複合式聲-光探測技術應用於鋼筋混凝土
破壞特徵預測及火害傷損判識之研究
內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告
中華民國 106 年 12 月
複合式聲-光探測技術應用於鋼筋混凝土
破壞特徵預測及火害傷損判識之研究
受 委 託 者 ： 國立臺北科技大學 研 究 主 持 人 ： 陳立憲 協 同 主 持 人 ： 徐國偉、林俊宏 研 究 助 理 ： 楊佳嘉、洪大鈞、林欣蓉 研 究 期 程 ： 中華民國 106 年 1 月至 106 年 12 月 研 究 經 費 ： 新臺幣壹佰壹拾伍萬元內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告
中華民國 106 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 ... IX 圖次 ... XIII 摘要 ... XXV ABSTRACT ... XXXI 第一章 緒論 ... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的... 3 第三節 本計畫之重要性 ... 4 第四節 範圍與方法 ... 5 第二章 文獻回顧 ... 10 第一節 國內外火害工程沿革 ... 11 第一項 火害工程研究概述 ... 11 第二項 建築物室內火災之溫度變化情形 ... 14 第二節 國內外相關耐火規範 ... 16 第三節 混凝土受高溫後之材料傷損特徵 ... 20 第一項 材料之基本熱學性質 ... 20第二項 混凝土材料高溫後之傷損特徵 ... 28 第三項 水泥基質材料之力學性質與升溫變數之關係 ... 33 第四項 熱-固耦合作用下混凝土的力學行為 ... 38 第四節 熱力驅動破壞之沿革 ... 44 第五節 新型混凝土單軸壓縮試驗 ... 47 第一項 單軸壓縮試驗完整加載歷程... 47 第二項 加載歷程之峰後曲線類型 ... 49 第三項 單軸壓縮試驗之影響因子 ... 50 第六節 超音波脈衝技術之應用 ... 52 第一項 聲波波傳理論 ... 52 第二項 超音波脈衝檢測技術之方法介紹 ... 60 第三項 導波之傳遞特性 ... 62 第四項 導波於鋼筋混凝土之應用潛力與現狀 ... 66 第五項 未來應用之關鍵問題評析 ... 69 第七節 聲射技術之應用 ... 70 第一項 聲射定位技術原理 ... 70 第二項 三維聲射定位準則 ... 73 第八節 電子斑紋干涉術之應用 ... 75 第一項 斑點效應特性 ... 75
第二項 面內位移系統 ... 75 第九節 數據分析及其預測模型 ... 79 第十節 火害現場案例蒐集 ... 80 第一項 鑑定報告描述 ... 80 第二項 鑑定報告檢討 ... 84 第三章 研發應用方法與範圍 ... 86 第一節 試驗材料... 86 第一項 混凝土試體準備 ... 86 第二項 熱傳理論比對之試體準備 ... 87 第三項 導波量測之試體準備 ... 89 第二節 破壞性試驗儀器與設備 ... 90 第一項 熱-固耦合模擬試驗 ... 91 第二項 單軸壓縮試驗 ... 92 第三節 非破壞性檢測儀器架設 ... 96 第一項 超音波脈衝量測 ... 96 第二項 聲射訊號擷取技術 ... 98 第三項 電子斑紋干涉術 ... 101 第四項 導波量測儀設 ... 107 第四節 破壞與非破壞性檢測之儀器校正 ... 109
第一項 MTS 伺服器加載系統 ... 109 第二項 超音波脈衝 ... 112 第三項 微裂之能量釋放與距離衰減校正 ... 114 第四項 筆芯斷裂法之反射定位校正... 116 第五項 光學校正 ... 118 第五節 熱傳理論解析與模擬 ... 119 第一項 理論解析 ... 119 第二項 實驗與理論之分析流程 ... 124 第六節 試驗變數規劃 ... 129 第七節 保護層脆性材之試驗方法與流程 ... 131 第八節 導波量測之試驗流程 ... 136 第九節 資料庫及資料探勘流程 ... 139 第一項 資料庫選用及其資料來源 ... 139 第二項 資料探勘(RC 建物之損害預測模型建立) ... 139 第十節 外業量測及調查作業程序 ... 143 第一項 外業量測 ... 143 第二項 外業調查作業 ... 143 第三項 外業量測操作說明 ... 145 第四章 研究成果 ... 150
第一節 試驗參數說明 ... 151 第一項 巨觀力學參數 ... 151 第二項 微觀破壞特徵 ... 152 第三項 超音波波速 ... 152 第二節 混凝土受熱驅作用之內部溫度分布與理論、數值解析 155 第一項 溫度監測試驗成果分析 ... 155 第二項 單向度熱傳理論解析與實驗成果比對成果 ... 160 第三項 單向度熱傳數值模擬與理論解析分析成果 ... 166 第三節 混凝土受熱-固耦合作用前、後之巨觀力學行為 ... 169 第四節 混凝土受熱-固耦合作用前、後之微觀力學行為 ... 183 第一項 微震裂源之時間演化與空間分布 ... 183 第二項 光學干涉之影像量測成果 ... 185 第五節 混凝土受熱-固耦合作用前、後之波速與巨-微觀力學參數 關聯性 197 第一項 混凝土於熱損後之溫度與波速的關聯性 ... 197 第二項 混凝土於熱損後之巨觀力學參數與波速的關聯性.... 206 第六節 導波應用分析之數值模型先導探討 ... 209 第一項 二維有限差分法分析 ... 209 第二項 三維有限元素法分析 ... 216
第七節 導波量測試驗成果 ... 219 第一項 導波量測系統建置 ... 219 第八節 預測模型建置成果 ... 232 第九節 外業量測之案例 ... 236 第五章 結論與建議... 240 第一節 結論 ... 240 第二節 建議 ... 250 附錄一 試驗成果圖示(資料來源：本研究整理) ... 252 附錄二 合作意願書範本 ... 272 附錄三 採購評選會議記錄 ... 274 附錄四 期中審查意見表 ... 278 附錄五 第一次工作會議紀錄 ... 284 附錄六 第二次工作會議紀錄 ... 288 附錄七 第一次專家座談會議紀錄 ... 292 附錄八 第三次工作會議紀錄 ... 302 附錄九 期末審查會議紀錄 ... 306 附錄十 火害破壞特徵資料庫使用手冊 ... 312
附錄十一 新型專利證明書 ... 324
附錄十二 發明專利審核通過證明 ... 326 參考書目 ... 328
表次
表 1. 1 研究範圍與方法概述表 ... 6 表 2. 1 國內外相關之文獻摘要 ... 12 表 2. 2 火災發展歷程各階段之基本特性... 15 表 2. 3 構件之耐火時間要求 ... 16 表 2. 4 Cellulosic curve 之加溫歷程 ... 17表 2. 5 Hydrocarbon curve 之加溫歷程(Promat, 2008) ... 18
表 2. 6 HCM curve 之加溫歷程(Promat, 2008) ... 18
表 2. 7 Rabt ztv curve 之加溫歷程(Promat, 2008) ... 19
表 2. 8 RWS curve 之加溫歷程(Promat, 2008) ... 19 表 2. 9 水泥漿體受熱之變化 ... 29 表 2. 10 混凝土長徑比修正係數 ... 51 表 2. 11 混凝土鑽心取樣試驗結果及強度評估表 ... 82 表 2. 12 混凝土中性化指示試驗結果表 ... 83 表 2. 13 燒失量試驗推估火害溫度結果表... 83 表 3. 1 混凝土之配比設計表 ... 87 表 3. 2 荷重元校正紀錄表 ... 110 表 3. 3 軸向與環向位移校正讀數 ... 111 表 3. 4 壓克力校正塊直接量測波速與報告波速之比較表 ... 114
表 3. 5 筆芯定位校正分析成果 ... 117 表 3. 6 邊界升溫歷程之線性回歸方程模擬... 127 表 3. 7 理論解析之分析數值 ... 127 表 3. 8 保護層脆性材之研究變數表 ... 129 表 3. 9 本計畫保護層脆性材試驗編碼說明表 ... 130 表 4. 1 C_042_H_0300_1 邊界升溫歷程之線性回歸方程模擬 ... 164 表 4. 2 C_042_H_0400_1 邊界升溫歷程之線性回歸方程模擬 ... 164 表 4. 3 C_042_H_0500_1 邊界升溫歷程之線性回歸方程模擬 ... 164 表 4. 4 C_042_H_0600_1 邊界升溫歷程之線性回歸方程模擬 ... 164 表 4. 5 理論及實驗達初始持溫時間 ... 165 表 4. 6 常重混凝土隨溫度上升之熱擴散係數變化 ... 166 表 4. 7 數值模擬之分析參數 ... 167 表 4. 8 混凝土受不同熱損條件之巨觀參數及其折減關係 (對照組為常 溫之力學參數) ... 176 表 4. 9 混凝土受不同熱損條件之巨觀參數及其折減關係 (對照組為無 工作應力狀態) ... 177 表 4. 10 混凝土之微觀破壞特徵及其對應的發生時機 ... 189 表 4. 11 熱損後之混凝土的波速及其折減率 (對照組為常溫之波速參 數) ... 201
表 4. 12 熱損後之混凝土的波速及其折減率 (對照組為無工作應力狀 態之波速參數) ... 202 表 4. 13 數值分析材料參數 ... 211 表 4. 14 數值分析模型參數 ... 211 表 4. 15 三維分析模型參數 ... 218 表 4. 16 導波量測試驗編碼說明 ... 221 表 4. 17 變數之相關性 ... 233
圖次
