填充型鋼管混凝土柱最佳化耐火性能設計研究

填充型鋼管混凝土柱最佳化耐火性

能設計研究

內政部建築研究所協同研究報告

中華民國 102 年 12 月

填充型鋼管混凝土柱最佳化耐火性

能設計研究

研 究 主 持 人 ： 蔡 綽 芳

協 同 主 持 人 ： 湯 兆 緯

研

究

員 ： 廖 惠 雯

研 究 助 理 ： 陳 豪 吉

潘 坤 勝

內政部建築研究所協同研究報告

中華民國 102 年 12 月

(本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見)

目次

目次 ... I 表次 ... V 圖次 ... VII 摘要 ... XV 第一章 緒論 ... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的 ... 4 第三節 研究內容與範圍 ... 5 第四節 報告內容 ... 8 第二章 國內外規範與文獻回顧 ... 9 第一節 前言 ... 9 第二節 火害工程研究 ... 10 第三節 結構防火安全設計方式 ... 13 第四節 國內外耐火試驗規範 ... 16 第五節 火災模擬 ... 22 第六節 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範 ... 24 第七節 混凝土材料之熱學性質及溫度對其影響 ... 25 第八節 火害對混凝土之影響 ... 29 第九節 結構分析 ... 39

第十節 鋼骨鋼筋混凝土柱於高溫下之行為 ... 43 第十一節 火害下構件行為之數值分析 ... 50 第三章 研究方法及試驗工作 ... 53 第一節 研究方法 ... 53 第二節 研究規劃 ... 60 第三節 試體設計 ... 61 第四節 試體製作 ... 68 第五節 量測儀器設置 ... 73 第六節 試驗設置 ... 76 第七節 試驗步驟 ... 79 第八節 試驗終止條件 ... 80 第九節 性能基準與判定 ... 81 第十節 填充型方型鋼管柱試體強度計算 ... 81 第四章 試驗結果分析與討論 ... 87 第一節 柱試體之混凝土抗壓強度試驗結果 ... 88 第二節 試體 A1 之試驗結果 ... 88 第三節 試體 A2 之試驗結果 ... 98 第四節 試體 B1 之試驗結果 ... 106 第五節 試體 B2 之試驗結果 ... 116 第六節 試驗結果之比較 ... 125 第五章 數值分析結果與討論 ... 131

第一節 前言 ... 131 第二節 鋼材之性質 ... 131 第三節 混凝土之性質 ... 134 第四節 平衡方程式 ... 137 第五節 數值分析 ... 140 第六章 結論與建議 ... 155 第一節 結論 ... 155 第二節 建議 ... 156 附錄一 審查意見與答覆 ... 159 參考書目 ... 173

表次

表 1-1 我國建築物結構組件之耐火時效規定 ... 2 表 1-2 Eurocode 4 規範建議填充型 SRC 柱之斷面尺寸要求及其耐火時效 ... 6 表 2-1 標準火災曲線之種類 ... 18 表 2-2 承重柱之耐火規定評定基準 ... 21 表 2-3 火災模擬模式之比較 ... 22 表 2-4 場模式火災模擬軟體比較表 ... 23 表 2-5 火害溫度模擬之模式 ... 24 表 2-6 混凝土微結構及其性質隨溫度上升之變化情形 ... 31 表 2-7 結構防火之結構反應分析模式 ... 40 表 2-8 鋼柱或鋼筋混凝土柱高溫潛變挫屈行為之相關文獻 ... 44 表 3-1 EC 4 規範建議完全包覆型 SRC 柱之斷面尺寸要求及其耐火時效 ... 54 表 3-2 EC 4 規範建議部分包覆型 SRC 柱之斷面尺寸要求及其耐火時效 ... 55 表 3-3 EC 4 規範建議填充型 SRC 柱之斷面尺寸要求及其耐火時效 ... 56 表 3-4 EC 4 規範建議填充型 SRC 柱之斷面尺寸要求及其耐火時效 ... 63 表 3-5 STKR 400 方形鋼管之成分 ... 63 表 3-6 STKR 400 方形鋼管之力學性質 ... 64 表 3-7 混凝土配比設計表 ... 73 表 4-1 試驗結果簡表 ... 87 表 4-2 試體 A1 與試體 A2 於高溫試驗之柱軸向變形比較簡表... 126

表 4-3 試體 B1 與試體 B2 於高溫試驗之柱軸向變形比較簡表 ... 127 表 4-4 試體 A2 與試體 B1 於高溫試驗之柱軸向變形比較簡表 ... 128 表 5-1 材料係數 ... 143

圖次

圖 1-1 防火安全工程之涵蓋範籌 ... 1 圖 1-2 結構防火工程之示意圖 ... 2 圖 1-3 鋼骨鋼筋混凝土柱構件型態 ... 4 圖 1-4 填充型鋼管柱之型式 ... 5 圖 1-5 研究流程圖 ... 7 圖 2-1 結構防火安全性能化設計之三個基本組成 ... 14 圖 2-2 性能化設計三個基本組成之可行方式 ... 14 圖 2-3 結構防火安全設計流程 ... 15 圖 2-4 火災之形成與發展 ... 16 圖 2-5 自燃升溫曲線與標準升溫曲線之比較 ... 17 圖 2-6 不同規範所採用之標準火災曲線 ... 18 圖 2-7 ISO 834 標準升溫曲線 ... 20 圖 2-8 CNS 與 UL 升溫曲線之比較 ... 21 圖 2-9 火災模擬之模式 ... 22 圖 2-10 填充型 SRC 柱 ... 25 圖 2-11 高溫下建築物性能與其構件組成材料之關係 ... 25 圖 2-12 不同骨材所拌製混凝土之熱傳導係數與溫度關係 ... 27 圖 2-13 混凝土熱容量與溫度及相對濕度之關係 ... 29 圖 2-14 水泥漿體之微結構 ... 30

圖 2-15 混凝土之微結構 ... 30 圖 2-16 受熱混凝土內部所形成之乾燥、蒸散及部分飽和三種區域 ... 33 圖 2-17 混凝土爆裂之示意圖 ... 33 圖 2-18 典型混凝土受溫度影響之應力-應變曲線 ... 35 圖 2-19 典型混凝土隨溫度增加之抗壓強度折減 ... 36 圖 2-20 設計參考用混凝土受溫度影響之抗壓強度折減 ... 36 圖 2-21 設計參考用混凝土受溫度影響之彈性模數與抗壓強度折減 ... 36 圖 2-22 混凝土彈性模數與溫度之關係 ... 37 圖 2-23 混凝土火害後之抗壓強度 ... 38 圖 2-24 火害後混凝土之抗壓強度設計曲線(NIST) ... 38

圖 2-25 火害後混凝土之抗壓強度設計曲線(Finnish Building Code) ... 39

圖 2-26 高溫下鋼筋混凝土結構物之安全性評估方式 ... 41 圖 2-27 樑構件之耐火試驗 ... 41 圖 2-28 穩態溫度試驗種類─(a)負荷載重應力型 (b)未負荷載重應力型 (c)未負荷 載重應力殘餘性質型 ... 42 圖 2-29 CEB 建議之火害後混凝土彈性模數衰退設計曲線 (a)未負荷載重應力型試 驗 (b)未負荷載重應力殘餘性質型試驗 ... 43 圖 2-30 不同性質混凝土所灌製之鋼管柱 ... 46 圖 2-31 不同性質混凝土所灌製鋼管柱之耐火時效 ... 46 圖 3-1 最小鋼筋軸距之定義 ... 57 圖 3-2 Eurocode 3 之挫屈曲線 ... 58

圖 3-3 支撐框架複合柱之結構行為 ... 59 圖 3-4 火災時支撐框架複合柱之挫屈長度 ... 60 圖 3-5 混凝土填充方型鋼管柱試體種類 ... 62 圖 3-6 混凝土填充方型鋼管柱試體之斷面配置參數 ... 62 圖 3-7 混凝土填充方型鋼管柱試體剖面與尺寸 ... 64 圖 3-8 B 系列柱試體之縱向竹節鋼筋及橫向箍筋配置 ... 64 圖 3-9 混凝土填充方型鋼管柱試體設計圖 ... 65 圖 3-10 混凝土填充方型鋼管柱試體上部端板及加勁板設計圖 ... 66 圖 3-11 混凝土填充方型鋼管柱試體下部端板及加勁板設計圖 ... 67 圖 3-12 方型鋼管 ... 68 圖 3-13 方型鋼管切割與修整 ... 69 圖 3-14 方型鋼管柱身 ... 69 圖 3-15 上下端板與加勁板之放樣及裁切 ... 70 圖 3-16 竹節鋼筋籠及鐵絲籠 ... 70 圖 3-17 竹節鋼筋籠或鐵絲籠之熱電偶線安裝 ... 71 圖 3-18 竹節鋼筋籠或鐵絲籠安裝於方型鋼管柱 ... 71 圖 3-19 方型鋼管柱之上下端板及加勁板組銲 ... 72 圖 3-20 方型鋼管柱鋼板之熱電偶線安裝 ... 72 圖 3-21 柱斷面熱電偶分佈位置圖 ... 74 圖 3-22 柱身熱電偶分佈位置圖 ... 75 圖 3-23 量測柱整體軸向變形量之位移計設置 ... 76

