原有結 構、物質及形狀，再找尋其他間接證據作為起火狀態之研判依據。 2.混凝土類 混凝土為質地堅硬之不燃性物質，其塗敷層受熱之後因燃燒程度之不同， 由輕微而致嚴重將產生變色、龜裂、凸起、剝落及白粉化之現象。 (1).變色
火災時發生之媒屑附著在混凝土將使混凝土變為黑色，此煤屑隨著燃燒之 持續而燒失逐漸變為白色，亦即表示混凝土顏色愈白，該處燃燒愈強。 (2).龜裂 混凝土若持續燃燒，塗敷層將產生龜裂現象 (3).凸起 混凝土產生龜裂後，仍持續燃燒，塗敷層將產生凸起現象。 (4).剝落 凸起後再持續燃燒將成凸起部分剝落現象，凸起部分剝落面愈廣者，顯示 其燃燒愈強。 (5).白粉化 混凝土若持續長時間受高溫燃燒，將使其本身凝結力減低產生白粉化現 象，有此現象表示比較接近起火點。 3.金屬類 金屬原本係不燃性材料，但若受到熱仍會有變色、軟化、彎曲、熔化等變 化，而由各該受熱程度的差距，即表示其燃燒的強弱，勘查時得依變色程度、 彎曲狀況、甚至熔化情形，推斷受熱方向、延燒途徑及研判起火處所。 (1).變色 金屬類受到燃燒之後，首先呈現黑色煙渣附黏的現象(可能伴隨起泡現 象)。若繼續加熱，繼而煙渣量逐漸增加到某種程度時，繼續加熱煙渣則會逐 漸燒失。一般除電鍍類於受熱後，先變紅色再變青色，由顏色表示其溫度差外， 金屬類幾乎都是燃燒愈強烈，燃燒形態愈呈白色之傾向。而鐵製材料受熱愈 強，其氧化腐蝕速度亦愈快，隨時間經過，逐漸變成褐色。表 2-2 為鋼材於各 受熱階段溫度之變色狀況。
表 2-2 鋼材受熱之變色【9】 加熱溫度℃ 不銹鋼(SUS304) 冷軋鋼板 300℃ 一點薄褐色 薄褐色 400℃ 一點濃薄褐色 一點濃黃褐色 500℃ 薄紅紫色 薄紫色 600℃ 紅紫色 暗紫色 700℃ 濃紅紫色 近灰色之暗紫色 800℃ 紫色 黑紫色 900℃ 暗青色 灰色(氧化鐵色) 1000℃ 灰色(氧化鐵色) 灰色(氧化鐵色) (資料來源：內政部消防署，火災原因調查鑑店訓練班第十八期訓練教材) (2).軟化、彎曲 金屬類受熱即會膨脹，當達到各該金屬之固有溫度時產生軟化。由於受到 膨脹、本身自重及荷重的影響，軟化的金屬即會形成彎曲，勘查時可由其軟化 彎曲變形程度，推斷燃燒之強弱，但彎曲之方向未必即是受熱之方向。因此研 判時只能以彎曲之程度，做為燃燒強弱之比較。 (3).熔化 金屬受熱軟化彎曲，當溫度達該金屬之熔化溫度時即開始熔化，其熔化程 度之差異，可顯示出燃燒之強弱及火流方向，但勘查時僅能以相同材質之物品 做比較。不同材質之金屬物品其熔化溫度不同，依熔化程度研判火流方向易產 生誤判應加以留意。下表 2-3 為一般常見金屬之熔化溫度【9】。
表 2-3 常見金屬之熔化溫度【9】 金屬種類 熔化溫度 金屬種類 熔化溫度 錫 232℃ 保險絲 220℃-320℃ 鉛 327℃ 銀 960℃ 鋅 420℃ 金 1063℃ 鋁 660℃ 鐵 1530℃ 黃銅 880℃ 不銹鋼 1520℃ 青銅 922℃ 鎢 3400℃ 銅 1083℃ 鎳 1455℃ 另：玻璃熔化溫度為 500℃-600℃，溫度達 250℃-400℃即破裂。 一般筋水泥建築火災地板附近最高溫約為 800℃-1000℃。 木造房屋火災最高溫度約為 1100℃-1200℃。 短路發生之火花熱約為 2000℃-5000℃。 (資料來源：內政部消防署，火災原因調查鑑店訓練班第十八期訓練教材) 4.塑膠類（PVC） 塑膠類之燃燒一般為分解燃燒，其過程係經受熱軟化，進而熔化，而後碳 化燒失；燃燒性因組成不同而有相當之差異。 (1)軟化（123℃） 塑膠之軟化隨其種類而異，一般聚乙烯約 40℃－50℃即呈熱變形（遠較 其軟化點為低），123℃左右軟化，220℃左右熔化。 (2).熔化下滴（220℃） 軟化之塑膠再進一步加熱時，則逐漸熔化下滴。除非是裝有水或放置地板 附近較低位置或是火場邊緣之塑膠，否則多會被熔解或燒失。 (3).燒失（200℃－400℃） 塑膠一般均屬可燃物，通常其著火溫度甚低，溫度在 200℃－400℃之間 便產生熱分解。因成熔解狀態產生瓦斯，著火而燒失，由殘存部分及燒失程度
