國 立 交 通 大 學
土 木 工 程 學 系
碩 士 論 文
火害後鋼骨鋼筋混凝土短柱之軸向行為
Axial Behavior of Steel Reinforced Concrete Columns
after Fire
研 究 生：黃 政 勳
指導教授：陳 誠 直 博士
火害後鋼骨鋼筋混凝土短柱之軸向行為
Axial Behavior of Steel Reinforced Concrete Columns
after Fire
研 究 生：黃 政 勳 Student : Cheng-Hsun Huang
指導教授：陳 誠 直 博士 Adviser : Dr. Cheng-Chih Chen
國 立 交 通 大 學
土 木 工 程 學 系
碩 士 論 文
A Thesis
Submitted to Department of Civil Engineering
National Chiao Tung University
in Partial Fulfillment of the Requirements
for the Degree of
Master of Science
in
Civil Engineering
August 2012
Hsinchu, Taiwan, Republic of China
中 華 民 國 一百零一 年 八 月
i
火害後鋼骨鋼筋混凝土短柱之軸向行為
研究生：黃政勳 指導教授：陳誠直 博士
國立交通大學土木工程學系碩士班
摘要
本 研 究 以 實 驗 方 式 探 討 包 覆 十 字 型 鋼 骨 鋼 筋 混 凝 土 (Steel Reinforced Concrete, SRC)短柱受火害後之軸向載重行為，共設計 8 支 SRC 柱試體，其中 4 支柱試體為受火害之實驗組，其餘 4 支作為未受火害之對照組，並以斷面形狀與 混凝土強度為試驗參數，將試驗分成兩個階段:(1)高溫試驗與(2)軸向載重試驗。 高溫試驗結果顯示，圓形柱之混凝土保護層較方形柱易產生爆裂行為，保護 層於高溫試驗中近乎完全剝落。圓形柱因產生嚴重爆裂行為，內部溫度均較方形 柱為高；混凝土強度較高之柱斷面內部溫度升溫速率較強度較低者快。此外，因 包覆型 SRC 柱內部鋼骨高熱傳導性質之影響，SRC 柱斷面溫度分佈因而不同於 RC 柱。 軸向載重試驗結果顯示，火害後包覆型 SRC 柱試體強度仍保持至少 69%殘 餘強度，其中圓形柱與混凝土強度較低之柱試體火害後殘餘強度較高。火害後 SRC 柱試體之軸向彈性剛度亦顯著下降且折減率較軸向強度為高，混凝土強度 則對軸向剛度無顯著影響。火害後 SRC 柱試體之韌性較未受火害有所提升，其 中以方形柱與混凝土強度較低之柱試體火害後之韌性較佳。最後，本研究提出火 害後 SRC 柱殘餘強度分析方法，可準確預測試驗結果。 關鍵字:鋼骨鋼筋混凝土柱、火害、殘餘強度、斷面形狀ii
Axial Behavior of Steel Reinforced Concrete Columns
after Fire
Student:Cheng-Hsun Huang Advisor:Cheng-Chih Chen
Department of Civil Engineering
National Chiao Tung University
Abstract
The study aims to investigate the axial behavior of steel reinforced concrete (SRC) stub columns after exposed to standard fire. Eight SRC small-scale columns were designed with different cross section shapes (square and circular) and concrete strengths. The experiment is divided into two parts: (1) test at elevated temperatures and (2) axial compression test.
During the test at elevated temperatures, circular columns behaved seriously explosive spalling of the concrete cover, compared to the square columns with only slight corner spalling. Due to the spalling, the temperature distributions inside the circular columns were higher than those of the square columns. The columns with higher concrete strength demonstrated higher rate of temperature rise than those with lower concrete strength. Owing to the higher heat transfer property of the steel, the temperature distributions at the cross section of the SRC columns in fire were significantly different from RC columns.
The test results of the axial compression test showed that the residual strength ratio of the SRC columns after exposed to fire could reach at least 69%. The residual strength of the circular columns and columns with lower concrete strength was higher. The axial elastic stiffness was considerably decreased and that was more significant than the axial strength. The effect of the concrete strength on the axial stiffness was insignificant. The ductility of specimens was increased after exposed to fire. The square columns and columns with lower concrete strength behaved more ductile. This study also proposed an analytical method to predict accurately the residual strength of
iii
SRC the columns after fire.
Keywords: steel reinforced concrete (SRC), fire, residual strength, cross-sectional shape
iv
誌謝
承蒙恩師 陳誠直博士在兩年來不辭辛勞悉心指導，讓愚生在交大求學期間 受益匪淺，處世態度更加成熟與獨立，專業知識上也有所提升，令學生更有勇氣 去面對未來的挑戰，在此致上最高的敬意與由衷地感謝。 論文口試期間，承蒙國立成功大學土木工程學系 方一匡教授及德霖技術學院 營建科技系 郭詩毅副教授對於本論文撥冗細心審閱，並於論文疏漏處不吝惠予寶 貴的建議與指正，使得論文更臻完備，深表謝忱。 本研究承蒙內政部建築研究所補助研究經費，特此謝忱。實驗期間特別感謝內 政部建築研究所防火實驗中心蔡銘儒主任、李鎮宏副研究員、李其忠研究員及諸位 長官與替代役弟兄劉彥廷先生、黃裕堂先生、范成隆先生大力協助與照顧。感謝內 政部建築研究所材料實驗中心陶其駿主任、詹鎧慎先生、蘇清波先生與替代役弟兄 柯伯龍先生亦對實驗的大力協助。另外感謝鴻舜機械團隊出借工具協助試體灌漿製 作，趙文成實驗室泓邑學長、源標、竑瑞對於試體製作的幫忙，以及欣政工程楊志 鵬副理在試驗期間給予的寶貴建議。 感謝博士班 政億學長和 祖涵學長在研究上不吝指導與諸多經驗分享，在我困 惑的時候總是給我最大的指引；感謝偉乾學長，在實驗時給予莫大協助，以及易宸、 士庭學長在生活上的加油；感謝研究室同窗夥伴家毅、凡皓、政哲在學業上的扶持， 以及學弟榮軒、桓緯、宗滕、耀光大力幫忙，給這段日子帶來不少樂趣。 另外特別感謝在車禍的深夜剛好經過，熱心送我去醫院的清大博士班學生 鄭國 彰學長，如果沒有您那時的幫忙，小弟恐怕難以全身而退。感謝陪伴我兩年歲月的 好室友博彥、福轅、俊彥，以及也來自中央大學的好夥伴晟佑、俊佐、彥錕、士弘、 俊儒，特別感謝在復健時期的幫助。感謝武產合氣道場，使小弟武藝亦精進不少。 感謝土木系辦怡君小姐與容君小姐於研究期間的細心幫助。 最後，謹以本論文獻給我最摯愛的 父母與哥哥，感謝你們長久以來辛苦的栽培 與支持，並在精神上給予關懷與鼓勵，讓我可以無後顧之憂的做研究，如果沒有你 們，我想研究是難以完成，僅將此論文獻給最敬愛的家人、師長與朋友們。 政勳 一百零一年八月v
