銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火害行為之研究

銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火害

行為之研究

內政部建築研究所研究報告

中華民國 101 年 12 月

銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火害

行為之研究

研 究 主 持 人 ： 何 明 錦

協 同 主 持 人 ： 湯 兆 緯

研

究

員 ： 涂 耀 賢

研 究 助 理 ： 洪 志 評

劉 得 弘

內政部建築研究所研究報告

中華民國 101 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 ... V 圖次 ... VII 摘要 ... XIII 第一章 緒論 ... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的 ... 2 第三節 研究方法 ... 3 第四節 報告內容 ... 6 第二章 國內外規範與文獻回顧 ... 7 第一節 前言 ... 7 第二節 火害工程研究 ... 7 第三節 國內外耐火試驗規範 ... 10 第四節 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範 ... 13 第五節 混凝土材料之熱學性質及溫度對其影響 ... 14 第六節 火害對混凝土之影響 ... 18 第七節 火害混凝土之力學性質評估 ... 30 第八節 鋼骨鋼筋混凝土柱於高溫下之行為 ... 32 第九節 火害下構件行為之數值分析 ... 39

第三章 試驗工作 ... 45 第一節 試驗規劃 ... 45 第二節 試體規劃 ... 45 第三節 試體製作 ... 52 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 ... 64 第七節 試驗終止條件 ... 66 第八節 性能基準與判定 ... 66 第九節 填充型箱型鋼柱試體強度計算 ... 67 第四章 試驗結果分析與討論 ... 71 第一節 柱試體之混凝土抗壓強度試驗結果 ... 72 第二節 試體 CP1 之試驗結果 ... 73 第三節 試體 PP1 之試驗結果 ... 82 第五章 數值分析結果與討論 ... 97 第一節 前言 ... 97 第二節 鋼材之性質... 97 第三節 混凝土之性質 ... 100 第四節 ANSYS 軟體分析方法 ... 103 第五節 數值分析模式 ... 107 第六章 結論與建議 ... 113

第一節 結論 ... 113

第二節 建議 ... 114

附錄一 審查意見與答覆 ... 117

表次

表 2-1 承重柱之耐火規定評定基準 ... 12 表 2-2 混凝土微結構及其性質隨溫度上升之變化情形 ... 20 表 2-3 鋼柱或鋼筋混凝土柱高溫潛變挫屈行為之相關文獻... 33 表 2-4 場模式火災模擬軟體比較表 ... 41 表 3-1 試體規劃 ... 48 表 3-2 混凝土配比設計表 ... 55 表 4-1 試驗結果簡表 ... 71

圖次

圖 1-1 填充型箱型柱銲接方式示意圖 ... 3 圖 1-2 研究流程圖 ... 5 圖 2-1 ISO 834 標準升溫曲線 ... 11 圖 2-2 CNS 與 UL 升溫曲線之比較 ... 13 圖 2-3 填充型 SRC 柱... 14 圖 2-4 不同骨材所拌製混凝土之熱傳導係數與溫度關係 ... 15 圖 2-5 混凝土熱容量與溫度及相對濕度之關係 ... 17 圖 2-6 水泥漿體之微結構 ... 19 圖 2-7 混凝土之微結構 ... 19 圖 2-8 受熱混凝土內部所形成之乾燥、蒸散及部分飽和三種區域 ... 21 圖 2-9 混凝土爆裂之示意圖... 22 圖 2-10 典型混凝土受溫度影響之應力-應變曲線... 24 圖 2-11 典型混凝土受溫度影響之應力-應變曲線 ... 25 圖 2-12 設計參考用混凝土受溫度影響之抗壓強度折減 ... 25 圖 2-13 設計參考用混凝土受溫度影響之彈性模數與抗壓強度折減 ... 26 圖 2-14 混凝土彈性模數與溫度之關係 ... 27 圖 2-15 混凝土火害後之抗壓強度 ... 28 圖 2-16 火害後混凝土之抗壓強度設計曲線(NIST) ... 28

圖 2-18 高溫下鋼筋混凝土結構物之安全性評估方式 ... 30 圖 2-19 樑構件之耐火試驗 ... 30 圖 2-20 穩態溫度試驗種類─(a)負荷載重應力型 (b)未負荷載重應力型 (c)未負荷 載重應力殘餘性質型 ... 31 圖 2-21 CEB 建議之火害後混凝土彈性模數衰退設計曲線 (a)未負荷載重應力型試 驗 (b)未負荷載重應力殘餘性質型試驗 ... 32 圖 2-22 不同性質混凝土所灌製之鋼管柱 ... 35 圖 2-23 不同性質混凝土所灌製鋼管柱之耐火時效 ... 35 圖 2-24 火害溫度模擬之模式 ... 40 圖 3-1 全滲透接頭示意圖 ... 46 圖 3-2 半滲透接頭示意圖 ... 46 圖 3-3 填充型箱型柱斷面圖... 47 圖 3-4 填充型箱型柱試體斷面尺寸 ... 48 圖 3-5 箱型鋼柱設計圖 ... 49 圖 3-6 箱型鋼柱之柱端加勁板設計圖 ... 50 圖 3-7 箱型鋼柱之端板設計詳圖 ... 51 圖 3-8 箱型鋼柱之剪力釘銲製 ... 52 圖 3-9 箱型鋼柱之組裝過程中須輔以固定用點銲 ... 53 圖 3-10 箱型鋼柱組立成 U 字型後之熱電偶線安裝 ... 53 圖 3-11 箱型鋼柱之全滲透及半滲透電銲處進行超音波檢測 ... 54 圖 3-12 箱型鋼柱鋼板外側之熱電偶線安裝... 54

圖 3-13 箱型鋼柱 ... 56 圖 3-14 箱型鋼柱之混凝土澆置 ... 56 圖 3-15 混凝土之坍度與坍流度之量測 ... 57 圖 3-16 製作混凝土圓柱試體 ... 57 圖 3-17 柱斷面熱電偶分佈位置圖 ... 58 圖 3-18 柱身熱電偶分佈位置圖 ... 59 圖 3-19 量測柱整體軸向變形量之位移計設置 ... 60 圖 3-20 試體於高溫實驗爐中之安裝 ... 61 圖 3-21 試體於高溫實驗爐中之組裝情形 ... 61 圖 3-22 試體於高溫實驗爐中之加載情形 ... 62 圖 3-23 試體於高溫實驗爐中之火害受熱情形 ... 62 圖 3-24 高溫實驗爐之噴火孔與試體相關位置圖 ... 63 圖 3-25 高溫實驗爐之噴火孔與試體相關位置圖 ... 64 圖 3-26 CNS 12514 標準升溫曲線 ... 65 圖 4-1 混凝土之強度發展趨勢 ... 72 圖 4-2 試體 CP1 之加溫爐升溫曲線 ... 73 圖 4-3 試體 CP1 軸向變形與升溫時間之關係 ... 74 圖 4-4 試體 CP1 軸向變形與爐內平均溫度之關係 ... 75 圖 4-5 試體 CP1 斷面 A 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 75 圖 4-6 試體 CP1 斷面 B 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 76 圖 4-7 試體 CP1 斷面之 C 鋼板溫度與時間關係圖 ... 76

圖 4-8 試體 CP1 斷面 D 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 77 圖 4-9 試體 CP1 斷面 A 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 77 圖 4-10 試體 CP1 斷面 B 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 78 圖 4-11 試體 CP1 斷面 C 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 78 圖 4-12 試體 CP1 斷面 D 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 79 圖 4-13 試體 CP1 試驗後之外觀 ... 80 圖 4-14 試體 CP1 之局部挫屈情形 1 ... 81 圖 4-15 試體 CP1 之局部挫屈情形 2 ... 81 圖 4-16 試體 CP1 之局部挫屈情形 3 ... 82 圖 4-17 試體 PP1 之加溫爐升溫曲線 ... 83 圖 4-18 試體 PP1 軸向變形與升溫時間之關係 ... 84 圖 4-19 試體 PP1 軸向變形與爐內平均溫度之關係... 85 圖 4-20 試體 PP1 斷面 A 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 85 圖 4-21 試體 PP1 斷面 B 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 86 圖 4-22 試體 PP1 斷面 C 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 86 圖 4-23 試體 PP1 斷面 D 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 87 圖 4-24 試體 PP1 斷面 A 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 87 圖 4-25 試體 PP1 斷面 B 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 88 圖 4-26 試體 PP1 斷面 C 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 88 圖 4-27 試體 PP1 斷面 D 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 89 圖 4-28 試體 PP1 試驗後外觀 ... 90