研判受熱之強弱。 5.玻璃類 一般玻璃使用於建築物內主要以玻璃門窗、簡易隔間及裝飾等，而玻璃依 其燃燒程度由輕微至嚴重可區分為破裂、碎裂及融凝。 (1).破裂 玻璃受熱會產生黏性變化，當玻璃受熱較小，但仍大於膨脹係數造成異常 膨脹，形成表面成貝殼狀破裂，而裂片呈片狀且稜角尖銳（250℃－400℃）。 (2).碎裂 因玻璃表面熱應力大於其抗張應力玻璃呈小碎片且雜有凝塊（550℃－600 ℃）。 (3).熔凝 玻璃受熱大於其熔點 600℃，始溶解而落於窗框或地面。 6.塗料類 一般塗料受熱依其程度可區分為變色、發泡及燒失等。 (1).變色 塗料變色的差距仍然是燃燒強弱的表示，不過塗料的顏色特別多，需先行 確認原有顏色，否則難以判斷燃燒型態的強弱。 (2).發泡 塗料發熱後可能產生發泡狀態（並非每種塗料都有起泡現象），可依位置、 大小及數量研判燃燒強弱。 (3).燒失 塗料於物體表面長呈薄層狀態，較容易燒失，因此可依剩餘部分來辨別燃 燒之強弱。
四、建築物結構的防火時效 世界上大部分高層建築物所採用的軀體構造 主要為鋼筋混凝土構造 （RC）、鋼骨構造（SC）或鋼骨鋼筋混凝土構造（SRC），所用的材料為鋼材 與混凝土。外圍由混凝土材料所包覆的鋼筋混凝土構造及鋼骨鋼筋混凝土構 造，由於混凝土保護層的隔熱作用，可以減緩材料的升溫與伴隨而來的承載能 力折減。鋼骨構造則由於鋼材的高熱傳性，必須另外以隔熱性材料來包覆，以 減緩構件鋼材的升溫與伴隨而來的承載能力折減。而耐火被覆材料與各類軀體 結構構件整合後所能防護火災的時間長短，就是建築物結構的「防火時效」。 RC 構造之高層建築特點為建造工程造價較 SC 構造及 SRC 構造低廉，另 受風力或地震力影響，側向位移十分小，故居住於室內人感覺不明顯，另 RC 構造受火災溫度變化影響較小，故建築結構抗火性為三者中最優；惟 RC 構造 建築不能蓋太高，一般 21 層的 RC 建築物，在載重層層累積下，其柱梁斷面 需施作非常大，柱子可能會大到 1.5M＊1.5M 以上，嚴重影響室內可用空間和 隔間，並不經濟，且以現今環保意識抬頭層面看，因混凝土生產過程中會產生 許多 CO2，故使用 RC 建造並不環保。 SC 構造之高層建築特點因鋼結構具有強度高、韌性大、材質均勻、自重 輕及良好的抗震等優點，故較 RC 結構而言更符合高層建築高跨徑及耐震之需 求，且鋼結構施工機械化度高可於工廠預鑄，現場組裝，施工快速，同樣規模 建築物，SC 結構比 RC 結構工期短約 1/3，故可節省模板材料支出，另可建築 結構之鋼材可重複使用，符合現今社會環保需求；惟鋼材怕火，一般的鋼材於 650℃時，其降伏強度將減少 20%~25%，於 725℃時，鋼材完全軟化，持續的 高溫會造成 SC 結構崩解，故需於鋼材表面施作防火保護。且鋼材怕鏽，一產 生鏽蝕，強度即開始降低，可於表面油漆隔絕水氣，或使用合金鋼等方式防止 鏽蝕產生。 SRC 構造之高層建築物特點為同時擁有 RC 構造與 SC 構造的優點，因 SRC 結構以鋼筋混凝土包構鋼骨，是最安全的柱樑，結構應力均勻分配傳遞，抗震 效果最好，且鋼骨外層有鋼筋混凝土包構之故，因此其耐久性及防火性高，目 前 SRC 構造運用於高層建築及超高層建築，是一種耐震能力好且安全性極高