目錄
摘要 ... I ABSTRACT ... II 誌謝 ... IV 目錄 ...V 表目錄 ... IX 圖目錄 ...X 第一章 緒論 ... 1 1.1 研究背景 ... 1 1.2 研究目的 ... 1 1.3 研究方法 ... 2 1.4 論文內容 ... 2 第二章 國內外相關規範及文獻回顧 ... 3 2.1 國內鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 ... 3 2.2 美國 AISC-LRFD 規範 ... 5 2.3 常溫包覆型 SRC 柱相關文獻 ... 6 2.4 建築物火害及災後安全評估法 ... 7 2.5 火害下柱構件相關文獻... 8 2.6 火害後柱構件相關文獻... 9 2.7 火害後之材料性質 ... 10 2.8 混凝土火害下之爆裂行為 ... 13 2.9 混凝土火害後之外觀變化 ... 14 第三章 火害後 SRC 短柱軸向載重試驗 ... 15vi 3.1 試驗規畫 ... 15 3.2 試體規劃 ... 15 3.2.1 試體設計 ... 15 3.2.2 熱電偶測點之埋設 ... 16 3.3 試體製作 ... 16 3.4 高溫試驗 ... 18 3.4.1 高溫試驗設置 ... 18 3.4.2 高溫試驗量測系統 ... 18 3.4.3 高溫試驗步驟 ... 18 3.5 軸向載重試驗 ... 19 3.5.1 軸向載重試驗設置 ... 19 3.5.2 軸向載重試驗量測系統 ... 19 3.5.3 軸向載重試驗步驟 ... 20 第四章 高溫試驗結果與討論... 21 4.1 高溫下 SRC 柱之斷面溫度 ... 21 4.1.1 試體測點溫度歷時 ... 21 4.1.2 混凝土強度對溫度歷時之影響 ... 22 4.1.3 圓形柱與方形柱對溫度歷時之影響 ... 22 4.2 高溫試驗後試體外觀變化 ... 23 第五章 軸向載重試驗結果與討論 ... 25 5.1 未受火害 SRC 柱軸向載重試驗之行為 ... 25 5.1.1 試體 SN0 軸向載重行為觀察 ... 25 5.1.2 試體 SH0 軸向載重行為觀察 ... 25
vii 5.1.3 試體 CN0 軸向載重行為觀察 ... 26 5.1.4 試體 CH0 軸向載重行為觀察 ... 26 5.2 火害後 SRC 柱軸向載重試驗之行為 ... 26 5.2.1 試體 SN4 軸向載重行為 ... 27 5.2.2 試體 SH4 軸向載重行為 ... 27 5.2.3 試體 CN4 軸向載重行為... 27 5.2.4 試體 CH4 軸向載重行為... 28 5.3 常溫與火害後殘餘強度之比較 ... 28 5.3.1 圓形柱與方形柱之影響 ... 28 5.3.2 混凝土強度之影響 ... 29 5.4 常溫與火害後彈性剛度之比較 ... 30 5.4.1 圓形柱與方形柱之影響 ... 30 5.4.2 混凝土強度之影響 ... 31 5.5 常溫與火害後韌性之比較 ... 31 5.5.1 圓形柱與方形柱之影響 ... 31 5.5.2 混凝土強度之影響 ... 32 第六章 殘餘強度分析模式與討論 ... 33 6.1 斷面溫度分佈情形 ... 33 6.2 火害後之材料力學性質... 34 6.2.1 火害後鋼筋降伏強度 ... 34 6.2.2 火害後混凝土殘餘抗壓強度 ... 35 6.2.3 火害後鋼骨降伏強度 ... 36 6.3 包覆型 SRC 柱火害後之殘餘強度分析 ... 37
viii 6.4 殘餘強度試驗值與分析值之比較 ... 38 第七章 結論與建議 ... 39 7.1 結論 ... 39 7.2 建議 ... 40 參考文獻 ... 42
ix
表目錄
表 2-1 火害後混凝土外觀變化 ... 47 表 3-1 試體規劃 ... 47 表 3-2 鋼筋與鋼骨拉伸試驗 ... 48 表 3-3 混凝土圓柱試體抗壓強度試驗 ... 48 表 4-1 試體 SN4 高溫試驗結果 ... 49 表 4-2 試體 SN4 各測點溫度歷時 ... 50 表 4-3 試體 SH4 高溫試驗結果 ... 51 表 4-4 試體 SH4 各測點溫度歷時 ... 52 表 4-5 試體 CN4 高溫試驗結果 ... 52 表 4-6 試體 CN4 各測點溫度歷時 ... 53 表 4-7 試體 CH4 高溫試驗結果 ... 54 表 4-8 試體 CH4 各測點溫度歷時 ... 55 表 5-1 常溫 SRC 柱試體極限強度試驗值對各規範預測值之比較 ... 56 表 5-2SRC 柱試體極限強度之比較 ... 56 表 5-3SRC 柱試體軸向剛度之比較 ... 57 表 5-4SRC 柱試體韌性之比較 ... 57 表 6-1 火害後 SRC 柱殘餘強度試驗值與分析值比較 ... 58 表 6-2 火害後 SRC 柱試體內部鋼骨與鋼筋降伏強度 ... 58 表 6-3 火害後 SRC 柱試體內部混凝土抗壓強度 ... 59 表 6-4SRC 柱試體內部各區域面積 ... 60 表 6-5SRC 柱強度各部份之分析值 ... 61x 圖目錄 圖 2-1 混凝土圍束區域示意圖 (CHEN AND LIN 2006) ... 62 圖 2-2 熱應力於角隅與曲面示意圖 (ANDERBERG 1997) ... 62 圖 2-3 火害後混凝土結構物安全評估作業流程圖 (沈德縣、林英俊 1996) ... 63 圖 3-1 中間柱 4 面受火示意圖 ... 64 圖 3-2 十字型鋼骨設計圖 ... 64 圖 3-3 鋼骨鋼筋混凝土柱斷面示意圖 ... 65 圖 3-4 柱試體之鋼骨與箍筋配置圖 ... 66 圖 3-5 方形 SRC 柱試體熱電偶測點配置圖 ... 67 圖 3-6 圓形 SRC 柱試體熱電偶測點配置圖 ... 68 圖 3-7 十字型鋼骨銲接 ... 68 圖 3-8 柱試體鋼筋籠綁紮照片 ... 69 圖 3-9 試體模板組立 ... 70 圖 3-10 試體灌漿 ... 70 圖 3-11 柱試體現地養護情形 ... 71 圖 3-12 鋼筋拉伸試驗應力應變曲線 ... 71 圖 3-13 高溫試驗小型複合高溫爐 ... 72 圖 3-14 高溫試驗設置示意圖 ... 72 圖 3-15CNS12514 標準升溫曲線 ... 73 圖 3-16 載重試驗 30MN-MTS 萬能試驗機... 73 圖 3-17 載重試驗設置示意圖 ... 74 圖 4-2 試體 SN4 測點溫度歷時 ... 77 圖 4-3 試體 SH4 測點溫度歷時 ... 79
xi 圖 4-4 試體 CN4 測點溫度歷時 ... 81 圖 4-5 試體 CH4 測點溫度歷時 ... 83 圖 4-6 試體 SH4 與 SN4 測點溫度歷時比較 ... 84 圖 4-7 試體 SN4 與 CN4 測點溫度歷時比較 ... 86 圖 4-12 試體 SN4 與試體 SH4 高溫試驗後外觀變化 ... 88 圖 4-13 試體 CN4 與試體 CH4 高溫試驗後外觀變化 ... 90 圖 5-1 試體 SN0 軸力變形曲線圖 ... 91 圖 5-2 試體 SN0 載重試驗破壞行為 ... 92 圖 5-3 試體 SH0 軸力變形曲線圖 ... 93 圖 5-4 試體 SH0 載重試驗破壞行為 ... 94 圖 5-5 試體 CN0 軸力變形曲線圖 ... 95 圖 5-6 試體 CN0 載重試驗破壞行為 ... 96 圖 5-7 試體 CH0 軸力變形曲線圖 ... 97 圖 5-8 試體 CH0 載重試驗破壞行為 ... 98 圖 5-9 試體 SN4 軸力變形曲線圖 ... 99 圖 5-10 試體 SN4 載重試驗破壞行為 ...101 圖 5-11 試體 SH4 軸力變形曲線圖 ...101 圖 5-12 試體 SH4 載重試驗破壞行為 ...103 圖 5-13 試體 CN4 軸力變形曲線圖...103 圖 5-14 試體 CN4 載重試驗破壞行為 ...105 圖 5-15 試體 CH4 軸力變形曲線圖...105 圖 5-16 試體 CH4 載重試驗破壞行為 ...107 圖 5-17 試體 SN4 與試體 CN4 中間段軸力應變曲線之比較 ...107
xii 圖 5-18 試體 SH4 與試體 CH4 中間段軸力應變曲線之比較 ...108 圖 5-19 試體 SN4 與試體 SH4 中間段軸力應變曲線之比較 ...108 圖 5-20 試體 CN4 與試體 CH4 中間段軸力應變曲線之比較...109 圖 5-21SRC 柱韌性指標示意圖 ...109 圖 5-22 試體 SN0 與試體 SN4 整體軸力應變曲線之比較 ... 110 圖 5-23 試體 SH0 與試體 SH4 整體軸力應變之比較 ... 110 圖 5-24 試體 CN0 與試體 CN4 整體軸力應變之比較 ... 111 圖 5-25 試體 CH0 與試體 CH4 整體軸力應變之比較 ... 111 圖 5-26 試體 SN4 與試體 CN4 整體軸力應變之比較... 112 圖 5-27 試體 SH4 與試體 CH4 整體軸力應變之比較... 112 圖 5-28 試體 SN4 與試體 SH4 整體軸力應變之比較 ... 113 圖 5-29 試體 CN4 與試體 CH4 整體軸力應變之比較 ... 113 圖 6-1 方形包覆十字型 SRC 柱斷面溫度分布圖(陳誠直、趙文成 2011) ... 114 圖 6-2 圓形包覆十字型 SRC 柱斷面溫度分布圖(陳誠直、趙文成 2011) ... 115 圖 6-3 方形柱十字型鋼骨內部高圍束區混凝土等溫線示意圖 ... 116 圖 6-4 方形柱包覆型 SRC 柱於四面受火之 1/4 分析模型 ... 116 圖 6-5 圓形柱十字型鋼骨內部高圍束區混凝土等溫線示意圖 ... 117 圖 6-6 圓形柱包覆型 SRC 柱於四面受火之 1/4 分析模型 ... 117 圖 6-7 火害後鋼筋降伏強度折減係數 ... 118 圖 6-8 火害後混凝土抗壓強度折減係數 ... 118 圖 6-9 火害後鋼材降伏強度折減係數 ... 119 圖 6-10 試體於極限強度時力量分佈之比較 ... 119
