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
內政部 建築研究所委 託研究報告
中華民國 105 年 12 月
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
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 研 究 員 ： 林俊宏 研 究 助 理 ： 柯志揚、黃崑瑭 研 究 期 程 ： 中華民國 105 年 1 月至 105 年 12 月 研 究 經 費 ： 新臺幣壹佰壹拾玖萬元內政部 建築研究所委 託研究報告
中華民國 105 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）I
目次
表次 ... V 圖次 ... VII 摘要 ... XVIII 第一章 緒論 ... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的... 2 第三節 本計畫之重要性 ... 3 第四節 範圍與方法 ... 4 第五節 流程與研究報告之內容 ... 7 第二章 文獻回顧 ... 9 第一節 國內外火害工程沿革 ... 10 第二節 國內外相關耐火規範 ... 17 第三節 混凝土與鋼筋受高溫後之材料傷損特徵 ... 21 第四節 熱力驅動破壞之沿革 ... 54 第五節 新型混凝土單軸壓縮試驗 ... 58 第六節 鋼棒單軸拉伸試驗 ... 68第七節 非破壞檢測(一): 超音波脈衝技術之沿革與應用 ... 71 第八節 非破壞檢測(二):聲射技術之沿革與應用 ... 89 第九節 非破壞檢測(三): 電子斑紋干涉術之沿革與應用 ... 96 第十節 巨、微觀試驗數據分析及其預測模型 ... 104 第十一節 火害現場案例收集 ... 106 第三章 研發應用方法與範圍 ... 113 第一節 試驗材料準備與試體組數 ... 114 第二節 破壞性試驗儀器與設備 ... 121 第三節 破壞性試驗之實驗設備校正 ... 127 第四節 非破壞性檢測儀器架設 ... 131 第五節 非破壞性檢測之儀器校正 ... 142 第六節 火害模擬之延、脆試體製作方法 ... 149 第七節 火害破壞特徵資料庫建置方法與流程 ... 164 第四章 研究成果與分析 ... 167 第一節 試驗參數說明 ... 168 第二節 混凝土受熱驅作用前、後於單壓應力路徑之巨觀力學 175 第三節 混凝土受熱驅作用前、後於單壓應力路徑之微觀特徵 194
III 參數關係 211 第五節 鋼棒受熱驅作用前、後於單拉應力路徑之巨觀力學.... 224 第六節 鋼棒受熱驅作用後之剪、壓波速及其波速比之可行性檢討 234 第七節 火害破壞特徵資料庫建置方法與流程 ... 237 第五章 結論與建議 ... 259 第一節 結論 ... 259 第二節 建議 ... 267 附錄一 火害破壞特徵資料庫使用手冊 ... 270 附錄二 採購評選會議記錄 ... 285 附錄三 期中審查意見表 ... 291 附錄四 期末審查會議會議紀錄 ... 295 附錄五 第一次工作小組會議紀錄 ... 299 附錄六 第二次工作小組會議紀錄 ... 303 附錄七 第三次工作會議會議紀錄 ... 305 附錄八 第一次專家座談會議記錄 ... 307 附錄九 第二次專家座談會議紀錄 ... 311
附錄十 第一、二、三次工作會議簽到單 ... 315
附錄十一 第一、二次專家座談會議簽到單... 319
附錄十二 自充填混凝土配比設計表 ... 323
附錄十三 SD 420W #10 鋼筋出廠證明書 ... 325
V
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 ... 11 表 2-2 火災發展歷程各階段之基本特性 ... 16 表 2-3 水泥漿體受熱之變化 ... 30 表 2-4 長徑比修正係數 ... 66 表 2-5 混凝土鑽心取樣試驗結果及強度評估表 ... 108 表 2-6 混凝土中性化指示試驗結果表 ... 109 表 2-7 燒失量試驗推估火害溫度結果表 ... 110 表 3-1 混凝土設計強度 420 KGF/CM2 之預拌混凝土配比設計表 ... 116 表 3-2 研究範圍與方法概述表 ... 118 表 3-3 本年度計畫契約規劃之試驗組數 ... 118 表 3-4 本計畫(含後續)試驗編碼說明表 ... 120 表 3-5 萬能試驗機規格 ... 125 表 3-6MTS 荷重元校正紀錄表 ... 128 表 3-7 單壓試驗排程設定 ... 160 表 4-1 混凝土於不同最高溫度之熱驅破壞巨觀參數變化與折減 ... 180 表 4-2 混凝土單壓試驗之聲-光非破壞檢測量化成果 ... 197表 4-3 混凝土之波速、波速比與巨觀勁度、強度、韌度參數對照表 ... 214 表 4-4 混凝土之波速、波速比與微觀叢聚、初裂時機之對應關係 222 表 4-5 受各最高溫度之熱驅破壞鋼棒之巨觀參數變化與折減 ... 229 表 4-6 受不同最高溫度之熱驅作用鋼材之超音波波速、波速比變化 ... 235 表 4-7 輸入變數與輸出變數之間的相關係數 ... 241 表 4-8 輸出變數之間的相關係數 ... 243 表 4-9 針對輸出變數的基於相關性的變數選取結果 ... 253 表 4-10 針對最高溫度以及持溫時間的基於相關性的變數選取結果 ... 255
VII
圖次
圖 1-1 本計畫計畫之架構與流程 ... 8 圖 2-1 近五年火災發生次數統計圖 ... 9 圖 2-2 室內火災之歷程曲線 ... 15 圖 2-3 標準時間-溫度曲線圖例 ... 19 圖 2-4CNS12514 與ASTME119 之標準昇溫曲線 ... 19 圖 2-5 火害溫度與混凝土強度折減關係 ... 20 圖 2-6 不同混凝土之溫度與熱傳導係數之關係 ... 22 圖 2-7 不同溫度與熱傳導係數之關係 ... 24 圖 2-8 氣乾狀態下岩石熱擴散係數與溫度之關係 ... 25 圖 2-9 高強度混凝土溫度與熱膨脹係數關係 ... 26 圖 2-10 混凝土比熱與溫度關係圖 ... 28 圖 2-11 矽質、石灰質混凝土比熱與溫度關係圖 ... 28 圖 2-12 普通強度混凝土比熱與溫度之關係... 29 圖 2-13 水泥漿體之溫度與長度變化關係 ... 31 圖 2-14 矽質骨材的溫度與線性膨脹之關係... 32 圖 2-15 混凝土於高溫作用下之變化 ... 33圖 2-16 混凝土於高溫作用下對相對強度之影響 ... 33 圖 2-17 混凝土暴露於高溫下之性質變化 ... 34 圖 2-18 慢速昇溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 ... 37 圖 2-19 快速昇溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 ... 