鋼筋混凝土角柱之火害行為研究

國

立

交

通

大

學

土木工程學系

博

士

論

文

鋼筋混凝土角柱之火害行為研究

A Study of Reinforced Concrete Corner Columns under High Temperature

研 究 生：黄國立

指導教授：趙文成 博士

鋼筋混凝土角柱之火害行為研究

A Study of Reinforced Concrete Corner Columns under High Temperature

研 究 生：黄國立 Student：Kuo-Li Huang 指導教授：趙文成 Advisor：Wen-Chen Jau 國 立 交 通 大 學 土 木 工 程 學 系 博 士 論 文 A Thesis

Submitted to Department of Civil Engineering National Chiao Tung University

for the Degree of Doctor of Philosophy

in

Civil Engineering

November 2009

Hsinchu, Taiwan, Republic of China

中華民國九十八年十一月

鋼筋混凝土角柱之火害行為研究

學生：黃國立 指導教授：趙文成博士 國立交通大學土木工程學系﹙研究所﹚博士班 摘要 建築物之結構體中，柱為主要之構件，其結構性能關係到整個建築物 之安全，因此鋼筋混凝土柱火害行為之研究非常重要，以往之研究均僅針 對內柱（四面）火害行為，很少針對角柱（二面）火害行為進行研究。 由於角柱通常比內柱具有較大之偏心距離且有僅二面受到火害高溫之 特性，與內柱四面受到火害高溫之模式不同，角柱受火害後，形成混凝土 材料非對稱，將使結構行為更複雜，本研究提出一套模擬鋼筋混凝土角柱 同時受軸壓、雙向彎矩及非對稱火害之試驗方法，並對於其火害行為進行 討論。 本研究試驗及分析後發現： （1） 混凝土角柱（30 公分×45 公分）在相同混凝土壓應力 0.2 fc…下，4 小 時火害延時內之斷面溫度分佈與保護層厚度（5 公分、7 公分）、混 凝土強度（140kgf/cm2、280kgf/cm2）、鋼筋比（2%、3%）及偏心大 小（0 公分、7.5 公分）等變數，並無明顯之差異。此行為與混凝土

內柱相同。 （2） 火害影響混凝土角柱表面產生裂縫或剝落之因素，按嚴重程度依序 為火害延時、保護層厚度、鋼筋比及混凝土強度。 （3） 混凝土角柱之火害後極限強度殘餘率比較發現：（a）合力偏心距離 大於平衡偏心距後，即合力點位於拉力破壞區，極限強度折減變化 明顯，隨著合力偏心距離之增加，極限強度殘餘率由小而大，合力 偏心距離越大，極限強度殘餘率越高；合力偏心距離小於平衡偏心 距後，即合力點位於壓力破壞區，極限強度殘餘率變化並不明顯；（b） 火害延時較長，極限強度殘餘率較低，但火害延時對強度影響較嚴 重在前 2 小時，火害延時 2 小時後之極限強度殘餘率下降速率將減 緩；（c）鋼筋比大者，極限強度殘餘率較鋼筋比小者高，但兩者差 異不明顯；（d）保護層大者，極限強度殘餘率較保護層小者低，經 4 小時火害延時試驗，保護層 7 公分將使極限強度殘餘率僅餘 57%， 而保護層5 公分則強度殘餘率仍有 77%；（e）混凝土強度（280kgf/cm2） 高者，極限強度殘餘率較混凝土強度（140kgf/cm2）低者低，經 4 小 時 火 害 延 時 試 驗 ，280kgf/cm2 強 度 之 極 限 強 度 殘 餘 率 60.8% ， 140kgf/cm2強度之極限強度殘餘率極限強度殘餘率 76.05%，兩者極 限強度殘餘率相差約15%。 （4） 混凝土內柱（40 公分×40 公分）與角柱（30 公分×45 公分）之火害

後極限強度殘餘率比較：（a）混凝土 280kgf/cm2以下強度，內柱經2 小時火害延時，混凝土強度（248kgf/cm2）極限強度殘餘率約77.5%， 混凝土強度（198kgf/cm2）極限強度殘餘率約86%，顯示混凝土強度 高者，極限強度殘餘率低，故內柱與角柱在此特性顯示相同之趨勢； （b）內柱經火害延時 2 小時之極限強度殘餘率約 53.9%，火害延時 4 小時之極限強度殘餘率約 39.4%，而角柱在火害延時 2 小時之極限 強度殘餘率約 60%，火害延時 4 小時之極限強度殘餘率約 50%，顯 示火害延時對內柱極限強度殘餘率影響較角柱明顯；（c）保護層 7 公分內，內柱之試驗顯示火害延時 4 小時之強度殘餘率均約 64%， 沒有明顯之差異，但角柱經 4 小時火害延時試驗，保護層 7 公分之 極限強度殘餘率約 57%，而保護層 5 公分則強度殘餘率約 77%，有 明顯之差異，故保護層對角柱極限強度殘餘率影響較內柱明顯。 （5） 混凝土內柱（40 公分×40 公分）與角柱（30 公分×45 公分）之火害 試驗後，其色澤、裂縫及爆裂現象，無明顯之差異。 （6） 混凝土內柱（40 公分×40 公分）與角柱（30 公分×45 公分）於破壞 試驗後，外觀均有類似之破壞情形。 關鍵詞：火害、內柱與角柱、彎矩與軸力、鋼筋混凝土

A Study of Reinforced Concrete Corner Columns

under High Temperature

Student：Kuo-Li Huang Advisors：Dr. Wen-Chen Jau

Department (Institute) of Civil Engineering National Chiao Tung University

ABSTRACT

Columns are the most important members of structure. The strengths of the columns in general determine the strengths of the structure. Therefore, the study of the strengths of columns under high temperature is very important. Many studies have investigated the strength of interior (four faces fire loading) columns under high temperatures; however, there has been little research on the strength of corner (two faces fire loading) columns under high temperatures.

Corner columns are usually under high biaxial eccentricity than interior columns. Furthermore, during a fire, only the interior two faces of corner columns are exposed to fire in contrast to interior columns of which all four faces are exposed. The material asymmetry of concrete after fire further complicated the behavior of the corner columns. This study investigated the behavior of corner columns under axial loading, biaxial bending and asymmetric fire loading.

This study shows：

(1) The corner column under the same stress ratio, the temperature distribution across the section is similar to interior columns and is not affected by concrete cover thickness, concrete strength or steel ratio.

(2) The factors affecting the initiation of the cracks under high temperature on corner column in the order of importance are fire duration, concrete cover thickness, steel ratio, concrete strength and eccentricity.

(3) A further examination on the residual strength rates of the corner columns after fire loading shows：(a)in the tension failure zone, the higher the

eccentricity, the higher the residual strength; in the compression zone, the residual strength did not change significant, (b) the longer the fire, the less the residual strength, (c) the higher the steel ratio, the higher the residual strength, (d) the thicker the cover, the less the residual strength, and ,(e) the higher the concrete strength, the less the residual strength.

(4) After the fire test, the color, crack and burst, observed from the surface are similar for both interior and corner columns.

(5) After the strength test, failure surfaces are similar for both the interior and corner columns.

(6) A further examination on the residual strength rates of the interior and corner columns after fire loading shows：(a) the higher the concrete strength, the

less the residual strength rate, the interior and corner columns yield same trend, (b) the effect of fire duration on the residual strength rate is more prounced for interior columns, and ,(c) the effect of concrete cover is more important for exterior columns.