圖 1. 1 本計畫之架構與流程 (資料來源：本研究整理) ... 8 圖 2. 1 近五年火災發生次數統計圖 ... 10 圖 2. 2 室內火災之歷程曲線 ... 15 圖 2. 3 不同火害試驗之時間/溫度曲線 (改繪自 Promat, 2008) ... 19 圖 2. 4 不同混凝土之溫度與熱傳導係數之關係 ... 21 圖 2. 5 不同溫度與熱傳導係數之關係 ... 23 圖 2. 6 不同類型之混凝土隨溫度變化的熱擴散係數 ... 24 圖 2. 7 高強度混凝土溫度與熱膨脹係數關係 ... 25 圖 2. 8 混凝土比熱與溫度關係圖 ... 26 圖 2. 9 矽質、石灰質混凝土比熱與溫度關係圖 ... 27 圖 2. 10 普通強度混凝土比熱與溫度之關係 ... 27 圖 2. 11 水泥漿體之溫度與長度變化關係 ... 29 圖 2. 12 矽質骨材的溫度與線性膨脹之關係 ... 30 圖 2. 13 混凝土於高溫作用下之變化 ... 31 圖 2. 14 混凝土於高溫作用下對相對強度之影響 ... 32 圖 2. 15 混凝土暴露於高溫下之性質變化... 33 圖 2. 16 慢速升溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 ... 35 圖 2. 17 快速升溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 ... 36圖 2. 18 不同升溫梯度與高溫下試體中心升溫歷程 ... 36 圖 2. 19 不同高溫及持溫時間下混凝土(水灰比 0.55)之殘餘強度 ... 37 圖 2. 20 不同高溫及持溫時間下混凝土(水灰比 0.65)之殘餘強度 ... 37 圖 2. 21 工作載重作用下碳酸鹽骨材混凝土受溫度作用後之抗壓強度 ... 39 圖 2. 22 工作載重作用下矽質骨材混凝土受溫度作用後之抗壓強度 40 圖 2. 23 工作載重作用下輕質骨材混凝土受溫度作用後之抗壓強度 40 圖 2. 24 試驗(A)與試驗(B)的溫度與加載歷程 ... 41 圖 2. 25 不同工作載重下試體升溫過程之變形量 ... 42 圖 2. 26 (a)彈性模數於不同工作載重與高溫下之關係 ... 43 圖 2. 27 (a) 軸向與側向應變-應變加載曲線 (b) 體積應變與軸向應變 之關係 ... 48 圖 2. 28 岩石單軸壓縮試驗典型二類破壞行為之應力-應變曲線 ... 50 圖 2. 29 實體波示意圖 (a) P 波 (b) S 波 ... 53 圖 2. 30 表面波示意圖 (a) 雷利波 (b) 勒爾波 ... 55 圖 2. 31 基於彈性理論所得(α=VS/VP)與柏松比之關係 ... 56 圖 2. 32 壓、剪力波於不同覆壓與孔隙(飽和(虛線)、氣乾(實線))狀態 之量測波速 ... 59 圖 2. 33 不同覆壓下之飽和水岩石的理論與實驗壓、剪波速比對.... 59
圖 2. 34 超音波脈衝檢測方法 (a) 直接傳遞式 (b) 半直接傳遞式 (c) 間接傳遞式 ... 61 圖 2. 35 鋼管中之導波示意圖 ... 63 圖 2. 36 柱波之頻散與多震態現象 ... 64 圖 2. 37 柱波之反射與透射行為 ... 65 圖 2. 38 鋼筋導波在混凝土包覆處之能量洩漏示意圖 ... 65 圖 2. 39 導波在鋼筋以及混凝土包覆段之傳遞情形 ... 65 圖 2. 40 鋼筋鏽蝕之數值模擬波形 ... 66 圖 2. 41 導波能量與握裹長度消失比例的關係 ... 67 圖 2. 42 鋼筋握裹狀態與鏽蝕程度在導波能量上的反應 ... 68 圖 2. 43 到達時間差法之三維空間定位配置 ... 72 圖 2. 44 單一聲射事件發生之示意圖 ... 72 圖 2. 45 二維到達時間差法聲射定位準則示意 ... 74 圖 2. 46 試體表面面內位移示意圖 ... 78 圖 2. 47 火場鑽心編號平面配置圖(1 樓平面圖) ... 81 圖 3. 1 試體灌注之環境與坍度試驗 ... 88 圖 3. 2 單壓破壞試驗試體 ... 88 圖 3. 3 熱偶線埋設模具上視圖 ... 88 圖 3. 4 熱偶線埋設模具側視圖 ... 88
圖 3. 5 量測位置上視圖示意 ... 88 圖 3. 6 量測位置側視圖示意 ... 88 圖 3. 7 導波試體尺寸 (a) 上視 (b) 側視 ... 89 圖 3. 8 熱-固耦合模擬試驗之加溫加載歷程 ... 91 圖 3. 9 上、下開孔之可程式化高溫爐 ... 92 圖 3. 10 溫度擷取系統 ... 92 圖 3. 11 K-type 熱電耦線 ... 92 圖 3. 12 伺服控制油壓試驗系統 ... 94 圖 3. 13 環向位移計 ... 95 圖 3. 14 軸向位移計 ... 95 圖 3. 15 超音波脈衝主機及其探頭 ... 97 圖 3. 16 (a)剪力波探頭(b)壓力波探頭依不同量測之剪、壓波波傳方向 示意(L:縱波、T:橫波) ... 97 圖 3. 17 波形圖與波傳資料擷取 ... 98 圖 3. 18 陣列式探頭 ... 98 圖 3. 19 壓電式感應器 (型號：S9225) ... 100 圖 3. 20 前置放大器 (型號：1220C) ... 101 圖 3. 21 試驗光場架設與元件佈設 ... 105 圖 3. 22 電子斑紋干涉術光學元件 ... 106
圖 3. 23 規劃測試用導波震源 (a) 內六角半板手 (b) 施密特錘 (Schmidt Hammer) (c) 可調六角板手 (d) 敲擊鋼珠球 (e) CO2加壓
之玩具槍(6 mm 塑膠彈) (f) 小鐵鎚 ... 108 圖 3. 24 規劃測試用量測接收器 (a) S9225 壓電式感應器 (b) WD FO79 壓電式感應器 (c) 393A03 壓電式加速度規 ... 108 圖 3. 25 荷重元校正試驗 ... 109 圖 3. 26 系統位移校正 ... 109 圖 3. 27 系統位移之校正成果 ... 110 圖 3. 28 (a)軸向與 (b)環向位移計校正架設 ... 111 圖 3. 29 壓克力校正塊 ... 112 圖 3. 30 探頭互靠調整延時 ... 112 圖 3. 31 壓力波探頭之延遲校正 ... 113 圖 3. 32 剪力波探頭之延遲校正 ... 113 圖 3. 33 混凝土材料之能量距離衰減校正設置 ... 115 圖 3. 34 混凝土材料之能量距離衰減關係... 116 圖 3. 35 筆芯折斷法製造 人工聲射源以提供校正之用 ... 117 圖 3. 36 筆芯定位 校正佈設 ... 117 圖 3. 37 雷射光束水平校正試驗佈設 ... 118 圖 3. 38 升溫段之物理場及邊界溫度說明... 121
圖 3. 39 持溫段之物理場及邊界溫度說明... 121 圖 3. 40 試體於高溫爐內照片 ... 125 圖 3. 41 熱電耦線位置佈設示意 ... 125 圖 3. 42 混凝土中心與邊界上之升溫歷程... 126 圖 3. 43 邊界升溫歷程之線性回歸方程模擬 ... 126 圖 3. 44 試體內部溫度分布於邊界升溫 B、C 與 D 條件下之初始條件 ... 128 圖 3. 45 實驗中心溫度量測與理論解析之比對 ... 128 圖 3. 46 單軸壓縮試驗及聲-光非破壞檢測之 試驗儀器佈設 (a) 正視 (b) 背視 ... 133 圖 3. 47 單壓試驗試體之高溫模擬試驗 (a) 無工作應力 (b) 工作應力 狀態 ... 134 圖 3. 48 超音波脈衝量測 ... 135 圖 3. 49 熱-固耦合傷損模擬環境 ... 135 圖 3. 50 不鑽孔表面激發示意圖 ... 137 圖 3. 51 鑽孔鋼筋激發示意圖 ... 137 圖 3. 52 人造缺陷示意圖 ... 138 圖 3. 53 第二接收器接階段移動示意 ... 138 圖 3. 54 火害破壞特徵資料庫設計圖 ... 142
圖 3. 55 (a) 50 kHz 乾點式超音波探頭 (b) 初始畫面 ... 147 圖 3. 56 (a)設定鍵 (b)進入量測參數設定畫面... 147 圖 3. 57 (a) 探頭相對作延遲校正 (b) 擷取延遲秒數 ... 148 圖 3. 58 現場間接量測 ... 148 圖 4. 1 混凝土常溫單壓試驗之巨觀參數說明 (C042_000_0025_000_-_0.0_1 為例)... 153 圖 4. 2 微觀參數之叢聚定義 ... 154 圖 4. 3 微觀參數之初裂定義(C042_000_0025_000_-_0.0_1 為例) ... 154 圖 4. 4 熱電耦線佈設之上視與側視及其編號說明 ... 157 圖 4. 5 試體外邊界之升溫歷程與最高溫度之關聯性 ... 158 圖 4. 6 試體中心 (a、b1、c)的升溫歷程與最高溫度之關聯性 ... 159 圖 4. 7 試體 1/4 處(b2、b3)的升溫歷程與最高溫度之關聯性 ... 159 圖 4. 8 混凝土試體達初始持溫時間定義 ... 161 圖 4. 9 試體 1/4 處(b2、b3)之溫度量測、理論解析 與最高溫度之關聯 性 ... 163 圖 4. 10 試體中心(a、b1、c)之溫度量測、理論解析 與最高溫度之關 聯性 ... 163 圖 4. 11 理論比較實驗達初始持溫時間誤差 ... 165 圖 4. 12 數值模擬與理論解析比較 ... 167