圖 4-29 試體 PP1 之局部挫屈情形 1 ... 91 圖 4-30 試體 PP1 之局部挫屈情形 2 ... 91 圖 4-31 試體 PP1 之局部挫屈情形 3 ... 92 圖 4-32 試體 PP1 之銲道開裂情形 ... 92 圖 5-1 鋼材熱傳導與受溫度之關係 ... 98 圖 5-2 鋼材比熱與受溫度之關係 ... 99 圖 5-3 混凝土熱傳導與受溫度之關係 ... 100 圖 5-4 混凝土熱傳導與受溫度之關係 ... 101 圖 5-5 混凝土比熱與受溫度之關係 ... 102 圖 5-6 混凝土密度與受溫度之關係 ... 103 圖 5-7 三維熱傳導分析直角座標系統的體積元素 ... 104 圖 5-8 ANSYS 軟體之分析流程 ... 108

摘要

關鍵詞：全滲透銲、半滲透銲、填充型箱型鋼柱、火害 一、研究緣起 現今多數建築設計規範對結構防火保護均明文規定該國可接受的消防安全最低要 求。建築物遭受火害之際，主要構造之柱、樑、牆、樓地板及屋頂部分至少應具有規 定的防火時效，以確保其結構的穩定，使得居住人員可以安全撤離，且消防人員得以 在火場內安全執行任務。換言之，建築物發生火災時，其樑、柱、牆及樓板等結構組 件應具有在高溫下能負荷重量、遮擋火焰與高熱之耐火性能，以防止構體突然倒塌， 並且能夠抑制火勢之延燒與擴大。鋼骨鋼筋混凝土柱（Steel Reinforced Concrete Column）擁有諸多優點，近年來已廣泛應用於全球各項建設。為推廣應用混凝土填充

型箱型柱（Concrete Filled Box Column，或簡稱 CFBC）於國內營建業，本研究旨在探 討銲接工法（全滲透銲及半滲透銲）對 CFBC 火害行為的影響。 二、研究方法及過程 本研究製作兩支實尺寸 CFBC 試體，以探討銲接工法對其耐火時效的影響。試體 CP1 是以全滲透銲方式組銲，試體 PP1 則以半滲透銲銲方式組銲。試體斷面尺寸為 500 mm × 500 mm，其長度為 4350 mm，並填充混凝土。試體係採用四片鋼板組銲而成， 鋼材屬 SN 490B 等級，其厚度為 22 mm。試體兩端設有加勁鋼板，以傳遞設定載重， 並避免影響其熱負載能力。此外，於柱試體受熱段四個不同高度斷面埋設 K 型熱電偶， 以測析其表面至內部核心的溫度分佈。柱試體係於高溫實驗爐中進行定載升溫之火害 試驗，即先對其施加 0.28 倍設計斷面極限強度的載重，再依 CNS 12514 標準升溫曲線 加熱至設定的實驗終止條件。另方面，亦建構數值分析模式，以預測高溫下柱試體表 面至內部核心的溫度分佈情形，並與試驗值作一比較。

三、重要發現 兩支配置剪力釘之無防火被覆混凝土填充型箱型柱進行定載火害升溫試驗，直至 試驗達到終止條件。試驗過程中，複合式試驗爐係依 CNS 12514 標準升溫曲線控制爐 溫。除銲接方式外，兩支柱試體擁有相同的材料特性，並承受同樣的定載重。如所預 期，柱試體於試驗初期呈現出膨脹伸長，但隨後則發生壓縮現象。柱試體的變形起因 於諸多因素，如載重、熱膨脹及潛變。載重及熱膨脹於試驗初期較顯著，潛變則於試 驗後期階段較為明顯。定載火害升溫試驗結果顯示，試體 CP1（全滲透銲方式組銲） 之耐火時效為 55 分鐘，而試體 PP1（半滲透銲方式組銲）之耐火時效則為 51 分鐘。 由此觀之，在 0.28 倍設計斷面極限強度的載重作用下，銲接工法對 CFBC 耐火時效的 影響並不顯著。此外，所建構數值分析模式可合理預測試體於各時間歷程的橫截面溫 度分佈。 四、主要建議事項 1. 建議一 高載重比例情況下進一步探討銲接工法對 CFBC 耐火時效的影響：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：行政院國家科學委員會 一般包覆型 SRC 構材中，因鋼骨存在，鋼筋之施工較為複雜，尤其是在 SRC 梁 柱接頭處之圍束箍筋施作。相較於包覆型 SRC 柱，填充型 SRC 柱具備施工較易及成 本較低之優點，還具有環保上的優勢，它是非常適合在國內研發、推廣的構材型式。 就鋼管混凝土柱（Concrete-Filled Tubular Column，CFTC）而言，主要使用無縫鋼管 或是由 兩個 槽鋼 銲接而 成之 方形 斷面；至 於填充型箱 型柱（Concrete Filled Box

Column，或簡稱 CFBC），則是由四塊鋼板組合而成之箱型柱。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。我國對於 SRC 構造防

究僅有兩支 CFBC 試體。因此，有必要在較高載重比例情況下進一步探討銲接工法對 CFBC 耐火時效的影響，以實現在實際設計中考慮到經濟和安全的消防設計及火災後 的修復與評估。 2. 建議二 驗證 Eurocode 4 規範建議值之適當性：中長期建議 主辦機關：行政院國家科學委員會 協辦機關：內政部建築研究所 現行 Eurocode 4 規範將 CFTC 與 CFBC 之火害設計荷重等級（ fi,t）分為 3 種（即  0.28、 0.47 及 0.66），並將其耐火時效區分為 5 個等級（R30、R60、R90、R120 及 R180）。在固定 fi,t 條件下，針對不同耐火時效需求之 CFTC 與 CFBC，Eurocode 4 已訂定其最小斷面尺寸（或最小直徑）、最小鋼筋比（AS/(AS+AC)，AS=鋼筋面積； AC=混凝土面積）及最小鋼筋軸距（us，鋼筋中心至鋼板內側之距離），以供業界參酌 使用。根據試驗結果，可提供下列有關 CFBC 耐火時效之建議。CFBC 擁有優良的結 構特性，它提供一個實用的解決方案，在無任何外部防火被覆情況下，亦可確保空心 結構鋼柱擁有適當的防火性能。因此，政府與學界應制定混凝土填充箱型鋼柱防火設 計之指導方針，以進一步促成其在國內營建業的應用。建議後續研究規劃系列填充型 SRC 柱火害試驗，以驗證 Eurocode 4 規範建議值之適當性，俾供國內編撰 CFTC 與 CFBC 耐火時效規範之參考依據。

Effect of welding method on the fire behavior of concrete filled

box columns

ABSTRACT

Keywords: complete penetration weld, partial penetration weld, concrete-filled box column,

in fire

1. Background

Nowadays the requirements of structural fire protection contained in most building codes

represent the minimum levels of fire safety deemed acceptable to their countries. In order to

provide sufficient time for occupants on the floors above the fire floor to reach an area of

safety; to support the fire separations necessary to control the overall size of the fire and

prevent conflagration; and to minimize potential damage to adjacent properties, most codes

normally require that load bearing elements and assemblies (walls, columns and beams)

have a fire resistance rating at least equivalent to that required for the supported assembly

(floor or roof). Steel reinforced concrete columns have been used on various building

projects with great advantage throughout the world in recent years. To promote the

applications of concrete filled box columns (CFBC) in the domestic building and

construction industry, this study aims to examine the fire behavior of CFBC fabricated by

complete penetration weld and partial penetration weld, respectively.

2. Research method and process

A series of two full-size experiments were carried out to consider the effect of welding

method on the fire resistance of CFBC. CP1 specimen was fabricated by complete

columns were all square section 500 mm × 500 mm with 4350 mm hige and were filled with

plain concrete. All of the steel sections of the specimens were fabricated from steel plate of

22 mm wall thickness. These plates were joined by longitudinal fillet welds at the vertices.

Each of the CFBC had end plates welded to them in order to transfer the load, and end

stiffeners were also introduced to ensure that end conditions did not affect the failure

resistance of thermal load. Besides, the temperature from the specimen's surface to the inner

central core was measured with type K thermocouples located at different depths in four

sections of the column. The columns were subjected to a constant compressive load, during

the whole test, of 4969 kN. This load was controlled by a load cell of 19.6 MN, located on

the head of the piston of a jack. The applied load corresponded to 28% of the design value

of buckleing resistance of the column at room temperature. Thermal load was applied on the

columns in form of CNS 12514 time-temperature curve in a natural gas-fired large-scale

laboratory furnace untill the set experiment termination condition was reached. On the other

hand, a numerical model was established for predicting temperature distribution at surface

and inner portions of the CFBC at elevated temperatures, and thus making a comparison

with the experimental values.

3. Important discoveries

Two concrete-filled box columns with shear studs were tested to failure by exposing the

columns to fire. No external fire protection was provided for the steel. During the test, the

column was exposed to heating controlled in such a way that the average temperature in the

furnace followed, as closely as possible, the standard time-temperature curve of CNS

12514. These thwo columns had similar characteristics except welding method and were

subjected to similar load levels. As expected, the columns expand in the initial stages and

then contract leading to failure. The deformation in these columns results from several

factors such as load, thermal expansion and creep. The effect of load and thermal expansion

stages. Results from the fire tests indicate that the fire resistance of CP1 specimen is about

55 minutes, as compared to about 51 minutes for PP1 specimen. As a result, it can be

concluded that under a lower load ratio of 0.28, the effect of welding method on the fire

resistance of CFBC is not significant. Inaddition, the established numerical model was able

to reasonably predict the temperature distribution in time history on the specimen cross

section.