xiii
符號說明
Ac 混凝土之全斷面積 (mm2)。 Ahci 混凝土高圍束分區之斷面積，i=1-3 (mm2)。 Ag 構材之全斷面積 (mm2)。 Ahc 混凝土高圍束區之斷面積 (mm2)。 Apc 混凝土次圍束區之斷面積 (mm2)。 Auc 混凝土非圍束區之斷面積 (mm2)。 Ar 鋼筋之全斷面積 (mm2)。 As 鋼骨之全斷面積 (mm2)。 C1 有效剛度參數。 Ec 混凝土彈性模數 (MPa)。 Es 鋼骨彈性模數 (MPa)。 EIeff 合成斷面有效撓曲剛度 (MPa)。 (EI)rc 鋼筋混凝土部分之撓曲剛度 (N-mm2)。 EAfi,test 受火害後構材彈性剛度試驗值 (kN)。 EAunfi,test 未受火害構材彈性剛度試驗值 (kN)。 Fyr 鋼筋降伏強度 (MPa)。 Fys 鋼骨降伏強度 (MPa)。 Fyr,T 受溫度 T 後之鋼筋降伏強度 (MPa)。 Fys,T 受溫度 T 後之鋼骨降伏強度 (MPa)。 Ic 混凝土對合成斷面之彈性中性軸之慣性矩 (mm4)。 Ig 構材全斷面積之慣性矩 (mm4)。 Is 鋼骨對合成斷面之彈性中性軸之慣性矩 (mm4)。xiv Isr 鋼筋對合成斷面之彈性中性軸之慣性矩 (mm4)。 K 有效長度因子 (mm)。 KL 構材之有效長度 (mm)。 L 構材全長 (mm)。 Nc 混凝土所提供之受壓強度 (kN)。 Nhci 混凝土高圍束分區所提供之受壓強度，i=1-3 (kN)。 Nfi,calc 火害後構材之極限受壓強度計算值 (kN)。 Npc 混凝土次圍束區所提供之受壓強度 (kN)。 Nu,calct 構材極限受壓強度計算值 (kN)。 Nunfi,test 未受火害後之極限受壓強度試驗值 (kN)。 Nr 鋼筋所提供之受壓強度 (kN)。 Ns 鋼骨所提供之受壓強度 (kN)。 Nunfi,test 未受火害之極限受壓強度試驗值 (kN)。 Nunfi,code 未受火害之極限受壓強度規範預測值 (kN)。 Nu,0.4 40%之極限受壓強度試驗值 (kN)。 Nu,0.05 5%之極限受壓強度試驗值 (kN)。 Pnrc 鋼筋混凝土標稱受壓強度 (kN)。 Pns 鋼骨標稱受壓強度 (kN)。 Pnsrc 鋼骨鋼筋混凝土標稱受壓強度 (kN)。 Pu,test 構材極限受壓強度試驗值 (kN)。 T 高溫試驗中所達到之最高溫度 (°C)。 Thci 高溫試驗中混凝土高圍束分區最高平均溫度 (°C)。 Tf 平均爐內溫度 (°C)。
xv Tpc 高溫試驗中混凝土次圍束區最高平均溫度 (°C)。 Ts,ave 高溫試驗中鋼骨最高平均溫度 (°C)。 Tsf,ave 高溫試驗中鋼骨翼板最高平均溫度 (°C)。 Tsw,ave 高溫試驗中鋼骨腹板最高平均溫度 (°C)。 Tsur 試體表面溫度 (°C)。 Tuc 高溫試驗中混凝土非圍束區最高平均溫度 (°C)。 ' c f 混凝土之抗壓強度 (MPa)。 ' , c T f 火害後混凝土之殘餘抗壓強度 (MPa)。 fc', T p c 火害後混凝土次圍束區之殘餘抗壓強度 (MPa)。 ' , c T u c f 火害後混凝土非圍束區之殘餘抗壓強度 (MPa)。 reff 鋼骨鋼筋混凝土構材中鋼骨斷面之有效迴轉半徑 (mm)。 rs 鋼骨之迴轉半徑 (mm)。 t 試驗經過時間 (min.)。 α 鋼骨斷面有效迴轉半徑修正因子。 Δy 軸向降伏變位 (mm)。 Δu 載重下降達 70%極限強度所對應之變位 (mm)。 0 . 4 40%極限強度所對應之應變。 0 . 0 5 5%極限強度所對應之應變。 m a x 火害後殘餘抗壓強度所對應之應變。 c 最大細長比參數。 pd 耐震設計斷面之鋼骨肢材寬厚比上限。 μfi,test 火害後構材之韌性指標試驗值。
xvi μunfi,test 未受火害構材之韌性指標試驗值。 φc 構材之強度折減係數。 φcrc 鋼筋混凝土部份之強度折減係數。 φcs 鋼骨部分之強度折減係數。 φe 鋼筋混凝土部分考慮最小偏心距及持久載重影響之強度折減係數。
1
第一章 緒論
1.1 研究背景
鋼骨鋼筋混凝土(Steel Reinforced Concrete, SRC)結構因其優良之結構行為， 逐漸受到國內業界的重視及採用。SRC結構為合成結構，結合鋼骨(Steel, S)與鋼 筋混凝土(Reinforced Concrete, RC)兩種材料，同時發揮鋼材與鋼筋混凝土材料優 點；鋼骨可增加構件之韌性，且鋼骨受混凝土提供束制作用，可避免鋼骨肢材受 壓產生局部挫屈行為，亦使SRC構件勁度較純鋼骨高，可有效增加側向勁度，降 低建築物層間位移，斷面亦較傳統鋼構增加使用空間，故SRC結構體舒適性較純 鋼構佳。 一般而言，SRC柱構件分為填充型與包覆型兩種，本研究主要探討包覆型 SRC柱，其中內部包覆十字型鋼骨之SRC柱為國內所常用，由於斷面配置對稱 性，故在斷面並無強軸與弱軸之分，常使用於高樓結構物之鋼筋混凝土與鋼構之 轉換層中。除了具備上述結構行為之優點外，包覆鋼骨之混凝土可為鋼骨良好之 防火被覆，減少火場中熱量傳入，有助提升構件耐火性能外，亦節省鋼骨防火被 覆之施作與鋼骨保養費用。 目前國內已發展出鋼筋混凝土結構火害後之安全評估模式，但對於SRC構件 火害後之相關研究仍甚為匱乏。在SRC結構日益普遍下，為確保火害後SRC結構 之安全，對其火害後之行為深入研究，實有探討之必要性，有助於未來評估火害 後SRC結構安全評估基準，作為拆除與修補之依據。
1.2 研究目的
本研究之目的在於探討包覆十字型 SRC 柱火害後之載重行為，以混凝土強 度、斷面形狀為試驗參數。此外，建立合理之分析方法評估包覆型 SRC 柱火害 後之殘餘強度，提供未來 SRC 結構火災後安全評估所需。2
1.3 研究方法
參考我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」設計 8 支小尺寸包覆十字 型 SRC 柱，並依照我國「建築物構造部份耐火試驗法」對於垂直承重構造於高 溫下標準升溫相關規定進行高溫試驗，待試體冷卻後再進行軸向載重試驗探討 SRC 柱火害後之行為，並建立火害後 SRC 柱殘餘強度分析模式，驗證分析模式 之可靠性。1.4 論文內容
本論文一共分為七大章。第一章為研究背景、目的與方法。第二章介紹國內 外相關規範與文獻回顧，包括我國鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說與 AISC 常溫下設計規範及重要之參考文獻。第三章說明試驗規劃、試體之設計細節與製 作、試驗設置、量測儀器、試驗步驟等。第四章為高溫試驗結果與討論，針對高 溫試驗斷面溫度分佈情形及高溫試驗後外觀變化等。第五章則為軸向載重試驗結 果與討論。第六章火害後殘餘強度之分析模式與結果討論。第七章為本研究之結 論與建議3
第二章 國內外相關規範及文獻回顧
2.1 國內鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說
我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」，以下簡稱 SRC 規範，適用範 圍是以鋼骨鋼筋混凝土為主所建造的一般建築物。對於鋼骨比規定，一般要求若 試體斷面鋼骨比大於全斷面積之 2%，則參照 SRC 規範設計；反之，小於 2%， 則依據「混凝土工程設計規範與解說」設計試體。對於包覆型 SRC 柱之鋼骨斷 面肢材寬厚比(b/t)規定，塑性設計斷面須小於規範 3.4.3 表規定 pd ，主筋、箍筋、 混凝土保護層厚度均應符合規範第 4.3、4.4 及 4.5 節之規定，鋼骨規定降伏強度 不宜大於 345 MPa，鋼筋降伏強度不宜大於 550 MPa，混凝土規定抗壓強度不宜 小於 21 MPa。 柱試體設計受壓強度 φcPnsrc採用「強度疊加法」，φcPnsrc=φcsPns+φcrcPnrc；其 中φcs為鋼骨部分強度折減係數(0.85)；Pns為鋼骨部份標稱受壓強度；φcrc為鋼筋 混凝土部份之強度折減係數(包覆型 SRC 柱為橫箍為 0.65，螺箍筋為 0.7)；Pnrc 為鋼筋混凝土部份標稱受壓強度。 鋼骨部分標稱受壓強度 當 c 1.5 Pns=(exp(-0.4192c))FysAs (2-1) 當 c 1.5 Pns=(0.877/2c)FysAs (2-2) 其中， Ag 為構材全斷面積 (mm2)。 As 為鋼骨之斷面積 (mm2)。 Es 為鋼骨之彈性模數 (MPa)。4 Fys 為鋼骨降伏強度 (MPa)。 reff 為鋼骨鋼筋混凝土構材中鋼骨斷面之有效迴轉半徑，rs+α g g I A ，(mm)。 rs 為鋼骨之迴轉半徑 (mm)。 Ig 為鋼骨鋼筋混凝土構材全斷面積之慣性矩 (mm4)。 KL 為構材之有效長度 (mm)。 α 為鋼骨斷面有效迴轉半徑修正因子，0.3(包覆十字型鋼骨斷面)。 c 為最大細長比參數， ys eff s F KL r E 。 鋼筋混凝土部分標稱受壓強度 Pnrc根據規範規定取以下兩式較小值: Pnrc=φe(0.85 fc'Ac+ArFyr) (2-3) Pnrc=φe 2 rc 2 (EI) ( ) (KL) (2-4) 其中， Ac 為混凝土之斷面積 (mm4)。 Ar 為鋼筋之斷面積 (mm4)。 (EI)rc 為鋼筋混凝土部分之撓曲剛度，(EI)rc=EcIg/5。 Ec 為混凝土彈性模數 (MPa)。 Fyr 為鋼筋降伏強度 (MPa)。 Ig 為構材全斷面積慣性矩 (mm4)。 KL 為構材之有效長度 (mm)。 ' c f 為混凝土抗壓強度 (MPa)。