Keyword: fire damage, interior or corner column, bending or axial force, reinforced concrete

誌謝

民國84 年自本校土木系碩士班畢業後，有幸獲得機會回到系上攻讀博 士學位，由於天生資質並不聰穎，因此在求學及研究的道路備感艱辛，但 不敢回首，生怕辜負師長及朋友的期盼，只有一步一步努力慢慢往前進， 歷經數個寒暑，終於完成本論文。 論文得以完成，首要感謝恩師趙文成博士不棄不捨的指導，由碩士班 至博士班，十餘年來在求學及研究的過程中，不時的教誨與協助，但從他 那裡所領受到的不只是專業知識及研究方法的傳授，收獲更大的是恩師身 教上為人處世的態度與豁達的人生觀，謹在此獻上由衷的謝忱。 求學期間，除了恩師的教誨，還要感謝本系彭耀南教授、鄭復平副教 授等師長在學業上的指導，奠定研究能力之基礎，另本論文也感謝內政部 建築研究所計畫的支持，使試驗能順利的進行，本論文才得以完成，對於 內政部建築研究所前所長蕭江碧所長、陳建中組長及防火實驗室蔡銘儒研 究員等人士之協助，在此一併深深感謝。 在職進修期間，感謝高雄市政府捷運工程局諸多長官的關懷，對於好 友李國榮博士、吳大川先生、翁榮德先生之幫忙，亦深深感謝，最後對本 局所有同仁對本人之支持與通融，一併致謝。 本論文得以付梓，承蒙口試委員林建宏教授、黃然教授、張大鵬教授、

李釗教授、鄭復平副教授及林昌佑副教授在初稿審查及口試期間，以豐富 的學養，提供寶貴之意見及建議，使本論文更加完備，謹致上最誠摯的敬 意與謝意。 求學期間如果沒有家人在精神上的支持與鼓勵，不可能有此論文之完 成，對於父母的寬容，筆墨難以形容，最後要感謝一直陪伴在身旁的內人 黃美玲女士，使本人無後顧之憂，將此榮耀與喜悅與他們共享。個人的能 力有限，研究並非一人之力能夠完成，感謝所有給予幫助的人，畢業是另 一段研究之路的開始，希望所有的人能繼續支持我往研究之路走下去。

目錄

頁次

中文摘要

i

英文摘要 iv

誌謝

vi

目錄

viii

表目錄

xi

圖目錄

xiii

符號說明

xvi

第一章

緒論

1.1 前言

₁

1.2 研究目的

₂

1.3 研究方法

₄

1.4 本文內容

₅

第二章

文獻回顧

2.1 耐火試驗

₇

2.2 熱力學

₉

2.3 混凝土火害後之影響

₁₀

2.4 火害高溫對鋼筋之影響

₂₀

2.5 鋼筋混凝土柱構體火害行為

₂₁

第三章

試驗計畫

3.1 試驗設備

₂₅

頁次

3.2 試驗材料

₂₆

3.3 試驗規劃

₂₇

3.4 火害試驗

₂₉

3.5 載重試驗

₃₁

第四章

理論分析

4.1 分析方法

₃₅

4.2 軸向極限載重分析

₄₀

4.3 偏心極限載重分析

₄₁

4.4 壓應力影響分析

₄₃

第五章

試驗結果與討論

5.1 溫度傳遞與設計參數之關係

₄₅

5.2 火害與載重試驗後試體表面觀察

₄₇

5.3 載重試驗之應變、曲率與側向位移

₄₉

5.4 載重試驗之極限強度衰減

₅₁

5.4.1 偏心之影響

₅₁

5.4.2 火害延時之影響

53

5.4.3 鋼筋比之影響

₅₄

5.4.4 保護層之影響

56

5.4.5 混凝土強度之影響

₅₇

5.4.6 壓應力之影響

59

5.5 內柱與角柱火害行為之比較

₆₁

5.5.1 火害試驗與載重試驗後試體表面比較

61

5.5.2 火害後之極限強度殘餘率比較

₆₂

頁次

第六章

結論與建議

6.1 結論

₆₄

6.2 建議

₆₈

參考文獻

70

表

75

圖

92

自傳

124

表目錄

頁次

表

1 水泥漿體受高溫性質

75

表

2 混凝土高溫體積變化情形

76

表

3 軸向載重柱之耐火試驗資料

76

表

4 偏心載重柱之耐火試驗資料

76

表

5 混凝土材料性質

77

表

6 試驗規劃

78

表

7 試體編碼

79

表

8 熱電耦佈設座標

79

表

9 各試體之熱電耦佈設

80

表

10 斷面之熱傳導理論值與試驗值之比較

80

表

11 軸向載重－斷面中心溫度與歷時關係

81

表

12 偏心載重－斷面中心溫度與歷時關係

81

表

13 斷面歷時溫度(℃)（A2214）

82

表

14 偏心載重破壞應變狀態表

83

表

15 軸向載重破壞應變狀態表

83

表

16 對照組（無火害）之試驗值與分析值比較表

84

表

17 偏心載重試驗值與分析值比較表

84

表

18 軸向載重試驗值與分析值比較表

85

表

19 殘餘強度比率表（Pult）

86

表

20 鋼筋比差異之案例計算

87

頁次

表

21 混凝土強度差異之案例計算

87

表

22 壓應力對偏心內柱極限強度之影響

88

表

23 壓應力對偏心角柱極限強度之影響

88

表

24 鋼筋混凝土柱火害外觀行為

89

表

25 柱試體極限強度殘餘率

90

圖目錄

頁次

圖

1 標準加熱溫度－時間曲線

92

圖

2 不同粒料混凝土熱膨脹關係

92

圖

3 普通混凝土及高強度混凝土火害後抗壓強度變化

93

圖

4 重質粒料混凝土火害後抗壓強度變化

93

圖

5 火害後壓應力對抗壓強度之影響

94

圖

6 火害後不同冷卻條件之混凝土抗壓強度衰減

95

圖

7 600℃火害後不同混凝土孔隙體積總量

95

圖

8 火害溫度之應力與應變關係

96

圖

9 火害後混凝土應力應變關係

96

圖

10 火害後之混凝土強度衰減

97

圖

11 火害後不同粒料混凝土彈性模數衰減

97

圖

12 火害對不同強度混凝土彈性模數衰減

98

圖

13 火害中鋼筋抗拉強度衰減

98

圖

14 火害中鋼筋彈性模數衰減

98

圖

15 火害後鋼筋抗拉強度折減

99

圖

16 樑柱樓版複合實驗爐

99

圖

17 墩柱設備

100

圖

18 量測設備

101

圖

19 試體規劃圖

102

圖

20 熱電偶溫度量測配置

103

頁次

圖

21 熱電偶佈設現況

104

圖

22 爐溫控制曲線

104

圖

23 火害試驗示意圖

105

圖

24 角柱火害試驗現況

105

圖

25 火害試驗偏心加載平面圖

106

圖

26 球座設備

106

圖

27 偏心載重之加載點示意圖

107

圖

28 LVDT 安裝相片

107

圖

29 LVDT 安裝示意及變形幾何關係圖

108

圖

30 兩側應變示意圖

109

圖

31 斷面分割示意圖

109

圖

32 理論分析流程圖

110

圖

33 切割尺寸與極限載重之敏感度分析

111

圖

34 不同混凝土強度試體內部之歷時溫度（軸向載重） 111

圖

35 不同混凝土強度試體內部之歷時溫度（偏心載重） 112

圖

36 不同鋼筋比試體內部之歷時溫度（軸向載重）

112

圖

37 不同鋼筋比試體內部之歷時溫度（偏心載重）

113

圖

38 不同火害延時試體內部之歷時溫度

113

圖

39 2 小時火害延時之溫度分佈圖

114

圖

40 4 小時火害延時之溫度分佈圖

114

圖

41 火害後試體表面觀察

115

圖

42 火害後試體之偏心載重試驗後之表面觀察

116

圖

43 火害後試體之軸向載重試驗後之表面觀察

116

頁次

圖

44 X 軸-偏心載重-中心應變圖

117

圖

45 X 軸-軸向載重-中心應變圖

117

圖

46 Y 軸-偏心載重-中心應變圖

118

圖

47 Y 軸-軸向載重-中心應變圖

118

圖

48 X 軸-偏心載重-曲率圖

119

圖

49 X 軸-軸向載重-曲率圖

119

圖

50 Y 軸-偏心載重-曲率圖

120

圖

51 Y 軸-軸向載重-曲率圖

120

圖

52 X 軸-偏心載重-側向位移圖

121

圖

53 X 軸-軸向載重-側向位移圖

121

圖

54 Y 軸-偏心載重-側向位移圖

122

圖

55 Y 軸-軸向載重-側向位移圖

122

圖

56 不同火害延時之角柱軸力彎矩圖

123

圖

57 不同火害延時之

內柱

軸力彎矩圖

123

符號說明

c f

混凝土抗壓強度（kgf/cm

2

）

r f

混凝土火害後殘餘極限抗壓強度（kgf/cm

2

）

… c f

28 天齡期混凝土極限抗壓強度（kgf/cm

2

）

O f

壓應力(kgf/cm

2

)

c

H

混凝土應變（mm/mm）

max

H

溫度對應之混凝土最大應變（mm/mm）

O

H

… c f

所對應極之應變（mm/mm）

c E

_溫度

T℃時混凝土彈性模數（kgf/cm

2

）

co E

常溫（20℃）時混凝土彈性模數（kgf/cm

2

）

yr f

火害後鋼筋殘餘降伏強度（kgf/cm

2

）

y f

常溫鋼筋降伏強度（kgf/cm

2

）

ur f

火害後鋼筋殘餘極限強度（kgf/cm

2

）

u f

常溫鋼筋極限強度（kgf/cm

2

）

ax '