圖 4. 13 熱-固耦合試驗之爐內(邊界)升溫歷程量測與 ... 168 圖 4. 14 混凝土於熱力作用後之完整受壓應力應變曲線 (WS=0) ... 178 圖 4. 15 混凝土於 400 ℃作用後受壓之完整應力應變曲線 (WS=0、0.3) ... 178 圖 4. 16 混凝土於 530 ℃作用後受壓之完整應力應變曲線 (WS=0、0.3、 0.45) ... 179 圖 4. 17 混凝土於 600 ℃作用後受壓之完整應力應變曲線 (WS=0、0.3、 0.45) ... 179 圖 4. 18 混凝土於熱-固耦合傷損後之殘餘勁度折減關係 ... 180 圖 4. 19 混凝土於熱-固耦合傷損後之殘餘強度折減關係 ... 180 圖 4. 20 混凝土於熱-固耦合傷損後之殘餘峰前韌度折減關係 ... 181 圖 4. 21 混凝土於熱-固耦合傷損後之殘餘峰後韌度折減關係 ... 181 圖 4. 22 混凝土於熱-固耦合傷損後之殘餘峰後減峰前韌度折減關係 ... 182 圖 4. 23 常溫試驗組於單壓試驗中之聲射事件時間演化 (C042_000_0025_000_-_0.0_1) ... 190 圖 4. 24 混凝土單壓試驗中之聲射事件時間演化 (C042_010_0600_008_CIA_-_0.0_1) ... 190 圖 4. 25 混凝土單壓試驗中之聲射事件時間演化 (C042_010_0400_008_CIA_-_0.3_1) ... 191 圖 4. 26 混凝土單壓試驗中之聲射事件時間演化
(C042_010_0600_008_CIA_-_0.45_1) ... 191 圖 4. 27 常溫試驗組於單壓試驗中之聲射事件空間分布 (C042_000_0025_000_-_0.0_1) ... 192 圖 4. 28 混凝土單壓試驗中之聲射事件空間分布 (C042_010_0600_008_CIA_-_0.0_1) ... 193 圖 4. 29 單壓試驗歷程對應干涉影像空間圖系 ... 194 圖 4. 30 單壓試驗歷程對應干涉影像空間圖系 ... 195 圖 4. 31 單壓試驗歷程對應干涉影像空間圖系 ... 196 圖 4. 32 混凝土之壓力波速波形圖 (C042_000_0025_000_-_0.0_1) 203 圖 4. 33 混凝土之剪力波速波形圖 (C042_000_0025_000_-_0.0_1) 203 圖 4. 34 混凝土之壓力波速波形圖(C042_010_0600_008_CIA_-_0.0_1) ... 204 圖 4. 35 混凝土之剪力波速波形圖(C042_010_0600_008_CIA_-_0.0_1) ... 204 圖 4. 36 混凝土受溫度作用之壓力波速變化 ... 205 圖 4. 37 混凝土受溫度作用之剪力波速變化 ... 205 圖 4. 38 混凝土受溫度作用之剪-壓波速比變化 ... 206 圖 4. 39 波速相關資料對應其巨觀力學折減率 (a) WS=0 (b) WS=0.3 (c) WS=0.45 ... 208 圖 4. 40 鋼筋混凝土數值模型 (a) 無鋼筋 (b) 有鋼筋 ... 210
圖 4. 41 無鋼筋混凝土之震測結果 (a) 時間域震動訊號 (b) 頻譜 (c) 頻散影像圖 ... 212 圖 4. 42 有鋼筋之混凝土之震測結果 (a) 時間域震動訊號 (b) 頻譜 (c) 頻散影像圖 ... 213 圖 4. 43 無鋼筋與有鋼筋之混凝土震動歷時資料比較 ... 214 圖 4. 44 鋼筋造成之震動歷時資料分析 (a) 時間域震動訊號 (b) 頻 譜 (c) 頻散影像圖 ... 215 圖 4. 45 鋼筋混凝土之三維數值模型 ... 216 圖 4. 46 三維數值模擬之混凝土表面位移曲線 ... 218 圖 4. 47 導波量測系統架構圖 ... 219 圖 4. 48 鋼筋混凝土試體示意圖(單位：公分) ... 222 圖 4. 49 GW－28－d－NA－Hex－C－1 導波測試結果 (a) 時間域振 動訊號 (b) 頻譜 (c) 頻散影像圖 ... 223 圖 4. 50 GW－28－d－04－Hex－C－1 導波測試結果 (a) 時間域振 動訊號 (b) 頻譜 (c) 頻散影像圖 ... 224 圖 4. 51 GW－28－d－04－CO2－C－1 導波測試結果 ... 225 圖 4. 52 GW－28－d－04－CO2－C－2 導波測試結果 ... 226 圖 4. 53 GW－28－d－04－Bal－C－1 導波測試結果 ... 227 圖 4. 54 GW－28－d－04－Wre－S－1 導波測試結果 ... 228
圖 4. 55 GW－28－d－04－Ham－S－1 導波測試結果 ... 229 圖 4. 56 自製簡易彈簧激發模型器 ... 231 圖 4. 57 GW－28－d－04－Sel－S－1 導波測試結果 ... 231 圖 4. 58 建物受火害之外觀照 ... 237 圖 4. 59 四、五樓結構受火害塌陷至三樓樓板 ... 237 圖 4. 60 本案場外業量測之剪-壓波速比與火源距離呈負相關趨勢初判 圖 ... 238 圖 4. 61 最高溫度分布等值示意圖 ... 238
摘要
關鍵字：火害破壞力學特徵、非破壞檢測、剪-壓波速比、導波、 資料庫、資料探勘 壹、 研究緣起 本研究計畫擬為鋼筋混凝土結構物建置簡速型現場初勘方法/工 具判識火害引致多尺度之傷損力學特徵；透過相關主、被動聲-光非 破壞檢測之研發，其成果應可直接用來判識構材強度參數之折減程度； 再據以評估災後結構安全長短期之穩定分析與消防體系的火場重建 判識，可作為協助減災、鑑定復原之參佐，甚可事先於保護層設計加 以考量，以防患未然，降低災防之直、間接成本如保全對象之損失(人、 車、住家與公共工程之生命與財產)、經濟發展(營運中斷)等損失。 貳、 研究方法 因火害後混凝土強度參數折減而間接引致保護層不足以維持原 鋼筋鹼化防銹蝕環境，本研究以複合式主、被動聲-光非破壞檢測技 術，探究鋼筋混凝土中之延、脆複合介面受火害引致之傷損特徵； 於實驗室使材料受可控制的熱力-固力耦合傷損前、後，進行系列以 裂縫開口位移作為加載系統回饋訊號之破壞試驗，並結合連續性三 維微裂震源量測之聲射法(被動)音波探傷技術、面內位移量測之光學干涉技術，主動連續式波動量測，作同步化判識材料三項巨觀力 學參數：勁度(E)、強度(qu)、韌度(T)之變化；與三項微觀破壞特徵 之演化：叢聚、初裂、裂衍；其中主動波動以正規化複合式指標「剪 -壓波速比」連結內(實驗室)、外(現場)業之脆性材的傷損判識依據， 並額外導入導波探究延-脆介面之殘餘握裹力學特徵；並藉由上述之 試驗內容作為火害破壞特徵資料庫之基底，進行數據之資料分析、 探勘，及損害預測的模型建置，確立建築構材火害傷損判識之依據。 參、 重要發現 本研究成果顯示正規化火害傷損指標「剪-壓波速比」與最高溫 度呈高度正相關性，且由剪力波速和壓力波速之組合來對多個變數作 資料分析、探勘，顯示「剪-壓波速比」之組合較優於其他，故印證 其可作為火害傷損指標之適確性；在混凝土熱損作用後之巨觀力學變 化方面：無工作應力下之嚴重程度(折減率)，分別為勁度、強度與峰 前韌度；有工作應力環境下，勁度、強度於受 400 至 530 ℃最高溫間， 工作應力為正面效益，而有關韌度之參數則與工作應力比之關聯不大。 在混凝土熱損作用後之微觀力學特徵方面：於無工作應力下，因混凝 土受熱損後其內部產生大量裂縫，因此隨熱損程度增加，叢聚現象明 顯有提前發生；於有工作應力環境，叢聚現象有較晚發生，然而在 0.45 工作應力比與 600 ℃高溫下，工作應力之助益由正面轉為負面。
於光學量測成果方面，由本次事件施加範圍之觀察，工作應力對初裂 之發生較無顯著之抑制效應，裂衍方位大多與軸壓方向平行，並呈現 劈裂破壞；導波量測試驗方面，探究脆-延介面之導波特徵，尚可提 供目標頻率，但部分導波能量卻不顯著，但可有助於檢討配置系統未 來調整之方向；外業量測發現方面：於技術面，隨火源中心距離增加， 剪-壓波速比確實有呈上升趨勢，但實際火害現場結之構物內部材料 差異性極大，剪-壓波速比部分趨勢仍不顯著，故將持續案例調查以 作改進；於現象面，關於火宅結構物安全資訊公開化等，亦可作探討。 肆、 主要建議意見 1.建議一 非破壞性簡實型「RC 建築之結構材料火損探傷檢測儀」之韌體研製 及其火害現場應用：立即可行之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：台北市結構工程工業技師公會、台北市土木技師公會、台 北市建築師公會
整合研製一新速實簡型、非破壞性之「RC 建築之結構材料火損 探傷檢測儀器設備」韌體；鋼筋混凝土結構材料(含地下工程結構) 受火害之傷損評估，係累積本所前三年(104-106 年度)於實驗室與現 場系列調查之數據作人工智能分析，研析瞭解受火害破壞過程中，其 材料內、外部破壞之時、空資訊，並建立全域性(由構材之微、巨觀 與內、外部)之材料破壞特徵，以作為結構分析、設計及防災策略； 並配合相關單位作火害現場施測之應用推廣，亦應可於消防體系之火 場重建判識，作為協助減災、鑑定復原之參佐。甚可於事前(結構物 設計階段)保護層設計加以考量，以防患未然、降低災防之直、間接 成果以保全對象之損失(人、車、住家與公共工程之生命與財產)，及 經濟發展(營運中斷)等損失。 2.建議二 火害後 RC 建物握裹能力等折減特徵與破壞模式：中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國家地震工程研究中心（NCREE）、台北市結構工程工業 技師公會、台北市土木技師公會、台北市建築師公會
持續針對混凝土受熱驅作用後(含內、外業)，研析材料有關化性、 物性等數據分析，及超音波量測之波速比探討；導波量測現狀成果， 提出問題之原因及建議，以志在導波量測應具現場適用性、火損後鋼 筋混凝土之導波行為之影響、鋼筋混凝土握裹喪失程度於導波能量之 影響。研析熱-固耦合之「連續式超音波脈衝非破壞檢測」，以改進既 有內業 (實驗室) 之「開-關式超音波脈衝非破壞檢測」；波速變化於 熱力效應破壞方面，可補足既有在工程統計迴歸分析及人工智能分析 之數據量； 增加外業量測案例，確實量測現場數據，與實驗室數據 資料比對，達到內外業互通，做為實際於現場量測之傷損評估的重要 依據。
Abstract
Keywords: Heat-driven damage, Nonintrusive techniques, Velocity
ratio (Vs/VP), Guide wave, Database, Data mining.