圖 3-24 試體於高溫實驗爐中之加載情形 ... 77 圖 3-25 試體於高溫實驗爐中之火害受熱情形 ... 77 圖 3-26 高溫實驗爐之噴火孔與試體相關位置圖 ... 78 圖 3-27 CNS 12514 標準升溫曲線... 80 圖 4-1 混凝土之強度發展趨勢 ... 88 圖 4-2 試體 A1 之加溫爐升溫曲線 ... 89 圖 4-3 試體 A1 軸向變形與升溫時間之關係 ... 90 圖 4-4 試體 A1 軸向變形量與爐內平均溫度之關係 ... 91 圖 4-5 試體 A1 斷面 A 之鋼板溫度與時間關係圖... 91 圖 4-6 試體 A1 斷面 B 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 92 圖 4-7 試體 A1 斷面之 C 鋼板溫度與時間關係圖 ... 92 圖 4-8 試體 A1 斷面 D 之鋼板溫度與時間關係圖... 93 圖 4-9 試體 A1 斷面 A 之混凝土溫度與時間關係圖... 93 圖 4-10 試體 A1 斷面 B 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 94 圖 4-11 試體 A1 斷面 C 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 94 圖 4-12 試體 A1 斷面 D 之混凝土溫度與時間關係圖... 95 圖 4-13 試體 A1 試驗後之外觀 ... 96 圖 4-14 試體 A1 之局部挫屈情形 1 ... 96 圖 4-15 試體 A1 之局部挫屈情形 2 ... 97 圖 4-16 試體 A1 之局部挫屈情形 3 ... 97 圖 4-17 試體 A2 之加溫爐升溫曲線 ... 98

圖 4-18 試體 A2 軸向變形與升溫時間之關係 ... 99 圖 4-19 試體 A2 軸向變形與爐內平均溫度之關係 ... 100 圖 4-20 試體 A2 斷面 A 之鋼板溫度與時間關係圖... 101 圖 4-21 試體 A2 斷面 B 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 101 圖 4-22 試體 A2 斷面 C 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 102 圖 4-23 試體 A2 斷面 D 之鋼板溫度與時間關係圖... 102 圖 4-24 試體 A2 斷面 A 之混凝土溫度與時間關係圖... 103 圖 4-25 試體 A2 斷面 B 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 103 圖 4-26 試體 A2 斷面 C 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 104 圖 4-27 試體 A2 斷面 D 之混凝土溫度與時間關係圖... 104 圖 4-28 試體 A2 試驗後外觀 ... 105 圖 4-29 試體 A2 之局部挫屈情形 1 ... 105 圖 4-30 試體 A2 之局部挫屈情形 2 ... 106 圖 4-31 試體 A2 之局部挫屈情形 3 ... 106 圖 4-32 試體 B1 之加溫爐升溫曲線 ... 107 圖 4-33 試體 B1 軸向變形與升溫時間之關係 ... 108 圖 4-34 試體 B1 軸向變形量與爐內平均溫度之關係 ... 109 圖 4-35 試體 B1 斷面 A 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 109 圖 4-36 試體 B1 斷面 B 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 110 圖 4-37 試體 B1 斷面之 C 鋼板溫度與時間關係圖 ... 110 圖 4-38 試體 B1 斷面 D 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 111

圖 4-39 試體 B1 斷面 A 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 111 圖 4-40 試體 B1 斷面 B 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 112 圖 4-41 試體 B1 斷面 C 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 112 圖 4-42 試體 B1 斷面 D 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 113 圖 4-43 試體 B1 試驗後之外觀 ... 114 圖 4-44 試體 B1 之局部挫屈情形 1 ... 114 圖 4-45 試體 B1 之局部挫屈情形 2 ... 115 圖 4-46 試體 B1 之局部挫屈情形 3 ... 115 圖 4-47 試體 B2 之加溫爐升溫曲線 ... 116 圖 4-48 試體 B2 軸向變形與升溫時間之關係 ... 117 圖 4-49 試體 B2 軸向變形與爐內平均溫度之關係 ... 118 圖 4-50 試體 B2 斷面 A 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 119 圖 4-51 試體 B2 斷面 B 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 119 圖 4-52 試體 B2 斷面 C 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 120 圖 4-53 試體 B2 斷面 D 之鋼板溫度與時間關係圖 ... 120 圖 4-54 試體 B2 斷面 A 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 121 圖 4-55 試體 B2 斷面 B 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 121 圖 4-56 試體 B2 斷面 C 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 122 圖 4-57 試體 B2 斷面 D 之混凝土溫度與時間關係圖 ... 122 圖 4-58 試體 B2 試驗後外觀 ... 123 圖 4-59 試體 B2 之局部挫屈情形 1 ... 123

圖 4-60 試體 B2 之局部挫屈情形 2 ... 124 圖 4-61 試體 B2 之局部挫屈情形 3 ... 124 圖 4-62 兩系列試體於高溫試驗之柱軸向變形比較 ... 125 圖 4-63 試體 A1 與試體 A2 於高溫試驗之柱軸向變形比較... 126 圖 4-64 試體 B1 與試體 B2 於高溫試驗之柱軸向變形比較 ... 127 圖 4-65 試體 A2 與試體 B1 於高溫試驗之柱軸向變形比較 ... 128 圖 4-66 防火時效與載重比之關係 ... 129 圖 5-1 鋼材密度與溫度之關係 ... 132 圖 5-2 鋼材熱傳導與溫度之關係 ... 133 圖 5-3 鋼材比熱與溫度之關係 ... 134 圖 5-4 混擬土密度與溫度之關係 ... 135 圖 5-4 混凝土熱傳導係數與溫度之關係 ... 136 圖 5-6 混凝土比熱與溫度之關係 ... 137 圖 5-7 三維熱傳導分析直角座標系統之體積元素 ... 138 圖 5-8 ANSYS 軟體之分析流程 ... 141 圖 5-9 PLANE 55 幾何圖 ... 142 圖 5-10 指定 Thermal 分析模式 ... 143 圖 5-11 新增元素型式 ... 144 圖 5-12 設定鋼材熱傳導係數 ... 144 圖 5-13 設定鋼材密度 ... 145 圖 5-14 設定鋼材比熱 ... 145

圖 5-15 增加新的材料 ... 146 圖 5-16 設定混凝土熱傳導係數 ... 146 圖 5-17 設定混凝土密度 ... 147 圖 5-18 設定混凝土比熱 ... 147 圖 5-19 設定斷面外圍尺寸 ... 148 圖 5-20 設定混凝土斷面尺寸 ... 148 圖 5-21 建立圓角 ... 149

圖 5-22 RAD Fillet radius 10 ... 149

圖 5-23 顯示線段 ... 150 圖 5-24 建立圓角平面 ... 150 圖 5-25 平面相減 ... 151 圖 5-26 膠合兩種材料 ... 151 圖 5-27 試體平面圖 ... 152 圖 5-28 試體分格圖 ... 152 圖 5-29 柱內僅填充混凝土之溫度變化圖 ... 153 圖 5-30 柱內配置鋼筋並填充混凝土之溫度變化圖 ... 153 圖 5-31 柱內僅填充混凝土之等溫線圖 ... 154 圖 5-32 柱內配置鋼筋並填充混凝土之等溫線圖 ... 154

摘要

關鍵詞：混凝土填充鋼管柱、耐火性能、火害

一、研究緣起

混凝土填充鋼管柱（Concrete-filled steel tubular columns）簡稱 CFTC，它通常係 由混凝土填充矩形或圓形中空結構斷面（或鋼管）所構成。相較於裸鋼或鋼筋混凝土 柱，CFTC 擁有許多結構與建造上的優點，諸如：高強度與耐火性；極佳勁度與延展 性；藉由所填充的混凝土核心抑制鋼管局部挫屈；省略模板，從而降低建造成本與時 間。CFTC 具備諸多優異的功能，現已廣泛已廣泛使用在許多國家。為推廣應用 CFTC 於國內營建業，本研究旨在探討填充型鋼管混凝土柱之最佳化耐火性能設計研究。 二、研究方法及過程 本研究製作兩系列實尺寸 CFTC 試體，以探討填充混凝土種類（純混凝土及鋼筋 混凝土）與載重比對其耐火時效的影響。每系列各有兩支試體，A 系列試體是以純混 凝土填充矩形中空鋼管所製成，B 系列試體則是以鋼筋混凝土填充矩形中空鋼管所製 成。試體具有正方形的橫截面，並填充單一種類的混凝土。方型柱試體斷面尺寸為 400 mm × 400 mm，其鋼管壁厚度為 9 mm，柱長度均為 3060 mm，且所有試體之鋼材均無 外部的防火被覆。試體兩端設有加勁鋼板，以傳遞設定載重，並避免影響其熱負載能 力。此外，實驗爐、混凝土與鋼材的溫度，以及柱軸向變形，均加以記錄，直到柱破 壞為止。於柱試體受熱段四個不同高度斷面埋設 K 型熱電偶，以測析其表面至內部核 心的溫度分佈。 在整個試驗期間，柱試體係於高溫實驗爐中進行定載升溫之火害試驗，即先對其 施加設定的載重比（即火害設計荷重等級ηfi,t），再依 CNS 12514 標準升溫曲線加熱至 設定的實驗終止條件。負載係由 19.6 MN 測力傳感器控制施加荷重，其值分別對應於 柱室溫下極限載重之 28%，47%與 0.66%。於燃天然氣大型實驗室爐中，依 CNS 12514