37 圖 2-20 不同昇溫梯度與高溫下試體中心昇溫歷程 ... 38 圖 2-21 不同高溫及持溫時間下混凝土(水灰比 0.55)之殘餘強度 ... 38 圖 2-22 不同高溫及持溫時間下混凝土(水灰比 0.65)之殘餘強度 ... 39 圖 2-23 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 ... 41 圖 2-24 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 41 圖 2-25 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 42 圖 2-26 試驗(A)與試驗(B)的溫度與加載歷程 ... 43 圖 2-27 不同工作載重下試體昇溫過程之變形量 ... 44 圖 2-28(A)彈性模數於不同工作載重與高溫下之關係... 45 圖 2-29 鋼材於各最高溫度與室溫狀態下之極限強度比例變化關係 48 圖 2-30Q460 受各最高溫度之熱驅作用及氣溫自然冷卻後(CIA)與未 受熱驅作用鋼材之機械性質比例變化關係 ... 49 圖 2-31 鋼材各最高溫度與室溫狀態之彈性模數比例隨溫度變化關係
IX 圖 2-32 鋼材各最高溫度與室溫狀態之降伏強度比例隨溫度變化關係 ... 50 圖 2-33 鋼材各最高溫度與室溫狀態之極限強度比例隨溫度變化關 係 ... 50 圖 2-34Q460 鋼材受各最高溫度之熱驅作用及 ... 52 圖 2-35Q460 鋼材於各最高溫度之熱驅作用及 ... 52 圖 2-36 鋼材受最高溫度等於 900 ℃... 53 圖 2-37 熱傳受熱試體準備之溫度量測 ... 56 圖 2-38 熱傳受熱試體準備 ... 56 圖 2-39 半圓盤破裂韌度試驗配置圖 ... 57 圖 2-40(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 ... 60 圖 2-41 以回饋訊號作為閉迴圈控制之原理... 62 圖 2-42 傳統試驗加載控制模式 (A) 力量控制 (B) 位移控制 ... 64 圖 2-43 岩石單軸壓縮試驗典型二類破壞行為之應力-應變曲線 ... 64 圖 2-44 鮞狀石灰岩單軸壓縮試驗完整曲線圖 ... 65 圖 2-45 應力速率與應變速率對抗壓強度之影響 ... 67 圖 2-46 鋼材應力-應變關係示意圖 ... 70
圖 2-47 實體波示意圖 (A)P波 (B)S波 ... 73 圖 2-48 表面波示意圖 (A) 雷利波 (B) 勒爾波 ... 74 圖 2-49 基於彈性理論所得α(=VS/VP)與柏松比之關係 ... 76 圖 2-50 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 ... 78 圖 2-51 超音波脈衝量測設備之示意 ... 79 圖 2-52 鋼管中之導波示意圖 ... 81 圖 2-53 柱波之頻散與多震態現象 ... 82 圖 2-54 柱波之反射與透射行為 ... 83 圖 2-55 鋼筋導波在混凝土包覆處之能量洩漏示意圖 ... 83 圖 2-56 導波在鋼筋以及混凝土包覆段之傳遞情形 ... 83 圖 2-57 鋼筋鏽蝕之數值模擬波形 ... 85 圖 2-58 導波能量與握裹長度消失比例的關係 ... 86 圖 2-59 鋼筋握裹狀態與鏽蝕程度在導波能量上的反應 ... 87 圖 2-60 到達時間差法之三維空間定位配置... 92 圖 2-61 單一聲射事件發生之示意圖 ... 93 圖 2-62 筆芯折斷法製造人工聲源以提供校正用 ... 93 圖 2-63 二維到達時間差法聲射定位準則示意 ... 95
XI 圖 2-64 光學量測技術之分類 ... 97 圖 2-65 試體表面面內位移示意圖 ... 103 圖 2-66ESPI干涉條紋分析變形場之實例圖 ... 103 圖 2-67 火場鑽心編號平面配置圖 ... 107 圖 3-1 單軸壓縮試驗混凝土試體尺寸 ... 115 圖 3-2 鋼筋材料之單軸拉伸試驗試體尺寸 ... 116 圖 3-3 完整加熱歷程示意圖 ... 117 圖 3-4 本年度火害資料數據擴充預期成果 ... 119 圖 3-5 伺服控制油壓試驗系統 ... 123 圖 3-6 環狀位移量測計 ... 123 圖 3-7 混凝土單軸壓縮試驗儀設 ... 124 圖 3-8 萬向接頭 ... 124 圖 3-9MTS荷重計校正成果 ... 129 圖 3-10MTS伺服系統壓力校正 ... 129 圖 3-11MITUTOYO輪廓測定系統校正LVDT之儀設 ... 130 圖 3-12LVDT之校正結果 ... 130 圖 3-13 超音波脈衝量測配備 ... 132 圖 3-14 壓電式感應器 ... 134
圖 3-15 前置放大器 ... 135 圖 3-16 試驗光場架設與元件佈設 ... 138 圖 3-17 電子斑紋干涉術光學元件 ... 140 圖 3-18NDI元件尺寸圖 ... 141 圖 3-19NDI量測範圍 ... 141 圖 3-20 混凝土材料之能量距離衰減校正設置 ... 143 圖 3-21 混凝土材料之能量距離衰減關係 ... 144 圖 3-22 筆芯斷裂定位校正鋁塊 ... 145 圖 3-23 筆芯斷裂定位校正法之裝設 ... 146 圖 3-24 黏貼AE感測元件之溶劑（左）與黏膠（右） ... 146 圖 3-25 聲射訊號空間程式定位校正 ... 147 圖 3-26 混凝土火害模擬昇溫歷程(爐內溫度) ... 150 圖 3-27 鋼筋火害模擬昇溫歷程(爐內溫度) ... 150 圖 3-28 混凝土單向度熱傳導簡化分析之邊界、初始條件示意 .... 154 圖 3-29 混凝土持溫階段(T1=300 ℃)單向度熱傳解析解 ... 154 圖 3-30 實驗與理論之穩態時間比對 ... 155 圖 3-31 加溫加載歷程說明圖 ... 156 圖 3-32 熱-固耦合作用之加溫加載歷程 (A) 工作載重比 0.2(B) 工作
XIII 載重載比 0.4 ... 157 圖 3-33 混凝土單軸壓縮試驗前示意圖 ... 161 圖 3-34 鋼筋拉伸試驗示意圖 ... 162 圖 3-35 鋼筋拉伸試驗儀器配置圖 ... 163 圖 4-1 橫距法決定降伏強度之示意 ... 171 圖 4-2 變形模數定義... 171 圖 4-3 混凝土單壓試驗定量韌度計算 ... 171 圖 4-4 鋼棒單拉試驗定量韌度計算 ... 172 圖 4-5AE時間關係研判叢聚發生時機之示意 ... 174 圖 4-6 以AE時間關係圖研判叢聚發生時機 ... 174 圖 4-7 混凝土受熱驅破壞單壓試驗之完整加載曲線 ... 182 圖 4-8 混凝土巨觀勁度、強度、韌度(TPRE)隨最高溫度之折減比例 184 圖 4-9 韌度(TPOST)隨最高溫度之變化比例 ... 184 圖 4-10 混凝土與EUROCODE(BN1992-1-2)高強度混凝土之單壓強度隨 最高溫度之折減比例 ... 185 圖 4-11 混凝土於最高溫度 1200 ℃ (A)熱驅作用前 (B)熱驅作用後 ... 185 圖 4-12 混凝土於熱驅破壞後之完整應力應變曲線 ... 189