4. Main suggestions

Based on the test results, the following suggestions for the fire resistance of the

concrete-filled box columns can be drawn.

For immediate strategy:

This study conducted on only two CFBC specimens due to the limitation of the test

budget. Therefore, the effect of welding method on the fire resistance of CFBC under a

higher load ratio needs further study to implement the design in practice for taking into

account the economic and safe fire protection design and the repairing and assessment after

fire.

For long-term strategy:

CFBC possesses excellent structural behavior. It offers a practical solution for providing

fire protection to hollow structural steel columns without any external protection. Therefore,

government and academia should develop guidelines for the fire resistance design of

concrete filled box columns to further promote their applications in the domestic

第一章 緒論

第一節 研究緣起與背景

我國位於環太平洋地震帶上，對於建築物與結構體之耐震能力應特別加強。鋼骨 鋼筋混凝土（Steel Reinforced Concrete，SRC）兼具鋼骨（Steel）與鋼筋混凝土（Reinforced Concrete）這兩種材料的優點，可確保經由適當設計之 SRC 構造具備良好的耐震能力。 因此，國內高樓建築採用 SRC 構造的案例已明顯增加。惟我國對於 SRC 構造防火性 能之相關研究較欠缺，實為現今防火計畫的一大缺憾。 在保障人民生命與財產免於火害威脅方面，建築物的耐火性能扮演著極為關鍵且 重要的角色。一般而言，各國的建築規範內均明文訂定建築防火規章，它代表可被社 會大眾一致接受之基本防火要求。然而，2001 年 9 月的紐約世貿中心恐怖攻擊事件， 已促使國內外學者們重新檢討現行的建築物防火規範，經廣泛討論所提出的改善對策 可供各國政府爾後修訂相關規範之用。至於所建議的研究項目，則可作為學術機構的 研究課題，其中有關材料與結構耐火性能方面，主要有結構材料高溫特性（含力學與 熱性質）、構件高溫特性（含力學與熱性質）、構件耐火性能（含力學行為與火害變化）、 耐火設計（含設計方法與準則）、火害後結構評鑑方法（含強度評鑑方法及基準）及結 構整體之火害行為等重要課題。 以鋼骨鋼筋混凝土構造為例，其設計之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。基本上，SRC 柱構件可大致區分為兩 分種型態，即包覆型（Concrete-Encased）SRC 柱及填充型鋼管混凝土柱（Concrete-Filled Tubular Column，CFTC）或填充型箱型柱（Concrete Filled Box Column，或簡稱 CFBC）。 一般包覆型 SRC 構材中，因鋼骨存在，鋼筋之施工較為複雜，尤其是在 SRC 梁柱接 頭處之圍束箍筋施作。相較於包覆型 SRC 柱，填充型 SRC 柱具備施工較易及成本較 低之優點，還具有環保上的優勢，它是非常適合在國內研發、推廣的構材型式。就填 充型鋼管混凝土柱（CFTC）而言，主要使用無縫鋼管或是由兩個槽鋼銲接而成之方形 斷面；至於填充型箱型柱（CFBC），則是由四塊鋼板組合而成之箱型柱。 現行規範對填充型箱型柱構材之規定大部分係參考 CFTC 構材之研究結果。惟國

內外有關 CFTC 之研究，其試驗試體尺寸偏小，柱寬介於 10~35 cm 之間，且鋼管與箱 型柱之製作方式截然不同。由此觀之，在全面推廣使用 CFBC 之前，尚須進行相關試 驗，以驗證其可行性與可靠性。尤其是有關 CFBC 之火害行為模式，仍有待學界深入 探討。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。爰此，乃由學界 組成研究團隊共同積極參與 本所「101 年度建築防火科技發展計畫及鋼骨鋼筋混凝土 構造火害及耐火性能設計研究計畫」，以探討銲接工法對 CFBC 火害行為之影響，並探 討其受軸向力之變位、挫屈行為、極限強度等之差異。透過群策群力與分工合作之運 作模式，必能達到事半功倍之效，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。

第二節 研究目的

在 SRC 結構體中，柱構件係用以支承其他承受荷重桿件（如樑、版），它是最重 要的結構桿件，尤其在火害作用下，它的塌陷將會影響其它構件之穩定性。因此，正 確評估 SRC 柱構件在火害高溫下的耐火性能甚為重要。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。基本上，填充型箱型柱之製 造方式與其力學行為有著密不可分的關係。鑑此，對於國內普遍採用之填充型銲接箱 型柱，現行耐震設計規範規定梁柱接頭區及其上下方各一倍柱寬之範圍內箱型柱須採 用全滲透銲（Complete Penetration Weld，簡稱 CP），且含柱續接樓層之柱應全長採全 滲透銲。然而，除前述規定外，業界製造填充型銲接箱型柱時常採用半滲透銲或部分 滲透銲（Partial Penetration Weld，簡稱 PP）之銲接作業方式。同樣地，填充型箱型柱 之製造方式亦影響其火害行為與耐火時效。換言之，銲接工法對填充型箱型柱於高溫 火害之破壞模式影響甚鉅。 綜上所述，本研究擬延續 本所「建築防火科技發展計畫及鋼骨鋼筋混凝土構造火 害及耐火性能設計研究計畫」研究案，針對不同銲接工法製造之填充型箱型柱，進行 火害試驗。期藉由本研究釐清銲道開槽型式對火場中填充型箱型鋼柱破壞模式之影 響，以確保 SRC 高樓防火設計之安全。

第三節 研究方法

在建築結構遭受火災高溫破壞之際，柱為支撐結構體載重之主要構件，其重要性 不言可喻。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。就填充型箱型柱而言，其銲接方式隨柱身位置（如梁柱 接頭區）及內部灌注混凝土與否而定。如前所述，梁柱接頭區及其上下方各一倍柱寬 之範圍內箱型柱須採用 CP，且含柱續接樓層之柱應全長採 CP，其餘部分則可採用 PP， 如圖 1-1 之示意圖所示。

圖 1-1 填充型箱型柱銲接方式示意圖

（資料來源：本研究整理）

至於填充型箱型柱內部若灌漿，則須採用 CP；否則，PP 區要用 Tie Bar，除非檢 查不因壓力而變形。另外，設計規範 ASD 規定：柱續接樓層之柱全長須採用 CP，除 非大地震時柱軸力小於 80%之柱軸壓強度可用 PP，否則仍要 CP。惟就高溫下（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 供銲接工法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。爰此， 本研究將根據我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」，設計承重 CFBC 試體（混 凝土灌入銲接組合箱型鋼柱）；期透過不同銲接工法製造實尺寸填充型箱型柱試體， 進行火害試驗，以評估其火害行為及防火性能。在模擬試體火災高溫情況方面，將依 據我國 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」相關規定進行兩組試體試驗研究， 以比較不同銲接工法所製造 CFBC 試體於高溫環境下其銲接組合箱型鋼與核心混凝土 之力學行為及溫度傳遞情況。再者，本研究將利用有限元素分析軟體，模擬 CFBC 試 體受軸向載重與實驗高溫爐加溫時其試體溫度分佈情形、溫度傳遞狀態及試體破壞模 式，並與試驗結果比對，以確定分析模型之正確性。有關本研究之整體流程，茲詳列 如圖 1-2。

研究計畫開始 文獻資料蒐集與整理 實驗研究 分析研究 1. 規劃實驗 2. 製作試體 3 .安裝試體 4. 架設儀器 5. 進行實驗 1. 建立分析模式 2. 模擬實驗行為 3 .比較實驗結果與分析結果 4. 修正分析模式 實驗結果分析與討論 期中審查 建立分析方法 第一次專家學者諮詢 座談會 期末審查 第二次專家學者諮詢 座談會

圖 1-2 研究流程圖

（資料來源：本研究整理）

第四節 報告內容

本報告主要內容共計六章，其內概述如下。 1. 緒論（第一章） 就銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火害行為之研究背景、目的及方法，作完整之介 紹，並詳列整體的研究工作內容及其流程。 2. 國內外規範與文獻回顧（第二章） 首先蒐集整理文獻資料，包括國內外耐火規範與相關文獻等，以作為試驗規劃及 理論分析之參考。此外，亦可供試驗結果分析比較之用。 3. 試驗工作（第三章） 介紹試驗規劃、試體設計和製作、試驗設置、試驗步驟與破壞判定準則。 4. 試驗結果分析與討論（第四章） 就銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火害行為研究之試驗結果進行分析，並加以討論。 5. 數值分析結果與討論（第五章） 介紹 CFBC 試體火害行為之數值分析，包括材料的力學性質和熱參數、分析方法、 試體模擬相關設定、分析步驟，並提供分析結果。 6. 結論與建議（第六章） 就銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火害行為研究之試驗結果及分析比較，提出具體 結論。此外，亦提出相關建議，以供後續研究者之參考。