之升溫曲線對柱施加熱負荷，直到設定的實驗終止條件。本研究採用取現行 CNS 12514 中指定的試體破壞準則，即基於試體的壓縮量和壓縮率。對於本研究的柱試體而言， 最大壓縮量為 30.6 mm，最大壓縮率為 9.18 mm/min。另方面，亦建構數值分析模式， 以預測高溫下柱試體表面至內部核心的溫度分佈情形，並與試驗值作一比較。 三、重要發現 四支 CFTC 進行定載火害升溫試驗，直至試驗達到終止條件。試驗過程中，複合 式試驗爐係依 CNS 12514 標準升溫曲線控制爐溫。如所預期，柱試體於試驗初期呈現 出膨脹伸長，但隨後則發生壓縮現象。柱試體的變形起因於諸多因素，如載重、熱膨 脹及潛變。載重及熱膨脹於試驗初期較顯著，潛變則於試驗後期階段較為明顯。基本 上，由於鋼管的導熱性較高且其直接暴露於火中，使其加熱更為迅速，因而其膨脹速 率比核心混凝土更快。 定載火害升溫試驗結果顯示，試體 A1 之載重比為 0.28，其耐火時效為 168 分鐘； 而試體 A2 之載重比為 0.47，其耐火時效則為 50 分鐘。至於 B 系列試體，試體 B1 之 載重比為 0.47，其耐火時效為 111 分鐘；而試體 B2 之載重比為 0.66，其耐火時效則為 41 分鐘。此結果顯示，試體承受較高的軸向載荷，則其耐火時效較低。另方面，配置 竹節鋼筋的混凝土填充鋼管柱中，竹節鋼筋的存在不僅降低裂紋的傳佈與強度的突然 損失，也有助於提升核心混凝土的承載力。舉例而言，在載重比為 0.47 的條件下，試 體 B1 之防火時效較試體 A2 者明顯改善。此外，所建構數值分析模式可合理預測試體 於各時間歷程的橫截面溫度分佈。 四、主要建議事項 1. 建議一 高載重比例情況下進一步探討最小鋼筋軸距及箍筋間距對 CFTC 耐火時效的影響：立 即可行建議

主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：行政院國家科學委員會 由於試驗經費有限，本研究僅有四支 CFTC 試體。因此，有必要在較高載重比例 情況下進一步探討最小鋼筋軸距及箍筋間距對 CFTC 耐火時效的影響，以實現在實際 設計中考慮到經濟和安全的消防設計及火災後的修復與評估。 2. 建議二 驗證 Eurocode 4 規範建議值之適當性：中長期建議 主辦機關：行政院國家科學委員會 協辦機關：內政部建築研究所 CFTC 擁有優良的結構特性，它提供一個實用的解決方案，在無任何外部防火被 覆情況下，亦可確保空心結構鋼柱擁有適當的防火性能。因此，政府與學界應制定混 凝土填充鋼柱防火設計之指導方針，以進一步促成其在國內營建業的應用。建議後續 研究規劃系列填充型 SRC 柱火害試驗，以驗證 Eurocode 4 規範建議值之適當性，俾供 國內編撰 CFTC 耐火時效規範之參考依據。

ABSTRACT

Keywords: Concrete-filled steel tubular columns, fire resistance, in fire

1. Background

Concrete-filled steel tubular columns (CFTC) typically consist of rectangular or circular hollow structural sections (HSS or steel tubes) filled with concrete. Compared with bare steel or reinforced concrete columns, CFTC have several structural and constructional benefits, such as high strength and fire resistance, large stiffness and ductility, restraint on local buckling of the steel tube provided by the infill concrete core, omission of formwork and thus reducing the construction cost and time. As a result, CFTC have been widely used in many countries due to their excellent performances. To promote the applications of CFTC in Taiwan, this study aims to explore the optimization fire resistance design of CFTC.

2. Research method and process

Two series of full-size experiments were carried out to consider the effect of type of concrete infilling (plain and reinforced) and the load level (η) on the fire resistance (i.e., time to failure) of CFTC. Each series had two specimens. Series A was consisted of HSS filled with plain concrete, while Series B was bar-reinforced concrete-filled HSS column. The columns had square cross-sections and were filled with one type of concrete. The width of the square columns was 400 mm and the wall thickness was 9 mm. All columns were 3060 mm long. No external fire-proofing was provided for the steel. Each of the CFTC had end plates welded to them in order to transfer the load, and end stiffeners were also introduced to ensure that end conditions did not affect the failure resistance of thermal load. Besides, the furnace, concrete and steel temperatures as well as the axial deformations were recorded until failure of the column. The temperature from the specimen's surface to the

inner central core was measured with type K thermocouples located at different depths in four sections of the column.

During the whole test, the columns were subjected to a constant compressive load. This load was controlled by a load cell of 19.6 MN, located on the head of the piston of a jack. The applied load corresponded to 28%, 47% and 0.66% of the design value of buckling resistance of the columns at room temperature, respectively. Thermal load was applied on the columns in form of CNS 12514 time-temperature curve in a natural gas-fired large-scale laboratory furnace until the set experiment termination condition was reached. The current failure criterion specified in CNS 12514 is adopted in this study, which is based on the amount of contraction and the rate of contraction. For the columns under consideration, these criteria correspond to a maximum contraction of 30.6 mm and a rate of contraction of 9.18 mm/min. On the other hand, a numerical model was established for predicting temperature distribution at surface and inner portions of the CFTC at elevated temperatures, and thus making a comparison with the experimental values.

3. Important discoveries

Four CFTC were tested to failure by exposing the loaded columns to fire. During the test, the column was exposed to heating controlled in such a way that the average temperature in the furnace followed, as closely as possible, the standard time-temperature curve of CNS 12514. As expected, the columns expand in the initial stages and then contract leading to failure. The deformation in these columns results from several factors such as load, thermal expansion and creep. The effect of load and thermal expansion is significant in the early stages, while the effect of creep becomes pronounced in the later stages. Basically, due to its higher thermal conductivity and its direct exposure to fire, the steel tube heated up more rapidly and subsequently expanded faster than the core concrete.

minutes, as compared to 50 minutes for A2 specimen. For Series B specimens (i.e., RC-filled columns), the fire resistance of B1 specimen was 111 minutes, as compared to 41 minutes for B2 specimen. As a result, it can be concluded that the higher the axial load level is, the lower the fire resistance results. On the other hand, in the bar-reinforced concrete-filled HSS column, the presence of rebars not only decreases the propagation of cracks and sudden loss of strength, but also contributes to the load-carrying capacity of the concrete core. For example, under the load level of 0.47, the fire resistances of B1 specimen was improved significantly compared to A2 specimen. In addition, the established numerical model was able to reasonably predict the temperature distribution in time history on the specimen cross section.

4. Main suggestions

Based on the test results, the following suggestions for the fire resistance of the concrete-filled steel tubular columns can be drawn.

For immediate strategy:

This study conducted on only four CFTC specimens due to the limitation of the test budget. Therefore, the effect of axis distance of reinforcing bars and stirrup spacing on the fire resistance of CFTC under a higher load level needs further study to implement the design in practice for taking into account the economic and safe fire protection design and the repairing and assessment after fire.

For long-term strategy:

CFTC possesses excellent structural behavior. It offers a practical solution for providing fire protection to hollow structural steel columns without any external protection. Therefore, government and academia should develop guidelines for the fire resistance design of concrete-filled steel tubular columns to further promote their applications in the domestic construction industry.