圖 4-13 混凝土於熱驅破壞後之巨觀力學參數折減比率 ... 189 圖 4-14 混凝土於熱-固耦合作用下之完整應力應變曲線 ... 193 圖 4-15 混凝土於熱-固耦合作用下之巨觀力學參數折減比率 ... 193 圖 4-16 混凝土聲射事件發生時機對應加載歷程 ... 198 圖 4-17C042_005_0025_300_CIF_000-1 單壓試驗之加載歷程 ... 201 圖 4-18 混凝土受最高溫度 800 ℃熱驅歷程後之照片 (A)原尺度照片 (B)局部區域放大照片 ... 201 圖 4-19 混凝土受最高溫度 1000 ℃熱驅歷程後之照片 (A)原尺度照 片 (B)局部區域放大照片 ... 202 圖 4-20C042_005_0200_300_CIF_000-1 單壓試驗歷程對應干涉影像 空間圖系 ... 205 圖 4-21C042_005_0400_300_CIF_000-1 單壓試驗歷程對應干涉影像 空間圖系 ... 206 圖 4-22C042_005_0500_300_CIF_000-1 單壓試驗歷程對應干涉影像 空間圖系 ... 207 圖 4-23C042_005_0600_300_CIF_000-2 單壓試驗歷程對應干涉影像 空間圖系 ... 208 圖 4-24C042_005_0300_150_CIF_000-1 單壓試驗歷程對應干涉影像
XV 空間圖系 ... 209 圖 4-25C042_005_0300_300_CIF_000-1 單壓試驗歷程對應干涉影像 空間圖系 ... 210 圖 4-26 混凝土受各最高溫度之熱驅歷程作用後波速、波速比變化 ... 216 圖 4-27 混凝土勁度、強度、韌度(TPRE)折減與(A)VP(B)VS(C)剪-壓波速 比之關係 (TMAX變數) ... 219 圖 4-28 剪-壓波速比與 (A)勁度 (B)強度 (C)韌度(TPRE) 之關係 (TMAX變 數) ... 220 圖 4-29 剪-壓波速比與微觀 (A) 叢聚 (B) 初裂現象之關係 ... 223 圖 4-30 鋼棒受各最高溫度之熱驅歷程作用後單拉試驗加載曲線 . 230 圖 4-31 鋼棒勁度隨最高溫度之折減比例 ... 231 圖 4-32 鋼棒降伏強度隨最高溫度之折減比例 ... 231 圖 4-33 鋼棒極限強度隨最高溫度之折減比例 ... 232 圖 4-34 鋼棒韌度(TPRE)隨最高溫度之折減比例 ... 233 圖4-35 鋼棒單拉試驗 (A)試驗前 (B)試驗中 (C)試驗後 (D)試驗結束清 理後 ... 233 圖 4-36 熱驅作用後超音波量測使用之鋼筋試體 ... 236
圖 4-37 超音波A1220M儀器量測鋼材使用之超音波探頭 (A)100 KHZ 耦合接觸式探頭 (B)50 KHZ 乾點式探頭 ... 236 圖 4-38 壓力波速(VP)與最高溫度的迴歸線圖 ... 243 圖 4-39 剪力波速(VS)與最高溫度的迴歸線圖 ... 244 圖 4-40 剪-壓波速比(VS/VP)與最高溫度的迴歸線圖 ... 245 圖 4-41 壓力波速差(ΔVP)與最高溫度的迴歸線圖 ... 245 圖 4-42 剪力波速差(ΔVS)與最高溫度的迴歸線圖 ... 246 圖 4-43 剪-壓力波速差比(ΔVS/ΔVP)與最高溫度的迴歸線圖 ... 247 圖 4-44 勁度與最高溫度的迴歸線圖 ... 247 圖 4-45 勁度殘餘比率與最高溫度的迴歸線圖 ... 248 圖 4-46 強度與最高溫度的迴歸線圖 ... 249 圖 4-47 強度殘餘比率與最高溫度的迴歸線圖 ... 249 圖 4-48 峰前韌度與最高溫度的迴歸線圖 ... 250 圖 4-49 峰後韌度與最高溫度的迴歸線圖 ... 251 圖 4-50 峰後減峰前韌度與最高溫度的迴歸線圖 ... 251 圖 4-51 資料庫設計圖... 257 圖 5- 1 剪-壓波速比與最高溫度(消防調查)、 強度折減比率關係(結構 鑑定) 266
摘要
關鍵字：混凝土、鋼材、火害傷損度、超音波脈衝、聲射法、 電子斑紋干涉術 壹、 研究緣起 為建置簡速型火害現場結構安全評估方法，本研究擬以鋼筋混凝 土結構物之脆、延性材受熱驅破壞後，引致材料之巨觀力學傷損及微 觀破壞特徵演化之範疇進行系列研探，並以正規化波速指標「剪-壓 波速比(VS/VP)」作為評估材料熱損程度之指標。 貳、 研究方法 由表層至裏層受熱材料，即保護層之脆性材混凝土至延性材鋼材， 於熱驅前、後，分別施以單向壓、拉之完整應力路徑。即以最高溫度 作為試驗主要變數(常溫~1200℃)，於最高溫度狀態下持溫 50(穩態條 件)、150、300 分鐘、於加溫狀態施以工作載重比 0.2、0.4，固定每 分鐘 5℃昇溫控制、於爐內自由冷卻至常溫作為受熱歷程，再各自針 對脆、延性材施以單壓、拉破壞試驗，其中之單壓試驗過程須佐以環 狀側向變位計測(含劈、剪裂縫開口位移)作為試驗控制之回饋訊號， 方能包含峰後真實材料反應之完整加載歷程。試驗同時，並結合複合 式聲-光非破壞檢測：超音波脈衝(主動)、連續性三維微裂震源量測之 聲射法(被動)兩種音波探傷技術、面內位移量測之光學干涉技術；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XIX 化；與三項微觀破壞特徵之演化：叢聚、初裂、裂衍。透過超音波脈 衝儀量測之「剪-壓波速比(VS/VP)」，連結多尺度之巨-微觀破壞力學 特徵，作為後續於災害現場之判識應用。 參、 重要發現 研究以自充填混凝土作為廣義脆性材料之成果顯示，剪-壓波速比 與熱損最高溫度呈正相關；且對應勁度、強度、韌度變化之二次回歸 相關係數分別達 0.94、0.93、0.88，合理印證該波速比可作為火害傷 損辨識指標之適確性。巨觀方面，受熱驅破壞之峰後行為因受熱溫度 增加而漸由失穩破壞(Class II 路徑)轉成穩定破壞(Class I)，此臨界轉 換溫度介於 300~400℃。微觀方面，脆性材料隨最高熱驅溫度增加； 其熱損程度越劇且引致叢聚現象漸不顯著。另一方面，延性鋼材受熱 驅-冷卻之溫變歷程中，波速與剪-壓波速比則無顯著性。 肆、 主要建議意見 1. 建議一 延-脆介面波傳理論與驗證應用於火害之 RC 建物握裹能力等折減特 徵與破壞模式：立即可行之建議 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） 導波應用於火害後鋼筋握裹狀況之評析，在進入實際現場應用前 至少有三點關鍵問題應加以探討與確認：具實際現場應用性之導波量 測架構建立、火害後鋼筋混凝土於導波行為之影響及鋼筋握裹狀態與 鏽蝕狀態於導波能量之影響。