第二章 國內外規範與文獻回顧

第一節 前言

建築物遭受火害後，其結構安全性評估及補強等問題統稱之為火害工程。二十世 紀初，美、加、英、日本及一些歐洲先進國家即開始對受火害鋼筋混凝土進行一系列 的研究，以瞭解火害對混凝土結構物的影響。初期階段，研究課題為骨材、砂漿、混 凝土及鋼筋等材料受火害後化學、物理及力學等性質之變化；之後，各研究單位又陸 續探討材料同時在火害及加載作用下的性質變化；至二十世紀中期，研究方向已漸轉 趨構件之耐火性能；近十餘年來，研究重點則是高溫下高性能混凝土的爆裂行為與 SRC 柱之火害行為。 整體而言，受火害混凝土材料與鋼材的基本物、化性及力學特性已頗為完備，而 且研究方向多已朝向全尺寸結構混凝土構件的耐火試驗。然而，為縮短研究時程及減 少所耗費之人力物力，模擬火害行為之數值分析程式已迅速發展，並利用實尺寸耐火 試驗結果來驗證數值模擬之準確性及實用性，除節省研究成本外，亦已獲致不錯的成 果。 由上述可知，目前各國對結構構件受火害已有相當程度之研究。惟對於大尺寸結 構柱構件之火害試驗，國內常受限於設備能力與經費，而無法深入探討。尤其 CFBC 構件為鋼骨與混凝土材料所組合成，當其受高溫與載重之雙重影響下，各材料的結構 行為甚為複雜。在本所經費支持下，本研究得以進行銲接工法對鋼骨鋼筋混凝土柱火 害行為之探討，更應把握機會，審慎規劃及進行全尺寸火害試驗。鑑此，本章節將回 顧國內外火害工程之相關規範與研究成果，以從中吸取經驗，俾作為執行計畫之參考。

第二節 火害工程研究

國外有關火害工程方面的研究相當豐碩，日本早於 30 年代即開始混凝土的火害研 究，迄今已有多個研究及檢測單位分別擁有室、內外大型耐火實驗室，如財團法人日 本建築總合試驗所等。在混凝土構件方面，以美國波特蘭水泥協會之研究成果最為凸

出，該協會於 1958 年設置一火害研究室並興建一棟大型中央自動控制的試驗室及功能 完備的實驗設備（包括梁、版、牆等耐火爐），以進行一系列混凝土結構之火害研究， 其主要內容包括： (1). 混凝土材料在不同溫度之高溫作用下的性質變化 (2). 鋼筋在不同溫度之高溫作用下的性質變化 (3). 鋼筋溫凝土樑的耐火行為 (4). 鋼筋溫凝土版的耐火時效 (5). 高拉力鋼腱受高溫作用後的強度變化 (6). 預力樑的耐火行為 加拿大國家研究委員會 NRCC 在渥太華於 1980 年代亦建立一綜合大型耐火實驗 室，其設備亦包括梁、版、牆等耐火爐，並新增一柱試驗爐，可執行加載下柱耐火性 能之研究，迄今已獲致許多成果並已據以修改多項有關混凝土施工規範及試驗標準。 而在火害後混凝土結構物之安全評估程序方面，英國則有非凡的研究成果，例如英國 混凝土學會於 1978 年提出火害後結構物評估程序及鋼筋混凝土構件火害程度之目測 分級表；Tovey（1986）針對 1978 年英國混凝土學會的火害後結構物評估程序提出建 議，修訂內容為定性評估、定量評估與修補技術三個部分：  定性評估：目測評估方法，能夠約略窺視整體結構面的損害狀況。  定量評估：以混凝土顏色判定、衝錘試驗及鑽心試驗為主，超音波法、溫莎探測 針、內部碎片偵測以及熱發光試驗為輔，藉以確定火害後混凝土強度的折減。  修補技術：主要為混凝土強度折減與溫度的關係，視為混凝土強度折減的重要指 標。 其中，定性評估方式可做為初期火害程度的研判依據，然而定量評估方面，因試驗精 確度之故，仍有相當大的爭議及改善空間。 相較於英、美國家，國內在火害工程方面之研究起步較晚，雖然國科會於 1980 年代初期開始推動大型防災科技研究，其內容包括防洪、防震、坡地及氣象防災等項 目，但遺憾的是並未包含火害工程。因此，若以政府所投入的研發經費而論，相較於

其他的防災項目，防火研究較不被重視。儘管如此，國內幾所大學早期曾進行一些高 溫作用下混凝土材料性質變化方面的研究；如興大顏聰教授於 1982 年即藉超音波評估 混凝土構造物受高溫後之損害程度研究，並於 1987 至 1989 年曾陸續研究混凝土在高 溫下之熱傳、微觀結構變化、內部力學變化以及握裹行為（吳敏洽（1987）；鄭錦銅 （1987）；劉玉雯（1990））。1988 年之後，台科大陸續進行有關火害方面的研究（高 金盛等（1994）；陳舜田（1995）；沈進發等（1998）；陳舜田（1998）），如沈進 發教授以 X 光繞射分析用於建物受火害程度作探討；沈進發、陳舜田教授於 1994 年 對混凝土火害溫度作綜合之評估；陳舜田教授於 1996 年的火害工程研究；沈進發、陳 舜田、沈得縣等教授於 1998 年提出混凝土結構物火害後現場勘查之程序。至今，國內 對普通混凝土材料性質受火害影響之研究較完整，另外也進行了縮小尺寸之構件耐火 性能之研究，但大型實尺寸構件耐火試驗，因國內以往缺乏試驗設備，在此方面之研 究仍付之闕如。所幸近幾年來，國內於火害工程已投入較多的研究人力，例如對於混 凝土構件火害行為之研究已有不少成果，但都以高強度或高性能混凝土為主，有關輕 質混凝土者則相當有限。 至於政府相關部門在推動火害工程研究方面，內政部建築研究自 1989 年九月成立 「建築研究所籌備處」以來，即積極投入建築物防火研究，並於 1992 年 7 月在台北縣 五股工業區內成立防火實驗室。為配合政府相關研究計畫的執行，本所逐年購置符合 國家標準及國際水準的儀器設備，除進行各種耐火試驗外，並與經濟部標準檢驗局共 同辦理「建築用防火門檢驗」，藉由研究成果及現有設備與技術進行檢測，進而達到維 護公共安全之目的。此外，本所於 1993 提出「築物防火性能檢測試驗及應用研究五年 計劃」，此研究計畫內容較廣，包括：防火、救火、煙控、材料與結構耐火性能等， 計有中山、台大、台科大、交大、中興、中山科學研究院等單位投入大量人力與物力 積極進行相關研究。為加強建築防火之科學化、系統化實驗研究，並提升國內建築研 究水準，建築研究所積極籌設建築防火實驗群，於 2002 年 4 月自五股遷移至台南。本 所台南實驗群除建置樑、柱、版、牆試驗爐外，更有一世界級的樑柱複合爐，可供進 行梁柱接頭的耐火性能研究，不僅能結合建築防火理論與實際應用的成果，並可將國 際上之相關防火研究資料，進行本土化的驗證與創新之工作，提供我國建築材料、構 件結構、防耐火性能檢測基準。另方面，近年來，交大、成大亦先後完成樑柱樓板複

合實驗爐，為目前國內少數幾處能進行大型火害研究試驗的試驗單位。 綜上所述，國內外文獻有關火害工程之研究課題，可歸納整理如下：  高溫下及高溫後混凝土材料性質：包括比熱、柏松比、彈性模數、熱傳導係數、 熱膨脹係數、顏色變化、裂縫成長、爆裂行為、抗壓強度、應力-應變曲線、熱潛 變等性質。  高溫下鋼筋材料性質：包括其張應力-應變曲線、彈性模數、降伏強度、極限強度 等性質。  結構構件之耐火性能：包括獨立構件（樑、柱、版、牆等）以及架構（含接頭） 之耐火性能。  其他影響混凝土耐火性能之變數研究：如尺寸效應、支承束制狀況、火害溫升速 率及延時、火害後冷卻速率及降溫方式、試體形狀、骨材種類、混凝土抗壓強度、 混凝土內部含水量、纖維加勁、偏心載重等變數之影響。

第三節 國內外耐火試驗規範

有關受軸向載重柱構件之耐火試驗規範，國外較著名的計有 ISO 834（International Organization for Standardization）、英國標準協會（British Standards Institution）訂定之

BS 476 及美國 UL 263（Underwriters Laboratories Inc.）。至於我國，柱構件耐火試驗

須符合 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」之相關規定。這些規範對受軸向載 重柱構件耐火試驗之相關規定，謹分述如後。 壹、ISO 834 與 CNS 12514 規範 防火材料的防火時效測試是以時間為衡量單位，藉以評估其是否具備隔火能力。 通常，試體是按照實際使用時的安裝方法，以安裝在加熱爐之上；當試驗開始時，爐 內的溫度是按照一定的幅度升溫，稱之為標準升溫曲線。以國際標準組織 ISO 834 規 範之標準升溫曲線為例，其爐內溫度與時間之關係（如圖 2-1 所示）可表示如下：