的構造方式，地震帶國家(如台灣)非常適用之；惟 SRC 構造施工期較 RC 構造 建築物長，且造價較高。 1.建築物防火時效之規定 高層建築物依建築技術規則設計施工編第 69 條規定係為地面 3 層以上建 築物，整棟應為防火構造建築物，其主要構造之柱、樑、承重牆壁、樓地板及 屋頂應具有一定之防火時效此於建築技術規則設計施工編第 70 條亦有規定如 表 2-4 所示。 表 2-4 防火構造之防火時效分類 (資料來源:建築技術規則) 層數 主要構造 自頂層起算不超 過 4 層之各樓層 自頂層起算超過 4 層 至 14 層之各樓層 自頂層起算至第 15 層以上之各樓層 承重牆壁 1hr 1hr 2hr 樑 1hr 2hr 3hr 柱 1hr 2hr 3hr 樓地板 1hr 2hr 2hr 屋頂 0.5hr 註：1.屋頂突出物未達計算樓層面積者，其防火時效與頂層同。 2.本表所指之層數包括地下層數 (資料來源：建築技術規則) 2.鋼結構之防火被覆技術 一般鋼材在高溫下降伏強度即開始大幅下降，進而影響鋼結構高溫下之結 構受力行為，導致鋼構造發生火災時會發生倒塌的危險，故為防止鋼結構建築 之火害，規定其主要結構體必須具備足夠之防火時效，一般鋼結構應有防火保 護工作，其保護的被覆材料包括： (1).防火毯：以石綿、礦纖等毯狀成品包覆型鋼。 (2).防火板：以矽酸鈣板、礦纖板或石膏板等防火材料板包覆。
(3).防火塗料：利用塗料本身遇熱後產生化學變化而膨脹至一定厚度，形 成隔熱層。 (4).防火噴料：以質地輕、隔熱佳的材料直接噴塗於鋼料表面或鋼絲網界 面。 (5).防火覆材：以石膏或水泥等輕質灰漿包覆於鋼料表面。
第三節 火害對於建築結構中混凝土材料之影響
一、火害後對混凝土強度之影響 蔡佐良等人於 1998 年【10】在「火害延時與溫度對混凝土強度之綜合影 響－溫時分析法」一文中提到，火害試驗溫度在 200℃以下時，其殘餘抗壓強 度高於基準強度，其主要原因係當混凝土受熱溫度在 105℃時，混凝土中的毛 細孔水及吸附水會因高溫而蒸發，試體產生加速水化反應的效果。在 300℃試 驗之試體殘餘抗壓強度均已呈現下降之現象，最多下降約 14％。其原因是在 250〜350℃之間，試體內之水化物或 C-S-H 膠體的鍵結水將大部份散失，其 分子結構間的鍵結力將被破壞，使骨材和水泥漿體之間的裂縫增大，造成強度 的降低。在 400℃試驗之試體，其殘餘抗壓強度下降約 25％；在 500℃試驗後 之試體殘餘抗壓強度下降約 57％左右。 1998 年，楊旻森、陳舜田、沈進發【11】以「軸壓力對混凝土受火害後 之力學性質之影響」之研究結果指出，混凝土受火害後之力學性質變化與水灰 比及試體尺寸並無明顯之相關性，但隨所受之軸壓力與火害溫度而改變。火害 後混凝土之殘餘抗壓強度及彈性模數隨溫度增加而降低，但衰減的趨勢受所施 加之軸壓力增加而減緩。另混凝土受火害後殘留抗壓強度隨火害溫度增加而降 低，且折減的程度在火害溫度由 500℃上升至 600℃時更為嚴重。探究強度折 減的原因，概可分述以下來說明： 1.混凝土受火害時，由於熱能之作用，破壞了水泥漿體之固微結構，使其 膠結能力漸失。 2.混凝土中之骨材受熱時，應變隨溫度上升而增加；反觀水泥漿體，溫度上升初期，應變亦隨溫度上升而增加，但當溫度超過約 130℃時，應變 反脹為縮，造成水泥漿體與骨材間之界面因脹縮不一致而龜裂，使混凝 土之強度降低。 3.混凝土於受火害過程中由於混凝土之熱傳速率慢，內外之溫差大，使得 內外脹縮不和諧而產生裂縫。 4.火害溫度由 500℃上升至 600℃時，強度急遽衰減，其主要原因乃是矽 質骨材之 SiO2由α相轉變為β相，體積大為膨脹，混凝龜裂更為嚴重， 使其強度折減更大。 5.預施軸壓應力混凝土具有較高之殘留抗壓強度，且殘留抗壓強度之衰減 隨預施軸壓應力增加而有減緩之趨勢。預施軸壓應力 0.05ƒc以上，受火 害 400℃，殘留抗壓強度幾乎未有任何損失；受火害 500℃之試體殘留 抗壓強度幾乎亦都在 90%以上。 大陸的學者研究亦指出【12】，尺寸 10cm×10cm×30cm 的稜形試體，強度 等級分別為 20MPa 和 30MPa (C20 與 C30)的混凝土試體，受熱溫度分別為 100、300、500、700 ˚C，受熱時間分別為 1、2、3 小時。達到規定溫度後開 始計時至規定受熱時間。取出試體後自來水冷卻 15min，置於室溫下完全冷 卻。72h 後測量試體的抗壓強度和彈性模數。其研究成果顯示，溫度至 500° 時，C20 與 C30 試體平均殘餘抗壓強度分別為標準組之 56%~67%(如圖 2-4) 及 73%(如圖 2-5)。