沿

X 軸上由 a 點 LVDT 量測之變形量（mm）

bx '

沿

X 軸上由 b 點 LVDT 量測之變形量（mm）

ax

H

沿

X 軸上由變形量

'ax

所計算相對之應變（mm/mm）

bx H

_沿

_{X 軸上由變形量}

_'bx

_{所計算相對之應變（mm/mm）}

fx

H

沿

X 軸上斷面火害側之應變（mm/mm）

ux

H

沿

X 軸上斷面未火側之應變（mm/mm）

x

M

沿

X 軸之曲率

0 P

無偏心標稱軸向強度（Ton）

0 n P

考慮意外偏心效應之無偏心標稱軸向強度（Ton）

ni P

雙向偏心標稱軸向強度（Ton）

nx P

偏心標稱軸向強度（X 軸）

ny P

偏心標稱軸向強度（Y 軸）

第一章、緒論

1.1、前言

建築物之結構體中，柱為主要之構件，其結構性能關係到整個建築物 之安全，故結構設計特別強調「強柱弱梁」之概念，因為柱的構件一但發 生斷裂、挫曲等破壞行為，除將導致建築物塌損外，更嚴重的是對於建築 物內的人員，在幾乎沒有逃生避難時間之存在下，結果將導致重大生命及 財產之傷亡。 近年來，建築物的火害行為相關之研究成為重要課題，研究領域包括 理論分析與試驗驗證二大主軸，有關理論分析之部份，主要係利用有限元 素法等數學模式，求解熱傳導溫度及受其影響之結構分析；至於試驗驗證 之部份，則包括材料、構件等之試驗，材料試驗包括混凝土（主要是粒料） 及鋼筋等材料之熱傳導行為及材料之火害行為，構件試驗則包括鋼筋混凝 土構件之耐火行為（主要是耐火時效之研究）及鋼筋混凝土構件火害後之 行為（主要是強度之衰減研究），有關這些過去研究的成果將詳述於第二章 文獻回顧內。

1.2、研究目的

綜觀過去的研究，顯示混凝土材料之外部受到高溫，其溫度傳遞至內 部的速率並不快，但是高溫卻將使材料性質產生改變，此改變又影響了抗 壓強度、彈性模數及應力應變關係等性質，前述性質對力學性質會有相當 程度之折減，致使結構強度與勁度將降低，導致結構物安全產生危害。 在過去對普通強度混凝土火害行為的認知，臚列如下： （1） 就混凝土斷面受高溫而言，其四面受熱時，溫度將由四受熱面以平 行方式傳遞至內面，二面受熱時，溫度將由二受熱面以平行之方式 傳遞至內面。內柱四分之一斷面之溫度分佈將近似於角柱斷面之溫 度分佈，以高溫之影響面積而言，內柱遠大於角柱。 （2） 就混凝土結構之耐火時效而言，內柱為四面受熱，其受無偏心之軸 向載重，耐火時效均可達 3 小時，受偏心之軸向載重柱，除兩端鉸 接之內柱時效低於 3 小時，餘支承均有 3 小時之耐火時效。至於角 柱因多受偏心載重，耐火時效應將較低，但尚無文獻研究。 （3） 就混凝土結構之殘餘極限強度而言，內柱火害延時 0.5 小時約為火害 前之 89%，火害延時 1 小時約為火害前之 87%，火害延時 2 小時約 為火害前之 78%，火害延時 4 小時約為火害前之 61%，至於角柱因 受火害面積較小，相同斷面積之角柱殘餘極限強度比例應內柱較

高，但尚無文獻研究。 （4） 就偏心對普通強度混凝土火害之影響，理論上當偏心距離越大，混 凝土開裂後，此時鋼筋的影響將大於混凝土的影響，此時無論四面 火害或二面火害之剩餘承壓面積會約相同，即均為火害部份面積， 故其結論應接近，但並無文獻研究。 綜上，本研究選擇二面暴露在高溫之鋼筋混凝土角柱作為研究範圍， 考慮建築物之外圍角柱時受到偏心載重，設定偏心距離7.5 公分，考慮室內 隔間角柱時則受到軸向（無偏心）載重，設定偏心距離0 公分。 鋼筋混凝土柱對於火害後行為之研究，以往之研究均僅針對內柱（四 面）火害行為，並無針對角柱（二面）火害行為之研究，主要原因受限於 實驗室設備，另外如何適當的模擬亦有困難，本研究提出一套模擬鋼筋混 凝土角柱同時受軸壓及高溫之試驗方式，對於其火害後之行為進行討論， 並推演理論分析模式以適用其它狀態。本研究探討的內容包括： （1） 受偏心（或軸向）壓應力之鋼筋混凝土角柱，其斷面於火害時溫度 之傳遞變化。 （2） 受偏心（或軸向）壓應力之鋼筋混凝土角柱，其外觀於火害後之觀 察。 （3） 火害後，復受偏心（或軸向）載重之鋼筋混凝土角柱，其外觀破壞 之觀察。

（4） 火害後，復受偏心（或軸向）載重之鋼筋混凝土角柱，其中間區段 之曲率、側向位移及應變變化。 （5） 火害後，復受偏心（或軸向）載重之鋼筋混凝土角柱，其極限強度 與極限強度殘餘率變化之探討。 （6） 火害後，受偏心（或軸向）載重之鋼筋混凝土角柱，其極限強度理 論分析模式推導。 （7） 鋼筋混凝土角柱與內柱（過去文獻）火害行為之比較。

1.3、研究方法

本研究共規劃了22 支角柱試體試驗，分別承受偏心載重或軸向載重， 其中規劃16 支試體受火害（8 支偏心載重及 8 支軸向載重），6 支試體不受 火害（3 支偏心載重及 3 支軸向載重）。研究內容如 1.2 節所述，規劃變數 包括二種偏心距、二種火害延時、二種鋼筋比、二種混凝土強度及二種保 護層厚度。 本研究除進行鋼筋混凝土角柱火害試驗，求得相關數據加以分析探 討，一系列探究鋼筋混凝土角柱火害後之行為變化，並推演理論分析方法， 互相配合驗證及討論。 本研究第一階段為火害試驗，模擬角柱受到高溫時之情形，試驗將四 支試體（每一支試體斷面為 30 公分×45 公分）複合一起，置入梁柱樓板複

合實驗爐，配合所規劃之火害延時加熱。火害試驗前於試體與試體接觸縫 隙處注入陶瓷土隔熱材，以隔絕高溫接觸原被試驗設計為不受火害之表 面，而使高溫大量傳導入混凝土內，本試驗設計使角柱試體受火害面為接 觸試驗爐外界之二面，俾以模擬室內角柱受到火害之情形。 第二階段為載重試驗，獲得角柱火害後之試體仍可承受之極限強度為 若干，此時所規劃之加載位置仍同火害試驗，將火害試驗後（或未受火害） 之試體施加載重，量測角柱試體之中間區段相對變形量及側移量，並記錄 試體強度至破壞，並據以進行分析比較。 最後，第三階段進行理論分析，分析模式採用美國混凝土協會（America

Concrete Institute， ACI）鋼筋混凝土設計規範之假設，並考慮高溫對鋼筋

及混凝土材料應力應變之折減，以分析鋼筋混凝土角柱於火害後之極限強 度。因為試驗規劃為雙向偏心，因此極限強度計算採用了Bresler 倒數法理 論進行理論分析。上述較詳細之說明將分別在第三章與第四章來報告。

1.4、本文內容

本論文包括六個章節，第一章緒論，包括前言、研究目的、研究方法 及本文內容四個小節，針對本文全貌做一概況性之說明。第二章文獻回顧， 包括耐火試驗、熱力學、混凝土火害後之影響、火害高溫對鋼筋之影響及 鋼筋混凝土柱構體火害行為五個小節，整理過去相關之文獻，綜合整理予