The project intends to establish a working system in field to evaluate
the degree of fire-damage readily for both brittle and ductile of reinforced
concrete structure. In conjunction of acoustic and optic non-intrusive
techniques to identify the fire-induced damage readily for reinforced
concrete structure. It can be considered that the advancement in the
design of protective layers to prevent the accidents and reduce the costs
of disaster prevention. Hopefully, the results obtained from this project
should be available to predict the degree of reduction of RC structural
performance as well as maximum elevated temperature for those
purposes to structure engineers and fire-prevention department
respectively.
By applying maximum temperature varied from 450, 530 ,600
℃,exposure time 45 to 65 min and working load ratio 0 to 0.45 with constant rate of heating (10℃/min) and cooling condition (cooling in
furnace), associating with non-intrusive ultrasonic pulse (UP) and
synchronized acousto-optic techniques (AE & ESPI), mechanical
parameters in macro-scale such as stiffness, strength and toughness, and
failure evolution in micro-scale such as localization, crack initiation and
propagation in order can be examined. Furthermore, the proposed
guide-wave technique is applied to detect the various debonding
after elevating critical temperature. Based upon experimental results in
this study, database and data mining will be established as well to identify
further fire-induced damage of reinforced concrete.
Build up the relationship of macro and micro-scale mechanical
parameters and velocity ratio which obtained from ultrasonic pulse. Base
on the result of measurement temperature inside concrete, the one
dimensional heat transfer equation could simplify the temperature history
for obtaining the initial exposure time. In macro-scale, the stiffness and
strength of specimens stressed in compression during heating (450~530
℃) were generally higher than those of companion specimens which were not stressed during heating, but the specimens which stress in
working stress ratio were increased of stiffness and strength. In
micro-scale, as the working stress ratio increase, AE events before the
peak load were decreased .In velocity ratio, the working stress was
obvious effect in max temp. 600 ℃with working ratio 0.45 stress
condition.
According to these research results, the following suggestions are
propose.
For immediate strategy:
There are some points need to be investigated and verified before
guided wave testing technique could be applied in the field to evaluate the
bonding condition of rebar after fire damage. The research have to know
about the effect of bonding and corrosion conditions of rebar on guided
structure after the fire damage. Furthermore, to establish the framework
of guided wave measurement in the field is the one of the point. In order
to evaluate the degree of fire-damage readily for both brittle and ductile
of reinforced concrete structure in field, the instrument working system
will be manufactured.
For long-term strategy:
Continuously, to observed the concrete material porosity, like poisson
ratio, the porosity, the specimen changed-color and near surface by using
scanning electron microscope (SEM). There are some points which
deserve our further study. For the purpose of the application in the field,
add a variety testing to analyze. Furthermore, the results of velocity ratio
are taken as index in the research to explicate the developing process.
More field measurements should be carried out to be compared and
verified with laboratory results, so that a practical and simple predicting
第一章 緒論
第一節 研究緣起與背景
火災使結構物之安全性產生疑慮，本計畫擬為鋼筋混凝土結構物 建置簡速型現場初勘方法/工具判識火害引致多尺度之傷損力學特徵； 透過相關主、被動聲-光非破壞檢測之研發，其成果應可直接用來判 識構材強度參數之折減程度；再據以評估災後結構安全長短期之穩定 分析與消防體系的火場重建判識，可作為協助減災、鑑定復原之參佐， 甚可事先於保護層設計加以考量，以防患未然，降低災防之直、間接 成本如保全對象之損失(人、車、住家與公共工程之生命與財產)、經 濟發展(營運中斷)等損失。 考量火害後，混凝土強度參數折減而間接引致保護層不足以維持 原鋼筋鹼化防銹蝕環境，因此，本計畫以複合式主、被動聲-光非破 壞檢測技術，探究鋼筋混凝土中之「脆」、「脆-延複合介面」受火害 引致之傷損特徵；於試驗室使材料受可控制的熱力-固力耦合傷損前、 後，進行系列以裂縫開口位移作為加載系統回饋訊號之破壞試驗，並 結合連續性三維微裂震源量測之聲射法(被動)音波探傷技術、面內位 移量測之光學干涉技術，主動連續式波動量測；其中主動波動以正規 化複合式指標「剪-壓波速比」連結內(實驗室)、外(現場)業之脆性材 的傷損判識依據，並額外導入導波探究延-脆介面之殘餘握裹力學特 徵；藉由上述之試驗內容作為火害破壞特徵資料庫之基底，進行大量 數據之資料探勘與損害預測的模型建置，確立建築構材火害傷損判識 之依據。第二節 研究目的