圖 2-4 C20 混凝土高溫作用後殘餘抗壓強度【12】 (資料來源：贾艳东、田傲霜、张斌、许传矗、李季★ ，「不同时间高温后 混凝土性能的试验研究」) 圖 2-5 C30 混凝土高溫作用後殘餘抗壓強度【12】 (資料來源：贾艳东、田傲霜、张斌、许传矗、李季★ ，「不同时间高温后 混凝土性能的试验研究」)
內政部建築研究所 2010 有關自充填混凝土火害後之研究報告成果指出 【13】，當自充填混凝土試體採 15cm×30cm 的標準圓柱試體，在設計抗壓強度 為 280kgf/cm2時，在澆置完成後試體先置於室內無養護條件下約 46 個月後進 行加熱，並以 5˚C/分進行加熱，當試體內部中心處達到預定之試驗溫度時，持 溫 1 小時後即停止加熱。研究中定義試體自加溫完成起 24 小時為冷卻期間依 冷卻方式可分為自然冷卻和強制冷卻。所謂自然冷卻為在加熱時間到達時高溫 爐停止加熱時，然後將爐門打開讓試體和高溫爐一起降溫。強制冷卻為在加熱 時間到達時將試體取出並立即置入常溫冷水槽中降溫 2 小時，而後取出置於通 風良好之室內。冷卻期間到達後之養護方式為空氣中養護，即在試體冷卻期間 到達後就將其置放於通風良好之室內，一直到靜置時間到達。 本研究之升溫方式與 CNS 12514【14】及 ASTM E119【15】標準升溫曲 線比較，如圖 2-6。不論 CNS 12514【14】 或 ASTM E119【15】 均為急速 升溫，第 1 分鐘分別需達到 349℃或 333℃，第 5 分鐘時則為 576℃或 538 ℃。若採用 CNS 12514【14】 及 ASTM E119【15】 升溫曲線，由於升溫速 率過快，易造成混凝土爆裂，以往研究為避免此現象發生需於試驗前先將試體 置於溫度 105℃設備內烘乾再進行加熱試驗，然而本研究試體係在無預先烘乾 情形下直接加熱，為避免升溫速率過快，混凝土爆裂影響實驗結果，及參考內 政部建築研究所 2008 年自行研究案「鋼筋混凝土梁柱接頭火害後之行為初探」 之混凝土梁與柱內部升溫速率約 1 至 5℃/分，本研究加熱實驗之升溫速率採 用 5℃/分。
圖 2-6 電熱高溫爐升溫曲線與標準升溫曲線比較【14】 (資料來源：CNS 12514，「建築物構造部分耐火試驗法」) 本研究報告參考張雲妃【16】有關混凝土高溫下物理與化學變化說明殘餘 抗壓強度與溫度關係如下(如圖 2-7): 1.混凝土在加熱 200°C 後，採用自然冷卻與強制冷卻之平均殘餘抗壓強度 分別為標準組之 91%及 79.7％。因為低於 200°C 的溫度，僅能造成非 化學結合水的蒸發，如自由水、毛細管水與吸附水等多半在 200°C 前 可蒸發完全。由於這些非化學結合水的蒸發並不會改變水泥漿體與骨材 的化學組成，因此抗壓強度未有明顯折減。 2.當溫度升至 400°C 時，除了 C-S-H 膠體內的化學結合水仍在持續脫出之 外，硫鋁酸鈣水化物也開始進行脫水反應，使得原本結晶完整的結構破 壞，殘餘抗壓強度顯著下降，並開始產生裂縫。採用自然冷卻與強制冷 卻之平均殘餘抗壓強度分別為標準組之 57.5%及 71.1%。 3.當溫度超過 400°C 時，混凝土表面裂縫明顯且相互連接，水泥水化物中
的氫氧化鈣開始脫水生成氧化鈣，並持續反應至 600°C，而在溫度 500 至 650°C 間，矽質骨材內的二氧化矽發生晶相轉變(由α相轉變成β 相)，體積膨脹，造成骨材結構破壞，以致混凝土強度急遽下降，溫度 600℃時，自然冷卻與強制冷卻之平均殘餘抗壓強度分別為標準組之 28.3%及 38.3％。溫度升高至 800℃，自然冷卻與強制冷卻之平均殘餘 抗壓強度分別為標準組之 10.2%及 9.5％。 另從圖 2-7 可發現冷卻方式對混凝土殘餘抗壓強度之影響。溫度 200℃ 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。 圖 2-7 SCC 試體火害後殘餘抗壓強度與溫度關係【13】 (資料來源：李其忠★，「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）」) 混凝土火害後殘餘抗壓強度除與所受溫度密切相關外，亦與火害後置放時 間有關，火害後殘餘抗壓強度先下降後恢復，如圖 2-8 所示【13】。200℃以下