2. 建議二 持續改善與研發精進火害之 RC 構材/構件之性能折減判識之應用：中 長期建議 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 執行不同設計配比之混凝土受熱驅相關研究，比較其熱損之差異 性。於熱變數方面，可增加昇溫速率(Mheat)、持溫時間(Etime)以及降溫
方式(Mcool)進行多層面之綜合探討；和增加外業量測資訊，執行實驗
與現場之資料驗證，並進一步檢視變數之間的關係，建立實用的推估 或預測模型，以利後續於外業以簡速量測之超音波波速比；進行結構 物之傷損程度與溫度分佈等量化判識。
Abstract
Keywords: Concrete, Steel, Fire-induced damage, Ultrasonic pulse (UP),
Acoustic emission (AE), Electronic speckle pattern interferometry (ESPI) To establish a working system in field to evaluate the degree of fire-damage readily for both brittle and ductile of reinforced concrete structure, this research focused on the failure characteristics and evolution on both macro-scale (stiffness, strength and toughness) as well as micro-scale (localization, crack initiation and propagation). After applying various heat-driven-damage treatments, both brittle material such as concrete and ductile steel were conducted uniaxial compressive and tensile tests respectively. Furthermore, this study propose a velocity ratio, defined as VS/VP, to be an index to identify the degree of
thermos-induced damage in field.
By applying maximum temperature varied from 25 to 1200 ℃, exposure time 50 to 300 mins and working load ratio 0 to 0.4 with constant rate of heating (5℃/min) and cooling condition (cooling in furnace), the uniaxial compressive and tensile tests with post-peak behavior were obtained by controlling the lateral COD (crack opening displacement) as a feedback signal to conduct the closed-loop experiences. Associated with ultrasonic pulse (UP) and synchronized
XXIII
micro-scale failure of materials were examined corresponding to entire loading histories of uniaxial compressive tests.
The results show that VS/VP has a positive correlation with degree
of thermos-induced damage on concrete, the correlation coefficient of VS/VP between stiffness, strength and toughness are -0.90, -0.87 and
-0.77 respectively. It proves that the VS/VP can be used to identify the
degree of thermos-induced damage such as fire disaster. In macro-scale, concrete suffer heat-driven damage cause the post-peak stability from snap back (Class II) convert to snap through (Class I), and the transition temperature is between 200 to 400℃. In micro-scale, as the maximum temperature increase, the more severe the degree of thermos-induced damage, in addition, it leads to more insignificant “localization” phenomenon gradually. On the other hand, ductile material such as steel during heat-up and cool-down treatment shows insignificant response of VP, VS.
According to these research results, the following suggestions are proposed.
For immediate strategy:
At least 3 key points need to be investigated and verified before guided wave testing technique could be applied in the field to evaluate the boding condition of rebar after fire damage. First is to establish the framework of guided wave measurement in the field. Second is to
investigate the characteristics of guided wave in fire-damaged reinforced concrete structure. The last is to understand the effects of the bonding and corrosion conditions of rebar on guided wave energy.