針對 RC 建物於應力環境下之脆性固材，由外而內依序為混凝土 與鋼筋，即當火害發生時，於最外圍之混凝土受到火害的侵擾最為嚴 重，因此，於實驗室針對脆性材料進行特定程度之熱損試驗，後執行 破壞試驗，了解材料的殘餘力學行為，並以非破壞的超音波脈衝量測， 連結不同因(熱損條件)果(殘餘力學性能)關係，其中於破壞過程中， 使用微尺度之聲-光非破壞方法進行觀測，幫助明白材料的微觀破壞 行為；藉由控制損害條件，得其不同的殘餘力學行為，後希冀透過熱 傳理論解析建物之溫度發展，對照於試驗室透過資料探勘建製之資料 庫，即能了解材料的殘餘力學性能；且針對其脆-延複合介面之力學 行為，使用導波進行握裹傷損的判識，可助於解析結構的穩定性；並 可於災前之結構設計即進行考量，將混凝土為耐火保護層所用，依不 同之耐火時效及高溫，設計適當之保護層厚度，並搭配不同的防火產 品，降低災害之損失與建造成本；於災後的鑑災方面，有別於傳統費 時、取樣位置與數量皆有限之鑽芯，本研究針對保護層之脆性混凝土， 進行簡單、快速與非破壞之超音波量測，希冀透過比對於試驗室建置 的資料，即能對材料進行因果關係推估，為後續補強作業(果)與消防 單位(因)提供力學性能(果)與鑑災(因)的方法，此法不僅適用於地上結 構物，甚可延伸應用於地下之隧道結構物，進行災後損害之探勘。第三節 本計畫之重要性
由本團隊已執行之研究實績顯示，乃先以設計強度 420 kgf/cm2 自充填混凝土作為試驗材料，其中受溫歷程以「最高溫度」作為試驗 主要變數(常溫、200、300、400、500、600、800 與 1000 ℃)，而溫 控條件乃固定其升溫控制(5 ℃/min)；及持溫時間(300 min)至穩態狀 況；且均採爐內自由冷卻至常溫、及工作載重比等於 0 為試驗條件； 其巨觀之力學性能皆隨相當之熱損上升而折減，例如受熱至最高溫度 600 ℃之試體，勁度、強度、峰前韌度之折減率分別為 79 %、71 %、 26 %，並可發現於火害溫度 300~400 ℃有臨界峰後穩定度之轉折， 引致峰後韌度之於火害影響較小，即火害後材料應變軟化之行為；並 於微觀特徵發現，叢聚與初裂之現象皆隨熱損增加而提早發生，其中 於 600 ℃時，叢聚現象已不再顯著、初裂則由加載比(Load Level, LL) 99.54 % (最高溫度 200 ℃)提早至加載比 28 %即已發生，說明混凝土 內部已產生部分裂縫(隙)，爾後於「固力」加載(單壓)階段僅需施加 較少能量，即可使既有之裂縫(隙)衍生；並以剪-壓波速比比對巨-微 觀傷損程度與最高溫加熱歷程，其關聯性皆呈高度正相關，驗證使用 剪-壓波速比作為判識混凝土傷損度之適確性，有鑒於此，了解混凝 土於熱損後之殘餘巨-微力學性能，並透過波速建立其參數間關聯， 可對災後之結構物進行損害之探勘。第四節 範圍與方法
為了解「保護層之脆性固材」(Brittle Solid)受熱力與固力耦合作 用引致之傷損力學行為，以設計強度 420 kgf/cm2之混凝土作為研究 之主體材料，其中邊界的熱力作用分為升溫速率、最高溫度、持溫時 間與降溫方式，固力作用則為工作應力比，定義為加溫過程中耦合加 載之定值壓應力與常溫破壞壓應力的比值，以模擬脆性承壓材的破壞 應力路徑；單壓試驗控制採用環狀位移作為試驗之控制訊號，得其完 整加載歷程與巨觀力學三度：勁度(Stiffness)、強度(Strength)與韌度 (Toughness)；並於單壓破壞試驗同時，以主、被動式聲-光非破壞檢 測探討微觀之破壞演化特徵，藉由被動式聲學-聲射法，量測於單壓 應力路徑下微裂縫之時、空關係，使用光學之電子斑紋干涉術，觀察 材 料 變 形 連 續 (Displacement Continuity, DC) 至 變 形 不 連 續 (Displacement Discontinuity, DD)時機，以量化其微觀破壞三特徵：叢聚(Localization)、初裂(Crack Initiation)與裂衍(Crack Propagation)；最 後透過主動式聲學-超音波脈衝，以正規化、複合式之剪-壓波速比 (Velocity Ratio, VS/VP)作為連結「巨-微觀」、「內-外業」之傷損判識指 標；並藉由導波之相位速度、能量與傷損度關係，研探脆-延複合介 面的力學行為，整合上述之資料，藉由機械學習之數據分析，確立資 料庫推估之傷損行為；另於試體內部埋設熱電耦線，量測於熱力作用 下之溫度分布，並以單向度熱傳理論進行驗證與比對，研擬作為試體 達初始持溫時間之評估。
表 1. 1 研究範圍與方法概述表 受測 材料 (Material) 脆性材料 混凝土 fc’= 420 kgf/cm 2 延脆介面 握裹試體 保護層厚度：1.5、4 cm 鋼筋強度、竹節有無 破壞試驗 (Method) 脆性材料 單軸壓縮試驗求得材料勁、強、韌度。 火害變數 (邊界) 最高溫度：400、530、600 ℃ 升溫速率：10 ℃/min 持溫時間：8 min 固力加載 (工作應力) 工作應力比：0.3、0.45 非破壞 量測 (Measure) (NDT) 聲學 超音波(UP)(主動)：量測 VP、VS、VS/VP 聲射法(AE)(被動)：量測材料內部微裂破 壞特徵。 導波：模態、頻率、激發度 光學 電子斑紋干涉術(ESPI)：量測材料表面變 形場。 (資料來源：本研究整理)
本計畫案針對脆性保護層材(混凝土)與其介面受不同熱力變數 後，進行巨觀單壓試驗與導波量測，其中單壓試驗以聲-光非破壞檢 測同步探求其微觀破壞演化特徵，並由超音波建立巨-微觀之連結， 最後進行火害破壞特徵資料庫之機械學習，建立其關連性，如圖 1. 1 所示。
研究動機目的 文獻蒐集 實驗儀器校正 單壓破壞試驗 主、被動式聲-光 非破壞同步檢測 巨觀力學性質： 勁度、強度、韌度 微觀破壞演化特徵： 叢聚、初裂、裂衍 資料庫&資料探勘: 交叉驗證模型信、效度、 RC建物之損害判識模型 成果撰寫、 投稿發表與 專家座談辦理 實驗量測 註1 非破壞檢測項目： 聲射法(AE) 電子斑紋干涉術(ESPI) 超音波脈衝量測(UP) 導波量測(GW) 註2：於加溫過程中耦 合之力量加載 非破壞檢測(註1)： 1.檢測設備定位與校正 2.檢測設置軟體 火害前、後破壞性試驗： 1.完整單壓加載歷程 2.實驗量測儀器校正 3.設計實驗排程之確立 超音波波速量測 熱-固耦合試驗變數(註2): 昇溫速率、最高溫度、 持溫時間、降溫方式、 工作載重比 單軸壓縮試體備製 導波量測試體備製 超音波波速比量測 材料變數： 混凝土設計強度 鋼筋降伏強度 保護層厚度 鋼筋尺寸、竹節有無 量測變數： 激發模態、頻率、接觸角度 導波特徵： 相位速度、波傳能量 缺陷判識 對照組 (火害前) 實驗組 (火害後) 單壓破壞試驗 主、被動式聲-光 非破壞同步檢測 圖 1. 1 本計畫之架構與流程 (資料來源：本研究整理)
第二章 文獻回顧
根據內政部消防署民國 2015 年全國火災統計分析指出民國 2014 年中火災的發生次數高達 1417 次，其中各類火災中又以建築物火災 發生次數高達 75 %，如圖 2. 1 所示有鑑於此研析材料受火害破壞對 於溫度傳遞、升溫速率、持溫時間、降溫速率等，常為工程師設計結 構所考慮因素之一，當材料受高溫作用時，其材料性質也隨之改變， 除了需要了解材料基本力學性質外，亦要考慮材料於高溫下之材料性 質，藉以瞭解材料內、外部之破壞時、空狀況並建立全域性(由材料 微、巨觀與內、外部)之材料破壞特徵，本章將針對國內、國外火害 工程相關研究、溫度對材料相關性質之影響及破壞性與非破壞性試驗 沿革等前人研究成果加以統整於後。 圖 2. 1 近五年火災發生次數統計圖 (資料來源：內政部消防署，2014)第一節
國內外火害工程沿革
火害工程包含了災害發生時如何救火、排煙、逃生及災後建築物 之評估其結構安全及補強等課題，而國內部分之火害工程研究起步相 較於美、日、歐等國較晚。政府早期推動了大型防災科技研究，內容 包含了防洪、防震、坡地及氣象災害，但政府投入火害工程經費與人 員傷亡與損失卻成反比，儘管如此，國內多所大學與政府陸續也開始 火害工程之基礎研究，本節綜整國內外火害工程發展沿革、建築物室 內火災延燒情況與建築物構造構件耐火試驗規範，與國內外研究概況， 分述說明如下： 第一項 火害工程研究概述 火害工程方面研究以美國、日本、加拿大、英國等國較早投入研 究，其中又以美國波特蘭水泥協會(Portland Cement Association, PCA)， 針對受火害之混凝土構件結構方面較豐碩，並於 1958 年時興建一棟 大型中央自動控制的火害研究室，進行梁、版、牆等構件試驗，其火 害研究室並無柱之火害試驗設備；於 1980 年開始與加拿大國家研究 委員會合作(National Research Council Canada, NRCC)也建置了綜合 大型火害實驗室，並興建了一可執行火害試驗時同時施加柱軸力；英 國混凝土學會，於 1978 年曾提出一篇關於火害混凝土結構安全評估 與混凝土構件火害程度目測分級，Tovey (1986)提供建議，可分為定 性評估(目測評估)、定量評估(混凝土顏色變化、鑽心試驗、超音波試 驗)、修補技術評估(混凝土強度折減與溫度之關係)，其中定性評估可 作為現場快速檢測，而定量評估因當時試驗精度不甚理想，還有其改 善空間(陳舜田，1999；羅柏易，2008)。國內於構件部分，常因實驗設備缺乏，而進行縮小尺寸構件實驗， 大型試驗反而較少，至於政府部門在推動火害工程研究，自 1989 年 九月成立「建築研究所籌備處」；於 1992 年七月在台北五股成立防火 實驗室；並於 1993 年提出「建築物防火性能試驗及應用研究五年計 畫」；於 2002 年 4 月建立防火實驗群，從台北五股遷至台南歸仁，除 了進行梁、版、牆試驗，亦可進行梁柱複合爐耐火性能試驗，並彙整 國內、外之相關文獻，如表 2. 1。 表 2. 1 國內外相關之文獻摘要 作者 題目 概要 Sakumoto, Okada, Yoshida, and Tasaka (1994) Fire resistance of concrete-filled, fire resistant steel tube column 利用耐火鋼進行實尺寸耐 火鋼管混凝土的防火實 驗。耐火鋼管混凝土僅需少 量之防火披覆即能達到其 優越耐火性。