混凝土殘餘抗壓強度恢復較快，400℃以上則恢復較慢，這是因為混凝土的物 理化學變化及介面微裂縫發展在火害結束後的初期仍在繼續，以後逐漸減緩， 微裂縫逐步癒合，混凝土殘餘抗壓強度逐漸恢復，當火害溫度超過 400℃，由 於微裂縫發展比較充足，可恢復程度減少，且脫水反應與骨材分解反應逐漸趨 於穩定，因而混凝土殘餘抗壓強度恢復減緩。在強制冷卻時，混凝土試體可與 充分和水接觸，使得原來的化合物在脫水後又重新生成新的水化物，對於高溫 形成的微裂縫進行修補，緩和由於高溫造成的破壞，因此，混凝土殘餘抗壓強 度得以逐步回升，而且受火溫度愈低，這種回升的趨勢愈高。 當溫度在 200℃時，自然冷卻試體內部損傷較輕微，其殘餘抗壓強度可以 很快恢復，強制冷卻試體的損傷除溫度損傷外，還有表面急速冷卻收縮的損 傷，導致火害後殘餘抗壓強度恢復期較長。溫度 400℃以上，自然冷卻試體受 高溫損傷比較嚴重，火害後混凝土損傷仍繼續發展一段時間，強制冷卻試體由 於混凝土與水接觸，可新生成一些水化物能有效阻止混凝土強度的繼續下降， 其殘餘抗壓強度很快止跌回升。 圖 2-8 受高溫冷卻後混凝土抗壓強度隨時間回復之情形【13】 (資料來源：李其忠★，「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）」)
二、火害後對混凝土彈性模數之影響 大陸學者研究火害後對混凝土彈性模數之影響【12】，研究中對火害後混 凝土彈性模數定義仍按 ASTM C469-02 未加熱試體之規定，為實測應力－應變 曲線上 40%抗壓強度處之割線斜率。其研究成果顯示，混凝土在高溫作用後， 其彈性模數與常溫者之比值，與試體強度之關係大致相同，係隨試驗火害溫度 的升高而降低，如圖 2-9 及圖 2-10 所示。溫度 t 在 100℃以內時，C20 試體抵 抗變形能力幾乎無變化，其彈性模數值甚至比常溫下者有所增加；C30 試體彈 性模數值則表現為較明顯下降趨勢。混凝土在高溫作用後，強度下降與變形增 大係同時發生，使得彈性模數的折損程度更甚於抗壓強度。 圖 2-9 C20 混凝土高溫作用後彈性模數損失情況【12】 (資料來源：贾艳东、田傲霜、张斌、许传矗、李季★ ，「不同时间高温后 混凝土性能的试验研究」)
圖 2-10 C30 混凝土高溫作用後彈性模數損失情況【12】 (資料來源：贾艳东、田傲霜、张斌、许传矗、李季★ ，「不同时间高温后 混凝土性能的试验研究」) 內政部建築研究所 2010 之研究報告成果【13】則指出(如圖 2-11)，火害 溫度 400℃以上，混凝土的結晶體發生變化和內部損傷的累積，使得試體強度 下降與變形迅速增大，殘餘彈性模數大幅度下降。另冷卻方式對混凝土殘餘彈 性模數之影響，除溫度在 200℃時強制冷卻試體的殘餘彈性模數較自然冷卻試 體高外，400℃、600℃及 800℃之殘餘彈性模數兩者相差不大。 自然冷卻試體在溫度 400℃以下和強制冷卻試體在溫度 600℃以下，很難 獲得應力－應變曲線之下降段，主要是自充填混凝土的脆性較大，進入下降段 後，能量釋放比較突然、集中所致。 當溫度超過 600°C，脆性降低且試體在作加壓試驗之前，因高溫作用已存 在大量裂縫，應力－應變曲線之下降段則趨平緩。另混凝土經高溫作用後，因 大量裂縫存在，而在加壓初期間出現裂縫閉合、應變快速增加及剛度漸增之上 凹曲線。
圖 2-11 SCC 試體火害後殘餘彈性模數與溫度關係【13】 (資料來源：李其忠★，「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）」)