For long-term strategy:
Perform studies on concrete material with different proportions to better understand the damaging effects from fire. The variables to be studied could include the heating rate, exposure time, and cooling method. More field measurements should be carried out to be compared and verified with laboratory results, so that a practical and simple predicting model could be established and used in the field to evaluate the fire damaging effects on structures by wave velocity measurements.
1
第一章 緒論
第一節 研究緣起與背景
「安全」與「生活」為人類首要之追求。火災發生對人身安全與 生活環境之影響劇烈，而災後又對結構物之安全性與功能性影響堪憂， 故建物之耐火性能即扮演重要角色。 為快速瞭解與提高評估研判受火害後鋼筋混凝土結構物(含地上、 地下)構材之力學性質與其損傷程度、範圍之界定，因此於本計畫提 出「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」，由本研究團隊所開發、建立相關軟、硬體(韌體)之試驗 組件、操作人機、試驗方法，冀能持續透過現場與實驗室巨微觀尺度 之受火害後材料巨觀力學參數(勁度、強度、韌度)與微觀破壞特徵(叢 聚、初裂、裂衍)參數之數據與分析的收集，並利用其各參數間之關 聯性，作為建置“火害破壞特徵資料庫”之依據。第二節 研究目的
本計畫以台灣土建工程量最多之RC結構物受火害後其構材巨觀 力學參數折減與非破壞技術判識進行系列研探。以脆性材料之混凝土； 延性材料之鋼筋作為本計畫之試驗材料，考慮受外在環境影響之溫度 場變化與構件受工作應力狀態下，脆、延性構材之熱力-固力互制行 為，於內業(實驗室)中以模擬實際RC結構物之混凝土與鋼筋構材受火 害之材料巨觀力學行為與微觀破壞特徵。搭配以同步耦合微觀聲-光 非破壞檢測之主動式超音波脈衝(UP)、被動式聲射法(AE)與電子斑紋 干涉術(ESPI)，分別觀察受固力加載之火害前、後混凝土與鋼筋構材 其巨觀材料力學性質(勁度、強度、韌度)傷損程度之研判與構材「內、 外部」及「時、空間」之微觀破裂特徵(叢聚、初裂、裂衍)，連結巨 觀主動超音波探傷量測技術所得之“剪-壓波速比”，作為“火害破壞特 徵資料庫”建置之據，俾未來於外業評估作業可採超音波脈衝探傷量 測技術得剪-壓波速比(VS/VP)指標與已建置完成之資料庫韌體，即可 快速於現場獲得受火害後結構物傷損之損害分級。3
第三節 本計畫之重要性
據文獻統計及本團隊已執行之研究實績顯示：一般混凝土約於受 火害溫度達 600 ± 40 ℃後，其強度折減可高達七成以上。此外，本 研究計畫利用環狀位移計作為破壞性試驗之回饋訊號，進行峰後控制 以獲致材料之完整加載曲線，除傳統之強度折減外，更可進一步求得 構材之勁度、韌度折減。 承如上述，安全與生活為人類所追求之首要條件，而火災後之 RC 結構體安全與功能性影響劇烈，如能於實驗室中先行以單壓(脆性)、 單拉(延性)試驗分別模擬 RC 結構物之混凝土、鋼筋構材受熱力-固力 互制作用狀態下，解析巨-微觀材料力學行為與破壞演化過程，實有 助於 RC 結構物受災前之耐火時效設計與災後補強作業。 因此釐清混凝土與鋼筋構材受火害(熱力)以及工作應力(固力)聯 合作用下材料之巨觀傷損程度與微觀破壞衍化特徵及行為勢在必行， 如能從中了解火災前、後材料安全性與功能性之差異重要性，搭配本 計畫所新增之複合式聲-光非破壞檢測技術並與巨觀式超音波脈衝探 傷技術系列驗證比對，研探上述構材受熱-固耦合作用下材料於變形 連 續 (Displacement Continuity, D.C.) 至 初 裂 、 裂 衍 之 變 形 不 連 續 (Displacement Discontinuity, D.D.)之「內、外部」與「時、空間」之 破壞特徵，希冀未來於火害現場利用經聲-光非破壞檢測技術驗證之 超音波脈衝，直接量測火害後構材之剪-壓波速比(VS/VP)，即可界定 材料受火害後勁度、強度與韌度之折減程度。第四節 範圍與方法
為評估 RC 結構體受後火害後之整體性安全評估，因此本研究試 驗材料以脆性材料之混凝土與延性材料之鋼筋，受火害(熱力)與工作 載重(固力)作用下致使混凝土破壞與鋼筋軟化、脆化，再分別對脆、 延性構材進行單軸壓縮試驗(脆性材)與單軸拉伸試驗(延性材)，以模 擬 RC 結構物中構材受溫度場變化(熱力)與工作載重(固力)之互制行 為。 利用主動巨觀連續式超音波脈衝(UP)音波探傷技術探查構材分 別受單壓、單拉傷損程度，結合被動式微觀聲射法(AE)觀察其「內部」 裂損演化之時、空特徵(時機、位置)及破壞程度，搭配微觀光學電子 斑紋干涉(ESPI)量測其「外部」裂紋衍生情況，可同時探知材料受熱 力-固力破壞下構材之巨-微觀傷損情況。藉由控制構材之設計、降伏 強度(fc’、fy)；環境變數中工作載重之工作載重比(η)，及火害溫度場 之最高溫度(Tmax)進行實驗，解析於軸壓、軸拉應力路徑下，其巨觀 材料力學性質之強度、勁度、韌度與微觀破壞演化之叢聚、初裂、裂 衍對應關係；於試驗過程中以環狀應變計控制(lateral strain)作為裂縫 開口位移(COD)控制求得完整之巨觀加載歷程曲線(含尖峰強度前、後 曲線)，同步化耦合複合式微觀聲-光非破壞檢測法(微觀破壞特徵之量 測)作系列驗證比對，研析材料由變型連續(D.C.)至初裂、裂衍變形不 連續(D.D.)及內、外部之破壞與時、空間關係，並建立全域性之材料 巨觀力學參數(勁度、強度、韌度)與微觀破壞特徵(叢聚、初裂、裂衍)5 之關係，搭配連續巨觀式超音波脈衝探傷技術，求得於試驗過程中材 料內波速之連續變化並與微觀破壞特徵(叢聚、初裂、裂衍)進行比對， 並以複合式剪-壓波速比(VS/VP)作為界定傷損程度之參考指標，以建 置相關現場檢測探傷之應用開發之參佐，未來應可作為結構分析設計 與防災策略。 為探求熱力-固力耦合作用下構材破壞演化之峰前、峰後完整加 載歷程曲線與時間、空間演化之力學行為，由微觀裂縫之變化發展乃 至巨觀裂縫演化進行研究規劃，故以本實驗室之多功能、精密及勁度 高之伺服控制油壓試驗系統 MTS 進行破壞性試驗，並輔以聲射法 (AE)、電子斑紋干涉術(ESPI)與超音波脈衝量測(UP)之複合式非破壞 性檢測技術，充分掌握材料破壞演化行為，其範圍與方法簡述如 表 1- 1：
表 1- 1研究範圍與方法概述表 材料 (Material) 延性材料-鋼筋 fy = 4200 kgf/cm 2 脆性材料-混凝土 fc’= 420 kgf/cm 2 方法 (Method) 延性材料 單軸拉伸試驗求得材料勁、強、韌度 脆性材料 單軸壓縮試驗求得材料勁、強、韌度 火害變數 最高溫度：200、400、600 ℃ 持溫時間：50、150、300 分鐘 固力加載(工作應力) 工作載重比：η=0.2、0.4 量測 (Measure) (NDT) 聲學 超音波(UP)(主動)：量測VP、VS、VS/VP 聲射法(AE)(被動)：量測材料內部破壞特徵 光學 電子斑紋干涉術(ESPI)：量測材料外部破壞特徵 (資料來源：本研究整理)
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第五節 流程與研究報告之內容