5 φe 為鋼筋混凝土部分考慮最小偏心距及持久載重影響之強度折減係數 0.8，配置橫箍筋時；0.85，配置螺箍筋時。
2.2 美國 AISC-LRFD 規範
美國 AISC-LRFD (2010)規範中，對於 SRC 柱之軸壓設計強度，引用鋼結構 之設計邏輯，將 RC 部分轉換成等量強度及勁度之鋼骨，再以純鋼骨計算極限設 計強度φcPnsrc，根據 AISC-LRFD (φc=0.75)對包覆型 SRC 柱設計方法如下: 當 Pn0/Pe≦2.25 時， Pnsrc=Pn0 (2-5) 當 Pn0/Pe＞2.25 時， Pnsrc=0.877Pe (2-6) 其中， Pn0=FysAs+Fyr+0.85fc'Ac (2-7) Pe= 2 eff 2 (EI) (KL) (2-8) Ac 為混凝土斷面積 (mm2)。 As 為鋼骨斷面積 (mm2)。EIeff 為複合斷面之有效撓曲剛度，EIeff=EsIs+0.5EsIsr+C1EcIc (N-mm2)。
C1 為有效剛度參數，C1= s c s A 0.1 2( ) 0.3 A A 。 Ec 為混凝土彈性模數 (MPa)。 Es 為鋼骨彈性模數 (MPa)。 Fys 為鋼骨降伏強度 (MPa)。 Fyr 為鋼筋降伏強度 (MPa)。 Ic 為混凝土對複合斷面之彈性中性軸之慣性矩 (mm4)。
6 Is 為鋼骨對複合斷面之彈性中性軸之慣性矩 (mm4)。 Isr 為鋼筋對複合斷面之彈性中性軸之慣性矩 (mm4)。 K 為有效長度因子。 L 為構材未支撐長度 (mm)。 ' c f 為混凝土抗壓強度 (MPa)。
2.3 常溫包覆型 SRC 柱相關文獻
探討包覆型 SRC 柱受火害後之軸向載重行為，須先瞭解未受火害時之力學 行為，以下將回顧常溫下包覆型 SRC 柱之軸向載重行為重要文獻： 葉士青(1996)以試驗研究包覆型 SRC 短柱試體在軸向載重下之行為，探討鋼 骨斷面形狀、鋼骨含量、箍筋間距、箍筋形狀及箍筋含量等試驗參數對 SRC 柱 之極限強度、圍束效應及極限強度後剩餘強度的影響。結果顯示，內含十字型鋼 骨及箍筋間距縮小之試體，可提高混凝土之圍束效應，若此時箍筋間距不變，增 加為雙箍筋則對柱強度無顯著影響；達到極限強度後，內含十字型鋼骨試體剩餘 強度表現最佳，表示內含十字型鋼骨之 SRC 柱韌性行為較理想。 翁正強(1998)簡化 Mirza 與 Skrabek 針對包覆 H 型 SRC 柱鋼骨腹板與翼板對 混凝土之拋物線型圍束模式，提出數種 SRC 柱中鋼骨對混凝土圍束模式，其中 包覆 H 型 SRC 柱以小三角型與大三角型分析；包覆十字型 SRC 柱則建議以三角 型、八角型及矩形圍束模型分析。 李讓(2005)以試驗研究包覆型 SRC 短柱試體之軸向載重下之行為，依據力學 原理探討耐震設計時，SRC 柱所需之圍束箍筋用量。結果顯示，鋼骨翼板寬度 愈寬能對鋼骨內部之混凝土核心提供愈好圍束效應。此外，由於 SRC 試體內之 鋼骨能分擔一部分柱軸力，使 SRC 柱中混凝土所需承擔之軸力相對降低，故柱 中所需之箍筋用量亦得以減少。 楊雄清(2009)以試驗研究 SC 柱短柱試體之軸向載重下之行為，探討鋼骨翼 板寬度及圍束形狀對高圍束區混凝土之圍束效應，並依據試驗結果分別建立直線7 型或圓弧圍束形狀之分析模擬，探討鋼骨內部高圍束區混凝土之應力應變曲線。 結果顯示，無論直線型或圓弧型圍束之試體，圍束效應不隨翼板寬度而變化；圓 弧較直線有更好之圍束效果；腹板會隨著翼板寬度增加而發揮較大的圍束應力。 陶其駿(2009)研究含十字型 SRC 柱、傳統含十字型鋼骨 SRC 柱及新型包覆 十字型 SRC 短柱之實尺寸受軸向載重下之行為。結果顯示含十字型鋼骨斷面可 以提供混凝土良好圍束，並建議鋼骨內混凝土之圍束形狀可假設翼板端之間為圓 弧形；在鋼骨翼板寬厚比 6 至 10 時，受鋼骨圍束之高圍束區之應力應變曲線基 本上不隨著翼板寬厚比而改變，並由試驗結果建議混凝土高圍束區之應力應變曲 線。
Chen and Lin (2006)以解析方法探討包覆型 SRC 柱之軸向載重行為，採用 Mander 所提出之圍束混凝土應力應變關係式，將包覆型 SRC 柱斷面中混凝土分 成 箍 筋 外 圍 非 圍 束 區 (Unconfined Area) 、 箍 筋 所 提 供 之 次 圍 束 區 (Partially Confined Area)、鋼骨所提供之高圍束區(Highly Confined Area)等三個區域，如圖 2-1 所示。利用各區材料之應力應變曲線乘上相對應之面積疊加，獲得整體 SRC 柱之軸力應變曲線與極限強度，結果顯示此分析方法能夠準確地預測之包覆型 SRC 柱之軸向載重行為與極限強度。
2.4 建築物火害及災後安全評估法
沈德縣、林英俊(1996)建議國內火災後混凝土結構物安全評估程序將處理流 程分為「初勘」、「複勘」、「結構安全鑑定」三個階段，處理流程如圖 2-2 所示。 初勘主要任務為建立火害後結構物之基本資料，如(a)混凝土表面顏色變化、(b) 火場殘留物檢測、(c)混凝土表面裂縫與爆裂情況勘查、(d)混凝土剝落與鋼筋外 露情況、(e)構件變形與撓度情況及受燒面積調查，初勘多屬定性描述，由建築 物所在之主管機關成立勘查小組會勘後，以表格評分法初步判斷結構損害情況並 提出初勘報告書，初勘將損壞情形分為三個等級：損壞輕微、損壞中度、損壞嚴 重。 複勘主要任務針對初勘報告定為損壞中度與損壞嚴重的結構物進一步評 估，複勘主要工作包括量測項目與試驗項目兩部分，量測項目有：(a)裂紋數量8 與分佈之描繪、(b)裂紋寬度及深度之量測、(c)混凝土爆裂部分與範圍之量測、 (d)鋼筋外露情形之量測、(e)構材撓度之量測，試驗項目有：(a)混凝土鑽心取樣 及試驗、(b)混凝土燒失量測試、(c)超音波試驗、(d)試錘試驗、(e)X-ray 繞射試 驗、(f)壓汞孔隙 MIP 試驗、(g)孔隙指數 VIM 試驗，將已上結果匯整為報表提出 複勘報告書，複勘所作之試驗依據數值分析推估構材混凝土所受之最高溫度，作 結構安全鑑定之參考依據。 複勘結果如認為混凝土結構物須進行結構安全鑑定，應進行以下工作：(a) 於火場受火害構件混凝土取樣(構件表面殘料鑽心)、(b)採用分析法或直接試驗法 推估受害構件斷面之溫度分佈、(c)推估梁、柱、接頭之強度與勁度、(d)若構件 殘餘強度與勁度有明顯不足，應設法補強、(e)結構安全小組如認為有必要時、 可進行現場載重試驗。若評估結果認為受損嚴重、已無法補強則應立即拆除。
2.5 火害下柱構件相關文獻
標準耐火試驗法(Standard fire test)一般主要在於評估柱構件之耐火性能(Fire resistance)，然而構件於高溫試驗中所產生之行為(如斷面溫度分佈情形與爆裂行 為)對冷卻至常溫後之行為亦有顯著影響，故以下將回顧相關文獻: Franssen (2003)研究鋼筋混凝土圓柱受火害下之行為，以斷面形狀、載重大 小、主筋直徑為試驗參數。結果顯示，圓形柱於高溫試驗前 60 min 均發生保護 層爆裂行為，顯示圓形柱雖無角隅處，但對預防爆裂行為並無助益；主筋直徑大 小，對爆裂現象無顯著影響；此外載重之增加明顯減少柱構件耐火性能，並提出 圓形鋼筋混凝土柱之耐火性能預測方法。
Wang and Tan (2006)提出殘餘面積分析法用以計算火害中包覆 I 型 SRC 柱之 溫度分析，透過文獻試驗結果回歸出參數，將內部鋼骨溫度之預測簡化為一維熱 傳問題分析，並與有限元素結果及實驗數據比較，能準確地預測包覆 I 型 SRC 柱受火害中內部鋼骨代表測點溫度。 Huang et al. (2008)以有限元素法與試驗研究包覆型 SRC 柱受火害下之行 為，探討斷面尺寸和載重大小等試驗參數對其耐火性能之影響。結果顯示，高載 重比與斷面尺寸較小之 SRC 柱耐火性能較差，分析能準確預測試驗結果。此外，
9
Eurocode 4 對於耐火性能之預測和分析結果相當吻合。
Ellobody and Young (2010)以有限元素法來分析包覆型 SRC 柱受火害下之行 為，並以不同斷面尺寸、斷面鋼骨比、粗骨材種類、載重比為參數。結果顯示， 減少柱之細長比或增加斷面鋼骨比與斷面尺寸可增加 SRC 柱之耐火性能，火害 下之行為亦受粗骨材種類影響。分析結果與 Eurocode 4 做比較，顯示 Eurocode 4 對耐火性能之預測較為保守。