(

8t 1

)

log 345 20 T= + ₁₀ + (2-1) 其中，T=平均爐內溫度(°C)；t=為試驗經過時間(min.)。至於柱試體之受熱長度，並無 要求。而對於柱之性能基準評定，則以構件承重能力判別。其規定承重構造破壞條件 為：若量測結果超過下列每項性能基準，試體即視為承重能力失敗。 100 h C= （單位：mm） (2-2) 1000 h 3 dt dC = （單位：mm/min.） (2-3) 其中，C=最大軸向壓縮量；dC/dt=最大軸向壓縮速率；h=試體之初始高度。

圖 2-1 ISO 834 標準升溫曲線

（資料來源：本研究整理） 至於我國 CNS 12514 規範，主要參考 ISO 834 規範修訂而成。除柱試體受熱長度 至少 3 公尺之規定外，其餘皆與 ISO 834 規範相同。 貳、BS 476 規範 英國防火標準BS 476 規範之標準升溫曲線與 ISO 834 規範者相同，即為式(2-1)； 柱試體受熱長度要求至少 3 公尺；以承重能力規定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.。 參、UL 263 規範 UL 為美國火災保險業者團體所設立的非營利性試驗機構的簡稱。UL 263 規範之 加熱條件要求 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。對於試體受熱長度要 求柱長至少 2.7 公尺，而具防火被覆之柱長至少 2.4 公尺。關於性能基準評定，其柱試 體乃根據不同試驗分類來要求；但具防火被覆之柱試體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。 有關前述規範耐火規定與評定之比較，如表 2-1 所示。由表 2-1 得知試體受熱長 度，僅 ISO 834 規範無要求；載重試驗破壞基準，僅 UL 263 規範以有、無防火被覆 之試體分別規定。另外，CNS 與 UL 加溫曲線之比較如圖 2-2 所示。由圖 2-2 得知， 加溫 1 小時後 CNS 標準升溫曲線之溫度明顯高於 UL 規定。

表 2-1 承重柱之耐火規定評定基準

規範 規定 CNS 12514 ISO 834 BS 476 UL 263 試體受 熱長度 ≥ 3 m 無規定 ≥ 3 m ≥ 2.7 m （具防火被覆之柱 長≥ 2.4 m） 載重試 驗破壞 基準 (1) 最大軸向壓縮 量 超 過 h/100 (mm) (2) 最大軸向壓縮 速 率 超 過 3h/1000 (mm/min.) (1) 最大軸向 壓縮 量 超 過 h/100 (mm) (2) 最大軸向 壓縮 速 率 超 過 3h/1000 (mm/min.) (1) 最大軸向 壓縮 量 超 過 120 (mm) (2) 最大軸向 壓縮 速 率 超 過 25 (mm/min.) 以不同試驗分類要 求 ( 具 防 火 被 覆試 體採熱電偶測點溫 度超過 649°C 或平 均溫度超過 538°C) （資料來源：建研所及本研究整理）

圖 2-2 CNS 與 UL 升溫曲線之比較

（資料來源：建研所）

第四節 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範

「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」是我國現行的 SRC 規範，其適用範圍是 以鋼骨鋼筋混凝土為主所建造的一般建築物。本計畫以銲接方式所製造之組合箱型鋼 柱，其內灌注混凝土，自當適用此規範。 有關 SRC 柱斷面最小鋼骨比（鋼骨斷面積與構材全斷面積之比）之限制，美國 AISC-LRFD 之規定為 4%，而日本 AIJ-SRC 規範則僅要求不得小於 0.8%。此兩種不同 的規定各有特色，AISC 之規定可以使 SRC 構造中之鋼骨發揮較大之貢獻，並有助於 縮小柱斷面之尺寸。AIJ 之規定則賦予設計者較大的自由選擇空間。我國 SRC 規範採 用最小鋼骨比為 2 %之限制主要係在上述兩者之間取一折衷值。 依據 CFBC 鋼骨比，若試體斷面鋼骨比大於 2%，則參照 SRC 規範設計；反之， 鋼骨比小於 2%，則依據我國「混凝土工程設計規範與解說」設計試體。對於填充型鋼 管混凝土柱或填充型鋼板銲製箱型混凝土柱（如圖 2-3 所示），其鋼骨斷面肢材寬厚 比(b/t)應符合規定，塑性設計斷面須小於λpd = (3Es/Fys)1/2，結實斷面須小於λp=61。至

於柱試體設計受壓強度（φcPn），則採用「強度疊加法」，可依下式計算之： nrc crc ns cs n cP =φ P +φ P φ (2-4) 其中，φcs 為鋼骨部分之強度折減係數（0.85）；Pns 為鋼骨部分之標稱受壓強度；φcrc 為鋼筋混凝土部分之強度折減係數（填充型鋼管混凝土柱為 0.75）；Pnrc為鋼筋混凝土 部分之標稱受壓強度。

圖 2-3 填充型 SRC 柱

（資料來源：建研所）

第五節 混凝土材料之熱學性質及溫度對其影響

壹、混凝土密度與溫度之關係 Schneider（1988）指出，隨著溫度之增加，混凝土密度會呈現出降低之趨勢，且 隨骨材性質之不同，其衰減情形亦有明顯的差異。在升溫初期，因混凝土內水分汽化 而降低，同時骨材及水泥漿體受熱膨脹，使其體積增加，故質量密度減小。此現象在 升溫過程中始終存在，且隨溫度增加其影響漸增。此外，不同礦物組成的骨材，其在 受熱時之表現亦有所差異。例如矽質骨材在 600~800℃分解形成晶體，伴隨巨大的體 積膨脹，使質量密度大幅降低；而玄武岩和石英在 1200~1400℃時熔化、燒結，使混 凝土質量密度回升。輕質混凝土的質量密度隨溫度增加之變化與常重混凝土相似，但 因 LWA 於燒結過程已加熱超過 1100℃，使其體積較穩定，故變化幅度更小。至於混 凝土密度與溫度之關係曲線，可參考 Eurocode 2（EC2-02）（2002）。

貳、混凝土熱膨脹係數與溫度之關係 混凝土各組成受熱後的熱膨脹性質並不相同，故其熱膨脹係數為各組成性質之組 合，且深受含水量、齡期等因素的影響。一般而言，骨材的熱膨脹係數大致介於 4~13×10-6_{/°C、水泥漿的熱膨脹係數則大致介於 18~20×10}-6 /°C，故混凝土的熱膨脹係 數大致介於 7~14×10-6 /°C。當溫度上升時，矽質骨材混凝土及石灰質骨材混凝土之熱 膨脹係數可表示如下（Eurocode 2（2002）；Metha（1986））： 6 10 6 1000 T 8 _× −      ₊ = α 當 0 ≤ T ≤ 1000℃ (2-5) 另外，Abrams（1977）亦提供不同骨材混凝土之熱膨脹係數與溫度關係。基本上， 熱膨脹係數可視為連接混凝土熱學及力學性質的參數。就數值分析觀點，溫度-應力耦 合分析即透過熱膨脹係數，合併熱傳分析（溫度場）及力學分析（應力場）。 參、混凝土熱傳導係數與溫度之關係 Collet（1977）之研究顯示，由於混凝土各組成受熱後的熱傳導係數性質並不相同， 故其受熱後的熱傳導係數為各組成性質之組合，而不同骨材所拌製混凝土之熱傳導係 數與溫度關係如圖 2-4 所示。

圖 2-4 不同骨材所拌製混凝土之熱傳導係數與溫度關係

（資料來源：Collet（1977））

為便於計算，歐洲規範 Eurocode 2（2002）按照不同骨材來源分成三類，分別給 定其熱傳導係數（W/m⋅K）的計算式如式：  矽質骨材（20℃≤ T ≤ 1200℃） 2 120 T 012 . 0 120 T 24 . 0 2       + − = λ (2-6)  鈣質骨材（20℃≤ T ≤ 1200℃） 2 120 T 008 . 0 120 T 16 . 0 6 . 1       + − = λ (2-7)  輕質骨材 C 1200 T C 800 C 800 T C 20 o o o o < ≤ < ≤ 5 . 0 1600 T 0 . 1 = λ − = λ (2-8) 由於 LWA 顆粒存在較多的孔隙，使傳熱效率降低，故 LWAC 之熱傳導係數較常 重混凝土低很多，而且隨溫度升高而變化的幅度也較小。此外，混凝土的熱傳導係數 會隨含水量及密度之增加而增大，混凝土中自由或可揮發水之重量每增加 1%，熱傳導 係數會增加 6%，亦與其烘乾密度有關，修正的熱傳導係數可計算如下（ACI Committee 213（2003））：

(

)

