鋼筋混凝土柱件火害後修補技術之研究

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(1)內政部建築研究所. 研究計畫成果報告. 鋼筋混凝土柱件火害後修補技術之研究. 計畫主持人：趙文成. 研究單位：財團法人中華建築中心委託單位：內政部建築研究所計畫編號：MOIS 891003 執行期程：八十八年十月二十二日至八十九年十月二十一日中華民國八十九年十月.

(2) 內政部建築研究所研究計畫成果報告. 鋼筋混凝土柱件火害後修補技術之研究. 計畫主持人：趙文成顧. 問：陳舜田. 研究人員：張俊鴻研究人員：呂佳霖專任助理：胡子堯研究單位：財團法人中華建築中心委託單位：內政部建築研究所計畫編號：MOIS 891003 執行期程：八十八年十月二十二日至八十九年十月二十一日.

(3) GPN：002244891187 ISBN：.

(4) 鋼筋混凝土柱件火害後修補技術之研究. 內政部建築研究所. 八十九年度.

(5) （內政部建築研究所研究計畫成果報告—鋼筋混凝土柱件火害後修補技術之研究）出版機關：內政部建築研究所電話：（02）27362389 地址：台北市敦化南路二段 333 號 13 樓網址：http://www.abri.gov.tw 出版年月：八十九年十月版（刷）次：第一版工本費：新台幣 200 元 GPN：002244891187 ISBN：.

(6) 摘. 要. 關鍵詞：混凝土、柱構件、火害、評估、補強本研究主要目的第一為探討混凝土在遭受火害後，其殘餘強度與彈性模數等力學性質的變化，由實驗數據迴歸一近似的關係式，並與前人所做的研究成果相比較，評估其合理與否。第二是將火害後的試體予以補強，使混凝土試體的殘餘強度能夠回復原先的強度。本研究所模擬的火害延燒時間為 0.5 小時、1.0 小時、1.5 小時、2.0 小時、 2.5 小時、3.0 小時等六段，已包括大部分的火害時間；補強方式是以碳纖維與玻璃纖維貼布纏繞方式，外層塗以環氧樹脂固定，等待養護時間到後，再做抗壓實驗，以瞭解複合材料的補強效果為何，由抗壓的過程中，我們可以觀察複合材料補強試體的破壞情形，並比較與純混凝土試體的破壞方式之不同。最後再找出圍束效應與試體殘餘強度的關係性，作為結構物補強的最佳參考。由實驗結果得知，(1)補強後之試體皆能恢復未受火害前之強度，(2)可利用小試體試驗結果，應用於實尺寸構件火害分析，（3）本研究所推導之試驗公式能更精確的預測實尺寸柱火害後強度。.

(7) 目. 次. 第一章緒論……………………………………………………………01 第一節研究緣起與目的…………………………………………01 第二節研究範圍與方法…………………………………………01 第二章文獻回顧……………………………………………………...02 第一節複合纖維材料簡介………………………………………02 1. 玻璃纖維…………………………………………………..02 2. 碳纖維……………………………………………………..03 第二節混凝土火害後的性質……………………………………04 1. 物理性質……………………………………………….….04 2. 化學變化……………………………………………….….05 第三節火害後混凝土之應力應變關係…………………………06 第三章試體製作與實驗結果………………………………………...08 第一節試驗規劃…………………………………………………08 第二節試體製作與設計…………………………………………08 1. 試體設計……………………………………………….….08 2. 試體製造……………………………………………….….09 第三節主要試驗儀器與設備……………………………………10 第四節試驗項目與方法…………………………………………11 第五節試驗流程圖………………………………………………12 第四章試驗結果……………………………………………………...13 第一節火害中試體的內部溫度分佈……………………………13 第二節試體的破壞行為…………………………………………13 1. 火害後試體的破壞行為…………………………………..13 2. 補強後試體的破壞行為…………………………………..14 第三節試體在高溫下的應力應變曲線行為……………………15 第四節試體的抗壓強度與圍束效應……………………………18 第五節補強後試體的應力應變曲線……………………………21.