以禪述。第三章試驗計畫，包括試驗設備、試驗材料、試驗規劃、火害試 驗及載重試驗五個小節，敘述本研究試驗部份之規劃與設計，材料之準備 與試驗器材及試驗之過程細節。第四章理論分析，包括分析方法、軸向極 限強度分析流程、偏心極限強度分析及壓應力影響分析四個小節，敘述配 合本研究驗證之分析程序與理論公式。第五章試驗結果與討論，包括溫度 傳遞與設計參數之關係、火害與載重試驗後試體表面觀察、載重試驗之應 變、曲率與側向位移及載重試驗之極限強度衰減四個小節，結合本研究之 試驗與理論分析結果加以討論，解析角柱火害後之行為，其中載重試驗之 極限強度衰減包括偏心之影響、火害延時之影響、鋼筋比之影響、保護層 之影響、混凝土強度之影響及壓應力之影響六個小節。第六章結論與建議， 包括結論及建議二個小節，對於本研究獲致之結果整理結論並做建議。文 末並說明參考文獻之來源。

第二章、文獻回顧

2.1 耐火試驗

在國內或國外，進行火害試驗的大型實驗室並不多，目前在國內最大

之火害試驗場為內政部建築研究設於台南縣歸仁鄉之防火實驗室，本研究 即在此實驗室進行。本研究整理國內、外相關火害實驗室如下：

（1） NBS（National Bureau of Standards, NIST 前身）

（2） NIST（National Institute of Standards and Technology）

（3） PCA（Portland Cement Association）

（4） NFPA（National Fire Protection Association ）

（5） 內政部建築研究所（門、牆、柱、樑試驗） （6） 財團法人建築研究中心（門、牆試驗） （7） 中山科學研究院化學研究所（牆、樓版、樑試驗） （8） 國立成功大學防火安全研究中心（門、牆試驗） （9） 台灣科技大學（牆、柱、樑試驗） 在國內、外有許多耐火試驗規範，在國內有中國國家標準（CNS 12514）

「建築物構造部分耐火試驗法（Method of fire resistance test for structural

Methods for Fire Tests of Buildings Construction and Materials（建築構造及材

料燃火試驗標準試驗方法）」、美國防火協會（NFPA 251）「Standard Methods of Tests of Fire Endurance of Buildings Construction and Materials（建築構造

及材料耐火試驗標準方法）」、國際標準（ISO 834-1）「Fire Resistance test（耐 火試驗）」及英國標準（BS 476）「Fire Tests on Buildings Materials and

structures（建築材料及結構燃火試驗）」等，均可做為研究之參考。 上述規範中，將會定義一條模擬火場之昇溫狀態曲線，稱之為標準加 熱溫度－時間曲線，此曲線提供實驗室加熱爐溫度上升與時間之關係。國 內目前採用之規範為經濟部標準檢驗局91 年 8 月 CNS 12514 修訂版，其標 準加熱溫度－時間曲線如圖 1 所示，CNS 12514 之加熱溫度與時間的關係 與其他國家之標準升溫曲線來比較，曲線上升趨勢均相當接近且部份係相 同，例如CNS 2514 與 ISO 834 是相同的。 但這些昇溫曲線，代表的是一種被各界接受之火害昇溫狀態，並不能 代表所有火場昇溫狀態；因為實際火場昇溫狀態，必須考慮防火區劃之邊 界條件與火載量等因素，也因為每一火場均有不同的火載量及通風條件， 故每一個火場溫度並不會相同，因此研究課題如為特殊之情形時，必須另 外定義適合之升溫曲線，例如化學工廠或具有高度易燃物之工廠發生火災 時，短時間內溫度將驟升，此時碳氫升溫曲線（HC fire curve）就較為適當 來模擬。

2.2 熱力學

建築物發生火災之過程，溫度的變化差異主要是由熱傳導所造成的結 果，而所謂熱傳導，係指在一個有溫度差的系統中或兩個不同溫度的系統 相接觸時，發生能量的傳送。熱傳導可以說由於有溫差存在，而產生能量 由一區域傳到另一區域的現象，宇宙各地均會有溫差存在，因此熱傳導現 象的發生可以說無處不有。 一 般 而 言 ， 熱 傳 導 的 方 式 可 區 分 為 傳 導 、 對 流 和 輻 射[1] 。 傳 導 （Conduction）可視為因粒子之間的交互作用，而使能量由高能量粒子傳遞 至低能量粒子。液體及氣體傳導效應相同，當溫度越高時，分子之能量也 越高，兩相鄰分子相互碰撞時，能量會由較高能量之分子傳遞至能量較低 之分子，但液體中分子間之距離較氣體小，彼此之間的交互作用較頻繁且 強；在固體中，因係由自由電子和束縛於晶格內的原子所組成，因此熱能 的傳導源於自由電子的移動及晶格振動波兩種效應。對流（Convection）的 現象，係因流體溫度之不同而密度改變，藉分子熱源振動的同時，攜熱移 動造成流體位置的改變，對流的數學理論比較複雜，原因在於某一溫度的 流體與另一溫度的面接觸，所造成的能量轉移與許多因素有關，包括接觸 面的表面形狀、接觸面是水平或是垂直、與面接觸的流體種類、流體密度、 黏滯性（Viscosity）、比熱及熱傳導係數、流體的速度大而造成亂流或是速

度小造成層流及是否有揮發或凝結的現象等。輻射（Radiation）是指自有限 溫度之物質放射出能量的熱傳過程，其與前述兩種熱傳方式均為不同，自 然界中所有物體只要溫度高於絕對零度，其內部原子會因熱擾動而發出電 磁幅射，此即為熱幅射，由於輻射熱本身具有電磁波之特性，所以它的熱 傳遞是不需透過介質的。 混凝土之熱傳導性質，受到含水量、粒料種類及加熱方式等因素影響， 一般而言，混凝土在低溫時，因為內部含有水份，除固體本身提供傳導外， 水份亦具有傳導能力，此時具有極高之傳導係數且含水量越高傳導係數越 高，隨溫度上升至100℃時，混凝土有最高之傳導係數，約 1.0~2.0 W/m-k。 超過100℃後，因孔隙水逐漸蒸發使熱傳係數由減緩而逐漸下降，達到 300 ℃後，因粒料與水泥漿體界面不協調且CSH 開始分解，熱傳係數加速下降。 直至溫度至600℃以上，孔隙體積增加且大孔隙增多，傳導方式在孔隙間以 輻射方式為主來傳導，此時熱傳係數反轉向上，將逐漸增加。

2.3 混凝土火害後之影響

混凝土由水泥漿體及粒料組成，因為水泥漿體及粒料受火害高溫，二 者反應並不相同，導致其行為相對複雜。就水泥漿體微觀性質而言，區分 為固相及非固相，固相主要指的是晶體，例如 CSH、CH、Afm、Aft 及未 水化水泥，非固相指的是水化後存在於內部的水分及孔隙，例如毛細孔水、

吸附水、層間水、毛細孔隙及膠孔隙。水泥漿體受高溫時，主要影響的因 素為晶體的體積變化與水蒸氣的壓力消散，水泥漿體隨著溫度的上升而使 化學成分產生變化，如表1 所示。水泥漿體的溫度反應區主要在 400℃~800 ℃，當溫度超出800℃以後，水泥漿體幾乎將分解回水泥之原化學成分，如 果溫度再昇高，水泥漿體則將產生反轉之現象，重新再燒結成水泥。至於 粒料對於高溫的反應則較水泥漿體單純，主要影響的因素在於不同粒料之 熱膨脹效應，如圖2 所示。 混凝土使用之粒料可分為石灰質粒料或矽質粒料二類，石灰（鹼）質 粒料的溫度特性，在750℃以上會分解並吸熱，粒料體積膨脹減少，因此穩 定性較佳，至於矽（酸）質粒料的溫度特性，因在573℃會產生晶相改變， 粒料體積膨脹而破裂，因此粒料穩定性差。在耐火能力上，通常石灰質粒 料被認為優於矽質粒料[2-4]。 而當水泥漿體與粒料拌合而水化硬固結合成混凝土，其火害行為將與 前述之物理、化學與界面反應相關，茲分述如下： （1）抗壓強度 混凝土火害後抗壓強度與高溫所導致之材料界面反應相關，當溫度上 升至約 200℃~300℃，CSH 膠體體積發生變化，抗壓強度開始下降，隨著 溫度繼續上升達700℃時，抗壓強度將喪失 50%以上。