Mao and Kodur (2011)以試驗研究包覆型 SRC 柱之受火害下之行為，以斷面 尺寸、3 面及 4 面受火、載重比及偏心為試驗參數。結果顯示，3 面受火之耐火 性能較 4 面受火為佳，高載重比與偏心亦會降低耐火性能；此外，混凝土爆裂行 為顯著影響其耐火性能，其中偏心柱與高載重比試體於試驗中產生較為嚴重爆裂 行為。比較 Eurocode 4、ASCE 及 Han 等提出之預測公式，顯示以上文獻沒有考 慮混凝土爆裂、載重比、不同受火面等參數，使預測結果並不保守。 陳誠直、趙文成(2011)以有限元素分析與試驗研究包覆十字型 SRC 柱於高溫 試驗中之斷面溫度分佈情形，以混凝土強度、受火面與斷面形狀為參數。結果顯 示，混凝土強度較高之柱升溫速率較快，但差異不大；不同受火面會影響斷面溫 度分佈情形，且使柱試體不均勻膨脹產生撓曲行為；圓形柱於高溫試驗中易產生 嚴重爆裂行為使其斷面升溫速率皆較方形柱為快；此外，有限元素熱傳分析模型 能準確預測斷面溫度分佈之趨勢。
2.6 火害後柱構件相關文獻
Li et al. (2011)以試驗研究偏心包覆 H 型 SRC 柱火害後之殘餘強度，結果顯 示火害後偏心 SRC 柱之破壞模式與常溫下情形相似，柱之軸向應變在達到極限 強度 90%前仍呈現線性行為。火害後 SRC 柱之撓曲勁度與極限強度皆較未受火 害降低，殘餘撓曲勁度比值介於 0.3 至 0.59 間；此外在相同混凝土強度與升溫情 形下，偏心增加會減少 SRC 柱之極限強度；比較火害後殘餘強度試驗值與計算 值，火害後之偏心包覆型 SRC 柱強度仍殘餘 69%至 80%。 林建宏、陳舜田(1996)研究火害後鋼筋混凝土柱之力學行為，以承受軸向與 偏心載重為試驗參數探討對火害後鋼筋混凝土柱殘餘強度與勁度之影響。結果顯10 示，火害後之柱構件撓曲強度與勁度均有折減現象，勁度折減特別明顯，折減程 度隨著斷面尺寸增加而減少；此外，配合有限元素法分析火害後之殘餘強度雖較 修正傳統 ACI 理論準確，但差距並不大，故實際應用仍建議以修正傳統理論為 主。 林建宏、陳舜田(1990)研究火害後鋼筋混凝土柱(之力學行為，以不同預壓力 與偏心距為試驗參數探討對火害後鋼筋混凝土柱殘餘強度與勁度之影響。結果顯 示，受預壓力之鋼筋混凝土柱殘餘強度皆較爲無預壓力高；施加預壓力則對軸向 勁度影響不大，但對撓屈勁度有較大影響。 林草英、陳世玄(1999)以試驗研究雙 H 型 SRC 柱火害後之軸向載重行為， 考慮不同混凝土強度、保護層厚度及火害延時為試驗參數，探討不同參數對 SRC 柱火害後殘餘強度之影響。結果顯示，當火害延時小於 2 小時或大於 4 小時，保 護層厚度對殘餘強度之影響較小；當火害延時介於 2 小時至 4 小時間，由於混凝 土強度折減之差異性大，直接影響 SRC 柱火害後之殘餘強度；其中混凝土之強 度與柱火害後殘餘強度強度之影響較不明顯，依雙 H 型鋼翼板所提供之圍束應 力及圍束面積，推導其對型鋼內部混凝土之圍束效應，但仍需進一步研究。此外， 火害延時對 SRC 柱殘餘強度有密切關係，隨火害延時愈長，殘餘率愈低。 張雲妃(2006)以試驗研究實尺寸鋼筋混凝土柱於常溫下與火害後之單向與 雙向偏心載重試驗，研究火害延時及鋼筋比等參數對其耐震能力之影響。結果顯 示，火害後鋼筋混凝土柱之殘餘強度隨著火害延時增加而降低，但降低程度會隨 著鋼筋強度回復而減緩；此外，火害後鋼筋混凝土柱之殘餘勁度折減率較強度為 高。
2.7 火害後之材料性質
SRC 構件由鋼骨、鋼筋、混凝土三種材料所組成，這三種材料受火場高溫 冷卻後與常溫未受火害有顯著不同之材料性質，故以下將回顧火害後之材料性質 相關文獻:Lee et al. (2012)研究 A992 鋼材受高溫降至常溫後之力學性質，結果顯示 A992 鋼材降伏強度在 700°C 以前無顯著變化，800°C 至 1000°C 有明顯折減，降
11 伏強度最大之折減率為 20%，此外彈性模數不隨溫度升高而明顯改變。 Lie et al. 1986)研究顯示混凝土火害後殘餘強度會隨時間而改變，其最低約 在火害後 45 天，其後因吸收空氣中水分，產生再水化作用，而使混凝土強度有 恢復之情形。 Li et al. (2004)研究普通強度混凝土(NSC)與高強度混凝土(HSC)受高溫後抗 壓強度，並以不同混凝土強度、尺寸大小與含水率為試驗參數。結果顯示，HSC 由於其較緻密易於高溫中產生裂縫，故於高溫後抗壓強度損失較 NSC 高；尺寸 較大的試體抗壓強度損失相對愈小；含水率於 HSC 受 800°C 對抗壓強度影響不 明顯。 Chan et al. (1999)研究高強度混凝土(HSC)與普通強度混凝土(NSC)升溫至 1200°C 後降至常溫對火害後抗壓強度與滲透性之影響。結果顯示，抗壓強度折 損可分成將溫度分為三個階段，20°C 至 400°C，HSC 與常溫強度無明顯變化， 而 NSC 則有相當折減；400°C 至 800°C，兩者失去大部分強度，特別是在溫度大 於 600°C；超過 800°C 後僅約略 9%至 20%強度殘餘；整體而言，HSC 火害後強 度殘餘程度較 NSC 略小，滲透性則受孔隙體積增加而折減程度較 NSC 嚴重。 林銅柱(1995)研究高性能混凝土(High Performance Concrete, HPC)耐火性 能，以不同溫度與不同預壓力為試驗參數。結果顯示，試體含水量為影響 HPC 爆裂之主要因素，含水量愈高愈容易引起爆裂；火害高溫作用後，混凝土彈性模 數折減速率比抗壓強度折減速率快，且隨火害延時增加而遞減；HPC 在 500°C 以下時，殘餘抗壓強度隨著預壓力增加而提高，600°C 以上則強度急速降低，折 減率隨預壓力增大而較嚴重。 楊旻森(1996)研究火害後普通強度混凝土之應力應變關係，加溫至預定溫度 後冷卻至常溫，進行抗壓試驗，經回歸分析提出火害後之混凝土應力應變關係。 羅國倫(2002)研究火害後自充填混凝土(Self-Compacting Concrete, SCC)之殘 餘強度、殘餘應變，升溫至 500°C、600°C、700°C、800°C、900°C、1000°C 後， 冷卻後進行試驗，結果顯示自充填混凝土(SCC)與普通波特蘭混凝土(OPC)在相 同設計強度與相同溫度作用後，會有類似之強度折減，SCC 並不會較 OPC 折減
12 嚴重，並根據試驗迴歸提出火害後之混凝土應力應變關係。 洪敏盛(2006)研究火害後鋼筋殘餘抗拉強度，分別取#3、#5、#8 鋼筋，升溫 至 400°C、700°C、800°C 後，放至空氣中冷卻至常溫再進行火害後鋼筋拉伸強 度試驗，並比較楊閔森、劉靖國兩篇文獻建議之火害後鋼筋降伏強度與抗拉強度 公式。結果發現兩者誤差不大，但楊閔森等人建議公式較穩定，殘餘降伏強度誤 差 8.9%，抗拉強度誤差 6.9%，尚屬可接受之範圍。 李其忠(2010)研究火害後自充填混凝土之殘餘抗壓強度與殘餘應變，製作 φ1 cm×3 cm 混凝土圓柱試體，分別升溫至 200°C、400°C、600°C、800°C 後， 達到目標溫度持溫 1 小時，再以兩種冷卻方式(自然冷卻與強制冷卻)，冷卻至常 溫靜置 40 天後，進行各種混凝土力學性質試驗。其中殘餘抗壓強度試驗結果與 楊旻森、張雲妃、Abram、Lie、Jau 等文獻比較，顯示出自充填混凝土火害後自 然冷卻之殘餘強度仍與楊旻森建議值相當吻合。 陳全金(2002)研究受螺旋箍筋圍束混凝土圓柱試體，以不同火害溫度及箍筋 間距為試驗參數，探討火害後對箍筋圍束混凝土承載行為之影響。結果顯示，不 論純混凝土或箍筋圍束混凝土火害後，其極限抗壓強度有折減的趨勢，且隨著火 害溫度升高，其強度折減越嚴重，所對應之應變量亦隨溫度增高而增大，而受箍 筋圍束混凝土火害後強度折減則小於純混凝土者。箍筋圍束對火害後混凝土試體 抗壓強度及對應之應變，均具良好提昇效果；同時亦減緩試體受火害作用裂縫產 生，具有良好箍筋之圍束混凝土，即使火害溫度達 800℃，仍能發揮圍束作用， 使箍筋圍束之混凝土仍具有相當抗壓強度。 黃盟揚(2002)研究螺旋箍筋圍束混凝土圓柱試體，以混凝土設計強度、箍筋 間距、火害溫度為試驗參數對其抗壓強度、破壞模式及其承載行為之影響。結果 顯示，不論純混凝土或箍筋圍束混凝土，隨火害溫度升高，火害後抗壓強度折減 越大，而強度所對應之尖峰應變亦愈大；高強度混凝土強度折減效應較低強度混 凝土大，其對應之尖峰應變增加比例亦較高；不論受火害與否，箍筋或複材之圍 束效果，以低設計強度混凝土為佳；不管設計強度或箍筋間距大小，隨火害溫度 愈高，經複材補強後，其補強效果愈佳，峰值應變之增加也較大；並提出箍筋圍 束混凝土火害後經複合材料補強之應力應變關係。
13 Wu et al (2002)研究高強度混凝土(HSC)火害後受橫箍筋圍束與未圍束強 度，以不同溫度與橫箍筋體積比為試驗參數，探討其對混凝土火害後強度、尖峰 應變、彈性模數之影響。結果顯示，橫箍筋有助於防止 HSC 火害中之爆裂行為。 隨火害溫度升高，火害後抗壓強度折減越大，而強度所對應之尖峰應變則愈大； 橫箍筋體積比愈大，強度所對應之尖峰應變愈大，但橫箍筋體積比對混凝土彈性 模數影響不大。並提出受橫箍筋圍束混凝土之火害後應力應變關係。
2.8 混凝土火害下之爆裂行為