第四節 火害對於建築結構中鋼骨材料之影響
火災可能導致建築結構損壞或倒塌，嚴重危害人員生命安全。柱構件為主 要支撐建築物之結構構件，因此柱構件在建築防火設計有其重要性。近年來， 國內高樓建築普遍採用鋼骨鋼筋混凝土構造，在工程實務上常見內灌混凝土箱 型鋼柱。此種填充式箱型鋼管混凝土柱承受軸向載重與高溫時，因不同材料性 質導致強度損失及熱膨脹能力有所差異，此差異現象可能會影響填充式箱型鋼 管混凝土柱構件耐火能力。 一、耐火規範對建築結構中鋼骨材料之規定 火場中鋼結構高樓建築的受力行為非常複雜，主要原因之一在於火場中的 溫度的高低與延時因環境因素而有甚大的差異，如火場中可燃物的多寡、空氣 是否流通等等均會影響火焰燃燒時間與溫度，而爲使各國進行火害研究有統一 比較的標準，因此國際間通用之標準 ISO、美國 ASTM、英國 BS]規範及日本JIS 等均訂定標準升溫曲線，各國規範所訂定的標準升溫曲線差異不大，且 BS476 所訂定之標準升溫曲線與 ISO 之標準升溫曲線相同，而國內規範 CNS 12514 亦參照其訂定國內之標準升溫曲線，如圖 2-12。值得注意的是標準升溫 曲線無法代表任何單一火場的溫度與火災延時狀況，其目的在於提供不同研究 者在不同地區進行試驗時一個相同比較的標準，如圖 2-13 所示裸鋼鋼柱表面 溫度分佈曲線，因試驗爐、試體尺寸及加載大小等之影響，使得依據標準升溫 曲線所得之結果彼此間差異甚大【17】。 圖 2-12 CNS 12514 與 ASTM E119 之標準升溫曲線【14，15】 (資料來源：CNS 12514，「建築物構造部分耐火試驗法」、ASTM E119, “Standard Tests Methods for Fire Tests of Buildings Construction and Materials,”)
圖 2-13 裸鋼鋼柱溫度分佈圖【17】 (資料來源：阮秋慎★，「鋼結構抗彎接頭高溫下結構行為之數值模擬」) 下列為常見的耐火規範： 1. ISO 834 ISO 834 耐火試驗規範之標準升溫曲線為 T=345 log10 (8t+1)+20，其中 T 為平均爐內 溫度 (°C) 、t 為試驗經 過時間 (min)；試驗之 室內溫 度須介於 10°C~30°C，初始平均爐溫小於 50°C；柱試體受熱長度，並無要求；性能基準 評定以構件承重能力判別。規定承重柱構造破壞條件為超過最大軸向壓縮量 (C) ， C=h/100(mm) ， 與 超 過 最 大 軸 向 壓 縮 速 率 (dC/dt) ， dC/dt=3h/1000 (mm/min)，其中 h 為柱試體高度。 2. BS 476 BS 476 耐火試驗規範之標準升溫曲線為 T=345 log10 (8t+1)+20；試驗開 始之室內溫度與爐內溫度須介於 5°C ~35°C；柱試體受熱長度要求 3 公尺以 上；以承重能力規定試體破壞條件為最大軸向壓縮量超過 120 mm 與最大軸 向壓縮速率超過 25 mm/min。 3. CNS 12514
我國 CNS 12514 規範主要參考 ISO 834 規範修訂。標準升溫曲線為 T=345 log10 (8t+1)+20，其中 T 為平均爐內溫度(°C)、t 為試驗經過時間(min)；開始 試驗前之室內溫度須介於 10~40°C，初始平均爐內溫度小於 50°C；柱試體受 熱長度須大於 3 公尺以上；柱試體耐火性能以承重能力判定，其破壞條件為最 大 軸 向 壓 縮 量 (C) ， C=h/100 (mm) ， 與 超 過 最 大 軸 向 壓 縮 速 率 (dC/dt) ， dC/dt=3h/1000 (mm/min)，其中 h 為柱試體高度；柱構件主要承力部分為鋼構 造者，耐火性能之破壞條件為鋼材最高溫度超過 550°C 或平均溫度超過 500°C。 