第一章 緒論

第一節 研究緣起與背景

內政部統計資料顯示，台灣地區自民國 82 年至 91 年每年平均發生火災約 13534 次、人員傷亡約 978 人（傷約 705 人，死約 273 人）；在財產損失方面，每年約為 22 億至 38 億之間。惟民國 90 年因多起高科技廠房及辦公大樓發生火災（如汐止東方科 學園區大樓大火），造成財產損失更高達百億餘元。由此觀之，建築物火災對社會和經 濟均產生重大衝擊，須妥為擬訂相關建築防火政策。

基本上，防火安全工程（Fire Safety Engineering）著重於人的行為，並同時維持一 個易於疏散火災的穩定環境。至於防火安全工程、消防工程（Fire Protection Engineering） 及結構防火工程（Structural Fire Engineering）間之關係，則可表示如圖 1-1；其中，防 火安全工程為一門跨領域學科，主要訂定建築物的防火安全策略，以確保其結構穩定 性，並提供主動與（或）被動防火措施以控制火災蔓延；消防工程對建築物提供令人 滿意的防火保護措施，可採用主動的與被動的方法；結構防火工程採取具體的被動防 火措施，以分析火災對建築物產生的熱效應，並設計具有足夠承載力的構件來控制火 勢蔓延。

圖 1-1 防火安全工程之涵蓋範籌

（資料來源：本研究整理） 建築物遭受火害後，其結構安全性評估及補強等問題亦屬結構防火工程的範疇。 有關構造體所採用材料的耐火性能分級，係將試驗構造體置於模擬火場之燃燒溫度下，

檢視其足以負荷載重應力且未破壞之可耐燃時間，稱之為防火時效，如圖 1-2 所示。 原則上，防火規章訂定樑、柱、牆及樓板等建築物結構組件應具有在高溫下能負荷重 量、遮擋火焰與高熱之耐火性能。我國對建築物結構組件之耐火時效已有所規定，如 表 1-1 所示。

圖 1-2 結構防火工程之示意圖

（資料來源：本研究整理）

表 1-1 我國建築物結構組件之耐火時效規定

樓層數 主要構造部分 自頂層起算不超過四層之各 樓層 自頂層起算超過第四層至第 十四層之各樓層 自頂層起算第十五層以上之 各樓層 牆壁 外牆 承重牆 一小時 一小時 二小時 非承 重牆 防火帶以內部分 一小時 一小時 一小時 防火帶以外部分 半小時 半小時 半小時 分間牆 一小時 一小時 一小時 樑 一小時 二小時 三小時 柱 一小時 二小時 三小時 樓地板 一小時 二小時 二小時 屋頂 半小時 ◎屋頂突出物末達計算層樓面積者，其防火時效應與頂層同。 ◎本表所指之層數包括地下層數。 （資料來源：本研究整理） 單一火災事故或許比不上百年一次大地震所造成的損害，但長久累積下的損失卻 週遭溫度 (o_C) 時間 (min.) 建築失火 火勢延燒擴大 溫度時間曲線 破壞準則：防火時效?

是有過之而不及；再者，從災害風險的觀點來看，震災是較不可預期的，而火災是較 可防制的。由此觀之，產官學研各界責無旁貸，應積極從事有關建築物防火、耐火之 研究，以確保民眾生命與社會安定。

我國位於環太平洋地震帶上，對於建築物與結構體之耐震能力應特別重視。鋼骨 鋼筋混凝土（Steel Reinforced Concrete，SRC）兼具鋼骨（Steel）與鋼筋混凝土（Reinforced Concrete）這兩種材料的優點，可確保經由適當設計之構造具備良好的耐震能力。因 此，國內高樓建築採用 SRC 構造的案例已明顯增加。在 SRC 結構體中，柱構件係用 以支承其他承受荷重桿件（如樑、版），它是最重要的結構桿件，尤其在火害作用下， 它的塌陷將會影響其它構件之穩定性。由此看來，正確評估 SRC 柱構件在火害高溫下 的耐火性能甚為重要。 SRC 柱構件可大致區分為兩種型態，即包覆型（Concrete-Encased）及填充型 （Concrete-Filled），如圖 1-3 所示；其中，填充型 SRC 柱又分為鋼管混凝土柱 （Concrete-Filled Tubular Column，CFTC）及填充型箱型柱（Concrete Filled Box Column， 或簡稱 CFBC）。在標準升溫條件下，CFTC 與 CFBC 之耐火時效與其所承受的軸向荷 重有密切關係。一般包覆型 SRC 構材中，因鋼骨存在，鋼筋之施工較為複雜，尤其是 在 SRC 梁柱接頭處之圍束箍筋施作。相較於包覆型 SRC 柱，填充型 SRC 柱具備施工 較易及成本較低之優點，還具有環保上的優勢，它是非常適合在國內研發、推廣的構 材型式。就 CFTC 而言，主要使用無縫鋼管或是由兩個槽鋼銲接而成之方形斷面；至 於 CFBC，則是由四塊鋼板組合而成之箱型柱。有關 CFTC 與 CFBC 之火害設計荷重 等級及其耐火時效，現行 Eurocode 4 規範已訂定。相較而言，我國對於 SRC 柱構件防 火性能之相關研究較欠缺，實為現今防火計畫的一大缺憾。建研所自 99 年度已陸續進 行填充型 SRC 箱型柱之定載升溫實驗，其試驗參數包括：防火被覆、混凝土強度、銲 接工法及施加之軸載重，已獲致初步成果。循此，今年度進行填充型鋼管混凝土柱最 佳化耐火性能設計研究，其研究成果可作為 SRC 建築物防火安全設計上的重要參考資 料及法令規章研修之建議。

(a) 包覆型 (b) 填充型

圖 1-3 鋼骨鋼筋混凝土柱構件型態

（資料來源：本研究整理）

第二節 研究目的

國內高層建築及大型結構工程等已漸採用 SRC 施作，因其具備高強度及高韌性等 優點。鋼骨鋼筋混凝土構造之設計目標在於有效結合鋼骨與鋼筋混凝土兩種構造，使 它兼具這兩種構造的優點。尤其填充型鋼管柱與箱型柱是承受軸壓力之最有效率斷面， 且混凝土亦作為熱沉（Heat sink）材料。惟國內外有關 CFTC 之研究，其實驗試體尺 寸偏小，柱寬介於 10~35 cm 之間，且不同型式填充型鋼管柱之製作方式亦截然不同。 由此觀之，在全面推廣使用填充型 SRC 柱之前，尚須藉由火害試驗更進一步探討其火 害設計荷重等級及耐火時效等課題，以澄清若干疑慮，進而驗證其可行性與可靠性。 綜前所述，CFTC 與 CFBC 之火害行為模式仍有待學界深入探討。準此，今年度 乃進行系列混凝土填充方形鋼管柱之定載升溫火害實驗，其研究成果可作為 SRC 建築 物防火安全設計上的重要參考資料及法令規章研修之建議。惟此研究課題涉及層面相 當深廣，非一己之力所能獨立完成。爰此，乃由學界組成研究團隊共同積極參與建研 所「102 年度鋼骨鋼筋混凝土構造火害及耐火性能設計研究計畫」之第一案「填充型 鋼管混凝土柱最佳化耐火性能設計研究」，以探討有關 CFTC 之火害設計荷重等級及其 耐火時效，並測析其軸向變形、挫屈行為、使用性極限狀態等之差異。期透過群策群 力與分工合作之運作模式，達到事半功倍之效，俾使我國在 SRC 建築物防火研究領域 上擠身世界先進國家等級。

第三節 研究內容與範圍

在建築結構遭受火災高溫破壞之際，柱為支撐結構體載重之主要構件，其重要性 不言可喻。國內現行法規關於鋼骨鋼筋混凝土材料之規定係訂於建築技術規則建築構 造編（民國 96 年 12 月 18 日修正）第七章之第 502 條，其對鋼骨鋼筋混凝土構造設計 要求考量強度及使用性兩種極限狀態；其中，強度極限狀態包含：降伏、挫屈、傾倒、 疲勞或斷裂等極限狀態，而使用性極限狀態則包含：撓度、側向位移、振動或其他影 響正常使用功能之極限狀態。就填充型箱型柱而言，內部若灌漿，則須採用全滲透銲 （Complete Penetration Weld，簡稱 CPW）；否則，採用半滲透銲或部分滲透銲（Partial Penetration Weld，簡稱 PPW）區要用 Tie Bar，除非檢查不因壓力而變形。另外，設計 規範 ASD 規定：柱續接樓層之柱全長須採用 CP，除非大地震時柱軸力小於 80%之柱 軸壓強度可用 PP，否則仍要 CP。至於 CFTC，其製作方式隨其型式而截然不同，如圖 1-4 所示。在標準升溫條件下，CFTC 之耐火時效與其所承受的軸向荷重有密切關係。 現行 Eurocode 4 規範將 CFTC 之火害設計荷重等級（ηfi,t）分為 3 種（即≤0.28、≤0.47 及≤0.66），並將其耐火時效區分為 5 個等級（R30、R60、R90、R120 及 R180）。在固 定ηfi,t條件下，針對不同耐火時效需求之 CFTC（如表 1-2所示），Eurocode 4 已訂定其