本計畫案探討鋼筋混凝土結構物受火災後之破壞特徵，分別以脆 性材(混凝土)與延性材(鋼筋)受不同熱力變數後進行巨觀單壓、拉試 驗，再以聲-光非破壞檢測探求其微觀破壞演化特徵，並由超音波建 立巨-微觀之連結，最後確立火害破壞特徵資料庫建置。 第一章 緒論 簡述本計畫動機目的、範圍與方法。 第二章 規範與文獻回顧 將國內、外火害工程、材料受高溫後熱學性質與物理性質之變化、破 壞性試驗應用、非破壞檢測之原理、資料庫原理說明之。 第三章 材料與儀器設備 以試驗材料 (Material)、試驗方法 (Method)及試驗量測(Measurement) 為主軸，詳述試驗材料準備、破壞性試驗及非破壞性檢測試驗流程。 第四章 研究成果與分析 對延、脆性施以單拉、壓破壞試驗，同步佐以主-被動聲學與光學非 破壞檢測，量化巨-微觀力學特徵與波速比，並做資料分析聯結變數 關聯性及資料庫建置成果。 第五章 期末成果與未來建議 綜整研究成果，未來相關工作之執行。研究動機目的 文獻蒐集 實驗儀器校正 試體製作 熱-固耦合加載 熱力變數 最高溫度：200~1200 ℃ 持溫時間：50~300 分鐘 破壞性試驗 混凝土單軸壓縮試驗 鋼筋單軸拉伸試驗 主、被動式聲-光 非破壞同步檢測 巨觀量測： 勁度、強度、韌度 微觀觀察： 叢聚、初裂、裂衍 資料彙整與分析 專利申請 成果撰寫 實用推廣 實驗量測 微觀非破壞檢測項目： 聲射法(AE) 電子斑紋干涉術(ESPI) 超音波脈衝量測(UP) 鋼筋(延性) fy'= 4200 kgf/cm 2 混凝土(脆性) fc'= 420 kgf/cm2 非破壞檢測： 1.檢測設備定位與校正 2.檢測設置軟體 破壞性試驗： 1.完整加載歷程 2.實驗量測儀器校正 3.設計實驗排程之確立 建置 火害破壞特徵資料庫 前期(104年度)研究成果 固力變數 加載比：0、0.2、0.4 圖 1- 1本計畫計畫之架構與流程
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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、昇溫速率、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11 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，得到當昇溫 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、C/W 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 透過連續性高溫試體準備
13 破裂韌度與拉力強 度及其聲光破壞演 化 方式，獲得連續性材料破壞 分佈後，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，使得溫度逐漸上昇。 (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。
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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)
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第二節 國內外相關耐火規範
耐火試驗國內、外已有諸多相關規範探討其標準昇溫曲線，以下 針對主要耐火性試驗規範做一介紹。
(1) ISO 834 與 CNS 12514 規範
根據國際標準組織 ISO (International Organization for Standardization)規範之標準昇溫曲線為式(2.1): T = 345log10(8t+1)+ 20 (2. 1) 式(2.1)中， T: 平均爐內溫度 (℃) t: 試驗經過時間 (min) 試驗室之室內溫度需介於 10~30 ℃，初始平均爐溫小於 50 ℃， 對於軸向柱構件受熱長度並無要求。對於柱之性能基準評定是以構件 承重能力判別，規定承重柱構造破壞條件為超過最大軸向壓縮量(C)， C = h 100⁄ (mm) ， 與 超 過 最 大 軸 向 壓 縮 速 率 ( dC dt⁄ ) ， dC dt = 3h 1000⁄ ⁄ (mm min⁄ )，式中 h 為柱試體高度。 而我國耐火試驗規範為 CNS 12514「建築物構造部份耐火試驗 法」，主要是參考上述 ISO 834 規範所修訂，對於上述規定，除了柱 試體受熱長度需大於 3 公尺以上與 ISO 834 不同，其餘皆相同。
(2) ASTM E119 ASTM E119 耐火試驗規範之昇溫條件為 5 分鐘爐內平均溫度須 達 538 ℃，30 分鐘須達到 843 ℃，一小時需達 927 ℃，二小時需達 到 1010 ℃，四小時需達 1093 ℃;開始試驗之室溫介於 10 至 30 ℃之 間，對於承重柱試體受熱長度不得小於 2.7 公尺，而無加載具防火披 覆鋼柱受熱長度至少 2.4 公尺，且試體各面均須受熱;試體耐火性能 依試驗類別要求，與鋼骨溫度判定構件是否破壞，如鋼材平均溫度超 過 538 ℃或任一鋼材量測點之溫度超過 649 ℃，此時判定試體已破 壞。 由上述說明可得知 ISO 834 與我國 CNS 12514「建築物構造部份 耐火試驗法」規範之標準昇溫曲線是依公式計算，而 ASTM E119 規 範之標準昇溫曲線是以時間規定爐內溫度，如圖 2- 3 與圖 2- 4 所示， 並彙整了國內外研究概況如表 2- 1。
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圖 2- 3標準時間-溫度曲線圖例 (資料來源：整理自 CNS 12514 與 ASTM E119)
圖 2- 4CNS 12514 與ASTM E119 之標準昇溫曲線 (資料來源：整理自 CNS 12514 與 ASTM E119)
(3) Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-2: General rules - Structural fire design
依據 Eurocode 2 之耐火規範，考慮構材受火害之影響，模擬火害 之昇溫梯度需符合 2 K/min~50 K/min，其構材所表現之強度、變形行 為才能符合此標準，如圖 2- 5。 圖 2- 5火害溫度與混凝土強度折減關係 (資料來源：改繪自 EN 1992-1-2) 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0 200 400 600 800 1000 1200
R
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Temperature(℃)
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第三節 混凝土與鋼筋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)與鋼筋(延性材)作為研析對 象，故於後僅針對上述兩種材料作相關介紹。 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 溫度分佈之函數為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(2.2)與式(2.3): qx = −kAxdTdX (2.2) qx′ = −kdTdX (2.3)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- 6 所示，其結果顯示熱傳導係數隨著 溫度上昇而降低。
圖 2- 6不同混凝土之溫度與熱傳導係數之關係 (資料來源：Schneider, 1988)