Huang and Tan (2003)
Rankine approach for fire resistance of axially-and-flexurally restrained steel columns 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。
Choi, Kim, and Rhee (2005) Kaiser effects in acoustic emission from composites during thermal cyclic-loading 反覆溫度作用下應用聲射 法於複合材料，得到當升溫 時 AE 訊號產生，降溫則 無，稱溫度凱薩效應。
Kodur and Khaliq (2011) Effect of Temperature on Thermal Properties of Different Types of High-Strength Concrete 研析高溫對於不同類型之 高強度混凝土，添加不同摻 料對於熱學參數之影響。 陳柏存 (2009) 以表面波譜法與支 持向量機評估高溫 損傷混凝土性質 以不同爐石含量混凝土，探 討高溫下材料損壞情況，其 結果發現當爐石高材料熱 損程度越輕微。
危時秀 (2003) 普通混凝土熱傳性 質之研究 以粗骨材含量、W/C 和水量 為變數，求高溫下熱傳係數 李鎮宏 (2012) 鋼骨鋼筋混凝土柱 受軸力下防火性能 設計指南研究 進行多次有關 SRC 柱於標 準火害下之行為與研究，將 多組實驗成果與相關性能 設計比對，以做為國內構造 防火性能設計。 張育誠 (2013) 連續熱損顆粒材之 破裂韌度與拉力強 度及其聲光破壞演 化 透過連續性高溫試體準備 方式，獲得連續性材料破壞 分布後，進行間接拉力與破 壞韌度試驗。 陳誠直 (2013) 箱型鋼管混凝土柱 之防火性驗證技術 研究 探討內灌混凝土箱型鋼柱 與內含鋼筋混凝土箱型鋼 柱於不同軸向載重之火害 行為，並深入探討耐火性能 影響參數。 王天志, 陳誠直, 李其中, 何明錦, 蔡銘儒 (2014) 內填充鋼筋混凝土 箱型鋼柱高溫加載 試驗研究 探討箱型鋼柱內有無配置 縱向主筋對其高溫載重行 為之影響 李其中, 方一匡, 何明錦, 王天志, 蔡銘儒 (2014) 聚丙烯纖維自填充 混凝土修復火害鋼 筋混凝土柱在高溫 中後之行為研究 以自充填混凝土及聚丙烯 纖維自充填混凝土修復受 火害的鋼筋混凝土柱，並探 討柱之殘餘強度與混凝土 強度。 (資料來源：本研究整理)
第二項 建築物室內火災之溫度變化情形
陳弘毅 (2003)、陳榮收 (2008)曾整理建築物之室內火災成長歷程， 可用溫度與時間變化來說明。如圖 2. 2 與表 2. 2 所示，可分為第一成 長期 (First Growth Period)、第二成長期 (Second Growth Pe riod)、最 盛期 (Fully-Developed Period)、衰退期 (Decay Period)四個階段，各 階段的特色分別說明如下：
(1) 第一成長期(First Growth Period)
造成起火的原因非常廣泛，而火災從「火源」開始，通常必須經 由「第一著火物」，甚至「第二著火物」等延燒媒介物之著火燃燒， 此段時間又稱為「起火期」，在此階段中室內溫度尚不太高(室內溫 度通常以室內中央上方靠天花版之位置測定之，而其時間之長短，亦 隨著火源與著火物種類而有所不同)。
(2) 第二成長期(Second Growth Period)
一旦材料著火，其燃燒所產生的熱能向周圍擴散藉由輻射、對流、 傳導等傳遞方式，加速可燃物燃燒，使得溫度逐漸上升。 (3) 最盛期 (Fully-Developed Period) 在火災持續成長過程中，在成長期末期當熱分解產生可燃性氣體 會在室內高處蓄積，當該氣體與空氣之混合氣體濃度達到燃燒界線， 且此時溫度已達到多數材料之著火點或以上，此時火焰由版壁垂直向 上竄，達到天花版後，即改向水平方向急速擴展，不久天花版全面引 燃，頓時室內陷入火海，此種現象一般稱之為閃燃 (Flash-Over)，此 時室內溫度亦達到最高點。
(4) 衰退期 (Decay Period) 隨著可燃物的燃燒殆盡，火勢亦開始衰退，此種情況若任其擱置， 則現場附近將可以長時間繼續保持高溫，室內溫度亦一直維持在 200 ℃~300 ℃不易下降。 圖 2. 2 室內火災之歷程曲線 (資料來源：陳弘毅，2003) 表 2. 2 火災發展歷程各階段之基本特性 基本 特性 火災歷程 經歷時間 (min) 室內空氣溫度 (℃) 火災現象與燃燒範圍 起火期 1-10 100 侷限火源附近 成長期 5-20 100-650 起火點向四面八方 閃燃 瞬間 至少 800 多數材料已達著火點以上 全盛期 不一定 通風控制燃燒: 600-900 燃料控制燃燒 600-1200 所有可燃物皆燃燒 衰退期 不一定 約 200-300 火勢逐漸變小 (資料來源：陳榮收，2008)
第二節
國內外相關耐火規範
(1) CNS 12514-1 針對柱之火害試驗，其加溫歷程應符合式(2. 1)，而加載歷程則依 試體的材料性質與結構規範之設計方法；對於軸向承載構件，高度 h， 於加溫過程中之最大壓縮量達 h/100 或壓縮速率達 3/h/1000，視為破 壞。(
)
10 345 * log 8 1 20 T = t+ + (2. 1) (2) 建築技術規則 設計施工編第 70 條：防火構造之建築物，其主要構造之柱、梁、 承重牆壁、樓地板及屋頂應具有規定之防火時效(表 2. 3)： 表 2. 3 構件之耐火時間要求 層數 主要構造部分 自頂層起不算 超過 4 層之各 樓層 自頂層起算超 過 4 層至第 14 樓之各樓層 自頂層起算超 過 15 層以上之 各樓層 承重牆壁 1 小時 1 小時 2 小時 梁 1 小時 2 小時 3 小時 柱 1 小時 2 小時 3 小時 樓地板 1 小時 2 小時 2 小時 屋頂 半小時 (ㄧ)屋頂突出物未達計算層樓面積者，其防火時效應與頂層同。 (二)本表所指之層數包括地下層數。 (資料來源：建築技術規則設計施工編第 70 條) 設計施工編第 201 條：地下使用單元與地下通道間，應以具有一 小時以上防火時效之牆壁、防火門窗等防火設備及該處防火構造之樓 地板予以區劃分隔。(3) Cellulosic curve
Promat (2008)指出 ISO834、ASTM119、BS476: Part 20、DIN4120
與 AS1530 皆採用 Cellulosic curve 作為其火害試驗之加溫歷程，CNS 12514-1 也同於 Cellulosic curve，其加溫之時間與溫度曲線應符合表 2. 4，加溫之時間總共為 6 小時，而加溫歷程之方程式為式(2. 2)所示。
(
)
20 345 * log 8 1 T = + t+ (2. 2) 表 2. 4 Cellulosic curve 之加溫歷程 時間(min) 爐內溫度(℃) 0 20 5 576 10 678 15 738 20 781 30 842 45 902 60 945 90 1006 120 1049 150 1082 180 1110 210 1133 240 1153 300 1186 360 1214 (資料來源：Promat, 2008) (4) Hydrocarbon curvePromat (2008)指出 Hydrocarbon curve 主要由 Eurcodes 採用，其
適用於石化相關之火災，如汽油汽車、油罐車與相關化學燃料，有別 於 Cellulosic curve，Hydrocarbon curve 之初始加溫速率大於 Cellulosic curve，對結構之損害更為嚴重，加溫歷程應符合式(2. 3)及表 2. 5。
0.167 2.5
20 1080 * (1 0.325 * e t 0.675 t)
T = + − − − e− (2. 3)
表 2. 5 Hydrocarbon curve 之加溫歷程(Promat, 2008)
時間(min) 爐內溫度(℃) 3 887 5 948 10 1034 30 1098 60 1100 90 1100 120 1100 120+ 1100 (資料來源：Promat, 2008)
(5) HCM (modified hydrocarbon) curve
Promat (2008)指出 HCM curve 為 Hydrocarbon curve 的改版，近
似於 RWS curve，但其最高溫度為 1300 ℃，被 UL1790、BS476: Part 20: Appendix D 採用，加溫歷程應符合式(2. 4)及表 2. 6。 0.167 2.5 20 1280 * (1 0.325 * e t 0.675 t) T = + − − − e− (2. 4) 表 2. 6 HCM curve 之加溫歷程(Promat, 2008) 時間(min) 爐內溫度(℃) 3 1047 5 1120 10 1222 30 1297 60 1300 90 1300 120 1300 120+ 1300 (資料來源：Promat, 2008) (6) Rabt ztv curve
Promat (2008)指出 Rabt ztv curve 主要由 Germany 發展，主要由
表 2. 7 Rabt ztv curve 之加溫歷程(Promat, 2008) 時間(min) 爐內溫度(℃) 0 15 5 1200 30 1200 140 15 (資料來源：Promat, 2008) (7) RWS (rijkswaterstaat) curve
Promat (2008)指出 RWS (rijkswaterstaat) curve 主要由 Netherlands