4. ASTM E119 ASTM E119 耐 火試 驗規範 之升溫 條件 為 5 分 鐘爐內 平均 溫度須 達 538°C，30 分鐘須達到 843°C，1 小時須達到 927°C，2 小時須達到 1010°C， 4 小時須達到 1093°C；開始試驗之室溫介於 10°C~32°C 之間；對於承重柱試 體受熱段長度不得小於 2.7 公尺，而無加載具防火被覆鋼柱受熱長度至少 2.4 公尺，且試體各面均需受熱；試體耐火性能為依試驗類別要求，與鋼骨溫度判 定構件是否破壞，如鋼材平均溫度超過 538°C 或任一鋼材量測點之溫度超過 649°C，則試體發生破壞。 5. UL 263 UL 263 規範之標準升溫條件為 5 分鐘須達到 538°C，10 分鐘須達到 704°C，30 分鐘須達 843°C，1 小時須達到 927°C，2 小時須達到 1010°C，4 小時須達到 1093°C；開始試驗之室溫規定為 10°C ~32°C；承重柱試體受熱長 度要求大於 2.7 公尺，而未加載具防火被覆之鋼柱受熱長度規定至少 2.4 公 尺，且試驗時試體受熱段各面皆須受熱；關於柱試體耐火性能基準評定，乃根 據不同試驗分類來要求，但未加載且具防火被覆之鋼柱則要求熱電偶測點溫度 超過 649°C 或平均溫度超過 538°C，即判定試體破壞。 由上述說明得知，ISO 834、BS 476 和 CNS 12514 規範之標準升溫曲線 為依公式計算，而 ASTM E119 和 UL 263 規範之標準升溫曲線相同，乃以 時間規定爐內溫度，如圖 2-12 所示。
二、鋼材彈性模數在火害後之折減 本文所探討的試體材料主要為建研所實驗所使用的 SN490B 與 A572 Gr.50 的鋼材，其中 SN490B 為本實驗所用，其材料性質是經由中鋼實驗室進行高溫 材料試驗所得，分別為 SN490B 之 20℃、100℃、200℃、300℃、400℃、500 ℃、600℃、700℃及 800℃和 A572 Gr.50 的 20℃、350℃、550℃、650℃等 各溫度所對應之楊氏彈性模數，其實驗後楊氏彈性模數結果如圖 2-14 所示， 而其彈性模數折減係數結果如圖 2-15 並整理如表 2-5 和表 2-6【17】。 圖 2-14 SN490B 和 A572 Gr.50 在各溫度下的彈性模數【17】 (資料來源：阮秋慎★，「鋼結構抗彎接頭高溫下結構行為之數值模擬」)
圖 2-15 SN490B 與 A572 Gr.50 之鋼材彈性係數折減趨勢圖【17】
(資料來源：阮秋慎★，「鋼結構抗彎接頭高溫下結構行為之數值模擬」)
表 2-5 中鋼 SN490B 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減【17】
表 2-6 A572 Gr.50 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減【17】 (資料來源：阮秋慎★，「鋼結構抗彎接頭高溫下結構行為之數值模擬」) 由圖可以觀察出 SN490B 鋼材在室溫至 300℃之間，其楊氏彈性模數之數 值隨著溫度升高而遞減，300℃至 400℃之間，溫度與鋼材楊氏彈性模數之間 的關係曲線則變得較為平緩，超過 400℃之後，其關係則又呈現隨著溫度而遞 減的趨勢；而 A572 Gr. 50 鋼材其在 350℃之前，其楊氏彈性模數均隨著溫度 上升而下降，350℃至 550℃之間，溫度與鋼材楊氏彈性模數之間的關係曲線 則微上升，但在超過 550℃之後，其關係則又呈現隨著溫度快速遞減的趨勢。 三、鋼材降伏強度(Fy)與極限強度(Fu)在火害後之折減 鋼材之降伏強度(Fy)、極限強度(Fu)、彈性模數(E)等機械性質受溫度影響 甚鉅，一般而言，鋼材之強度及勁度隨溫度之上升而下降，而鋼材之機械性質 又為鋼結構構件結構行為之主要影響因素，如拉力構材採用鋼材之降伏強度與 極限強度進行設計，受壓構材強度受彈性模數之影響。傳統結構用鋼之降伏強 度與極限強度受溫度上升而下降，溫度愈高強度愈低(如圖 2-16 及圖 2-17) 【17，18】。由高溫拉力試驗結果可知，當傳統結構用鋼溫度受熱上昇至 400 ℃以上時，降伏強度即開始大幅下降，600℃時其降伏強度已下降至原有強度 的 2/3 以下，而鋼材之極限抗拉強度亦隨著溫度上升至 400℃後開始大幅下降。