最小斷面尺寸 b 及 h（或最小直徑 d）、最小鋼筋比（AS/(AS+AC)，AS=鋼筋面積；AC=

混凝土面積）及最小鋼筋軸距（us，鋼筋中心至鋼板內側之距離），以供業界參酌使用。

圖 1-4 填充型鋼管柱之型式

表 1-2 Eurocode 4 規範建議填充型 SRC 柱之斷面尺寸要求及其耐火時效

Steel section: (b/e) ≥ 25 or (d/e) ≥ 25

Standard Fire Resistance

R30 R60 R90 R120 R180

1 Minimum cross-sectional dimensions for load level ηfi,t ≤ 0.28

1.1 Minimum dimensions h and b or minimum diameter d [mm] 160 200 220 260 400 1.2 Minimum ratio of reinforcement AS/(AS+AC) in (%) 0 1.5 3.0 6.0 6.0 1.3 Minimum axis distance of reinforcing bars us [mm] - 30 40 50 60

2 Minimum cross-sectional dimensions for load level ηfi,t ≤ 0.47

2.1 Minimum dimensions h and b or minimum diameter d [mm] 260 260 400 450 500 2.2 Minimum ratio of reinforcement AS/(AS+AC) in (%) 0 3.0 6.0 6.0 6.0 2.3 Minimum axis distance of reinforcing bars us [mm] - 30 40 50 60

3 Minimum cross-sectional dimensions for load level ηfi,t ≤ 0.66

3.1 Minimum dimensions h and b or minimum diameter d [mm] 260 450 550 - - 3.2 Minimum ratio of reinforcement AS/(AS+AC) in (%) 3.0 6.0 6.0 - - 3.3 Minimum axis distance of reinforcing bars us [mm] 25 30 40 - -

（資料來源：Eurocode 4 及本研究整理）

本研究規劃系列填充型鋼管混凝土柱火害試驗，以探討其最佳化耐火性能設計研 究，並驗證 Eurocode 4 規範建議值之適當性，俾供國內編撰 CFTC 與 CFBC 耐火時效 規範之參考依據。本研究將採定載升溫方式進行火害試驗，其探討內容如下：

1. 依標準升溫曲線對實尺寸 填充 型 SRC 柱桿件 加熱，探討 斷面尺寸、鋼 筋 比 （AS/(AS+AC)）及鋼筋軸距（us）對其耐火時效之影響。

2. 實驗過程中亦將量測柱隨標準升溫曲線而變化之溫度分佈。 3. 觀察受熱時 SRC 柱的挫屈、爆裂、裂痕等現象，並評估其耐火時效是否符合現行 建築技術規則及 Eurocode 4 規範的要求。 根據我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」，本研究設計承重 CFTC 試體 （混凝土灌入銲接組合箱型鋼柱）；期透過不同配製實尺寸填充型箱型柱試體，進行 火害試驗，以評估其火害行為及防火性能。在模擬試體火災高溫情況方面，將依據我 國 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」相關規定進行兩組試體試驗研究，以比

較不同火害設計荷重等級條件下 CFTC 試體於高溫環境之力學行為及溫度傳遞情況。 再者，本研究將利用有限元素分析軟體，模擬 CFTC 試體受軸向載重與實驗高溫爐加 溫時其試體溫度分佈情形、溫度傳遞狀態及試體破壞模式，並與試驗結果比對，以確 定分析模型之正確性。有關本研究之整體流程，茲詳列如圖 1-5。

圖 1-5 研究流程圖

（資料來源：本研究整理）

第四節 報告內容

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

第二章 國內外規範與文獻回顧

第一節 前言

在保障社會大眾生命與財產免於火災威脅方面，建築耐火性能扮演著極為重要且 關鍵的角色。因此，世界各國的建築規範內均明文訂定建築防火規章，它代表可被民 眾一致接受之基本防火要求。原則上，防火規範之目的如下：  抑制火勢延燒擴大或防止建築物倒塌波及其他財產  確保建築物結構的穩定  人員有充分的時間可以安全撤離  消防人員得以在火場內安全執行任務 如前所述，建築物遭受火害後，其結構安全性評估及補強等問題統稱之為結構防 火工程。二十世紀初，美、加、英、日本及一些歐洲先進國家即開始對受火害鋼筋混 凝土進行一系列的研究，以瞭解火害對混凝土結構物的影響。初期階段，研究課題為 骨材、砂漿、混凝土及鋼筋等材料受火害後化學、物理及力學等性質之變化；之後， 各研究單位又陸續探討材料同時在火害及加載作用下的性質變化；至二十世紀中期， 研究方向已漸轉趨構件之耐火性能。 自 2001 年 9 月的紐約世貿中心恐怖攻擊事件發生後，國內外學者們重新檢討建築 物防火規範，經廣泛討論所提出的改善對策可供各國政府爾後修訂相關規範之用。至 於所建議的研究項目，則可作為學術機構的研究課題，其中有關材料與結構耐火性能 方面，主要有結構材料高溫特性（含力學與熱性質）、構件高溫特性（含力學與熱性質）、 構件耐火性能（含力學行為與火害變化）、耐火設計（含設計方法與準則）、火害後結 構評鑑方法（含強度評鑑方法及基準）及結構整體之火害行為等重要課題。近十餘年 來，研究重點則是高溫下高性能混凝土的爆裂行為與 SRC 柱之火害行為。 整體而言，受火害混凝土材料與鋼材的基本物、化性及力學特性已頗為完備，而 且研究方向多已朝向全尺寸結構混凝土構件的耐火試驗。然而，為縮短研究時程及減

少所耗費之人力物力，模擬火害行為之數值分析程式已迅速發展，並利用實尺寸耐火 試驗結果來驗證數值模擬之準確性及實用性，除節省研究成本外，亦已獲致不錯的成 果。 由上述可知，目前各國對結構構件受火害已有相當程度之研究。惟對於大尺寸結 構柱構件之火害試驗，國內常受限於設備能力與經費，而無法深入探討。尤其 CFBC 構件為鋼骨與混凝土材料所組合成，當其受高溫與載重之雙重影響下，各材料的結構 行為甚為複雜。在內政部建築研究所經費支持下，本研究得以進行填充型鋼管混凝土 柱火害行為之探討，更應把握機會，審慎規劃及進行全尺寸火害試驗。鑑此，本章節 將回顧國內外火害工程之相關規範與研究成果，以從中吸取經驗，俾作為執行計畫之 參考。

第二節 火害工程研究

國外有關火害工程方面的研究相當豐碩，日本早於 30 年代即開始混凝土的火害研 究，迄今已有多個研究及檢測單位分別擁有室、內外大型耐火實驗室，如財團法人日 本建築總合試驗所等。在混凝土構件方面，以美國波特蘭水泥協會之研究成果最為凸 出，該協會於 1958 年設置一火害研究室並興建一棟大型中央自動控制的試驗室及功能 完備的實驗設備（包括梁、版、牆等耐火爐），以進行一系列混凝土結構之火害研究， 其主要內容包括： (1). 混凝土材料在不同溫度之高溫作用下的性質變化 (2). 鋼筋在不同溫度之高溫作用下的性質變化 (3). 鋼筋溫凝土樑的耐火行為 (4). 鋼筋溫凝土版的耐火時效 (5). 高拉力鋼腱受高溫作用後的強度變化 (6). 預力樑的耐火行為

加拿大國家研究委員會 NRCC 在渥太華於 1980 年代亦建立一綜合大型耐火實驗 室，其設備亦包括梁、版、牆等耐火爐，並新增一柱試驗爐，可執行加載下柱耐火性 能之研究，迄今已獲致許多成果並已據以修改多項有關混凝土施工規範及試驗標準。 而在火害後混凝土結構物之安全評估程序方面，英國則有非凡的研究成果，例如英國 混凝土學會於 1978 年提出火害後結構物評估程序及鋼筋混凝土構件火害程度之目測 分級表；Tovey（1986）針對 1978 年英國混凝土學會的火害後結構物評估程序提出建 議，修訂內容為定性評估、定量評估與修補技術三個部分：  定性評估：目測評估方法，能夠約略窺視整體結構面的損害狀況。  定量評估：以混凝土顏色判定、衝錘試驗及鑽心試驗為主，超音波法、溫莎探測 針、內部碎片偵測以及熱發光試驗為輔，藉以確定火害後混凝土強度的折減。  修補技術：主要為混凝土強度折減與溫度的關係，視為混凝土強度折減的重要指 標。 其中，定性評估方式可做為初期火害程度的研判依據，然而定量評估方面，因試驗精 確度之故，仍有相當大的爭議及改善空間。 相較於英、美國家，國內在火害工程方面之研究起步較晚，雖然國科會於 1980 年代初期開始推動大型防災科技研究，其內容包括防洪、防震、坡地及氣象防災等項 目，但遺憾的是並未包含火害工程。因此，若以政府所投入的研發經費而論，相較於 其他的防災項目，防火研究較不被重視。儘管如此，國內幾所大學早期曾進行一些高 溫作用下混凝土材料性質變化方面的研究；如興大顏聰教授於 1982 年即藉超音波評估 混凝土構造物受高溫後之損害程度研究，並於 1987 至 1989 年曾陸續研究混凝土在高 溫下之熱傳、微觀結構變化、內部力學變化以及握裹行為（吳敏洽（1987）；鄭錦銅 （1987）；劉玉雯（1990））。1988 年之後，台科大陸續進行有關火害方面的研究（高 金盛等（1994）；陳舜田（1995）；沈進發等（1998）；陳舜田（1998）），如沈進 發教授以 X 光繞射分析用於建物受火害程度作探討；沈進發、陳舜田教授於 1994 年 對混凝土火害溫度作綜合之評估；陳舜田教授於 1996 年的火害工程研究；沈進發、陳 舜田、沈得縣等教授於 1998 年提出混凝土結構物火害後現場勘查之程序。至今，國內