發展，其加溫歷程應符合表 2. 8。 表 2. 8 RWS curve 之加溫歷程(Promat, 2008) 時間(min) 爐內溫度(℃) 3 890 5 1140 10 1200 30 1300 60 1350 90 1300 120 1200 120+ 1200 (資料來源：Promat, 2008) 彙整相關火害之升溫曲線，如圖 2. 3 所示。 0 0 4040 80 12080 120 160160 200200 240240 280280 320320 360360 時間 時間 (min)(min) 0 0 400 400 800 800 12001200 16001600 溫度 溫 度 ((℃℃ )) RWS (rijkswaterstaat) curve RWS (rijkswaterstaat) curve Rabt ztv curve Rabt ztv curve
HCM (modified hydrocarbon) curve HCM (modified hydrocarbon) curve
Hydrocarbon curve Hydrocarbon curve
Cellulosic curve Cellulosic curve
第三節
混凝土受高溫後之材料傷損特徵
材料受熱而造成破壞，可因不同材料之特性而有所不同，而本計 畫是針對鋼筋混凝土中之混凝土(脆性材)作為研析對象，故於後僅針 對上述材料作相關介紹，而相關溫度作用對延性材(鋼筋)之影響，請 參考 104 度建研所報告：複合式音波檢測（主、被動法）於鋼筋混凝 土構件火害傷損度判識之應用。 第一項 材料之基本熱學性質 材料具有比熱、熱傳導係數、熱擴散係數、熱膨脹係數等熱學參 數，影響材料中之溫度場及熱能傳遞，茲將各熱學參數之物理定義， 作以下之陳述。 (1) 熱傳導係數 (Thermal Conductivity) 根據一維傅立葉定律 (Fourier's law)，以一單位時間之熱源通過 單 位 面 積 元 素 法線 方 向 之 熱流 量qu， 其 值 與 該 元 素 之 溫度 梯 度 (Thermal Gradient)成正比，而當材料為均質 (Homogeneous)、等向性(Isotropic Material)，此時材料在任一方向之熱傳導係數均相同，假設 溫度分布之函數為T(x)，熱流方向以直角座標系統之 x 方向改變，運 用熱力學第二運動定律，熱須滿足由高溫傳至低溫處，因與溫度梯度 相反而產生負號，若以熱流量表示可寫成式(2.5)與式(2.6): qx = −kAxdTdX (2.5) q′x = −kdTdX (2.6)
式中，qx為熱能沿 x 方向的熱傳導率，k 為熱傳導係數，q′x熱能 沿 x 方向，垂直於熱傳導方向之單位面積的熱傳導率，Ax為垂直於熱 流動 x 方向的截面積。 學者 Schneider (1988) 藉由不同含水量與不同骨材類型之混凝土， 探討高溫作用下之混凝土，考慮混凝土可能在短時間半小時甚至數小 時承受高溫延燒，而溫度考量範圍為 20 至 1000 ℃，探討材料受高 溫後之熱學參數 (Thermal Properties)、單軸壓縮強度 (Compressive Strength)、應力-應變特徵曲線 (Stress-Strain Characteristics)等相關參
數，並指出影響熱傳導係數兩大主因為含水量多寡與骨材的類型(矽 質骨材、石灰質骨材)，如圖 2. 4 所示，其結果顯示熱傳導係數隨著 溫度上升而降低。
圖 2. 4 不同混凝土之溫度與熱傳導係數之關係 (資料來源：Schneider, 1988)
Kodur and Khaliq (2011)研究中，曾研析高溫對於不同類型之高強
度混凝土(添加鋼絲、聚丙烯、纖維)之熱學參數之影響，探討溫度 20 至 800 ℃之高強度混凝土 (High-Strength Concrete, HSC)、自充填混 凝土(Self-Consolidating Concrete, SCC)、添加飛灰之混凝土(Fly Ash Concrete, FAC)，如圖 2. 5 所示，在此溫度狀態下自充填混凝土相較
其他兩種混凝土有較高的熱傳導、比熱、熱膨脹。並提到熱傳導係數 伴 隨 著 溫 度 的 升 高 而 下 降 ， 其 主 要 原 因 跟 混 凝 土 之 組 成 (Mix Properties) 、 含 水 量 (Specifically Moisture Content ) 、 滲 透 性
(Permeability)相關，依照其建議受高溫影響後之熱傳導係數，不同類 型混凝土之熱傳導係數可由式(2.7)至式(2.12)推估。 (a) HSC kt = 2.5 − 0.0033T 20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃ (2.7) kt = 2.3 − 0.002T 400 ℃ ≤ T ≤ 800 ℃ (2.8) (b) SCC kt = 3.12 − 0.0045T 20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃ (2.9) kt = 3 − 0.0025T 400 ℃ ≤ T ≤ 800 ℃ (2.10) (c) FAC kt = 3 − 0.0045T 20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃ (2.11) kt = 2.6 − 0.0025T 400 ℃ ≤ T ≤ 800 ℃ (2.12)
圖 2. 5 不同溫度與熱傳導係數之關係 (資料來源：Kodur & Khaliq, 2011)
(2) 熱擴散係數 (Thermal Diffusivity) 熱擴散係數代表材料本身對吸熱與放熱之能力，其定義以式(2.13) 表示: αP = Ck Pρ (2.13) 式中，αP為熱擴散係數(m2⁄ )，Ch P為比熱(J kg⁄ − ℃)，k 為熱傳導係 數(w m⁄ − ℃)，ρ為密度(kg m⁄ )。 3 Harmathy (1973)試驗不同類型混凝土之熱擴散係數，如圖 2. 6 所 示。可發現混凝土之熱擴散係數隨溫度上升而漸漸下降，但輕質混凝 土隨溫度上升的熱擴散係數變化並不顯著。
圖 2. 6 不同類型之混凝土隨溫度變化的熱擴散係數 (資料來源：Harmathy, 1973)
(3) 熱膨脹係數 (Coefficient of thermal Expansion)
材料本身受熱後之改變，其材料本身長度、面積、體積變化量之 關係，便可稱為熱膨脹係數。
以物質受熱作用每單位溫度的長度變化比，稱為線膨脹係數 (Coefficient of Linear Thermal Expansion, CTE)，如式(2.14)。
α =1L �∂L∂T� (2.14)
Rodur and Sultan (2003)，研析不同顆粒材類型之高強度混凝土之 熱學性質，並指出混凝土材料中，骨材類型可分為矽質骨材與石灰質 骨材，對於熱膨脹量改變有很影響，圖 2. 7 中，由矽質骨材組成之高 強度混凝土，熱膨脹量隨著溫度增加而增加，而當溫度增加至 550 ℃ 時，矽質骨材中的石英產生的相變，直到 700 ℃開始維持定值。 圖 2. 7 高強度混凝土溫度與熱膨脹係數關係 (資料來源：Rodur & Sultan, 2003)
(4) 比熱 (Specific Heat)
比 熱 (Specific Heat) 又 稱 為 熱 容 量 (Heat Capacity) 或 儲 熱 量 (Store Heat)每升高 1 ℃，物體本身所需之能量，由式(2.15)表示:
CP = m∆T∆Q (2.15)
Harmathy and Allen (1973)曾整理 Colette 與 Odeen 資料中，在高
溫作用下比熱隨著溫度增加，其所繪的溫度變化與比熱關係，如圖 2. 8。學者 Schneider (1988)改變含水量多寡與骨材的類型(矽質骨材、
石灰質骨材)改變，研析混凝土受高溫影響後之溫度與比熱之關係， 如圖 2. 9。Kodur and Khaliq (2011)文獻中整理多位學者之研究於高溫 作用下普通強度混凝土之比熱與溫度關係，如圖 2. 10，並指出影響 比熱主要因素為混凝土的含水量、骨材種類、密度。
圖 2. 8 混凝土比熱與溫度關係圖 (資料來源：Harmathy and Allen, 1973)
圖 2. 9 矽質、石灰質混凝土比熱與溫度關係圖 (資料來源：Schneider, 1988)
圖 2. 10 普通強度混凝土比熱與溫度之關係 (資料來源：Kodur and Khaliq, 2011)
第二項 混凝土材料高溫後之傷損特徵 火害研究大多以混凝土為主，然而混凝土受火害後之性質變化與 水泥砂漿極為類似，且混凝土之組成可分為膠結材(水泥砂漿)與顆粒 材(骨材)兩部分探討，而其中水泥砂漿受熱後之物理、化學性質極為 重要，因此本小節將回顧水泥砂漿受火害或高溫作用下之性質變化。 (1) 膠結材受熱之變化 Mindess (1980)曾探討混凝土中之水泥漿體與骨材界面的物理及 化學變化，藉以了解膠結材及顆粒材膠結情況對混凝土強度、耐久性 之影響。危時秀(2003)、施佩文(2013)曾探討混凝土組成中之膠結材 與顆粒材於高溫作用下之變化，通常當加熱至 100~110 ℃材料內部 的孔隙水及吸附水可全部消失，而位於水泥漿體中的礦物晶格中之結 晶水扮演著結構的重要角色，結晶水是以中性水分子 (H2O)的形式存 在於礦物晶格中，因受晶格的約束力比材料表面之吸附水大得多，一 般都在 200~500 ℃間，而當水泥漿體超過 650 ℃時，分解後之水泥 原料，會重新燒結成水泥熟料，產生化學變化使其重新具有鍵結力， 如表 2. 9 所綜整。然而除了水泥砂漿受熱後產生化學變化，在物理性 質上亦有所變化，在水泥砂漿受熱 105 ℃初期，由於材料內部吸附 水的消失而產生體積收縮，若持續加熱至 500 ℃其體積收縮率約 0.4 %，恐與顆粒材產生差異膨脹問題，並在膠結材與顆粒材之介面產生 問題，如圖 2. 11。