(8) 第五章補強混凝土理論分析………………………………………...23 第一節火害後混凝土殘餘強度分析……………………………23 1. 試體強度分析……………………………………….…….23 2. 柱件殘餘強度分析……………………………….……….23 第二節圍束混凝土之分析模式…………………………………27 第六章結論與建議…………………………………………………..30 第一節結論………………………………………………………30 第二節建議………………………………………………………32 附錄……………………………………………………………………..34 第一次專家座談會………………………………………………...34 期末報告座談會……..…………………………………………….42 參考文獻………………………………………………………………..46.

(9) 圖. 目. 次. 圖一火害後應力應變圖………………………………………………49 圖二混凝土強度折減圖………………………………………………49 圖三火害後混凝土應力應變圖………………………………………50 圖四升溫曲線…………………………………………………………50 圖五埋設熱電偶線示意圖……………………………………………51 圖六溫度分佈曲線……………………………………………………51 圖七 3000psi 載重變位圖…………………………………………… 52 圖八 3000psi 應力應變圖…………………………………………… 52 圖九 7000psi 高溫下混凝土之載重變位圖………………………… 53 圖十 3000psi 高溫下混凝土之載重變位圖………………………… 53 圖十一 7000psi 混凝土高溫下之應力應變曲線…………………… 54 圖十二 3000psi 混凝土高溫下之應力應變曲線…………………… 54 圖十三高溫爐定溫下與 ASTM E-119 升溫曲線下，3000psi 殘餘強度曲線………………………………………………………………… 55 圖十四各強度折減公式之比較………………………………………55 圖十五碳纖維補強之載重變位圖……………………………………56 圖十六玻璃纖維補強之載重變位圖…………………………………56 圖十七碳纖維補強之應力應變圖……………………………………57 圖十八玻璃纖維之應力應變圖………………………………………57 圖十九柱溫度分層示意圖……………………………………………58 圖二十柱內溫度分佈…………………………………………………58 圖二十一碳纖維補強分析值與實驗值比較…………………………59 圖二十二玻璃纖維補強分析值與實驗值之比較……………………59.

(10) 表. 目. 次. 表一骨材性質…………………………………………………………60 表二混凝土配比設計…………………………………………………60 表三碳纖維與玻璃纖維的性質………………………………………60 表四環氧樹脂 Epoxy 資料……………………………………………61 表五各時段試體內部溫度分佈………………………………………61 表六 7000psi 試體的火害後殘餘強度……………………………… 62 表七 3000psi 試體的火害後殘餘強度……………………………… 62 表八 7000psi 試體的火害後極限應變……………………………… 62 表九 3000psi 試體的火害後極限應變……………………………… 63 表十 7000psi 試體的火害後彈性模數……………………………… 63 表十一 3000psi 試體的火害後彈性模數…………………………… 63 表十二碳纖維補強……………………………………………………63 表十三玻璃纖維補強…………………………………………………64 表十四殘餘強度理論分析……………………………………………64 表十五柱斷面細節……………………………………………………66 表十六柱軸力分析 1………………………………………………… 68 表十七柱軸力分析 2………………………………………………… 70 表十八碳纖維補強分析………………………………………………65 表十九玻璃纖維補強分析……………………………………………65.