爆裂與剝落為火場中混凝土常見之現象，混凝土火害中剝落可分為 4 種模 式，角隅剝落(Corner spalling)、骨材剝離(Aggregate spalling)、表面剝落(Surface spalling)、爆裂性剝落(Explosive spalling)，一般所指混凝土火害中爆裂行為是指 爆裂性剝落，發生時伴隨巨大聲響，斷面積因而迅速減少，使斷面溫度快速上升 並迅速降低斷面承載能力，故現象對混凝土結構物有重要影響，以下將回顧爆裂 之相關文獻:Khoury and Anderberg (2000)探討混凝土火害中爆裂行為之文獻，歸納整理 出影響混凝土結構物火害中爆裂之成因與機制。影響爆裂之因素主要有：升溫速 率、斷面尺寸、含水率、孔隙壓力、混凝土滲透性、混凝土強度、是否受壓、骨 材種類、骨材大小、鋼筋有無、箍筋外圍保護層厚度。一般對混凝土爆裂所採取 之對策為添加合成纖維於混凝土中，合成纖維於高溫中會分解，提供孔隙壓力消 散路徑，但僅能減少爆裂程度，並無法預防爆裂發生。 Ali et al.(2004)建議鋼筋混凝土柱之爆裂程度區分成 3 個等級，(1)次要剝落 (Minor spalling):混凝土表面剝落未達到鋼筋，(2)主要剝落(Major spalling):表面剝 落達到鋼筋使鋼筋外露，(3)嚴重剝落(Severe spalling):剝落使鋼筋外露，且伴隨 爆裂能量；並公式 WL/Wc評估鋼筋混凝土柱剝落之嚴重程度，WL代表混凝土損
失重量，Wc代表柱未受火害重量。
Dwaikat and Kodur (2009)基於混凝土孔隙壓力理論，建立一維數值分析模型 預測火害中混凝土爆裂行為，並由試驗檢驗混凝土滲透性、抗拉強度、相對濕度、 升溫速率等參數之影響，結果顯示此分析模型可以預測爆裂行為；混凝土滲透性
14 對其有顯著影響，低滲透性混凝土較易爆裂，高抗拉強度可減低爆裂程度，相對 濕度對爆裂之影響則顯得較小，但高相對濕度會增加爆裂之範圍，此外高升溫速 率會增加爆裂程度。 Anderberg (1997)探討高性能混凝土(HPC)與普通混凝土(OC)火害中之爆裂 現象，造成爆裂之因素主要有高溼度、密度較高混凝土、外加力與預壓力、急速 升溫、不對稱之溫度分佈、斷面較薄處、鋼筋密集。造成表面爆裂行為主要機制 為:蒸氣壓力(Vapour pressure)、熱應力(Thermal stress)與骨材晶相變化(Structural transformation of aggregate )，在大部分的情況，蒸氣壓力是爆裂主要成因，而骨 材僅限於單一骨材。混凝土受熱後會因其低熱傳導性與高熱容量而造成高溫度梯 度，這導致熱應力通常是 2 維或 3 維發展，其所產生之張應力若大於抗拉強度， 就可能因熱應力產生爆裂行為，通常於受熱之角隅處與凸曲面最容易發生，如圖 2-2 所示。
2.9 混凝土火害後之外觀變化
沈得縣、林英俊(1996)混凝土火害後顏色改變為永久，故可以以此初步判別 混凝土於火場所遭受之最高溫度，溫度達 300°C 以上，混凝土顏色將由灰色轉為 淺粉紅色，粉紅色被當成混凝土強度開始急遽折減之指標；溫度達 580°C 以上， 顏色將由粉紅色逐漸變成灰白色；900°C 以上逐漸由灰白色變成淺黃色或焦黃 色。受高溫後混凝土表面亦會產生熱裂縫，主要產生的原因為水泥砂漿與骨材受 熱後膨脹係數不同，產生不均勻之內應力，當應力超過骨材與水泥砂漿粘結力， 即會產生熱裂縫；此外在高溫作用下水化物分解使鍵結力減弱亦會使混凝土初始 裂縫延伸並擴大，高溫後表面裂縫與顏色變化整理，如表 2-1 所示。15
第三章 火害後 SRC 短柱軸向載重試驗
3.1 試驗規畫
本研究試驗分成兩部分，分別為(1)高溫試驗與(2)軸向載重試驗。SRC 柱試 體參考我國現行規範「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」設計，以柱之斷面 形狀(方形、圓形)及混凝土強度大小為試驗參數。 高溫試驗，模擬火場內中間柱(4 面受火)之受火情形，如圖 3-1 所示。依據 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」之相關規定，規劃 5 小時(加溫爐最大 限)高溫定載試驗對 4 支 SRC 柱試體升溫，受限於油壓機容量高溫試驗時定載為 883 kN，達到試驗終止條件即停止試驗。火害中試驗施加載重值較小，主要是為 了防止過大載重，使試體於高溫試驗中產生破壞，不利後續火害後軸向載重行為 之研究。 軸向載重試驗，則是將 4 支受火害 SRC 柱試體冷卻至常溫後解除軸壓力， 吊至爐外靜置空氣中約 250 天後進行載重試驗，並與 4 支未受火害 SRC 柱試體 之載重試驗比較，瞭解火害前後對 SRC 柱力學行為之影響。3.2 試體規劃
3.2.1 試體設計 本研究規劃 8 支包覆型 SRC 柱內含十字型鋼骨，其中 4 支試體進行高溫試 驗，另外 4 支試體作為未受火害之對照組，試體編號如表 3-1 所示。方形柱斷面 尺寸為 360×360 mm，圓形柱斷面尺寸為直徑 400 mm。十字型鋼骨採用 A36 之 鋼材，以兩 RH 250×125×6×9 型鋼以填角銲接方式接合而成，柱試體高為 2,000 mm，並於上下銲接端板(厚度 15 mm)，如圖 3-2 至圖 3-3 所示。方形與圓形柱主 筋皆設置 4 支 6 號竹節鋼筋，並分別於配置方形箍筋與圓形箍筋，斷面主筋比分 別為方形柱 0.88%、圓形柱 0.91%。試體箍筋皆採用 3 號竹節鋼筋，箍筋間距詳 見圖 3-4 所示。另外，斷面鋼骨比分別為方型柱 5.62%、圓形柱 5.79%。16 依照建築技術規則，防火時效 3 小時之混凝土保護層厚度為 6 cm，2 小時防 火時效混凝土保護層厚度為 5 cm，防火時效 1 小時之混凝土保護層厚度為 4 cm。 因考慮 SRC 柱遭受極端之火害環境，保護層厚度會影響熱量傳入，本研究縮短 鋼骨之保護層厚度，將鋼骨貼近外圍橫箍筋以縮短熱傳距離，使柱中心之鋼骨能 較快升溫，達到高溫試驗中止條件。 試體編號如表 3-1 所示，第一個字母代表斷面形狀，S 代表方形、C 代表圓 形；第二個字母代表混凝土強度分類，N 代表普通強度混凝土(Normal Strength Concrete)、H 代表較高強度混凝土(Higher Strength Concrete)；第三個數字代表試 體受火面。 3.2.2 熱電偶測點之埋設 依照 CNS 12514 規定，試體需設置熱電偶監測溫度，並使用 0.75 級性能以 上及直徑 0.65 mm 之 K 型熱電偶線，以確保良好的熱接觸。受制於實驗設備之 限制，試體上、下端距離底板各保留 40 cm 未受火，由中間段 120 cm 受火害， 本研究試體熱電偶測點設置於柱中間高度斷面上，熱電偶測點的設置以受火及斷 面幾何形狀之對稱性為主要考量，圓形柱及方型柱之熱電偶測點設置，如圖 3-5 與圖 3-6 所示。
3.3 試體製作
試體製作程序如下: 1. 十字型鋼骨、縱向主筋、箍筋、上下端板由鋼構廠製作。 2. 銲接上下兩端板。 3. 銲接主筋。 4. 熱電偶線設置。 5. 箍筋綁紮。 6. 模板製作與組裝。 7. 混凝土澆置。17 8. 試體養護。 當十字型鋼骨銲接完成後，如圖 3-7 所示。銲接上下兩鋼板，將主筋銲接至 預定位置，接著進行熱電偶測點安裝、測試熱電偶線及箍筋綁紮，如圖 3-8 所示。 為了防止柱試體在載重試驗過程中於柱兩端破壞，在兩端 40 cm 配置較密箍筋， 中間測試區部分 140 cm 配置較疏箍筋。 箍筋綁紮完成後，測試熱電偶線能正常讀取訊號，確認熱電偶線均未損壞 後，進行模板組立，如圖 3-9 所示。模擬現地施工情形，由國產水泥預拌車送至 交通大學大型結構實驗室進行現場澆製，如圖 3-10 所示；灌漿時需注意混凝土 流動速率，避免熱電偶測點受衝擊而損壞，並在試體模板周圍以橡皮錘敲擊以減 少蜂窩現象產生；試體灌漿同時製作φ10×20 cm 之混凝土圓柱試體，於 24 小時 後拆模，並依據「混凝土施工規範與解說 402-94」之規定養護 7 日，另外 SRC 柱試體亦同步進行養護，如圖 3-11 所示。試體養護完成後，運送至內政部建築 研究所歸仁防火實驗中心進行高溫試驗。 材料性質試驗 為瞭解各材料實際強度，根據 ASTM 規定，進行混凝土圓柱抗壓強度試驗 和鋼材拉伸試驗。鋼筋主筋採用 6 號竹節鋼筋，隨機採樣進行鋼筋拉伸試驗，鋼 筋平均降伏強度為 544.7 MPa，抗拉強度為 704.9 MPa，如表 3-2 與圖 3-12 所示。 鋼骨採用 A36 鋼材，拉力試片由鋼骨翼板及腹板切割取得，其平均降伏強度為 362.4 MPa，抗拉強度為 453.5 MPa，鋼拉伸試驗，如表 3-2 所示。 本研究採用之混凝土 28 天抗壓強度分別為 38.8 MPa (396 kgf/cm2 )與 46.9 MPa (478 kgf/cm2)，於進行高溫試驗與軸向載重試驗前，同步於交通大學材料實 驗室進行圓柱試體抗壓試驗；其高溫試驗時平均抗壓強度分別為 39.3 MPa 與 50.0 MPa，軸向載重試驗時平均抗壓強度分別為 38.1 MPa 與 45.9 MPa，可發現混凝 土強度於後期軸向載重試驗時，強度有約略下降之趨勢，此可能與混凝土圓柱試 體初期養護 7 天後即長期放置於空氣中，使水分散失產生乾縮裂縫有關 Ozer and Ozukul (2004)，如表 3-3 所示。
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3.4 高溫試驗