混凝土火害後抗壓強度之下降，除與最高溫度有關，亦與最高溫延時 及升溫速率有關。最高溫延時以最初之 2 小時，影響抗壓強度折損最為明 顯，不同高溫在延時內對抗壓強度造成之折減，又以較低之高溫（約 400 ℃）時抗壓強度折減為明顯，差異約為 15%以內。至於升溫速率對於抗壓 強度造成之影響，主要係水泥砂漿與粒料之界面區反應，因二者之熱膨脹 係數不同，溫差引起界面不協調而使抗壓強度折減，此反應亦以較低之高 溫時對抗壓強度折減為明顯。 有關普通混凝土及高強度混凝土火害後抗壓強度影響之比較[5]，如圖 3 所示，可分成三個階段：（1）20℃~400℃：高強度混凝土抗壓強度維持不 降低，而普通混凝土抗壓強度已開始衰減。（2）400℃~800℃：二者之行為 約略相同，但高強度混凝土之抗壓強度因初始維持較高之抗壓強度，故此 時較普通混凝土抗壓強度之下降速率快，以600℃時抗壓強度下降最大。（3） 800℃~1200℃：二者均已喪失原有之抗壓強度，行為沒有明顯不同。 另碎石（Gravel）、重晶石（Barite）及鈦鐵礦（Ilmenite）三種重質粒 料混凝土曾進行耐火試驗[6]，如圖 4 所示。結果顯示常溫時三種粒料混凝 土之基本性質差異不大，但加溫後三者各有不同之抗壓強度折減，其中以 鈦鐵礦粒料混凝土具有較佳耐火性能，至950℃尚有 26%之抗壓強度，但碎 石混凝土至此高溫已無抗壓強度。 另輕質粒料混凝土進行之耐火試驗[7]，分別採用了 ISO fire 曲線與

Hydrocarbon fire 曲線（ISO fire 曲線與 Hydrocarbon fire 曲線之差別，在於

Hydrocarbon fire 曲線初期溫度較高[8]），以 ISO fire 升溫曲線之試驗結果顯

示，輕質粒料混凝土耐火能力優於普通混凝土，相同試驗如採用碳氫火害 （Hydrocarbon fire，HC-fire）升溫曲線，試驗卻顯示不同之結果，輕質粒 料混凝土之保護層將產生爆裂，耐火性能反不如普通混凝土，因此瞭解到 較高之初始溫度將不利於輕質粒料混凝土之耐火性能。對於輕質粒料混凝 土在Hydrocarbon fire 曲線之試驗容易爆裂，原因係：（1）輕質粒料混凝土 具有較低滲透性及高含水量，較高之初始溫度，產生高額水蒸氣壓力。（2） 輕質粒料混凝土具低熱傳導係數，較高之初始溫度，導致梯度溫度上升快。 （3）輕質粒料混凝土抗拉強度低，因此較高之初始溫度，易產生拉力開裂。 相同高溫下，火害後抗壓強度之折減與壓應力亦有關，壓應力被認為 可以抑制裂縫的成長，因此提升耐火性能，火害下受壓應力之混凝土，破 裂的情形可較無壓應力之混凝土減輕，因此抗壓強度之折減將較少；如圖5 所示，以 40%壓應力之殘餘抗壓強度最高[9]，但此結論並不適用於高強度 或高性能混凝土。 高強度或高性能混凝土在火害後，壓應力與抗壓強度之折減關係，卻 顯示不同於普通混凝土之結果，由於高性能混凝土內部水化發展較普通混 凝土緻密，火害時因壓應力抑制了裂縫的成長，反不利於高強度或高性能 混凝土內部水壓力之消散，在內部壓力增加之情形，造成了混凝土易爆裂，

因此抗壓強度反而降低，降低了耐火性能[10]。 當混凝土火害後，隨著齡期增加，因為吸收空氣中之水分，導致可能 發生再水化之現象，此時抗壓強度將略為增加，另根據文獻研究，抗壓強 度之回升發生於開始自然冷卻後之 1 個月，而在 1 年後強度可達原強度之 90%，但亦有研究指出，高溫時混凝土內部已有破裂及裂縫現象，實際上抗 壓強度之回復很難超過50%。 另有研究指出，火害後混凝土之強度，隨著不同之冷卻條件，抗壓強 度變化亦會不同，如圖6 所示，以水中及空氣中冷卻下抗壓強度折減最多， 主要原因是在此冷卻環境下，混凝土發生二次龜裂現象所導致[11]。 普通混凝土及高性能混凝土，火害後內部孔隙關係亦將產生變化[12]， 如圖 7 所示，試驗結果發現，火害後混凝土內部孔隙將變大，如在無爆裂 之情形，孔隙率與抗壓強度同常溫下之混凝土，仍具有一定之關係。 另混凝土無論在未受火害或火害後之狀態，孔隙體積之總量，普通混 凝土均高於高強度混凝土，但就孔隙體積增加比例，高強度混凝土係高於 普通混凝土。而為何在上述高強度混凝土孔隙體積增加比例高於普通混凝 土之情形，孔隙體積之總量仍低於普通混凝土，原因係因高強度混凝土之 初始孔隙體積約僅普通混凝土初始孔隙體積之0.3 倍，故縱然火害後高強度 混凝土孔隙比例增加（4.26 倍）高於普通混凝土孔隙比例增加（2.88 倍） 情況下，最終高強度混凝土孔隙體積之總量仍低於普通混凝土。

火害後混凝土之殘留應變試驗，結果顯示溫度在400℃高溫以下時，混 凝土的殘留應變為收縮應變[13]，收縮量隨高溫增加而增加，但溫度在 500

℃高溫以上時，由於混凝土裂縫大增，殘留應變反縮為脹，但若以軸壓力

束制混凝土之開裂，則所量得之殘留應變可為收縮應變。而為何壓應力之 存在，受到火害之混凝土不易產生開裂，文獻指出係因過渡潛變（Transient

creep, 又稱 load-induced thermal strain, LITS）之存在，如圖 8 所示，在壓

應力下，過渡潛變抑制了混凝土的熱膨脹，導致整體應變減小，如以普通 混凝土、高強度混凝土及高性能混凝土之過渡潛變來看，以高性能混凝土 最大，普通混凝土較小[14-18]。 對於火害中混凝土之殘餘強度，一般將比火害後混凝土之殘餘強度 高，原因係火害後之混凝土會有冷卻效應，冷卻時混凝土發生二次裂縫， 因此火害後之混凝土殘餘強度會較低於火害中之混凝土殘餘強度。 （2）應力應變關係 如圖 9 所示，火害溫度對混凝土火害後應力應變之行為有極大影響 [19]，混凝土火害後之應力應變關係，陳舜田教授及謝滄海先生[20]綜合了

Schneider U.＆Haksever A. 研究火害中混凝土之應力應變關係 [21]及 Lie T.

T. 研究火害溫度與混凝土殘餘極限強度之關係[22]，推論出火害後混凝土

⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ _  — 2 max max ₎ ( 1

H

H

H

c r c f f

H

c 

H

_max （1） ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ _  — 2 max max₎ 3 ( 1

H

H

H

c r c f f

H

max 

H

C （2）







— c… r T f f 1 0.001 0℃†T†500℃ （3.a） … —  c r T f f (1.375 0.00175 ) 500℃†T†700℃ （3.b） 0 r f 700℃†T （3.c） 6 2 max 0.0025 (6 0.04 ) 10  —   T T

H

（4） 式中： c f ：混凝土抗壓強度（kgf/cm2） r f ：混凝土火害後殘餘極限抗壓強度（kgf/cm2） … c f ：混凝土 28 天齡期抗壓強度（kgf/cm2） c

H

：混凝土應變（mm/mm） max

H

：溫度對應之混凝土最大應變（mm/mm） 其後亦有楊旻森等進行相關試驗[13]，迴歸分析得到火害後混凝土應力 應變關係，如下式： … —  c r T f f (1 0.001 ) 0℃† T † 400℃ （5.a） … —  c r T f f (1.38 0.0019 ) 400℃† T † 600℃ （5.b）

… —  c r T f f (0.66 0.0007 ) 600℃†T （5.C） 因500℃以上之火害溫度，混凝土仍應具有殘餘強度，趙文成教授針對 此溫度研究混凝土應力應變關係[23]，依據試驗結果修正 Schneider ＆

Haksever（1976）and Lie（1986）之公式，獲得500℃以上之凝土應力應變 關係公式如下：另可將上述三者曲線之趨勢繪製比較圖，如圖10所示。

>

1.6046_(1.3 2 _2817 )_—106

@

_— … c r T T f f 500℃†T （6）





>

T T

@

H

o

H

 2  — 6 — max 1.01 0.02 200 10 （7） 式中： O

H

： …f 所對應之應變_c （3）彈性模數 高溫對混凝土彈性模數之影響，與粒料種類關聯最大，如圖11所示， 矽質粒料於573℃將產生晶相變化，體積膨脹造成破裂，此時彈性模數將加 速下降。普通混凝土在火害時，彈性模數隨著溫度增加而減少，高溫在400 ℃時，彈性模數約有40%之折減，火害溫度與彈性模數之關係[24]，如下式： ⎥⎦ ⎤ ⎢⎣ ⎡ _  _  ₎3 1000 20 ( 2158 . 0 ) 1000 20 ( 012 . 1 1 T T E Ec co （8）