      − + × λ = λ o o m w w w 6 1 烘乾 修正 (2-9) 式中，wm及 wo分別為濕治及烘乾條件下混凝土的密度。 肆、溫度對混凝土熱容量之影響 熱容量可用來評量材料儲存熱能的能力，其定義為材料比熱（cc）與單位重（ρ） 之乘積。Alnajim（2004）之研究顯示，混凝土的熱容量與溫度及相對濕度之關係如圖 2-4 所示。此外，混凝土的熱容量與其所採用骨材有關，矽質骨材混凝土及石灰質骨材 混凝土之熱容量與溫度關係，可列述如下（Mindess 等（1981）；Metha（1986））：

 矽質骨材混凝土  ρ×cc = (0.005T + 1.7)×10 6 _{當 0 ≤ T ≤ 200℃}  ρ×cc = 2.7×10 6_{當 200 < T ≤ 400℃}  ρ×cc = (0.013T − 2.5)×10 6_{當 400 < T ≤ 500℃}  ρ×cc = (−0.013T+10.5)×10 6_{當 500 < T ≤ 600℃}  ρ×cc = 2.7×10 6 當 T > 600℃  石灰質骨材混凝土  ρ×cc = 2.45×10 6_{當 0 ≤ T ≤ 400℃}  ρ×cc = (0.026T − 12.85)×10 6_{當 400 < T ≤ 475℃}  ρ×cc = (0.0143T − 6.295)×10 6_{當 475 < T ≤ 650℃}  ρ×cc = (0.01894T − 120.11)×10 6_{當 650 < T ≤ 735℃}  ρ×cc = (−0.263T + 212.4)×10 6_{當 735 < T ≤ 800℃}  ρ×cc = 2.0×10 6 當 T > 800℃

圖 2-5 混凝土熱容量與溫度及相對濕度之關係

（資料來源：Alnajim（2004））

第六節 火害對混凝土之影響

壹、高溫對混凝土微結構之影響 依巨觀行為，混凝土可視為二相的複合材料，即將混凝土看成由骨材埋於水泥漿 中組合而成的二相材料（Bilodeau 等（2004））。骨材通常包括砂與石，其性質與混凝 土的單位重、彈性模數、穩定性有密不可分之關係，尤其是在遭受到高溫侵襲的情況 下，其對混凝土體積的改變扮演著關鍵角色。水泥漿則是用來膠結砂漿或混凝土中的 骨材，其本質為一多孔性介質，而其主要骨架係水泥水化產物，孔隙則多半充滿著流 動狀物質（如水及空氣）。水泥與水拌和後，水泥顆粒將分散於水中，而呈固/液相懸 浮體。典型之水泥水化過程一般可分為 5 個不同階段，即初始水解、潛伏期、加速期、 減速期及穩定期（Mindess 等（1981）；Metha（1986））。隨時間的延長，水化物逐步 成長，並充填整個水化空間，而未被水化物填充之空間則形成孔隙。因此，若從微觀 角度而言，水泥漿體又可細分為固相及非固相微結構，其中固相微結構主要包含 C−S−H 膠體、氫氧化鈣（CH）、單硫鋁酸鈣、未水化殘餘水泥顆粒、化學鍵結水、膠 體孔隙水等；非固相微結構主要為孔隙（毛細孔隙）及水（含毛細孔水、吸附水、層 間水），而固相及非固相微結構將隨齡期改變，如圖 2-6 所示（Mindess 等（1981）； Metha（1986））。然而，若再計入介於骨材與水泥漿兩者間的介面層，即介面轉換區

域（interfacial transition zone，簡稱 ITZ），則混凝土可視為三相複合材料，其中轉換過 渡區因水泥顆粒堆積、泌水現象、單向成長、牆效應（wall effect）及離子擴散等因素， 而形成不同於水泥漿體性質。換言之，實際上混凝土的微結構應包括骨材、介面轉換 區域、水泥漿體，如圖 2-7 所示（Ishida 等（2007））。一旦混凝土遭受火害，其微結 構及性質會隨溫度之增加而改變，而變化情形可歸納整理如表 2-2 所示（Mindess 等 （1981）；Metha（1986））。整體而言，混凝土是一種相當耐久的營建材料，即使受熱 溫度達 200℃，仍不會有太大的傷害，充其量只是形成一些乾縮裂縫而已，還不至於 對材料本身強度產生顯著的折減。惟混凝土的受熱溫度達到 200℃以上時，逐漸呈現 出水泥水化物分解、骨材衰敗。另方面，水泥漿與骨材間之熱變形差異，將導致應力 集中，故混凝土強度將明顯地開始下降，而下降幅度則依骨材本質及混凝土本身的溫 度而定。由於不同岩石間有著不同的膨脹率，所以骨材因組成岩石不同，其在高溫下

的耐火性能亦有所差異。使用石灰質骨材之混凝土，受熱時因無晶相的轉變，故不易 產生爆裂的現象；花崗岩及黏板岩質骨材雖呈現良好之結晶結構，但其導熱速度快， 耐火性反而較差；矽質骨材在受熱 570~870℃冷卻後將有恢復原體積之情形，當超過 此溫度將會有不可逆之變形。

圖 2-6 水泥漿體之微結構

（資料來源：Mindess 等（1981）；Metha（1986））

圖 2-7 混凝土之微結構

（資料來源：Ishida 等（2007））

表 2-2 混凝土微結構及其性質隨溫度上升之變化情形

溫度 混凝土微結構及其性質之變化 常溫~105℃ 毛細孔水及吸附水逐漸散失 105~ 200℃ C-S-H 膠體開始失去鍵結水且發生化學變化 250~350℃ 含 Al2O3或 Fe2O3的水化物內鍵結水將大部分散失；C-S-H 膠體的鍵結水也會 散失約 20%。 400~700℃ C-S-H 膠體內保有的約 80%鍵結水，將在此階段完全分解；但在 500℃左右， 漿體中的水份已分解殆盡。 440~580℃ 水泥漿體中的 Ca(OH)2開始分解，但是該反應是可逆的。 約 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)，在吸水後產生膨脹，可能造成混凝土的龜裂。 800~1000℃ 水泥的水化物將被重新燒結生成 C2S、C3A、C4AF 等水泥主要成份 達 1425℃時 剩下的水泥水化物可能進一步熔結生成 C3S （資料來源：Mindess 等（1981）；Metha（1986）） 貳、高溫下混凝土之剝落或爆裂行為 高溫作用會造成混凝土體積變化，也會引起表面呈片狀剝落或爆裂等現象，尤其 是高強度混凝土（HSC，其抗壓強度>40~55MPa）構件暴露於溫度急遽上升的環境時， 更易於發生爆裂，影響所及會造成混凝土結構物安全性上的問題。而剝落可分為下列 幾種（Bilodeau 等（2004）；Hammer（1972）；Lie 等（1972）；CSA Standard CAN3-A23.3 （1984）；Castillo 等（1990）；Sanjayan 等（1993）；Chan 等（2000）；Phan（1996）； Phan 等（1998）；Phan 等（2001）；Schneider（1983）；Schneider（1985）；Phan 等（2002））：  爆裂(Explosive spalling)

 嚴重剝落(Destructive spalling; Explosive of a few large pieces of concrete from the surface)

 局部剝落(Local spalling; Dislodging of minor pieces from some particular points of the surface)

 逐漸剝落(Sloughing off; Gradual reduction of cross -section)

至於受熱混凝土剝落之機制，則包含下列反應：熱反應（熱傳導）、化學反應（釋

放出水及二氧化碳）、濕潤反應（水蒸汽或水之傳輸）、力學反應（微結構損壞、開裂、

（如圖 2-8 所示），且這些區域之溫度亦有所不同，故其所對應的孔隙蒸汽壓力亦不同， 因而造成表面呈片狀剝落或爆裂等現象（Anderberg（1997）；Bažant（1997）；Kalifa 等（2000））。大部分的研究報告認為，在高強度混凝土加熱過程中，爆裂的主要原因 為內部水分蒸發膨脹但又無法迅速排解所致，此一蒸氣壓力在 300℃約可達到 8 MPa， 已超過多數高強度混凝土的張力強度（約僅 5~7 MPa）；再者，混凝土表面的水分會被 蒸發，而稍內部的水蒸氣因溫度梯度的關係則更往試體內部流動，當溫度持續上升， 則水蒸氣愈往裡面流，試體內部低溫跟高溫的變化層之蒸氣含量就會飽和，而形成所 謂的濕氣屏障（moisture clog），此時若溫度持續升高，一旦蒸氣壓力超過混凝土之張 力強度，混凝土就產生爆裂（如圖 2-9 所示）（Zeiml 等（2006））。另一方面，有些研 究則認為，混凝土表面區域受到快速加熱會產生大量的熱膨脹變形，但試體內部的熱 膨脹卻仍很小，加上周圍結構之束制，使構件之整體變形受限，因而造成表面處混凝 土承受極大且平行於加熱表面的壓應力，此時的表面混凝土層就有如受壓之細長桿件 極易產生挫曲，一旦壓力超過混凝土強度，表層混凝土就向外爆裂剝落。此外，混凝 土所受到的溫度愈高、火害延時愈長，混凝土表面剝落的情形將更為嚴重，將使得混 凝土承壓的有效斷面積減少，且混凝土內鋼筋缺少保護層，鋼筋將愈容易產生降伏， 導致混凝土的剩餘強度也愈低。