3.4.1 高溫試驗設置 高溫試驗於內政部建築研究所台南防火實驗室小型複合高溫爐進行，如圖 3-13 所示，其加熱空間為 120×120×120 cm，爐兩側各有 2 個噴火孔，共 4 個燃 燒機提供熱量，使用液化瓦斯為燃料，加熱爐上方安裝一加載能力為 981 kN 之 油壓機，其油壓缸行程 60 cm。試驗裝置如圖 3-13 所示。 3.4.2 高溫試驗量測系統 油壓機加載的載重大小由油壓機獨立之量力計(Load cell)進行量測監控。柱 之軸向壓縮量及上下柱頂面轉動由柱頂面南北側各安裝電橋式位移計(LVDT)， 由此紀錄柱軸向變形。溫度量測由 Yogogawa DA100 及 DS600 溫度計錄器配合 工業電腦及軟體，間隔每 10 秒紀錄一次，高溫試驗設置如圖 3-14 所示。 3.4.3 高溫試驗步驟 依照 CNS 12514 規定，高溫試驗步驟如下所示： 3.4.3.1 高溫試驗開始前 試驗載重必須在試驗開始前 15 分鐘加載至試體，在加載力量不變時，試體 變形應不再變化，並記錄軸向變形量。於試驗開始前 5 分鐘內，記錄熱電偶之初 始值並檢查一致性，且爐內溫度需小於 50°C 及室內氣溫須在 10°C~40°C 範圍之 內。 3.4.3.2 高溫試驗過程 當溫度依照標準加熱曲線函數開始升溫之際即視為試驗開始，進行加熱試驗 時爐內之溫度變化應根據 CNS 12514 規定進行控制，其標準加熱溫度-時間曲線 如圖 3-15 所示。其中加熱函數為Tf 345log (8t 1) 2010 。式中，Tf=平均爐內溫 度(°C)；t=試驗經過時間(分)。 3.4.3.3 高溫試驗量測與觀察19 在熱電偶溫度測點量測方面，溫度應每隔不超過 1 分鐘量測一次溫度，且應 觀察注意試體是否達試驗終止條件，若否須記錄其試體破壞的時間。高溫實驗進 行時，須詳細記錄試體的狀況有無爆裂、保護層剝落等情形。 高溫實驗結束後，待 21 小時冷卻後打開爐門，觀察試體之外觀變化描繪熱 裂縫並詳實記錄之。 3.4.3.4 高溫試驗終止條件 本研究根據 CNS12514，試驗終止條件如下所示： 1. 試驗中已達到性能基準。 2. 試驗時間已達預定時間。 3. 若人員安全或設備可能遭受破壞，試驗須立即停止。 本研究因加溫爐之容量，試驗終止條件將以 5 小時為限，或試體溫度達破壞 基準即鋼材最高溫度值超過 550°C 或平均溫度超過 500°C。
3.5 軸向載重試驗
3.5.1 軸向載重試驗設置 常溫及火害後 SRC 柱載重試驗於內政部建築研究所新店材料實驗中心 30MN-MTS 萬能試驗機進行，如圖 3-16 所示。 3.5.2 軸向載重試驗量測系統 試驗目的為量測 SRC 短柱受軸向之變形行為，載重大小由建置於油壓機 (Actuator)之量力計(Load cell)量測，軸向位移亦以內建之位移計量測；此外為量 測柱試體中間段(130 mm)變形情形，在每支柱試體東西兩側安裝量測範圍為 50 mm 之位移計，安裝設置如圖 3-17 所示。20 3.5.3 軸向載重試驗步驟 1. 將 SRC 柱試體安裝於台車承壓板上，以經緯儀校正柱試體位置與方向， 緩慢移動台車使柱試體精確地位於正中央(無偏心)，並於試體頂部與承壓 鋼板間以高強度石膏蓋平使載重能均勻傳至試體，防止應力集中導致試 體提早破壞。 2. 架設位移計，將所有位移計接上資料擷取器，並打開通路檢查所有系統 是否正常運作。 3. 試驗開始時，先對試體施以一微小初始載重，同時調整位移計傳回之讀 數，再逐漸加壓。 4. 試驗進行採用歷時位移控制，加載速率 0.015 mm/s，全程使用相同加載 速率控制。除非欲調整位移計，否則試驗不予以中斷，當試體強度過極 限強度後衰減至極限強度 70%即停止試驗。 5. 整個試驗過程中，以 DV 攝影機和照相機作現場的觀測紀錄。
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第四章 高溫試驗結果與討論
4.1 高溫下 SRC 柱之斷面溫度
4.1.1 試體測點溫度歷時 高溫試驗中高溫爐內的陶瓷測溫棒量測可知，平均爐溫除少數顫動外，均滿 足CNS12514標準升溫曲線之規定。高溫試驗SRC柱試體各測點溫度歷時，如圖 4-1至圖4-4所示，高溫試驗詳細情形則見表4-1至表4-8所示。各測點於升溫至 100°C與150°C會出現一明顯之溫度平台現象(plateau phenomenon)，原因是由於混 凝土內部孔隙水汽化，待水分完全氣化後溫度便往上攀升，其中由於混凝土內部 游離水會由高溫往低溫移動，對4面受火柱構件而言，游離水便由表面往較低溫 斷面中心處移動，故設置於偏內側處測點C1之溫度平台現象會較明顯持續時間 也較鋼骨測點與鋼筋測點久。 鋼骨測點部分，可知鋼骨測點達試驗終止條件時，鋼骨最高溫度均發生於鋼 骨翼板端S4，且由於鋼骨之熱傳導係數並非極大，於加溫過程中鋼骨內部仍會存 在溫度梯度，逐漸往鋼骨中心測點S1遞減並在過溫度平台現象後，會有相近之升 溫速率，如圖4-2 (a)、圖4-3 (a)、圖4-4 (a)與圖4-5 (a)所示。方形柱試體SN4與試體SH4之角隅處主筋測點R2與R3溫度歷時相對於測點 R1較高，顯示方型柱之角隅處溫度較其他區域高，如圖4-2 (b)與圖4-3 (b)所示， 在高溫試驗過程中並未傳出爆裂之聲響。 圓形柱試體CN4與試體CH4之箍筋測點R1，在高溫試驗中前30分鐘產生混凝 土嚴重爆裂而使測點R1所在之箍筋外露，溫度急速飆高，如圖4-4 (b)與圖4-5 (b) 所示；其中試體CN4發生爆裂的起始時間為升溫後11分鐘，此時爐溫為650.8°C， 爐內開始持續傳出爆裂聲響，升溫後14分鐘自觀景窗觀察試體發現箍筋已外露， 此時爐溫696.1°C，持續42分鐘爐內不再傳出爆裂聲，此時爐溫874.1°C；試體CH4 亦於升溫後11分鐘開始傳出爆裂聲響，此時爐溫677.2°C，升溫後15分鐘，箍筋 已外露此時爐溫724.9°C，持續39分鐘後，爐內不再傳出爆裂聲響，此時爐溫達
22 到872.2°C。 由鋼骨腹板中心測點S2與鄰近混凝土測點C1比較可知，鋼骨腹板溫度較鄰 近之混凝土溫度高，由熱力學第二定律可知，熱量乃是由高溫向低溫傳遞，故熱 量由試體表面受熱傳入鋼骨翼板，再經由鋼骨高熱傳性傳入鋼骨腹板到達鋼骨中 心，傳至鋼骨中心過程熱量亦會傳至溫度較低之混凝土，可知包覆型SRC柱內部 鋼骨會影響柱構件內部斷面溫度之分佈情形，如圖4-2 (d)、圖4-3 (d)、圖4-4 (d) 與圖4-5 (d)所示。 4.1.2 混凝土強度對溫度歷時之影響 試體 SN4 與試體 SH4 試體 SN4 與試體 SH4 皆為四面受火之方形柱，惟混凝土強度不同。鋼骨測 點部分，混凝土強度較高之試體 SH4 鋼骨溫度測點溫度歷時皆高於混凝土強度 較低之試體 SN4 測點 10~40°C 之間，兩者趨勢皆隨著火害延時增加而升溫，如 圖 4-6 (a)所示。鋼筋測點部分，試體 SH4 之主筋測點溫度 R2 與 R3 高於試體 SN4 之測點約 20°C，如圖 4-6 (b)所示；箍筋測點 R3 則高於試體 SN4 約 100~120°C。 混凝土測點部分，試體 SH4 之混凝土內側測點 C1 溫度與試體 SN4 近乎接近， 且達試驗終止條件時溫度為 162°C，此可能與混凝土內部游離水會朝著內部移動 有關，使混凝土內部測點 C1 達試驗終止條件時，溫度仍維持在 155°C 至 162°C 之間；試體 SH4 之混凝土近表面較近之測點 C2 亦高於試體 SN4 約 40°C，如圖 4-6 (c)所示 由上述觀察可知，斷面溫度之溫度歷時兩者升溫趨勢大致相同，但使用強度 較高混凝土之試體 SH4 各測點溫度較使用強度較低混凝土之試體 SN4 為高，故 強度較高之混凝土傳熱較快，其可能原因為強度較高之混凝土通常具有較高緻密 性，換言之混凝土內部孔隙較少，混凝土密度較高，使其熱傳導係數通常會較高 Kodur et al.(2008)，升溫速率因此較快。 4.1.3 圓形柱與方形柱對溫度歷時之影響 試體 SN4 與試體 CN4
23 試體 SN4 與試體 CN4 皆為相同混凝土強度，惟斷面形狀不同。鋼骨測點溫 度歷時趨勢大致相同，惟圓形柱試體 CN4 由於爆裂行為使混凝土保護層減少， 減少熱傳路徑，使圓形柱鋼骨各測點升溫速率較之方形柱試體 SN4 相對應之鋼 骨測點快，如圖 4-6 (a)所示。此外，由於斷面形狀之影響，圓形柱因無角隅處， 受熱會較方形柱均勻，使圓形柱鋼骨溫度梯度會較方形柱小。混凝土測點部分， 圓形柱試體 CN4 之混凝土測點具有較方形柱試體 SN4 高之升溫速率，如圖 4-7 (c) 所示。 鋼筋溫度測點部分，主筋測點亦有溫度平台現象，約略持續在高溫試驗開始 後 60 分鐘內，如圖 4-7 (b)所示；惟圓形柱試體 CN4 之箍筋測點 R1，因於試驗 開始後 30 分鐘內發生爆裂，使測點所在之箍筋外露，使其溫度明顯較其它測點 高，在試驗開始後 15 分鐘便開始急速攀升。 由高溫試驗過程中可發現圓形柱試體 CN4 與試體 CH4 產生嚴重爆裂，箍筋 外圍保護層於高溫試驗中近乎完全脫落，並觀察到受火段多處箍筋外露，而方形 柱則僅有輕微角隅剝落情形，顯示柱斷面形狀對於混凝土試體火害中爆裂行為有 顯著影響，圓形柱因全斷面為凸曲面，入熱量較高使其易於箍筋外圍發展熱張應 力，當熱應力大於混凝土抗拉強度時，即發生爆裂現象 Anderberg (1997)，造成 圓形柱混凝土保護層於火害中之爆裂範圍較方形柱為大。
4.2 高溫試驗後試體外觀變化