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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- 7 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 昇 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(2.4)至式(2.9)推估。 (a) HSC kt = 2.5 − 0.0033T 20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃ (2.4) kt = 2.3 − 0.002T 400 ℃ ≤ T ≤ 800 ℃ (2.5) (b) SCC kt = 3.12 − 0.0045T 20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃ (2.6) kt = 3 − 0.0025T 400 ℃ ≤ T ≤ 800 ℃ (2.7) (c) FAC kt = 3 − 0.0045T 20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃ (2.8) kt = 2.6 − 0.0025T 400 ℃ ≤ T ≤ 800 ℃ (2.9)
圖 2- 7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(2.10) 表示: αP = Ck Pρ (2.10) 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 由上述可得知，熱擴散係數為熱傳導係數與單位體積熱容量 (Heat Capacity)之比值，熱擴散係數與材料之組成特性、含水量、溫 度相關，就物理性質而言，當熱擴散係數值越高，代表熱之傳輸速率 越快。
25 學者 Hanley (1978)，曾研析不同氣乾岩石材料之熱擴散係數於溫 度 300-1000 K 狀態下之變化，如圖 2- 8 所示，氣乾狀態下之岩石隨 著溫度的昇高，熱擴散係數有下降的趨勢。 圖 2- 8氣乾狀態下岩石熱擴散係數與溫度之關係 (資料來源：陳聖文，2008)
(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(2.11)。
α = 1L�∂T∂L� (2.11)
式中，α為線膨脹係數;L 為長度;T 為溫度。
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- 9 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- 9高強度混凝土溫度與熱膨脹係數關係 (資料來源：Rodur & Sultan, 2003)
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(4) 比熱 (Specific Heat)
比 熱 (Specific Heat) 又 稱 為 熱 容 量 (Heat Capacity) 或 儲 熱 量 (Store Heat)每昇高 1 ℃，物體本身所需之能量，由式(2.12)表示:
CP = m∆T∆Q (2.12)
式中CP為比熱，∆Q為熱容量，m為質量，∆T為溫度變化。 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- 10。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- 11。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- 12，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- 10混凝土比熱與溫度關係圖 (資料來源：Harmathy and Allen, 1973)
圖 2- 11矽質、石灰質混凝土比熱與溫度關係圖 (資料來源：Schneider, 1988)
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圖 2- 12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- 3 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- 13。 表 2- 3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)
31 圖 2- 13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- 14 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 %上昇至 1.4 %導致材料結 構破壞;當溫度上昇至 900 ℃體積膨脹趨於穩定不再增加。
圖 2- 14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- 15，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- 16 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。
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圖 2- 15混凝土於高溫作用下之變化 (資料來源：Georgali & Tsakiridis, 2005)
圖 2- 16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 隨溫度昇高而迅速降低，降低比例程度較單壓強度來得大(如圖 2- 17 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- 17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昇溫變數之關係 在溫度逐漸昇高的過程中，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
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環境變數之完整昇溫歷程又可分為：昇溫速率、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) 昇溫速率(rate of heating, Mheat)
昇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。昇溫速率快慢之影響，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 昇溫相當快，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， 昇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(duration, D) 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，並使用兩種昇溫速率與降溫速率，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- 18、圖 2- 19。 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- 20 所示；由試驗成果得知 (如圖 2- 21、圖 2- 22 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。
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圖 2- 18慢速昇溫下混凝土之殘餘強度與溫度關係 (資料來源：Mohamedbhai ,1986)