(11) 第一章緒論第一節研究緣起與目的由於科技的進步，人類文明越來越提高，在享受物質生活的同時，卻忽略了一些潛在危險，不當的使用足以釀成可怕的災害，例如火災。台灣目前大部分的建築物皆為鋼筋混凝土，因此鋼筋混凝土建築物在火害後的結構行為就相當重要，除加強消防設備及技術外，受火害之建築結構是應拆除重建呢？或該加以修復補強後繼續使用？這實在是一個很重要的話題。本研究目的在探討鋼筋混凝土柱件火害修補技術之研究，以期能經過適當的補強，使得混凝土柱件能回復原有的強度，保障居民的生命安全。. 第二節研究範圍與方法本研究本分為兩期，在做實驗前應廣泛收集資料，瞭解混凝土各組成物質在高溫下的物理性質與化學性質，然後製作小試體，根據 ASTM E-119 及 CNS 12514 的相關規範 [1]、 [2]研究混凝土在高溫下的各種力學性質，建立混凝土在火害後的資本資料；第二期開始製作混凝土試體及實尺寸的柱件，做火害後柱件的補強，並研究補強的理論分析與施工方法。但後因經費與時程的關係，柱件的火害實驗無法在國內完成，故僅能研究試體的補強。補強方式為在火害後的試體表面貼上碳纖維與玻璃纖維貼布，在以回復原有強度的前提下，增加補強纖維的層數，利用纖維對混凝土的圍束應力，增加混凝土的抗壓應力。藉此，瞭解碳纖維和玻璃纖維圍束鋼筋混凝土結構之適用性，以作為未來補強鋼筋混凝土結構物的最佳參考。. 1.

(12) 第二章文獻回顧第一節複合纖維材料簡介 [3]、 [4] 1.玻璃纖維玻璃纖維與普通玻璃的成份類似，均為無機氧化物的融合體，主要為二氧化矽 (SiO 2 )。一般玻璃質地堅硬，性脆，但抽成玻璃纖維後，則具有柔軟的性質，而且抗張強度增加數十倍。最初之玻璃纖維是做隔熱的材料，但在第二次世界大戰期間，由於強化塑膠的大量研究發展，使得玻璃纖維漸漸用在塑膠的補強材料方面。玻璃纖維的製造生產，是將生玻璃以珠子或塊狀放入熱熔器，熔融玻璃，再將熔融之玻璃抽絲製成，而普通玻璃纖維所缺乏的特性，也可經由上漿時的表面處理及纖維加工，製成各種成形用強化材料。除了價廉外，玻璃纖維還有以下的特性： (1)尺寸安定性優良， (2)抗張力強。 (3)完全彈性，與金屬材料比較，彈性限度內的能量吸收區域大， (4)耐熱性與耐燃性佳，於 370℃ ，仍能保持原有強度的 50％，在 538℃ 時仍可保持 25％的原有強度， (5)電器絕緣性良好， (6)耐化學品腐蝕優良， (7)與樹脂黏著性良好。但玻璃纖維亦有缺點，主要的缺點如下： 1.耐磨性差，搓揉時性質脆弱， 2.斷裂時伸長度小。 3.彈性模數較碳纖維與鋼筋為小，因此應用於混凝土結構時需考慮進去。. 2.

(13) 2.碳纖維碳纖維的發展歷史，應溯及 1880 年，美國發名家愛迪生，為製造電燈泡燈絲，利用竹絲經碳化製成碳素纖維。但實際碳纖維真正供工業材料使用，是在 1959 年美國聯合碳化公司以縲縈 (Rayon)為原料，製成名為 THOREL25 的碳纖維開始，其後在 1959 年日本、 1963 年英國皇家航空研究所相繼以聚丙烯睛 (Polyacrylonitile PAN)為原料製為碳纖維，至 1965 年日本群馬大學的大谷杉郎教授發展出以瀝青 (Pitch)為原料，製成碳纖維的新產品，其後碳纖維強化複合材料的利用愈被重視。目前， PAN 系碳纖維已成為生產的主流，約佔 90％左右。碳纖維之製造要訣在於如何控制層狀結構的生長及其排列性。而溫度正是影響層狀結構生長的重要因素之一，將原料如丙烯睛均聚合物抽絲成纖維束，再經由氧化及碳化過程而形成高強度的碳纖維絲。其優點如下：優點： (1) 碳纖維的密度小、重量輕，使用在混凝土結構上不會增加太多重量，避免結構物承受太多荷重，增加額外的人力、物力、財力，而且搬運施工上也較方便容易。 (2) 其抗拉強度比鋼筋高出數倍，可應用於抗拉結構體上，相對的減少結構桿件的尺寸。 (3) 熱膨脹係數小，在高溫狀態下。體積改變量小，這對混凝土結構而言，不會造成太大的熱應力現象，導致結構體的破壞。 (4) 碳纖維具有極佳的耐水性，不吸水分，與水接觸時也不會分解或產生化學變化。 (5) 碳纖維是一種耐熱性佳的材料，在 2000℃ 高溫下仍然可以. 3.