表 2. 9 水泥漿體受熱之變化 溫度 (℃) 水化反應之產物 常溫 ~ 105 毛細水及吸附水蒸發 105 ~ 440 矽酸鈣水化物鍵結水之裂解 C − S − H → C − S + H (佔水泥漿體之 55 %) 440 ~ 580 氫氧化鈣結晶水之裂解 C − H → C + H 605 ~ 1000 碳酸鈣結構水分解 CaCO → CaO + CO (資料來源：沈進發與陳舜田，1999) 圖 2. 11 水泥漿體之溫度與長度變化關係 (資料來源：Mindess,1981)
(2) 顆粒材之熱學性質 顆粒材在混凝土材料所佔體積比例相當大並扮演著重要角色，而 顆粒材因產地區域不同而有不一樣的特性，一般依其成份可分為矽質 骨 材 (Siliceous Aggregate) 又 稱 為 酸 性 骨 材 ， 及 石 灰 質 骨 材 (Carbonate Aggregate)又稱為鹼性骨材，矽質骨材之主要成分為石英 礦物 (Quartz)，而石英是由二氧化矽所組成，由圖 2. 12 中可知，當 石英礦物受熱溫度達 500 ℃時，在體積變化上會產生約 0.85 %的熱 膨脹量，當溫度達 573 ℃時，會有晶相轉換 (Phase Transformation) 發生，由α相轉變至β相，熱膨脹量從 0.85 %上升至 1.4 %導致材料結 構破壞；當溫度上升至 900 ℃體積膨脹趨於穩定不再增加。 圖 2. 12 矽質骨材的溫度與線性膨脹之關係 （資料來源：Gordon,1996）
(3) 強度
Georgali and Tsakiridis (2005)指出當火害溫度達 300 至 600 ℃時，
混凝土的表面顏色會由正常顏色轉變為粉色偏紅色，當 600 至 900 ℃ 會呈現白灰色，900 ℃以上時則呈現褐色，如圖 2. 13，而粉色的變 化是由於混凝土中的膠結材或顆粒材中含有鐵的成分，並指出當溫度 於 200 至 250 ℃時，其抗壓強度會開始產生下降；達 300 ℃其抗壓 強度下降約 15 至 40 %；550 ℃時約下降 55 至 70 %。 Arioz (2007)曾改變混凝土的顆粒材組成與水灰比，探討高溫作 用對於壓力強度之影響，而由石灰質骨材組成的混凝土加熱至 600 ℃ 時，其強度之變化轉變為快速下降，從圖 2. 14 中觀察溫度達 600 ℃ 其相對抗壓強度尚有 90 %，加熱至 800 ℃時只剩下 37 %，而水灰比 對於強度並無顯著的影響，矽質顆粒材在高溫作用下造成體積膨脹對 於強度衰減有較顯著之變化。 圖 2. 13 混凝土於高溫作用下之變化 (資料來源：Georgali & Tsakiridis, 2005)
圖 2. 14 混凝土於高溫作用下對相對強度之影響 (資料來源：Arioz, 2007) (4) 彈性模數 於高溫環境作用下，混凝土的彈性模數 (Modulus of Elasticity)將 隨溫度升高而迅速降低，降低比例程度較單壓強度來得大(如圖 2. 15 所示)，造成此現象主要係因混凝土內部存在一過渡結構(Interfacial Transition Zone)，當混凝土暴露於火害環境或高溫作用下，過渡區結 構之微裂縫生成與擴展更為劇烈，因此造就了混凝土之勁度(變形模 數)受熱驅作用之折減較強度折減為嚴重。
圖 2. 15 混凝土暴露於高溫下之性質變化 (資料來源：黃兆龍，1999) 第三項 水泥基質材料之力學性質與升溫變數之關係 在溫度逐漸升高的過程中，水泥基質材料中膠結材與顆粒材之體 積變化是大相逕庭的，整體而言，膠結材為收縮變形，顆粒材為分解 膨脹，彼此間的差異變形使得材料界面微裂縫的滋長或延伸；而外部 環境變數之完整升溫歷程又可分為：升溫速率、最高溫度、持溫時間、 降溫梯度四大變數，其主要與強度折減之關係分述如下：
(1) 升溫速率(Rate of Heating, Rheat)
升溫速率對混凝土抗壓強度折減，在低溫有顯著影響，但在高溫 則較無影響。升溫速率快慢之影響，恐涉及混凝土暴露於高溫環境中 之時間，使得混凝土內部之吸附水、鍵結水損失程度有所不同。但如 升溫相當快，將使試體內部存在著相當大的溫度梯度，造成較大量之
微裂縫生成或裂縫衍生，而對強度折減產生影響。溫度在 600 度以上， 升溫速率對試體殘餘強度已無顯著影響。
(2) 最高溫度(Max Temperature, Tmax)
最高溫度是最直接影響強度折減的因素，因高溫將使膠結材之孔 隙水、鍵結水消散，及顆粒材的相變與分解，於混凝土內部界面形成 微裂縫，使強度折減，且通常最高溫度越高，則強度折減越大。 (3) 持溫時間(Exposure Time, te) 依文獻 (Mohamedbhai, 1986 及沈進發與陳舜田，1993) 顯示， 持溫時間之首二小時為火害後混凝土抗壓強度折損主要區段，且在低 溫(最高溫度小於 200 ℃)有顯著影響，但在高溫(最高溫度大於 700 ℃)則較無影響。其主要原因為，混凝土於高溫時，熱主要以輻射方 式傳遞，傳遞速率較為快速，因此可以在較短的時間內對試體造成內 部界面破壞；而暴露在低溫環境時，熱的傳遞主要藉由孔隙水、膠體、 粒料進行傳遞，於此條件下持溫時間的增加，可消散較多混凝土內部 的水分，並且可使熱能充分傳遞試體內部中心，而產生更多的裂縫。 由 Mohamedbhai (1987)的試驗，對水灰比 0.7 之混凝土執行最高 溫度 200、400、600、800 ℃與 1、2、3、4 小時的持溫時間 (以爐內 溫度控制)的熱驅破壞試驗，並使用兩種升溫速率與降溫速率，探求 混凝土於熱驅破壞後之巨觀強度行為；由試驗成果得知，混凝土之強 度大部分折減在持溫時間 2 小時前發生，如圖 2. 16 及圖 2. 17。 沈進發與陳舜田 (1993)針對持溫時間對強度之影響進行系列之 研析，以水灰比 0.55、0.65 之混凝土施以常溫至 1000 ℃之最高溫度 與 0 至 120 分鐘之持溫時間的熱驅破壞試驗；有別於 Mohamedbhai
(1987)之試驗，沈進發與陳舜田 (1993)於試體中心埋設熱電耦線，加 熱達控制之爐溫後，持續定溫至試體內部皆達控制之最高溫度 (穩態 條件)，定義此時段為 0 持溫時間，如圖 2. 18 所示；由試驗成果得知 (如圖 2. 19 及圖 2. 20 所示)，持溫時間對強度之影響主要發生於較低 之最高溫度 (300~700 ℃)之間，於 200 ℃下與 700 ℃上之最高溫度 區間，持溫效應對混凝土強度之影響並不顯著。 圖 2. 16 慢速升溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 (資料來源：Mohamedbhai ,1986)
圖 2. 17 快速升溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 (資料來源：Mohamedbhai ,1986) 0 0 100100 200200 300300 400400 500500 600600 700700 800800 時間 時間 (min.)(min.) 0 0 100 100 200 200 300 300 400 400 500 500 600 600 700 700 800 800 900 900 最高溫度 最 高 溫 度 ((℃℃ )) T
Tmaxmax = 800 = 800 ℃℃ , M , Mheatheat = 10 = 10 ℃℃/min/min T
Tmaxmax = 800 = 800 ℃℃ , M , Mheatheat = 2.5 = 2.5 ℃℃/min/min T
Tmaxmax = 300 = 300 ℃℃ , M , Mheatheat = 10 = 10 ℃℃/min/min T
Tmaxmax = 300 = 300 ℃℃ , M , Mheatheat = 2.5 = 2.5 ℃℃/min/min
圖 2. 18 不同升溫梯度與高溫下試體中心升溫歷程 (資料來源：沈進發和陳舜田，1993)
圖 2. 19 不同高溫及持溫時間下混凝土(水灰比 0.55)之殘餘強度 (資料來源：沈進發和陳舜田，1993)
圖 2. 20 不同高溫及持溫時間下混凝土(水灰比 0.65)之殘餘強度 (資料來源：沈進發和陳舜田，1993)
(4) 降溫方式(Cooling Condition, Wcool)
降溫方式依降溫速率由慢到快排列，依序可區分為爐內冷卻 (Cooling in Furnace, CIF)、室溫冷卻(Cooling in Air, CIA)、浸水冷卻
(Cooling in Water, CIW)三種方式。然而，因混凝土中之膠結材與顆粒
材之膨脹特性(熱膨脹係數)不同；於降溫過程中，如速率過快，將再 次因變形不諧和而產生或衍生更多之二次裂縫、孔隙，而加劇熱損程 度。 第四項 熱-固耦合作用下混凝土的力學行為 鋼筋混凝土結構物受火災時，結構物之構材，混凝土與鋼筋不僅 受火場溫度作用，也受結構之設計載重影響，然於火場中，混凝土為 第一道承受火場高溫之材料，其於熱力與固力耦合下之力學行為，影 響著結構物安全性能；本計畫案為建置簡速型火害傷損判識裝置，必 然考慮混凝土材料於熱-固耦合後之力學行為發展；Abrams (1971)針 對不同種類骨材之混凝土於高溫作用下施以工作載重，試驗其於熱力 與固力耦合後之力學行為。其於高溫下受工作載重之試驗條件如下陳 述： (a) 施予 0.4 fc’之工作載重，並於加熱至試體內部達均溫後，執行抗 壓試驗。 (b) 不施予工作載重，並於加熱至試體內部達均溫後，執行抗壓試 驗。 (c) 不施予工作載重，加熱至試體內部達均溫後冷卻，執行抗壓試 驗。
試驗成果顯示，不論何種骨材之混凝土，受 0.4 fc’之工作載重下 承受高溫能力提升，其強度比未受工作載重條件下提升約 25 %，工 作載重束制了裂縫的發展，導致其具有較高之抗壓強度；於冷卻後之 混凝土，其殘餘強度小於另兩種試驗條件，原因為混凝土於降溫過程 中，產生了變形不諧和，導致其受到二次傷損，殘餘強度降低。如圖 2. 21 至圖 2. 23 所示。 圖 2. 21 工作載重作用下碳酸鹽骨材混凝土受溫度作用後之抗壓強度 (資料來源：ABRAMS，1971)
圖 2. 22 工作載重作用下矽質骨材混凝土受溫度作用後之抗壓強度 (資料來源：ABRAMS，1971)
圖 2. 23 工作載重作用下輕質骨材混凝土受溫度作用後之抗壓強度 (資料來源：ABRAMS，1971)