式中： c E ：火害溫度T℃時混凝土彈性模數 co E ：常溫（20℃）時混凝土彈性模數 高性能混凝土火害後彈性模數之衰減類似於普通混凝土，如圖 12 所 示，較大之不同在於高性能混凝土在400℃以下之溫度，具有較明顯之彈性 模數衰減，高於400℃以後，則彈性模數趨於緩和。以普通混凝土與高性能 混凝土之彈性模數衰減比例做比較，火害後高性能混凝土彈性模數之折減 大於普通混凝土。彈性模數同抗壓強度之影響，與粒料種類有關，亦具有 火害後回昇之性質，約於１個月後回復，當然其火害後之混凝土彈性模數， 亦因二次裂縫效應會較低於火害中之混凝土彈性模數。 （4）外觀變化 混凝土火害表面外觀變化與水泥之化學反應有關，溫度未達300℃，混 凝土主要為水分之喪失，因此表面色澤變化不大，溫度在300℃至 600℃之 間，因CSH 與 CH 產生分解，表面顏色逐漸粉紅色化，溫度繼續升溫至 800 ℃，因水泥分解之氧化鈣（CaO）吸收空中之水分，形成碳酸鈣，表面顏色 此時轉為灰色，溫度仍繼續升溫時，因混凝土分解之水化物將因高溫重新 燒結，將回復成水泥之顏色，此時表面將形成黃褐色至淺黃色。

（5）裂縫及爆裂行為 混凝土火害裂縫形成主要在界面處，隨著火害溫度之增加，裂縫不斷 延伸及擴大。當溫度未達 300℃，外觀上無裂縫發生，溫度在 300℃至 600 ℃之間，裂縫開始形成，溫度繼續升溫至900℃，形成均勻且龜裂狀之裂縫， 溫度繼續升溫，則多條大裂縫將發生。 混凝土火害爆裂的原因並非單一，包括了內部含水量、界面區之體積 脹縮協和、受溫之升溫速率、加熱方向、混凝土試體之大小、混凝土之緻 密性、壓應力、粒料等，一般而言，影響程度為正面性，例如含水量越高， 越容易爆裂，但影響因素中之加熱方向、混凝土試體之大小、混凝土之緻 密性及壓應力又與含水量之消散能力有關，所以內部含水量可說是影響爆 裂之主要因素。因此混凝土耐火性能試驗進行時，試體之含水量要降至一 定程度，以避免試體受火害高溫爆裂，影響試驗結果。 （6）體積變化 混凝土受火害高溫的體積變化，與水泥砂漿與粒料之自身體積變化與 介面有關，其變化情形可整理如表 2，約於溫度 100℃至 400℃時，混凝土 體積開始收縮，溫度繼續升溫至500℃至 750℃時，混凝土將因體積回脹而 破裂。

2.4 火害高溫對鋼筋之影響

鋼筋並非很好的耐火材料，如圖 13、14 所示，當火害中溫度高於 400 ℃時，鋼筋材料之抗拉強度即明顯下降，至溫度超過750℃，鋼筋將繼續軟 化，此時抗拉強度幾乎完全喪失，有關彈性模數之關係亦同。 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[25]，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，如下式[26]，其曲線繪製如圖 15 所示： y yr f f T †500℃ （9.a） y yr T f f (0.108 154.217)—102— 500℃ T †750℃ （9.b） y yr T f f (0.196 73.863)—102 — 750℃ T †800℃ （9.c） y yr f f 830. — 800℃T （9.d） 式中：

yr f ：火害後鋼筋殘餘降伏強度（kgf/cm2） y f ：常溫鋼筋降伏強度（kgf/cm2） 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： u ur f f T †500℃ （10.a） u ur T f f (0.09 145)—102— 500℃ T †750℃ （10.b） u ur T f f (0.08 26)—102 — 750℃ T †800℃ （10.c） u ur f f 90. — 800℃T （10.d） 式中： ur f ：火害後鋼筋殘餘極限強度（kgf/cm2） u f ：常溫鋼筋極限強度（kgf/cm2） T ：火害最高溫度（℃）

2.5 鋼筋混凝土柱構體火害行為

對於鋼筋混凝土構體的火害行為研究，區分為二類研究方向，第一類

為構體之耐火行為，構體在設定之昇溫曲線條件下，例如ASTM E119、ISO 834或火場模擬昇溫曲線等，測試構體可耐火之時效及變形等資料，此類研 究屬高溫（火害）中之研究；第二類則著重於構體結構之力學行為，同樣

依照特定或選擇之昇溫曲線，測試規劃火害延時後之力學行為及變形能力 等，此類研究多為高溫（火害）後之研究。 鋼筋混凝土構體受火害高溫，基本上仍遵循鋼筋及混凝土之材料特 性，以下分別敘述相關文獻研究成果： （1）鋼筋混凝土結構柱火害中結構行為 針對矽酸質粒料混凝土（4,900 psi）、石灰質粒料混凝土（4,960 psi）及 輕質粒料混凝土（6,460 psi）之方柱進行試驗[27]，共計有31支試體，試體 高度3.8公尺，依照 ASTM E119昇溫曲線，研究承受軸向載重之柱強度折 減趨勢，試驗結果顯示在 304×304 公釐之試體，耐火時效均可達 3 小時， 此時服務載重約為ACI標稱載重之 0.4~0.6，另試驗結果顯示石灰質粒料之 耐火時效優於矽酸質粒料，發現斷面越大，耐火時效越優，二種粒料混凝 土之耐火試驗結果經迴歸分析之公式，所計算耐火時效如表3。 延續上述試驗後，復進行六支偏心載重柱之試驗[28]，仍採用矽酸質粒 料混凝土（4,900 psi）、石灰質粒料混凝土（4,960 psi），偏心載重試驗之耐 火時效與軸向載重試驗之耐火時效比較，如表 4 所示，顯示：（1）相同束 制條件，載重強度比越小者，下降越大。（2）相同載重強度比，束制越少 者，下降越大。（3）相同載重強度比、相同束制條件，石灰質粒料下降較 矽酸質粒料明顯。（4）所有變數之RC偏心柱，除兩端鉸接之石灰質粒料混

凝土耐火時效低於3小時，餘均有3小時之耐火時效，但因實際上 RC端兩 端不可能沒有束制，此情形將不會發生。 針對高強度混凝土（12,000 psi~17,000 psi）柱耐火行為之試驗[29]，文 獻試驗變數包括了斷面尺寸、主筋尺寸、繫筋間距及彎折角度，試驗時試 體之溼度介於50%~56%，試驗結果顯示：（1）雖然高強度混凝土之耐火性 能劣於普通混凝土，但在良好圍束下，亦有 4 小時以上之時效，耐火效果 仍優。（2）在高強度混凝土中，繫筋彎折角度 135 度之耐火時效優於繫筋 角度90度，間距較密者，耐火時效較優。（3）在高強度混凝土中，初期受 溫階段並沒有爆裂之現象，爆裂現象發生在試驗末期。（4）粒料性質、相 對溼度、孔隙比、載重強度及繫筋間距對高強度混凝土爆裂均有影響。 另採用五種不同配比之混凝土製作鋼筋混凝土柱，分別為普通混凝土 （4,000 psi）一支及高強度混凝土（8,500 psi）四支（使用矽質粒料及石灰 質粒料，其中二支高強度混凝土又加入鋼纖維及聚丙烯纖維）進行試驗 [30]，結果顯示：（1）高強度混凝土耐火性能低於普通混凝土。（2）石灰質 粒料之混凝土之耐火性能較佳。（3）加入纖維之鋼筋混凝土，改善了鋼筋 混凝土之韌性及耐火性能。（4）加入聚丙烯纖維之鋼筋混凝土，減少剝離 之現象和改善耐火性能。 （2）鋼筋混凝土結構柱火害後結構行為