圖 2- 19快速昇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 ((℃℃ ))
TTmaxmax = 800 = 800 ℃℃ , M , Mheatheat = 10 = 10 ℃℃/min/min
TTmaxmax = 800 = 800 ℃℃ , M , Mheatheat = 2.5 = 2.5 ℃℃/min/min
TTmax
max = 300 = 300 ℃℃ , M , Mheatheat = 10 = 10 ℃℃/min/min
TTmaxmax = 300 = 300 ℃℃ , M , Mheatheat = 2.5 = 2.5 ℃℃/min/min
圖 2- 20不同昇溫梯度與高溫下試體中心昇溫歷程 (資料來源：沈進發和陳舜田，1993)
圖 2- 21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)
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圖 2- 22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, Mcool)
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- 23、圖 2- 24、圖 2- 25 所示。
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圖 2- 23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- 24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- 25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)
Anderberg and Thelandersson (1976)曾探討受工作載重下混凝土承 受高溫之行為，其試驗條件如下陳述(圖 2- 26):
(a) 試驗(A)為受不同工作載重下，持續加溫直至試體破壞，探究其力 量與變形行為之發展。
(b) 試驗(B)為受不同工作載重下，加溫至設定溫度後，持溫兩個小時， 加載至破壞，探究其力學行為。
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圖 2- 26試驗(A)與試驗(B)的溫度與加載歷程 (資料來源：Anderberg and Thelandersson，1976)
試驗(A)成果顯示，於 0 %工作載重之試驗，其於高溫作用下，混 凝土之熱膨脹變形量達 1 %；隨工作載重之增加，其熱膨脹與工作載 重所產生之變形量逐漸變化，於工作載重為 40 %時，混凝土之熱膨 脹變形量與工作載重引致之變形量互相抵銷；並隨工作載重愈高時， 混凝土之耐溫能力隨之降低。如圖 2- 27 所示。
圖 2- 27不同工作載重下試體昇溫過程之變形量 (在 5 ℃/min之試驗條件下)
(資料來源：Anderberg and Thelandersson，1976)
由試驗(B)之試驗成果顯示，工作載重對混凝土之彈性模數有顯著 之影響，圖 2- 28 中黑色實線表示在無工作載重下之力學行為，發現 有工作載重之彈性模數皆高於無工作載重狀態下，工作載重之於彈性 模數的影響顯著；然對強度而言，影響並不顯著，在工作載重為 10
45 %~22.5 %時，其強度分佈在黑色實線上；於 45 %之工作載重時，因 試驗之最高溫度為 200 ℃，然於 200 ℃時，混凝土之強度仍未折減， 尚看不出工作載重對強度所造成之影響。 圖 2- 28(a)彈性模數於不同工作載重與高溫下之關係 (b)強度於不同工作載重與高溫下之關係 (資料來源：Anderberg and Thelandersson，1976)
第五項 鋼筋材料高溫後之傷損特徵 鋼或鋼鐵，泛指由鐵與其他微量元素結合而成的合金，其中碳為 次要元素約佔整體重量之 0.02~2.1 %，因此又可被稱為碳鋼 (carbon steel)，藉由調整不同碳含量或微量元素(如錳、磷、硫、矽、 釩等)之比例可改變其力學性質(如：硬度、強度等)；鋼普遍被應用於 各大領域，是目前產量最高的金屬材料；而土木業常使用之鋼材(如： 型鋼、鋼筋)係屬低碳鋼(mild steel)，其碳含量約介於 0.05~0.25 %， 雖強度較低，但具有較佳之延展性、韌性，且價格便宜、造型多變， 因此大量被使用。 金屬材料的力學性質取決於其內部的化學成分、組織結構、冶金 質量、殘餘熱應力以及表面或內部缺陷等因素；外部因素則包含加載 性質(靜態、動態、衝擊等)、應力路徑(拉、壓、彎、扭等)、溫度及 環境等；而金屬材料之力學性能與其製程之熱處理(heat treatment)過 程有密切關係，藉由熱處理可改善內部各整缺陷、細化晶粒、降低內 應力等，使鋼材的組織與性能更加均勻與提高品質，滿足使用上需求； 然而，鋼材受熱驅(昇溫)作用，無疑是強迫材料受二次熱處理，使得 鋼材內部性質恐有劣化之虞。本小節就針對熱驅作用對鋼材力學性質 (彈性模數、極限強度、降伏強度)之影響進行回顧。 (1) 不同類型與降伏等級鋼材受熱驅破壞之性質探討： Qiang et al. (2012)分別針對S 4601、S 690 等級之鋼材，探討 1屬於歐洲規範(EN 10025)，以 S 460 為例，代表降伏強度至少需大於
47 受不同最高溫度之熱驅破壞，並使其冷卻後之力學性質變化，結 果顯示最高溫度 600 ℃為鋼材之降伏強度(fy)與極限強度(fu)隨溫 度變化之臨界轉折點，超過此臨界點則隨溫度增加而強度開始降 低；當最高溫度達到 1000 ℃時，S 690 等級鋼材之殘餘極限強度 僅剩原始值之 57 %(如圖 2- 29 所示)；而當最高溫度小於 600 ℃， 對鋼材彈性模數、降伏強度(fy)、極限強度(fu)幾乎無影響；且隨 鋼材之降伏強度等級越高，所受昇度作用之影響程度亦越大。Lu et al. (2016)、Wang et al. (2015)與Chen et al. (2016)分別探討不同 類型與降伏等級之鋼材(包含Q 2352、Q 345、Q 420、Q 460、GLG3 460、GLG 550、GLG 650 與GLG 835)，進行系列鋼材於熱驅破 壞，並使其冷卻後鋼材彈性模數、降伏強度、極限強度之探討， 試驗成果與(Qiang et al., 2012)相似，最高溫度小於 600 ℃，對鋼 材彈性模數、降伏強度、極限強度幾乎無影響。然不同鋼材所受 熱驅之最高溫度大於 700 ℃，其彈性模數、降伏強度、極限強度 變化幅度有所不同。經比較Q 460、S 460、GLG 460 之相同降伏 強度等級，但不同鋼材為例，受最高溫度大於 600 ℃，彈性模數 均隨最高溫度之增加而下降(如圖 2- 31 所示)；但當最高溫度大於 800 ℃降伏強度、極限強度反而呈現反轉之趨勢(如GLG 460 之降 伏與極限強度隨最高溫度之變化)，如圖 2- 32、圖 2- 33 所示；可 見各類鋼材受各最高溫度之熱驅破壞，其力學性質變化與最高溫 2屬中國國家標準(GB/T 1591)，以 Q 235 為例，代表降伏強度至少需大於 235 MPa。 3屬中國國家標準(GB/T20934)，GLG 其代號為為「鋼拉桿」之中文音譯，以 GLG 460 為 例，代表降伏強度至少需大於 460 MPa。
度之關係亦有不同趨勢。
圖 2- 29鋼材於各最高溫度與室溫狀態下之極限強度比例變化關係
49 圖 2- 30 Q 460 受各最高溫度之熱驅作用及氣溫自然冷卻後(CIA)與未 受熱驅作用鋼材之機械性質比例變化關係(註：ε為伸長率) (資料來源：Wang et al.,2016) 0 0 200200 400400 600600 800800 10001000