對普通混凝土材料性質受火害影響之研究較完整，另外也進行了縮小尺寸之構件耐火 性能之研究，但大型實尺寸構件耐火試驗，因國內以往缺乏試驗設備，在此方面之研 究仍付之闕如。所幸近幾年來，國內於火害工程已投入較多的研究人力，例如對於混 凝土構件火害行為之研究已有不少成果，但都以高強度或高性能混凝土為主，有關輕 質混凝土者則相當有限。 至於政府相關部門在推動火害工程研究方面，內政部建築研究自 1989 年九月成立 「建築研究所籌備處」以來，即積極投入建築物防火研究，並於 1992 年 7 月在台北縣 五股工業區內成立防火實驗室。為配合政府相關研究計畫的執行，本所逐年購置符合 國家標準及國際水準的儀器設備，除進行各種耐火試驗外，並與經濟部標準檢驗局共 同辦理「建築用防火門檢驗」，藉由研究成果及現有設備與技術進行檢測，進而達到維 護公共安全之目的。此外，本所於 1993 提出「築物防火性能檢測試驗及應用研究五年 計劃」，此研究計畫內容較廣，包括：防火、救火、煙控、材料與結構耐火性能等， 計有中山、台大、台科大、交大、中興、中山科學研究院等單位投入大量人力與物力 積極進行相關研究。為加強建築防火之科學化、系統化實驗研究，並提升國內建築研 究水準，建築研究所積極籌設建築防火實驗群，於 2002 年 4 月自五股遷移至台南。本 所台南實驗群除建置樑、柱、版、牆試驗爐外，更有一世界級的樑柱複合爐，可供進 行梁柱接頭的耐火性能研究，不僅能結合建築防火理論與實際應用的成果，並可將國 際上之相關防火研究資料，進行本土化的驗證與創新之工作，提供我國建築材料、構 件結構、防耐火性能檢測基準。另方面，近年來，交大、成大亦先後完成樑柱樓板複 合實驗爐，為目前國內少數幾處能進行大型火害研究試驗的試驗單位。 綜上所述，國內外文獻有關火害工程之研究課題，可歸納整理如下：  高溫下及高溫後混凝土材料性質：包括比熱、柏松比、彈性模數、熱傳導係數、 熱膨脹係數、顏色變化、裂縫成長、爆裂行為、抗壓強度、應力-應變曲線、熱潛 變等性質。  高溫下鋼筋材料性質：包括其張應力-應變曲線、彈性模數、降伏強度、極限強度 等性質。  結構構件之耐火性能：包括獨立構件（樑、柱、版、牆等）以及架構（含接頭）

之耐火性能。  其他影響混凝土耐火性能之變數研究：如尺寸效應、支承束制狀況、火害溫升速 率及延時、火害後冷卻速率及降溫方式、試體形狀、骨材種類、混凝土抗壓強度、 混凝土內部含水量、纖維加勁、偏心載重等變數之影響。

第三節 結構防火安全設計方式

在建築消防安全設計過程的初期階段，其目標應明確界定，且應具備驗收標準。 準此，針對建築物使用者、消防人員及接近該建築物民眾之安全，訂出一個可接受的 火災風險，是結構防火設計最起碼的立法要求。另方面，藉由提高結構防火安全層級， 可保護建築物的內容物、建築上層結構、文物資產、商業活動、住戶或業主企業形象 以及減少環境衝擊。 一般而言，防火規範或條例要求結構應具有足夠的耐火性能。為滿足前述目的， 文獻上有許多不同的結構防火安全設計方式，但可簡單歸納為兩大標準的設計方法， 如下所列：  處方式設計（或稱條例式設計或指令式設計方法）（Prescriptive design）  性能化設計（或稱或性能設計）（Performance design） 處方式設計對結構防火設計所使用之材料、結構元素形狀與大小、防火材料厚度 及施工細節等均給予明確規定，是一種基於滿足規範中所有具體要求的設計方法。傳 統上，處方式設計之建議主要是基於相同或相近的標準防火測試經驗。在靜態的情況 下，此概念運作成效良好，但有阻礙建築行業創新與發展之慮。尤其是講究建築與美 學要求的情況下，處方式設計成為非常嚴格的限制。鑑此，條例式設計已漸朝著性能 設計演變。 性能化設計是一種運用工程方法達到既定消防及生命安全目標的設計方法，此法 類似設計結構體承受風荷載與地震作用的過程。性能化設計主要訂定結構元件的功能， 且進行客觀的測試，以評價與防火性能有關的主要功能標準（例如：是否足以承受工

作負荷？是否持續足夠長的時間才崩潰或導致連接到它的結構組件崩潰？）。性能化 設計包括三個基本組成部分的評估，即火場模擬（Fire Modelling）、熱分析（Thermal Analysis）及結構分析（Structural Analysis），如圖 2-1所示。至於整體性能化設計的 複雜性，則取決於對火場行為、傳遞到結構之熱及結構反應的假設與方法，如圖 2-2 所示。

圖 2-1 結構防火安全性能化設計之三個基本組成

（資料來源：本研究整理）

圖 2-2 性能化設計三個基本組成之可行方式

（資料來源：本研究整理）

一個合理的結構防火安全設計應包括下列九個步驟（其流程如圖 2-3所示）：  確定要求與目標（Determine Requirements and Objectives）

 確定可接受的性能標準（Determine Acceptable Performance Criteria）

 評估基本等級的複雜程度以滿足要求和目標（Assess Basic Level of Complexity to

Meet Requirements and Objectives）

 進行定性評估（Carry Out Qualitative Review）  評估價值與限制（Assess Value and Constraints）

 進行詳細的性能設計（Carry out Detailed Performance-based Fire Engineering Design）  確認、核查及審查（Validation, Verification and Review）

 比較分析與可接受標準（Compare Analysis and Acceptable Criteria）  向第三方檢查者簡報（Presentation of Design for Third Party Checking）

圖 2-3 結構防火安全設計流程

第四節 國內外耐火試驗規範

壹、標準火災曲線

基本上，室內火災形成與發展的基本規律如圖 2-4所示，可區分為下列六個階段：

 初期階段（Incipient phase）

 成長階段或閃燃前階段（Growth phase or pre-flashover）  閃燃（Flashover）

 充分發展階段或閃燃後階段（Fully developed phase or post-flashover）  衰減階段（Decay phase）  熄滅階段（Extinction）

圖 2-4 火災之形成與發展

（資料來源：本研究整理） 一般而言，物質燃燒過程中，其溫度與時間關係可如圖 2-5之自燃升溫曲線（Natural fire curve）所示，即以發生閃燃之時間區分為閃燃前及閃燃後兩個階段；閃燃前其溫 度上升緩慢，屬著火悶燒（Ignition-smoldering）行為；閃燃後其溫度先急速上升再

下降，也就是分為加速期與減速期。防火材料的防火時效測試是以時間為衡量單位， 藉以評估其是否具備隔火能力。通常，試體是按照實際使用時的安裝方法，以安裝在 加熱爐之上；當試驗開始時，爐內的溫度是按照一定的幅度升溫，稱之為名義或標準 火災曲線（Nominal or standard fire curves）。例如，圖 2-5之標準升溫曲線（ISO 834 standard fire curve），在三十分鐘時，爐內溫度應升至 840℃，一小時達 925℃，二小 時後則達 1050℃。惟針對其它特殊可燃物體之燃燒行為，還可採用不同的升溫曲線來 進行防火時效試驗，如模擬碳氫化合物燃燒之升溫曲線（Hydrocarbon fire curve）。