當火害時未施壓應力之 RC 方柱（3,000 psi），而火害後承受軸向載重 之力學試驗[31]，試驗結果發現：（1）火害延時對剩餘強度之影響最大，火 害延時0.5小時約為火害前之 0.89，火害延時 1小時約為火害前之0.87，火 害延時2小時約為火害前之0.78，火害延時 4小時約為火害前之 0.61。（2） 超音波或反彈錘試驗在火害後之試驗結果並不理想，誤差甚大。（3）保護 層參數對火害後之剩餘強度影響不明顯。（4）箍筋間距對火害後剩餘強度 之影響不明顯。 火害時未施壓應力之方柱（3,000 psi），火害後承受軸向載重柱或偏心 載重柱之剩餘強度及勁度試驗[32]，試驗結果發現：（1）火害後以柱的撓曲 勁度折減最為嚴重，再來依序為軸向勁度、偏心強度及軸向強度。（2）不 同斷面在相同之火害狀態，受損程度有明顯之差距，溫度之傳遞與斷面尺 寸有極大之關係。 火害時施軸向壓應力（0f_c…、0.1 f_c…、0.2 f_c…）之方柱（3,000psi），火 害後仍承受此壓應力之軸向柱與偏心柱之力學試驗[33]，結果發現，相同火 害延時下，承受壓應力之RC柱：（1）其極限強度較未施壓應力者高。（2） 對軸向勁度影響不大，對撓曲勁度有較大之影響。（3）受影響大小順序為 撓曲勁度、偏心強度、軸向勁度，且斷面較小者更明顯。

第三章、試驗計畫

3.1 試驗設備

本研究之試驗於建築研究所台南歸仁防火實驗室進行（圖16），火害溫 度上昇係依照中國國家標準 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」之 昇溫曲線。 昇溫曲線公式如式（11），2小時火害延時昇溫至1,049℃，4小時火害 延時昇溫至1,153℃。 20 ) 1 8 ( log 345 ₁₀ t  T （11） 式中： T：平均爐內溫度（℃） t：試驗經過時間（分） 試驗時採用試體立燒方式進行，在高溫爐中需配合試體尺寸於試驗爐 裝設工作墩基，墩基高度配合柱之設計高度來計算，以試驗時柱頂能微微 接觸油壓缸為原則。墩基以鋼骨製成，下端固定於試驗爐，上端與試驗柱 組之鐵板以焊接固定，周圍並以防火陶瓷棉包覆以阻絕高溫造成鋼骨墩基

影響。墩基由二段鋼骨組立而成，如圖17 所示，第一段鋼骨與試驗爐下側 固定，高度為 240 公分，第二段鋼骨與第一段鋼骨焊接，上部與組立後之 試體下端焊接，高度為 170 公分。鋼骨表面加設防火處理，以防高溫造成 鋼骨軟化。第二段鋼骨上端加焊鐵板於試體外框形成帽端，火害試驗時填 塞入陶瓷棉隔熱，保護柱體下端60公分不受高溫影響。本試驗上下端以螺 栓鎖固定並加以點銲固定，故邊界條件將接近於固定端，但仍有少量之轉 動。 另試驗設備包括試驗爐之 500 噸油壓缸及監控室儀器與測讀溫度之 D-100軟體等，如圖 18 所示，所需耗材包括了防火棉及熱耦線等用品，試 驗時並於監控室同步紀錄試驗爐內各處溫度與壓力。

3.2 試驗材料

本研究為模擬國內一般建築工程，採用廠製預拌混凝土，混凝土供應 商為國產實業大湖廠，使用之材料性質示如表 5 所列；水泥採用台灣水泥 公司供應之波特蘭第一型水泥；粗粒料來源為東港溪，性質屬於矽質粒料。 混凝土澆置時依照國家標準程序製造圓柱試體，並於齡期屆滿時進行 抗壓強度試驗，混凝土 28 天齡期設計抗壓強度為 140 kgf/cm2 及 280 kgf/cm2，實際28天齡期抗壓強度試驗為 183 kgf/cm2及342 kgf/cm2，二者 比例約於 1.22~1.29。鋼筋降服強度為 4200 kgf/cm2，柱體主筋使用號數分

別為#8及#10，箍筋號數為#4，間距 10公分。細部設計將詳述於次一節。

3.3 試驗規劃

本研究共規劃22支矩形試體，16支試體分成4組（軸向預壓 8支、偏 心預壓8支），每組4支試體併接，分組組合置入試驗爐內進行火害試驗， 餘6支試體規劃為不受火害之對照組（軸向預壓3支、偏心預壓3支），最 後再以單支試體方式進行載重試驗。 試體斷面為30公分—45公分，長度為270公分，由於上、下端需各預 留60公分為未受火害長度，故火害試驗時，火害長度僅為中間150公分， 偏心位置為雙向 7.5 公分，偏向火害之一側，如圖 19 所示。試驗變數包括 下述5種參數：（1）混凝土保護層：5公分、7公分。（2）混凝土強度： 140kgf/cm2、280kgf/cm2。（3）鋼筋比：2%（4－#8，4×5.08cm2）、3%（4 －#10，4×8.14cm2）。（4）偏心距：無偏心 0 公分、雙向偏心 7.5 公分。 （5）火害延時：0小時、2小時、4小時。 依照本研究所訂之參數，試體數應有48支，惟再分析之，部分試體間 行為將接近或已有瞭解，故並不需要重複製作。首先，由對照組來看，由 於試體不受火害時，即與一般鋼筋混凝土柱無異，基於我們對其行為已有 充分之瞭解，並不需要一一製作，故僅取其中 6 支製作試體。再來，在火 害組內，考慮保護層厚度僅為承壓面積之影響，故相關行為在不同試體組

差異不大，另本研究所擇之混凝土強度均為中低強度混凝土，相關行為在 不同試體組差異也不大，基於上述之考慮，二種火害延時內各擇取 8 支製 作試體。本研究共製作22支試體，涵蓋本研究所考慮之參數。 變數編碼方式為 5 碼，第一碼代表混凝土保護層，第二碼代表混凝土 強度，第三碼代表鋼筋比，第四碼代表偏心距，第五碼代表火害延時，詳 細說明示如表 7。例如試體編碼 A2214，表示保護層 5 公分、混凝土強度 280 kgf/cm2、鋼筋比3﹪、偏心距 7.5公分、火害延時4小時。

試體澆置前需預先埋置K-type熱耦線（Thermal couple）在指定之位置， 其佈設位置，選擇中間斷面為量測高度，試驗時量測斷面上各指定位置之 溫度，熱耦線依據CNS 5534之規範，選擇0.75級以上之 CA熱電偶，可測 定至1,200℃。 溫度量測位置之規劃，區分為二種型態之佈設，如圖20 所示，座標原 點假設為兩火害面之交差點，其相對位置之座標列如表8。但受限於火害試 驗時測溫儀器之測點數目，儀器僅容許擷取60組溫度資料，因此無法所有 試體均以全斷面位置佈設。僅可容許一支試體佈設全斷面測溫點，其餘試 體則佈設部分測溫點。試體測溫點之配置列如表9，共計「X型」4支、「＋ 型」4支、「\型」1支、「/型」3支、「－型」2支、「︱型」2支，另 K-type 熱耦線於現場綁紮之情況如圖21所示。

3.4 火害試驗

本研究於建築研究所台南歸仁防火實驗室進行試驗，依照中國國家標 準 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」決定昇溫曲線。爐溫即依照 此昇溫曲線設定，2小時昇溫至1,049℃，4小時昇溫至1,153℃，實際控制 爐溫如圖22所示。 試驗將四支試體（每一支試體斷面為 30 公分×45 公分）複合一起，置 入梁柱樓板複合實驗爐，配合所規劃之火害延時加熱。火害試驗前於試體 與試體接觸縫隙處注入陶瓷土隔熱材，以隔絕高溫接觸原被試驗設計為不 受火害之表面，而使高溫大量傳導入混凝土內，本試驗設計為使試體受火 害面為接觸試驗爐外界之二面，俾以模擬室內角柱受到火害之情形。當火 害試驗進行時，接觸高溫之火害面將為每一支試驗柱之兩外側，如此即與 角柱之火害情形相符合，如圖23所示。但於試驗進行時。高溫及軸壓將造 成隔熱陶瓷土材料劣化，實際火害仍會侵入造成影響。 火害試驗時，油壓缸載重可經由四個距離相等之球座加載於試體，如 圖24所示。火害試驗時，由油壓缸施加軸壓200噸（偏心或無偏心），再 經由球座分配載重到每一支試體，因此每一支試體承受軸壓 50 噸（183 kgf/cm2為 0.2 f_c…及 342 kgf/cm2為 0.1 f_c…），此壓應力於火害試驗時將持續 加載於試體。本研究考慮壓應力之目的，係為模擬建築物樓層上方之載重，