圖 2-8 受熱混凝土內部所形成之乾燥、蒸散及部分飽和三種區域

（資料來源：Anderberg（1997）；Bažant（1997）；Kalifa 等（2000））

圖 2-9 混凝土爆裂之示意圖

（資料來源：Zeiml 等（2006）） 若從傳輸力學觀點來看，混凝土受熱時，其內部組成之行為可列舉如下（Alnajim （2004））：  毛細孔水（自由水）：水平流動（水壓力梯度）  吸附水：擴散流動（水濃度梯度）  鍵結水：不傳輸  水蒸汽：水平流動（蒸汽壓力梯度）；擴散流動（蒸汽濃度梯度）  乾空氣：水平流動（空氣壓力梯度）；擴散流動（空氣濃度梯度） 若從相改變觀點來看，混凝土受熱時，其內部組成之行為則可列舉如下（Alnajim （2004））：  水解（Dehydration）：

水泥漿基材（solid matrix）+能量（energy）⇒ 化學鍵結水（chemically adsorbed water）  水化（Hydration）：

化學鍵結水（chemically adsorbed water）⇒ 水泥漿基材（solid matrix）+能量（energy）  蒸發（Evaporation）：

毛細孔水（capillary water）+能量（energy）⇒ 水蒸汽（water vapour）  凝結（Condensation）：

水蒸汽（water vapour）⇒ 毛細孔水（capillary water）+能量（energy）  去吸附（Desorption）：

物理吸附水（physically adsorbed water）+能量（energy）⇒ 水蒸汽（water vapour）  吸附（Adsorption）：

水蒸汽（water vapour）⇒ 物理吸附水（physically adsorbed water）+能量（energy）

參、高溫下混凝土之強度衰減 如前所述，高溫會導致混凝土化學組成、物理結構、水氣（汽）含量等之改變， 這些性質的改變會導致其力學性質衰退。換言之，當混凝土受熱溫度達到某特定值時， 其重要力學性質將開始隨溫度之增加而急遽衰減，此溫度稱為臨界溫度。因此，許多 規範均提供火害後混凝土抗壓強度與彈性模數之設計曲線，以作為防火安全設計之參 考準則。現行規範大都依據普通強度混凝土之試驗資料來訂定，惟高強度混凝土通常 會摻用矽灰，使其具有低滲透性與低孔隙率；低滲透性會引致加熱過程易形成較高的 濕氣含量，低孔隙率則引致孔隙壓力之形成較快，再加上構件承受較大應力，故較易 發生剝落。因此，近年來許多研究者致力於探討高溫對高強度混凝土性質之影響，俾 能正確評估其火害行為。至於影響高強度混凝土構件耐火性能之因素，則列述如下 （Bilodeau 等（2004）；Hammer（1972）；Lie 等（1972）；CSA Standard CAN3-A23.3 （1984）；Castillo 等（1990）；Sanjayan 等（1993）；Chan 等（2000）；Phan（1996）； Phan 等（1998）；Phan 等（2001）；Schneider（1983）；Schneider（1985）；Phan 等（2002））：  混凝土強度（>55MPa）

 混凝土密度（LWA）  火之強度（火勢成長速率或火勢大小）  構件尺寸與形狀（尺寸愈小，火害愈嚴重）箍筋間距（HSC 應為 NC 之 0.75 倍）  載重大小（載重愈大，火害愈嚴重）骨材種類（石灰質骨材耐火性較佳）  聚丙烯纖維 PPF（於 140℃時熔化，可於硬固混凝土內部形成管道，有利於水泥 漿體內蒸汽之排除） 肆、混凝土應力-應變曲線與溫度之關係 典型的混凝土受溫度影響之應力-應變曲線如圖 2-10（EC2（1993））]所示，由圖 中可知混凝土的極限抗壓強度隨溫度上升而下降，而其對應極限抗壓強度的變形隨溫 度上升而增加。另外，典型混凝土隨溫度增加之抗壓強度的折減則如圖 2-11（Schneider （1983））所示。綜合相關研究發現，各研究間應力-應變曲線之值仍有很大的差異， 為簡化計算及安全顧慮，BSI（1985）及 Inwood（1999）取較保守之值，提供了設計 參考用混凝土受溫度影響之抗壓強度折減及應力應變曲線，如圖 2-12 及圖 2-13 所示。

圖 2-10 典型混凝土受溫度影響之應力-應變曲線

（資料來源：EC2（1993））

圖 2-11 典型混凝土受溫度影響之應力-應變曲線

（資料來源：Schneider（1983））

圖 2-12 設計參考用混凝土受溫度影響之抗壓強度折減

圖 2-13 設計參考用混凝土受溫度影響之彈性模數與抗壓強度折減

（資料來源：BSI（1985）及 Inwood（1999）） 伍、混凝土彈性模數與溫度之關係 混凝土受火害時，Abrams（1973）及 Heller-Kallai 等（1988）提出其彈性模數與 溫度關係之建議公式如下式：               − −       − − = 3 co ct 1000 20 T 2158 . 0 1000 20 T 012 . 1 1 E E (2-10) 其中：Ect=溫度 T℃之混凝土彈性模數（kgf/cm2）；Eco=溫度 20℃之混凝土之彈性模 數（kgf/cm2_{）；T=混凝土溫度（℃）。Schneider（1983）之研究結果則顯示，混凝土} 彈性模數隨溫度升高而減少，且呈曲線變化，如圖 2-14 所示。

圖 2-14 混凝土彈性模數與溫度之關係

（資料來源：Schneider（1983））

陸、混凝土強度與溫度之關係

不同骨材混凝土火害後之殘留抗壓強度與火害溫度之關係如圖 2-15（Abrams （1973））。British Standards Institution（1985）建議，混凝土強度與溫度之變化關係可 簡單區分成兩線段，在 220℃以內保持不變，其後成線性遞減。 ' c ' ct f f = （0~220℃） (2-11)       − × = 600 T 820 f f c' ' ct （220~820℃） (2-12) 其中：fct'=溫度 T℃之混凝土抗壓強度（kgf/cm2）；fc' =常溫下混凝土之抗壓強度

（kgf/cm2_{）；T =混凝土溫度（℃）。另外，NIST 與 Finnish Building Code 所建議的}

火害後混凝土抗壓強度設計曲線，則分別如圖 2-16 與圖 2-17 所示（Phan 等（2002）） [65]。

圖 2-15 混凝土火害後之抗壓強度

（資料來源：Abrams（1973））

圖 2-16 火害後混凝土之抗壓強度設計曲線(NIST)

圖 2-17 火害後混凝土之抗壓強度設計曲線(Finnish Building Code)

（資料來源：Phan 等（2002）） 柒、鋼筋性質隨溫度之變化關係 鋼筋之彈性模數與降伏強度會隨溫度升高而變化，可分為四個直線線段，在溫度 100℃以內保持不變呈水平，而後分成三段不同斜率呈線性遞減，以下為各段之變換公 式（EC3（1995））。 s st E E = （0~100℃） (2-13)

(

1.1 0.001T

)

E E_st = _s× − （100~500℃） (2-14)

(

1.775 0.00235T

)

E E_st = _s× − （500~700℃） (2-15)       ₋ × = T 10000 28 . 2 2898 . 0 E E_{st s} （700~1000℃） (2-16) 其中：Est =溫度 T℃之鋼筋彈性模數（kgf/cm2）；Es =常溫下鋼筋之彈性模數= 2.04×106 （kgf/cm2_{）T =鋼筋溫度（℃）。}

第七節 火害混凝土之力學性質評估

高溫下鋼筋混凝土結構物之安全與否，依設計規範之不同，有不同的評估標準， 但大致可從整體結構、部分結構、各別構件之力學行為來評估，如圖 2-18 所示。而高 溫下混凝土材料、構件及架構之力學性質評估，可在耐火爐內依標準升溫方式進行耐 火試驗。以樑構件為例，可量測其撓曲變形量、荷重能力與時間之關係，如圖 2-19 所 示。