圖 2-5 自燃升溫曲線與標準升溫曲線之比較

（資料來源：本研究整理） 標稱或標準火災曲線是用來表示火災能量的最簡單方法，係透過預先定義的溫度 與時間關係來建構。耐火試驗爐依標準火災曲線升溫，可將建築材料與構件作分類及 驗證。標準火災的主要缺點與局限性如下：  標準火災並不代表真正的天然火災：標準火災與天然火災於升溫速率、火勢強度 及持續時間之差異將導致不同的結構行為。

 標準火災無法代表最嚴重的火災條件：依據標準火災試驗設計的構件亦可能於真 正火災時坍塌。 管假設標準火災曲線以設計構件有其缺點與局限性，但依據標準耐火試驗的結果 與觀測資料，已開發出最簡單與最常見的性能設計方法。不同規範所採用的標準火災 曲線種類亦不盡相同，如表 2-1及圖 2-6所示。

表 2-1 標準火災曲線之種類

（資料來源：本研究整理）

圖 2-6 不同規範所採用之標準火災曲線

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

BS 476 及美國 UL 263（Underwriters Laboratories Inc.）。至於我國，柱構件耐火試驗 須符合 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」之相關規定。整體而言，現行鋼、 混凝土、圬工及木材等結構桿件耐火性能的設計規則完全基於標準耐火試驗的結果與 觀測資料。基本上，該測試係將結構部件置於加熱爐環境，並持續至預定延時。由此 產生的耐火等級是以時間長短來表示，一般以分鐘為單位。換言之，耐火等級是指結 構桿件在達到敘明的破壞準則前能夠承受標準耐火試驗作用之時間。根據標準耐火試 驗測試結果，結構構件耐火等級分為：R30、R60、R90、R180 及 R240 等類別。然而， 結構構件耐火等級測試分類的數目因國家而異。以英國為例，規定其梁、柱、屋頂等 組件耐火性能的標準測試方法得遵循 BS 476 或歐洲標準 EN 1363 與 ENV 13381 或國 際標準 ISO 834。前述規範對受軸向載重柱構件耐火試驗之相關規定，謹分述如後。 貳、ISO 834 與 CNS 12514 規範 防火材料的防火時效測試是以時間為衡量單位，藉以評估其是否具備隔火能力。 通常，試體是按照實際使用時的安裝方法，以安裝在加熱爐之上；當試驗開始時，爐 內的溫度是按照一定的幅度升溫，稱之為標準升溫曲線。以國際標準組織 ISO 834 規 範之標準升溫曲線為例，其爐內溫度與時間之關係（如圖 2-7所示）可表示如下：

(

8t 1

)

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

圖 2-7 ISO 834 標準升溫曲線

（資料來源：本研究整理） 參、CNS 12514 規範 至於我國 CNS 12514 規範，主要參考 ISO 834 規範修訂而成。除柱試體受熱長度 至少 3 公尺之規定外，其餘皆與 ISO 834 規範相同。 肆、BS 476 規範 英國防火標準BS 476 規範之標準升溫曲線與 ISO 834 規範者相同，即為式(2-1)； 柱試體受熱長度要求至少 3 公尺；以承重能力規定破壞條件為最大軸向壓縮量超過 120 mm 與最大軸向壓縮速率超過 25 mm/min.。 伍、UL 263 規範 UL 為美國火災保險業者團體所設立的非營利性試驗機構的簡稱。UL 263 規範之 加熱條件要求 5 分鐘須達到 538°C，10 分鐘須達到 704°C，30 分鐘須達 843°C，1 小 時須達到 927°C，2 小時須達到 1010°C，4 小時須達到 1093°C。對於試體受熱長度要 求柱長至少 2.7 公尺，而具防火被覆之柱長至少 2.4 公尺。關於性能基準評定，其柱試 體乃根據不同試驗分類來要求；但具防火被覆之柱試體則要求熱電偶測點溫度超過 649°C 或平均溫度超過 538°C，即判定試體破壞。

有關前述規範耐火規定與評定之比較，如表 2-2 所示。由表 2-2 得知試體受熱長 度，僅 ISO 834 規範無要求；載重試驗破壞基準，僅 UL 263 規範以有、無防火被覆 之試體分別規定。另外，CNS 與 UL 加溫曲線之比較如圖 2-8所示。由圖 2-8得知， 加溫 1 小時後 CNS 標準升溫曲線之溫度明顯高於 UL 規定。

表 2-2 承重柱之耐火規定評定基準

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

圖 2-8 CNS 與 UL 升溫曲線之比較

（資料來源：建研所）

第五節 火災模擬

基本上，火災模擬（Fire Modelling）之模式如表 2-3 及圖 2-9所示，可區分為五 種，其複雜程度由簡單的火災模式增至場模式。事實上，前三個火災模式可視為簡單 的模式，而區域模式與 CFD 模式則是較高等的模式。不同模式的輸入參數亦不相同， 簡單的模式只需要很少的參數，而高等模式需要非常詳細的輸入資料。

表 2-3 火災模擬模式之比較

Fire model Norminal

fires

Time equivalences

Compartment fires Zone Models

CFD / field models

Parametric Localised One-zone Two-zone

Complexity Simple Intermediate Advanced

Fire Behaviour Post-flashover fires Pre-flashover

fires Post-flashover fires Pre-flashover / localised fires Complete temperature-time relationships Temperature

distribution Uniform in whole compartment

Non-uniform

along plume Uniform

Uniform in each layer

Time and space dependent Input parameters Fire type No physical parameters Fire load Ventilation conditions Thermal properties of boundary Compartment size

Fire load & size Height of ceiling

Fire load

Ventilation conditions Thermal properties of boundary Compartment size

Detailed input for heat & mass balance of the system

Detailed input for solving the fundamental equations of the fluid flow Design tools BSEN1991-1-2 COMPF2 OZone SFIRE-4 CCFM CFAST OZone FDS SMARTFIRE SOFIE PD7974-1 PD7974-1

Simple equations for hand

calculations Spreadsheet Simple equations Computer models （資料來源：建研所及本研究整理）

圖 2-9 火災模擬之模式

由於構件防火安全性能試驗之費用較高，為節省研究成本，已發展出一些經驗公 式，可提供設計者使用（Lie（1972）；CSA Standard CAN3-A23.3（1984））。目前 國際上常用的火災模擬程式種類繁多，但大致可分為場模擬（Field model）及區域模 擬（Zone model），常見的場模擬軟體如 CFAST、FIVE、FDS、KAMELEON-3D、

SMARTFIRE、Star-CD 等，其理論法則、主要用途、特色等詳表 2-4之場模式火災模

擬軟體比較表。若依處方式法規及功能法規來分類，則可表示如表 2-5。在選用軟體與

執行模擬時，應考慮軟體的可應用範圍、輸入參數的條件限制、火場的區域模式、輸 出結果的內容與可靠度等，選擇一套適合本研究的火災電腦模擬程式。

表 2-4 場模式火災模擬軟體比較表

項目 FDS Star-CD SMARTFIRE JASMINE PHOENICS 出版 單位 美 國 國 家 標 準 技 術 研 究 所 (NIST) 英 國 的 Computational Dynamics Ltd. 英國 GREENWICH 大學消防 工程小組(FSEG)開發 英國 BRE 的火災及風險科學 部門(FRS )所發展 英國 CHAM 公司開發 理論 法則 LES 法 雷諾平均法(RANS) 有限體積法 主要 用途 火災流場分析 熱傳、流體分析 火災流場分析 煙的流動、浮力、熱對流、 燃燒、熱輻射及邊界熱傳導 等的模式 流場及熱傳、質傳、燃燒與 化學反應分析 理論 說明 將流體物理量區分為大尺度 (grid-scale) 與 次 格 點 尺 度 (subgrid scale,SGS)兩部分。 利用時間平均 Navier-Stokes 方程式加上流預測模式來預 測流體的流動。 使用網格系統 使用網格系統 物件 表示 無資料庫儲存物件，只能個 別建立格點。 可採資料庫之型式儲存各往 格之數值與相關連性，可直 接設置資料庫以建好物件。 軟體內建智慧型的計算流體 力學程式碼和智慧型的知識 資料庫 格點 數目 格點數較多通常在 10 6_級。 格 點 數 目 較 少 ， 通 常 在 104_~105_級。 使用結構型或非結構型網格 分為結構性網格與交錯性格 點 應用 場所 模擬大空間建築物 機械流場模擬 複雜的火場形狀 核 能 電 廠 外 ， 其 他 尚 有 醫 院、運動場、隧道、捷運、 飛機和船艦等場所 輸入 條件 邊界設置條件如速度、溫度。 邊 界 設 置 條 件 如 速 度 、 溫 度、濕度…等，較為嚴謹。 設置 功能 在火災方面，例如 Sprinkler 與火原條件皆有 database 可 隨現況作調整，叫符合真實 狀況。 邊界條件較為嚴謹，但火災 設置功能較少，例如火源只 能調整大小不能改變燃燒材 質，且 Star-CD 無 Sprinkler 這項功能。 有 自 己 的 繪 圖 引 擎 (CADEngine) ， 可 讀 取 AutoCad 的 DXF 檔，有和善 的使用者介面(GUI)，方便使 用者輸入火場資料。 火源 選用 可設置火源大小、燃燒材質 的化學物質的參數。 只能設置火源大小 可設置火源大小、燃料設定。 軟體 特色 此 套 軟 體 設 備 較 為 簡 潔 明 瞭，所以修改容易且快速。 此套軟體因設置較為嚴謹， 修改不易且複雜，需有相當 經驗者才有能力修改。 開放式的平台架構，可撰寫 其他功能程式與其相結合。 （資料來源：本研究整理）