反應實際建築物之柱於使用載重下將有受軸壓之行為。 球座位置為壓應力之位置（亦為偏心距離），如圖25所示，圖示係偏 心7.5公分之試體火害試驗之壓應力位置，如為無偏心之試體（或可稱偏心 距為零），球座位置即在角柱中心線上。由於後續載重實驗時需將每組 4 支試體吊離，安排為單一試體進行載重試驗，於預定火害延時到達後壓應 力需解除。偏心位置之設置為靠火害之一側，係因建築物之偏心在靠室內 側，此室內側即受火害高溫側。 火害試驗進行，特別需考慮試體受火害時可能之爆裂行為，如發生爆 裂恐將影響試驗結果與實驗室安全；過去的研究發現烘乾之試體在高溫高 壓下並不至於有爆裂行為，但氣乾之試體在約 400℃左右則可能發生爆裂 [34]。因此火害試驗前，需盡量將試體內部含水量降低，以減少試驗時試體 爆裂之機率。 本研究之試體從澆置完成至火害試驗進行前，已靜置於實驗室內約一 年半之時間，火害試驗前經量測試體之溼度值約為71%，又據過去之研究， 普通混凝土爆裂機率低於高強度混凝土，故本研究並無爆裂之疑慮，此於 後續之火害試驗亦顯示本研究之試體於火害試驗時並無爆裂現象。 火害試驗前，需先施加壓應力於試體並等待約30分鐘，其目的在使試 體體積達到穩定狀態。當火害試驗進行時，此時壓應力須持續加載，並監 控試驗爐之爐溫及爐壓之變化，以確保試驗時能在標定之溫度、壓力之狀

態。火害試驗進行時，將由 D-100 儀器記錄各測溫點之歷時變化，試驗者 須隨時注意測點溫度是否異常，如發生測點溫度異常，試驗者須前往檢視 查線，確定是否為測線接觸造成短路現象，如仍無法判斷異常原因，則將 之記錄下來，作為未來判讀數據時之參考。 火害試驗結束後，等待 6-12 小時之自然冷卻，俟試驗爐降至可工作之 環境溫度時，將爐蓋緩緩的吊離，並將試驗組柱吊離開試驗爐，吊裝作業 時必須非常小心，避免造成撞擊或墜落或外力造成結構受損。本階段於試 驗後應仔細觀察試體之表面龜裂及裂縫走向等現象。

3.5 載重試驗

火害試驗後，將拆除組裝之 4 支試驗柱，後續以單支柱之形態進行載 重試驗。載重試驗前需先於試驗柱上、下表面進行石膏蓋平之作業，石膏 蓋平之目的係考量試驗進行時，因混凝土表面粗糙而導致集中應力，蓋平 可使力量較均勻的傳遞至試體表面，俾以減少試驗誤差。 載重試驗時球座設備仍裝置於試驗柱頂面，如圖26所示，此時油壓缸 萬向接頭配合球座設備，可以確保載重仍能垂直施加於試驗柱，載重加載 點位置為火害試驗之壓應力位置，如圖27表示偏心作用點為雙向（靠火害 側），距離試體中心7.5 公分之載重位置圖。 本載重試驗係將火害試驗後（或未受火害）之試體施加載重，載重位

置為0公分或雙向偏心7.5公分，量測角柱火害後之殘餘強度；載重試驗時， 油壓缸依設定速率施加載重，過程中量測柱體中間區段位置之軸向相對變

形及側向變形。

為了量測柱體中間區段位置之軸向相對變形及側向變形，試驗規劃 6

支線性差動變壓器（Linear Variable Differential Transducer，簡稱LVDT）於 試體表面，量測試驗過程中試體變位之數據，但因試體火害後，表面受高 溫已粉化，高溫面無法安置鋼架，故儀器係架設於未受火害之兩側面，如 圖28所示架設位置。 LVDT 中間段上下距離為 80 公分，兩側左右距離為 40 公分，如圖 29 所示，研究仍基於平面保持平面之幾何關係之假設，據以計算 X 軸之曲率 及中心應變，並繪製 X 軸之火害延時與曲率、側向位移及中心應變之關係 圖。應變幾何關係如圖30所示，至於 Y軸之'ay、'by、

H

ay、

H

yx、

H

fy、Huy 及

M

y，亦可由相同的邏輯解析。 試驗結果發現_Hux及

H

uy計算值是接近的，證明平面保持平面之幾何假設 尚屬合理；本研究由同試體（B2214）之試驗資料計算，X軸上所量測 LVDT 之變形量'_ax及'_bx分別為1.047 公釐及1.973 公釐，計算

H

_ux為 0.0025，另外， LVDT 所量測 X 軸上之變形量'ay及'by分別為-1.651 公釐及 2.14 公釐，計 算

H

uy為0.0021，二者誤差僅約16%，其誤差原因，可能係高溫下材料之變 化，導致量測上有所誤差。

計算如（12）式至（16）式： 800 ax ax '

H

; 800 bx bx '

H

（12） 400 — ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡  bx ax ax d

H

H

H

_（13）

>

25

@

— d d ax fx

H

H

; （14）

>

450 25

@

400d — d  bx ux

H

H

（15） x

M

= ( 450 ux fx

H

H

 ) （16） 式中： 800：中間段上下LVDT 之距離，80公分（800 公釐） ax ' ,'bx：沿 X軸上由a 點與b點之LVDT量測之變形量（公釐） ax

H

,

H

bx：沿 X軸上由變形量'ax與'bx所計算相對之應變 fx

H

,

H

ux：沿X軸上斷面二側之應變 x

M

：沿X軸之曲率 載重試驗過程中，必須注意測試方法對試驗爐可能造成之破壞，例如 因柱頂的旋轉角度太大，造成油壓千斤頂損壞，故試驗設施必須安置球座 支承來控制轉角。 試體於載重試驗施加載重，當極限破壞時試體可能斷裂或噴射，因此 應隨時監控試體表面之變化，避免損壞試驗設備，另為防止試體墜落，試

體必須安裝防墜鋼索；另吊放作業需注意安全，需由具證照之合格人員操

第四章、理論分析

4.1 分析方法

火害相關之理論分析相當複雜，應用在熱傳導方程式及結構分析上，

需要大量的計算，過去的研究發展了一些工具或方法，例如 FRCP[35]、

SAFE-RCC[36]、SAFIR[37]、European standards[38,39]、Extended ACI code[40,41,42]及數值分析法[43,44]，其中以數值分析法最常被應用，常被 用來進行理論分析並與實驗結果比較，例如Lie, T.T.、林建宏等教授，研究 者可以透過這種方法自行撰寫程式分析，此方法也被本研究採用。 數值分析法之主要理論是將結構斷面切割成矩形元素若干格，如圖 31 所示，則元素上形成若干平面交叉的節點，由理論分析或試驗可求得節點 之溫度，透過節點上的溫度可以平均得知元素中心點之溫度。另由溫度與 材料應力應變折減後之關係，可計算火害中或火害後之應力，由應力與矩 形元素之乘積，再求得強度。並基於疊加元素強度關係之後，找出軸力與 彎矩。詳細之分析流程將在下二節敘述。 分析過程雖區分為無偏心載重與偏心載重，但無偏心載重實為偏心載 重之特例，即其偏心值為零之例子，為均勻應變之情形。偏心載重分析流 程圖如圖32，使用試誤法（try-error method），求出特定應變下，平衡之中

性軸位置及軸力與彎矩，再由不同應變之軸力與彎矩，逼近找出極限狀態， 極限狀態對應之軸力即為及線強度，此時對應之中性軸即為平衡中性軸， 如圖31所示c 值。 數值分析法仍然沿用RC理論，維持平面保持平面之應變關係及混凝土 不承受拉力等基本假設，這些原理在許多教科書均有記載，因此不加贅述。 為決定分析時矩形元素的大小，以本研究之一試體資料（A2214）做敏 感度分析，擇取了5公釐、10公釐、30 公釐、50公釐及150公釐等尺寸計 算單軸方向之極限軸力變化，如圖33，結果顯示 50 公釐與 10 公釐所計算 之極限軸力結果僅差2%，而且其對於未來分析具保守性，故本研究採用之 矩形元素以50公釐為元素寬度。 一般於數值分析法中解析混凝土內部溫度，可以透過熱傳導方程式計 算，有關熱傳導方程式如下式： ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ™ ™  ™ ™ ™ ™ 2 2 2 2 y T x T c k t T

U

（17） 式中： T ：溫度(℃) t：時間(minute) k:熱傳導係數(Wm-1℃-1)