圖 2-18 高溫下鋼筋混凝土結構物之安全性評估方式

（資料來源：本研究整理）

圖 2-19 樑構件之耐火試驗

（資料來源：本研究整理）

各國建築設計規範均要求建築物各部構件應具有適當的耐火能力，且所使用防火 材料都需出具經認可防火測試機構依標準方法進行測試之報告。通常採用穩態溫度試 驗（steady-state temperature test），而依混凝土試體受力與燃燒爐內加溫先後次序之不 同，穩態溫度試驗可區分為下列三種型式，即負荷載重應力型（stressed）如圖 2-20(a)、 未負荷載重應力型（unstressed）如圖 2-20(b)及未負荷載重應力殘餘性質型（unstressed residual property）如圖 2-20(c)。負荷載重應力型試驗乃於爐內升溫前先施加荷重（預 載重應力為室溫下試體抗壓強度之 20~40%）在試體上，爐內溫度以一定速率增至設 定值並維持不變，此期間該荷重持續施加直至特定時間，然後荷重開始以設定的應力 與應變增率施作，直到試體破壞為止；未負荷載重應力型試驗於爐內加溫前未施加荷 重在試體上，當爐內溫度以一定速率增至設定值並維持不變後，荷重開始以設定的應 力與應變增率施作，直到試體破壞為止；未負荷載重應力殘餘性質型試驗與未負荷載 重應力型試驗類似，於爐內加溫前未施加荷重於試體上，但當爐內溫度以一定速率增 至設定值並維持一段時間不變後，爐內溫度以設定速率降至室溫，然後荷重才開始以 設定的應力與應變增率施作，直到試體破壞為止。

圖 2-20 穩態溫度試驗種類

─(a)負荷載重應力型 (b)未負荷載重應力型 (c)

未負荷載重應力殘餘性質型

（資料來源：本研究整理） 一般而言，LWAC 的熱傳導係數比常重混凝土低，故其隔熱效果較佳。所以樓版

若採用 LWAC 時，在受高溫作用初期，其阻熱效果將比常重混凝土者佳；然而，若火 害時間愈長，輕質混凝土此方面的優勢將逐漸消失，而使得輕質混凝土樓版的背溫與 常重混凝土相同。另方面，相較於常重骨材混凝土，LWAC 火害後其彈性模數之衰退

較緩和，尤其在未負荷載重應力殘餘性質型試驗時更為明顯（Lie 等（1972））；因此，

對於火害後混凝土彈性模數衰退之設計曲線，CEB（Comite Euro-International Du Betin） 協會提出建議值如圖 2-21，惟該建議值僅適用於未負荷載重應力殘餘性質型試驗條件 之高強度輕質混凝土，對未負荷載重應力型試驗之高強度輕質與常重骨材混凝土則顯 得不保守。

圖 2-21 CEB 建議之火害後混凝土彈性模數衰退設計曲線 (a)未負荷載重

應力型試驗 (b)未負荷載重應力殘餘性質型試驗

（資料來源：本研究整理）

第八節 鋼骨鋼筋混凝土柱於高溫下之行為

壹、鋼骨鋼筋混凝土柱之高溫潛變挫屈行為 國內外有關填充型箱型柱高溫潛變挫屈行為的研究並不多，尤其是探討銲接工法 對其火害行為影響之研究更是罕見，此顯示本計畫為一相當新的研究課題。然而，在 文獻資料庫中可發現，有關於常溫或高溫下柱構件（包括鋼柱或鋼筋混凝土柱）潛變 挫屈之研究相當豐富，可提供試驗規劃參考之用。有關這些文獻之摘要，謹摘錄整理 如表 2-3。

表 2-3 鋼柱或鋼筋混凝土柱高溫潛變挫屈行為之相關文獻

作者與研究主題 主要研究成果與結論

Bazant, Z.P. and Tsubaki, T. (1980), “Non-linear creep buckling of reinforced-concrete columns”, Journal of the structural division-ASCE, 106(11): 2235-2257.

研究鋼筋混凝土柱的潛變挫屈行為

Behan, J.E. and Oconnor, C. (1982), “Creep buckling of reinforced-concrete columns”, Journal of the structural division-ASCE, 108(12): 2799-2818.

研究鋼筋混凝土柱的潛變挫屈行為

Hoff, N.J. (1957), “Buckling at High Temperatures”, Journal of the Royal Aeronautical Society,61: 756-774.

最早開始研究鋼柱在高溫下的潛變挫屈行為 Furumura, F. and Ave, T. (1984), “Creep buckling of steel

columns at high temperatures: Part I Development of Creep Buckling Test Apparatus”, Journal of Structural and Construction Engineering, Transactions of the Architectural Institute of Japan. (344), 164-173, 1984-10-30

進行兩種細長比（46.9和25.1）H型鋼柱之高溫潛變挫屈 實驗與分析，H型鋼柱試體分別在475℃、500℃、525℃、 550℃等四種固定高溫進行實驗。

Huang, N.C. (1976), “Creep buckling of imperfect columns”, Journal of Applied Mechanics 43: 131-136.

研究分析有關幾何形狀不完美柱的潛變挫屈行為，發現 會造成柱潛變挫屈之軸向壓力的上、下界線。

Huang, Z.F., and Tan, K.H. (2003), “Rankine approach for fire resistance of axially-and-flexurally restrained steel columns”, Journal of Constructional Steel Research, 59: 1553-1571.

利用Rankine Formula並考慮潛變效應，建立一套鋼柱在 火害高溫下的分析方法。

Huang, Z.F., Tan, K.H. and Ting, S.K. (2006), “Heating rate and boundary restraint effects on fire resistance of steel columns with creep”, Engineering Structures 28(6): 805-817.

以數值方法研究不會側移的構架中鋼柱的高溫耐火能 力，其方法考慮鋼材的高溫潛變效應。

Vinogradov, A.M. (1985), “Nonlinear effect in creep buckling analysis of columns”, ASCE Journal of Engineering Mechanics 111(6): 757-767.

研究分析受偏心載重柱的潛變挫屈行為，且比較了線性 和非線性分析的解。

Sadaoui, A. and Khennane, A. (2009), “Effect of transient reep on the behaviour of reinforced concrete columns in fire”, Engineering Structures, 31(9): 2203-2208.

研究鋼筋混凝土柱在火害高溫下的暫態潛變行為，發現 暫態潛變將會引進額外的壓應力於柱中，並放大柱內的 撓曲彎矩，進而造成柱的破壞。

Tan, K.H., Ting, S.K., Huang Zhanfei (2002), “Visco-elasto-plastic analysis of steel frames in fire”, ASCE Journal of Structural Engineering, 128(1): 105-114.

利用有限元素程式並加入潛變效應，建立了一套鋼構架 在火害高溫下的分析模式，研究發現在400℃以上潛變效 應 開 始 影 響 分 析 結 果 ， 經 由 數 值 分 析 結 果 發 現 Eurocode-3 Pt. 1.2在預測鋼柱的破壞溫度並不保守。 Sakumoto, Y., Okada, T., Yoshida, M., Tasaka, S. (1994),

“Fire resistance of concrete-filled, fire resistant steel tube column” Journal of Material in Civil Engineering, Vol. 6, No.2. 利用耐火鋼進行實尺寸耐火鋼鋼管混凝土的防火實驗。 試驗結果顯示，利用內灌混凝土之熱容量之特性，耐火 鋼鋼管混凝土僅需少量之防火被覆即能達到其優越耐火 性 。 本 研 究 所 採 用 之 耐 火 鋼 鋼 管 混 凝 土 斷 面 為 300mmx300mm柱高3500mm，耐火鋼板厚1mm~5mm。 Zeng, J.L., Tan, K.H. and Huang, Z.F. (2003), “Primary creep

buckling of steel columns in fire”, Journal of Constructional Steel Research 59: 951-970. 提出一套分析pin-pin邊界條件的鋼柱在火害高溫下潛變 挫屈行為的簡易方法。 陳韋夷(2009)，「鋼柱在高溫環境下之潛變挫屈研究」， 國立成功大學土木工程研究所碩士論文。 以向量式有限元素法之基礎理論，加入熱效應以及潛變 效應，建立平面鋼結構，研究鋼柱在高溫環境下之潛變 挫屈行為。 李玉生、楊國珍等(2010)，「高溫下內灌混凝土耐火鋼箱 型鋼柱之軸向受力行為研究」，內政部建築研究所協同研 究報告。 針對銲接箱型鋼柱進行高溫下結構試驗。試驗結果顯 示，銲接箱型鋼柱在室溫至600℃之破壞模式均為試體到 達極限強度時因混凝土開裂而強度下降。一旦銲道開 裂，箱型柱強度迅速下降。此亦顯示銲道開裂與否為決 定內灌混凝土銲接箱型柱試體是否破壞之關鍵。

貳、填充型鋼骨混凝土柱於高溫下之行為 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 載重比、填充型箱型柱全滲透銲與半滲透銲銲接方式之規定與比較、填充型鋼管混凝 土柱或填充型箱型柱防火被覆之規定與比較等，謹列述如下。 Lie 等（1996）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（1996）提出鋼柱耐火 時效之簡易計算式：

(

)

(

)

C D D 1000 KL 20 f f R 2 ' c 1 − + = (2-17) 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（1998）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鋼骨混凝土柱（如 圖 2-22），再進行耐火試驗。經實驗發現，鋼管柱內灌純混凝土的耐火時效最短，而 含鋼纖維混凝土鋼管柱的耐火時效為最長者（如圖 2-23）。因此，他建議以含鋼纖維 混凝土鋼管柱用於防火安全的建築結構上。