混凝土為熱惰性材料，可延遲火場熱量傳入，影響混凝土結構物火害後之強 度劣化程度，故調查表面保護層損害情況為研判結構安全之重要依據。一般火害 後混凝土表面之觀察重點有表面裂縫數量及分佈、爆裂、顏色變化及鋼筋外露等 情形。 試體 SN4 與試體 SH4 高溫試驗外觀變化觀察 高溫試驗結束後，爐內溫度依舊相當高，待試體經過 21 小時冷卻後打開爐 門觀察，試體 SN4 在加溫爐內的情形如圖 4-12 (a)-(b)，受火段表面有明顯龜裂， 裂縫寬度約略 1 mm，其中大於 2 mm 裂縫多集中於試體受火段角隅處，此可能 與方形柱角隅處溫度較其他位置高有關。受火段表面顏色約呈現均勻的淺黃色，24 未受火段顏色則無明顯變化，其中以角隅處混凝土剝落顏色變化最深，呈現較深 焦黃色，表面黑色突起為矽質骨材受高溫膨脹而突出表面，如圖 4-12 (b)所示。 此外，試體 SN4 東北角隅剝落，剝落縱長約略延伸 147 cm，如圖 4-12 (c)所示， 角隅處保護層剝落深度約略 3 cm，未觀察到鋼筋外露。方形柱試體 SH4 經高溫 試驗後外貌變化與試體 SN4 近乎相同，不同之處僅是試體 SH4 未如試體 SN4 發 生角隅剝落，見圖 4-12 (e)-(f)。 試體 CN4 與試體 CH4 高溫試驗外觀變化 高溫試驗結束，爐內溫度依舊相當高，待試體經過 21 小時冷卻後打開爐門， 試體 CN4 在加溫爐內的情形，如圖 4-13 (a)-(b)所示。剝落後混凝土表面骨材沿 著平行受火面的方向劈裂，骨材呈現磚紅色且剝落混凝土後之保護層多呈現片狀 (厚約 5-10 mm)，如圖 4-13 (c)-(d)所示。 觀察到受火段箍筋外圍保護層近乎完全剝落，如圖 4-13 (f)所示，裂縫成不 規則狀均勻分布於試體受火段；試體受火段表面顏色約呈現淺黃色，未受火段顏 色則無明顯變化。試體受火段保護層嚴重剝落，受火段柱周長由原來 125.6 cm 縮減為平均周長 116.3 cm，以受火段下半部周長減少最多；受火段箍筋多處外 露，北面箍筋外露最為嚴重，其中包括安裝熱電偶測點 R1 之箍筋，主筋仍受混 凝土保護，如圖 4-13 (e)-(f)所示。圓形柱試體 CH4 經過高溫試驗後外觀變化與 試體 CN4 大致相同，均發生嚴重爆裂、保護層嚴重剝落使箍筋外露，亦可見骨 材劈裂現象，如圖 4-13 (g)-(h)所示。
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第五章 軸向載重試驗結果與討論
5.1 未受火害 SRC 柱軸向載重試驗之行為
SRC 柱試體載重試驗由觀測破壞行為如下，載重試驗開始後會先有一段線 性段，之後逐漸進入非線性段，隨著位移量增加，四周混凝土表面逐漸產生細微 裂縫。當載重達 0.5 Nunfi,test，此時試體表面逐漸產生可視之縱向裂縫，若為方形 柱則裂縫先產生於角隅處，並逐漸上下延伸。不規則裂縫開始延伸，直至保護層 整塊剝落使載重降低，曲線趨勢開始往下降，此時主筋通常已挫屈。隨主筋挫屈 變形不斷增大，箍筋會降伏或彎勾錨定端被拉開，產生更大主筋挫屈變形量，箍 筋所圍束之混凝土便開始剝落，逐漸看見鋼骨翼板局部挫屈。未受火害柱載重試 驗強度與各規範標稱強度計算值比較，如表 5-1 所示，我國 SRC 規範採用強度 疊加法，並於 RC 部分標稱受壓強度計算考慮了長期載重效應與意外偏心，可見 我國 SRC 規範較為保守。 5.1.1 試體 SN0 軸向載重行為觀察 軸力變位曲線如圖 5-1 所示，試體試驗前情形如圖 5-2 (a)與圖 5-2 (b)所示。 試體 SN0 加載後，由角隅處開始產生縱向裂縫，逐漸地加寬並上下縱向延伸， 如圖 5-2 (c)所示。裂縫逐漸擴大並橫向發展，達到試體之極限強度為 6,309 kN， 軸向變位為 3.3 mm，應變為 0.00254。維持一段時間，角隅保護層剝落後載重驟 降，如圖 5-2 (d)所示。下降達到 0.7 Nunfi,test時，載重為 4,418 kN，軸向變位為 28.25 mm，應變為 0.0217。試驗終止時破壞情形如圖 5-2 (e)與圖 5-2 (f)所示，可觀察 到主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫屈。 5.1.2 試體 SH0 軸向載重行為觀察 軸力變位曲線如圖 5-3 所示，試體試驗前情形如圖 5-4 (a)所示。試體 SH0 加載後，由角隅處開始產生縱向裂縫，裂縫逐漸地加寬並上下縱向延伸，裂縫擴 大並橫向發展。達到試體之極限強度為 7,085 kN，軸向變位為 3.50 mm，應變為26 0.0027。保護層剝落後載重驟降，下降達到 0.7 Nunfi,test載重 4,955 kN，軸向變位 為 20.49 mm，應變為 0.0158，如圖 5-4 (b)與圖 5-4 (c)所示。試驗終止時破壞情 形如圖 5-4 (d)、圖 5-4 (e)與圖 5-4 (f)所示，可觀察到主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫 屈。 5.1.3 試體 CN0 軸向載重行為觀察 軸力變位曲線如圖 5-5 所示，試體試驗前情形如圖 5-6 (a)所示。試體 CN0 加載後，由試體上部開始產生裂縫，裂縫逐漸地加寬並縱向延伸，如圖 5-6 (b) 所示。達到試體之極限強度為 6,335 kN，軸向變位為 3.53 mm，應變為 0.0023。 試體上部保護層開裂剝落後載重驟降，下降達到 0.7 Nunfi,test時載重為 4,426 kN， 位移為 21.73 mm，應變 0.0156，如圖 5-6 (c)與圖 5-6 (d)所示。試驗終止時破壞 情形如圖 5-6 (e)所示，可明顯觀察到主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫屈，箍筋彎勾錨 定端亦有被拉開的現象。 5.1.4 試體 CH0 軸向載重行為觀察 軸力變位曲線如圖 5-7 所示，試體試驗前情形如圖 5-8 (a)所示。試體 CH0 加載後，試體上端表面逐漸產生裂縫上下縱向延伸，如圖 5-8 (b)所示。裂縫擴大 並橫向發展，載重到達最大值 7,276 kN 時，軸向變位為 3.40 mm，應變為 0.0026。 試體上部保護層剝落此時載重驟降，如圖 5-8 (c)與圖 5-8 (d)所示；下降達到 0.7 Nunfi,test時載重為 5,193 kN，軸向變位為 23.64 mm，應變為 0.0182。試驗終止時 破壞情形如圖 5-8 (e)與 5-8 (f)所示，可明顯觀察到主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫 屈，箍筋彎勾錨定端亦有明顯被拉開之現象。
5.2 火害後 SRC 柱軸向載重試驗之行為
火害後 SRC 短柱承受軸向載重，試驗開始後其載重位移曲線會先有段近似 線性之行為，隨著載重逐漸增加至約略 0.5 Nfi,test曲線開始進入非線性段。高溫 試驗中產生之表面裂縫逐漸加寬並延伸，過程中若為方形柱則由角隅處開始剝 落，達極限強度 Nfi,test前，柱試體中間受火段表面保護層會不斷地剝落；若為方 形柱，鋼骨混凝土保護層完全剝落後看到鋼骨翼板，載重仍不斷緩慢地上升達到27 極限強度後，載重逐漸緩慢下降，最後鋼骨翼板局部挫屈與主筋挫屈達破壞；圓 形柱則待箍筋外圍保護層完全剝落後，達到極限強度後逐漸緩慢下降，最後箍筋 內部保護層開始剝落至看見鋼骨翼板，主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫屈達到破壞。 5.2.1 試體 SN4 軸向載重行為 試體 SN4 於火害後置於常溫 238 天後，進行載重試驗，軸力變位曲線如圖 5-9 所示。柱試體加載後，火害中產生之熱裂縫逐漸地加寬並角隅處縱向裂縫開 始上下縱向延伸，如 5-10 (a)所示。達 0.54 Nfi,test進入非線性段，此時載重為 2433 kN，應變為 0.00183，裂縫擴大並逐漸橫向發展，保護層開始剝落，如圖 5-10 (b) 所示；此時載重仍然持續上升，鋼骨保護層完全剝落後，達到試體之極限強度 Nfi,test為 4,474 kN，軸向變位為 28.21 mm，應變為 0.0189，如圖 5-10 (c)與圖 5-10 (d)所示。在此之後載重並未如常溫下驟降反而緩慢地降低，達到 0.7 Nfi,test時載 重 3,145 kN，軸向位移為 58.50 mm，應變為 0.045。試驗終止後破壞情形如圖 5-10 (e)與圖 5-10 (f)所示，可明顯觀察到主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫屈，且挫屈情形 較未受火害柱試體嚴重。 5.2.2 試體 SH4 軸向載重行為 試體 SH4 於火害後置於常溫 242 天後，進行載重試驗，軸力變位曲線如圖 5-11 所示，試體試驗前情形如圖 5-12 (a)所示。SRC 柱試體加載後，火害中產生 之熱裂縫逐漸地加寬並且角隅處的縱向裂縫開始上下延伸，如圖 5-12 (b)所示。 達 0.53 Nfi,test時開始進入非線性段，此時載重為 2598 kN，應變為 0.00183，裂縫 擴大並逐漸橫向發展，箍筋外圍保護層開始剝落，此時載重仍然持續上升，達到 試體之極限強度 Nfi,test為 4,878 kN，軸向變位為 21.44 mm，應變為 0.0165，如 5-12 (c)與 5-12 (d)所示；在此之後載重並未如常溫下驟降反而緩慢地降低，達到 0.7 Nfi,test時載重為 3,423 kN，位移 46.93 mm，應變 0.0361。試驗終止後破壞情 形如圖 5-12 (e)與圖 5-12 (f)所示，明顯觀察到主筋挫屈與鋼骨翼板局部挫屈。 5.2.3 試體 CN4 軸向載重行為 試體 CN4 於火害後置於常溫 264 天後，進行載重試驗，軸力變位曲線如圖