圖 2-16 結構用鋼(SN490) 高溫下之降伏強度 Fy 及極限強度 Fu【18】 (資料來源：楊國珍、葉禎輝★，「鋼結構火害安全檢測與評估補強」) 圖 2-17 SN490B 與 A572 Gr.50 之鋼材降伏強度折減趨勢圖【17】 (資料來源：阮秋慎★，「鋼結構抗彎接頭高溫下結構行為之數值模擬」) 溫度高低對於鋼材強度之影響遠大於火害延燒時間的長短，由於鋼筋在火 害高溫下將喪失抗拉強度，因此在 RC 耐火設計中，須具有較一般 RC 設計標 準為大之保護層厚度，目的係藉由熱傳距離之增加以降低鋼筋遭受火害之溫 度，減少抗拉強度之損失。
雖然火害作用中之鋼筋，幾近喪失抗拉強度，但經退溫後卻能恢復相當之 抗拉強度性能【19】，火害高溫 800℃之鋼筋，火害後經退溫降服抗拉強度可 恢復至 83%原有降服抗拉強度，極限強度可恢復 90%極限抗拉強度，這項特 性與混凝土強度幾乎無法回復之性能大大不同。 鋼筋火害後之降服強度，劉靖國【20】依其折減趨勢建議折減方程式供計 算使用，以下列公式表示如下式： f yrf y T 500℃ （1.a） f yr(-0.108T+154.217)10-2f y 500℃T 750℃ （1.b） f yr(0.196T-73.863)10-2f y 750℃T800℃ （1.c） f yr0.83f y 800℃T （1.d） 式中： f yr：火害後鋼筋殘餘降伏強度（kgf/cm 2 ） f y：常溫鋼筋降伏強度（kgf/cm 2 ） T：火害最高溫度（℃） 至於鋼筋火害後之極限強度與溫度之關係，如下式： f yrf y T 500℃ （2.a） f yr(-0.09T+145)10-2f y 500℃T 750℃ （2.b） f yr(0.08T+26)10-2f y 750℃T 800℃ （2.c） f yr0.9f y 800℃T （2.d） 式中： f yr：火害後鋼筋殘餘降伏強度（kgf/cm 2 ） f y：常溫鋼筋降伏強度（kgf/cm 2 ） T：火害最高溫度（℃）
第五節 填充型鋼骨混凝土柱於高溫下行為
文獻資料顯示，高溫作用易導致高強度混凝發生剝落或爆裂等現象。鑑 此，有不少研究探討高溫對高強度混凝土爆裂行為之影響。現今有許多計算
CFTC 耐火時效的方法與規範（Chinese Code DBJ13-51；National Building Code of Canada；ASCE/SFPE 29-99；ACI 216；AISC Steel Design Guide 19；EN 1994-1-2），係參酌這一領域主要研究群體的數值模擬與實驗結果。有關填充 型鋼骨混凝土柱於高溫下行為之文獻，包括填充型鋼管及箱型混凝土柱，謹列 述如下。 Lie 等【21】）研究混凝土填充鋼管柱之耐火時效，認為影響其火害行為的 重要因子為： 鋼管柱之外徑或填充型鋼柱之外側寬度 鋼柱之軸向載重 鋼柱之有效長度 混凝土強度 骨材種類 鋼筋種類及鋼筋比 此外，根據鋼柱耐火時效之試驗結果與上述因子的關係，Lie 等【21】提 出鋼柱耐火時效之簡易計算式： （3.a） 式中，R=耐火時效（min.）；fc=混凝土 28 天齡期之強度（MPa）；K=鋼柱 之有效長度因子；L=鋼柱之未支撐長度（mm）；D=鋼管柱之外徑或填充型鋼 柱之外側寬度（mm）；C=鋼柱之軸向載重（kN）；f1=常數（與骨材種類及鋼 柱斷面有關）。 Kodur【22】為瞭解鋼管柱灌入不同性質混凝土對耐火時效的影響，以純 混凝土、鋼筋混凝土、含鋼纖維高強度混凝土 3 種不同混凝土分別灌製填充型