表 2-5 火害溫度模擬之模式

（資料來源：本研究整理）

第六節 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範

「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」是我國現行的 SRC 規範，其適用範圍是 以鋼骨鋼筋混凝土為主所建造的一般建築物。本計畫以銲接方式所製造之方形鋼管柱， 其內灌注混凝土，自當適用此規範。 有關 SRC 柱斷面最小鋼骨比（鋼骨斷面積與構材全斷面積之比）之限制，美國 AISC-LRFD 之規定為 4%，而日本 AIJ-SRC 規範則僅要求不得小於 0.8%。此兩種不同 的規定各有特色，AISC 之規定可以使 SRC 構造中之鋼骨發揮較大之貢獻，並有助於 縮小柱斷面之尺寸。AIJ 之規定則賦予設計者較大的自由選擇空間。我國 SRC 規範採 用最小鋼骨比為 2 %之限制主要係在上述兩者之間取一折衷值。 依據 CFBC 鋼骨比，若試體斷面鋼骨比大於 2%，則參照 SRC 規範設計；反之， 鋼骨比小於 2%，則依據我國「混凝土工程設計規範與解說」設計試體。對於填充型鋼 管混凝土柱或填充型鋼板銲製箱型混凝土柱（如圖 2-10所示），其鋼骨斷面肢材寬厚 比(b/t)應符合規定，塑性設計斷面須小於λpd = (3Es/Fys)1/2，結實斷面須小於λp=61。至 於柱試體設計受壓強度（φcPn），則採用「強度疊加法」，可依下式計算之： nrc crc ns cs n cP =φ P +φ P φ (2-4) 其中，φcs 為鋼骨部分之強度折減係數（0.85）；Pns 為鋼骨部分之標稱受壓強度；φcrc

為鋼筋混凝土部分之強度折減係數（填充型鋼管混凝土柱為 0.75）；Pnrc為鋼筋混凝土 部分之標稱受壓強度。

圖 2-10 填充型 SRC 柱

（資料來源：建研所）

第七節 混凝土材料之熱學性質及溫度對其影響

為瞭解在火中建築物的性能與行為，須先掌握建築物構件組成材料於高溫下的力 學性質（降伏強度、極限強度、彈性模數...）與熱性質（熱膨脹係數、熱傳導係數、 比熱、熱擴散率、熱容量...），如圖 2-11所示。材料力學性質與載入速率及加熱速率有 關，而模擬其應力-應變與溫度關係的本構方程基本上有兩種測試方式可推導之，即穩 態試驗（steady-state temperature test）與暫態試驗。以混凝土材料為例，其熱學性質及 溫度對其影響，謹扼要簡述如下。

壹、混凝土密度與溫度之關係 Schneider（1988）指出，隨著溫度之增加，混凝土密度會呈現出降低之趨勢，且 隨骨材性質之不同，其衰減情形亦有明顯的差異。在升溫初期，因混凝土內水分汽化 而降低，同時骨材及水泥漿體受熱膨脹，使其體積增加，故質量密度減小。此現象在 升溫過程中始終存在，且隨溫度增加其影響漸增。此外，不同礦物組成的骨材，其在 受熱時之表現亦有所差異。例如矽質骨材在 600~800℃分解形成晶體，伴隨巨大的體 積膨脹，使質量密度大幅降低；而玄武岩和石英在 1200~1400℃時熔化、燒結，使混 凝土質量密度回升。輕質混凝土的質量密度隨溫度增加之變化與常重混凝土相似，但 因 LWA 於燒結過程已加熱超過 1100℃，使其體積較穩定，故變化幅度更小。至於混 凝土密度與溫度之關係曲線，可參考 Eurocode 2（EC2-02）（2002）。 貳、混凝土熱膨脹係數與溫度之關係 混凝土各組成受熱後的熱膨脹性質並不相同，故其熱膨脹係數為各組成性質之組 合，且深受含水量、齡期等因素的影響。一般而言，骨材的熱膨脹係數大致介於 4~13×10-6_{/°C、水泥漿的熱膨脹係數則大致介於 18~20×10}-6 /°C，故混凝土的熱膨脹係 數大致介於 7~14×10-6 /°C。當溫度上升時，矽質骨材混凝土及石灰質骨材混凝土之熱 膨脹係數可表示如下（Eurocode 2（2002）；Metha（1986））： 6 10 6 1000 T 8 _× −      ₊ = α 當 0 ≤ T ≤ 1000℃ (2-5) 另外，Abrams（1977）亦提供不同骨材混凝土之熱膨脹係數與溫度關係。基本上， 熱膨脹係數可視為連接混凝土熱學及力學性質的參數。就數值分析觀點，溫度-應力耦 合分析即透過熱膨脹係數，合併熱傳分析（溫度場）及力學分析（應力場）。 參、混凝土熱傳導係數與溫度之關係 Collet（1977）之研究顯示，由於混凝土各組成受熱後的熱傳導係數性質並不相同，

故其受熱後的熱傳導係數為各組成性質之組合，而不同骨材所拌製混凝土之熱傳導係 數與溫度關係如圖 2-12所示。

圖 2-12 不同骨材所拌製混凝土之熱傳導係數與溫度關係

（資料來源：Collet（1977）） 為便於計算，歐洲規範 Eurocode 2（2002）按照不同骨材來源分成三類，分別給 定其熱傳導係數（W/m⋅K）的計算式如下：  矽質骨材（20℃

≤

T

≤

1200℃） 2 120 T 012 . 0 120 T 24 . 0 2       + − = l (2-6)  鈣質骨材（20℃

≤

T

≤

1200℃） 2 120 T 008 . 0 120 T 16 . 0 6 . 1       + − = l (2-7)  輕質骨材 C 1200 T C 800 C 800 T C 20 o o o o < ≤ < ≤ 5 . 0 1600 T 0 . 1 = l − = l (2-8) 由於 LWA 顆粒存在較多的孔隙，使傳熱效率降低，故 LWAC 之熱傳導係數較常 重混凝土低很多，而且隨溫度升高而變化的幅度也較小。此外，混凝土的熱傳導係數

會隨含水量及密度之增加而增大，混凝土中自由或可揮發水之重量每增加 1%，熱傳導 係數會增加 6%，亦與其烘乾密度有關，修正的熱傳導係數可計算如下（ACI Committee 213（2003））：

(

)

      ₊ − × l = l o o m w w w 6 1 烘乾 修正 (2-9) 式中，wm及 wo分別為濕治及烘乾條件下混凝土的密度。 肆、溫度對混凝土熱容量之影響 熱容量可用來評量材料儲存熱能的能力，其定義為材料比熱（cc）與單位重（ρ） 之乘積。Alnajim（2004）之研究顯示，混凝土的熱容量與溫度及相對濕度之關係如圖 2-13所示。此外，混凝土的熱容量與其所採用骨材有關，矽質骨材混凝土及石灰質骨 材混凝土之熱容量與溫度關係，可列述如下（Mindess 等（1981）；Metha（1986））：  矽質骨材混凝土  ρ×cc = (0.005T + 1.7)×10 6 當 0 ≤ T ≤ 200℃  ρ×cc = 2.7×10 6_{當 200 < T ≤ 400℃}  ρ×cc = (0.013T − 2.5)×10 6 當 400 < T ≤ 500℃  ρ×cc = (−0.013T+10.5)×10 6_{當 500 < T ≤ 600℃}  ρ×cc = 2.7×10 6 當 T > 600℃  石灰質骨材混凝土  _{ρ×cc = 2.45×10}6 當 0 ≤ T ≤ 400℃  ρ×cc = (0.026T − 12.85)×10 6_{當 400 < T ≤ 475℃}  ρ×cc = (0.0143T − 6.295)×10 6 當 475 < T ≤ 650℃  ρ×cc = (0.01894T − 120.11)×10 6_{當 650 < T ≤ 735℃}

 ρ×cc = (−0.263T + 212.4)×10 6 當 735 < T ≤ 800℃  ρ×cc = 2.0×10 6 當 T > 800℃

圖 2-13 混凝土熱容量與溫度及相對濕度之關係

（資料來源：Alnajim（2004））

第八節 火害對混凝土之影響

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