(14) 維持其機械性質，相較於陶瓷材料可耐到 1600℃，其耐熱性遠高於陶瓷材料。 (6) 碳纖維具有高抗鹼性，於自然條件下，不易受到腐蝕，安定性良好，歷經長時間下，其強度不會有急遽的變化。缺點：碳纖維屬脆性材料，延展性不佳，不如鋼筋對混凝土結構韌性之貢獻。碳纖維價格高，使用時須注意成本。. 第二節混凝土火害後的性質混凝土受高溫時，內部的水分及濕氣將逐漸散失，則依受熱溫度及依火害延時等而對其物理及化學性質造成影響。[5]、 [6] 1.物理性質剝落與爆裂為經常發生在火場現場的結構物上之現象，其發生係由混凝土之物理變化而起，通常在加熱的前半小時內，且最常發生在具有軸向束制或受軸壓力之細長構件中。從爆裂的外形上來看可以分成大片爆裂及許多小片爆裂兩種。而區域性的剝裂共有三種脆性破裂模式： (1)骨材劈裂：由於混凝土之一面迅速受熱，使得混凝土接近受熱面的部分產生雙軸向壓力，這種熱應力作用在骨材上，致使較大骨材造成張力破壞並沿著平行於受熱面劈裂。 (2)角隅剝離：. 4.

(15) 由於外部溫度升高使混凝土產生了張力分量，而使混凝土角隅處剝離。 (3)孔隙壓力過大造成破壞：由於混凝土孔隙中的水分在受熱後產生蒸氣使孔隙中的壓力逐漸加大，當壓力超過極限值時便造成混凝土的剝落。 2.化學變化遭受高溫作用的混凝土組成物中，骨材會有成分分解及晶相改變，而水泥的水化物也可能分解或失去結晶水。混凝土高溫下的化學反應可綜合如下 [7]： (1)溫度達 105℃ 時，混凝土中的毛細孔水及吸附水逐漸喪失。 (2)當溫度達約 200℃ ， C-S-H 膠體開始失去鍵結水，發生化學變化。 (3)溫度在 250℃ 到 300℃ 之間，含 Al2O3 或 Fe2O3 的水化物內鍵結水將大部分散失。而 C-S-H 膠體的鍵結水也會喪失約 20％。 (4)在 400℃ 至 700℃ 之間， C-S-H 膠體內原保有約 80％的鍵結水，將在此階段完全分解。 (5)在 440℃ 至 580℃ 之間，水泥漿體中的 Ca(OH) 2 開始分解，但是該反應是可逆的。另外，矽質骨材在約 573℃ 時， SiO 2 結晶會由 α 相轉成 β 相，由於熱振動能量的增加，使體積產生約 0.4％的熱膨脹量。 (6)達約 750℃ 時，石灰質骨材中的碳酸鈣開始分解，釋放出二氧化碳，該高溫吸熱產生的生石灰 (CaO)，在冷卻後吸收空氣中的水氣會產生膨脹，可能造成混凝土的再次龜裂。. 5.

(16) (7)在 800℃ 至 1000℃ 之間，水泥的水化物將被重新燒結生成 C2S、 C3S、 C4AF 等水泥主要成分。 (8)溫度達 1425℃ 時，剩下的水泥水化物可能進一步熔結生成 C3S。. 第三節火害後混凝土之應力應變關係有關火害對混凝土應力應變行為之影響， Schneider U.及 Haksever A.曾於 1976 年經由試驗推求火害中之應力應變關係 [9]，如圖一所示；Lie T.T.等，則提出混凝土之殘餘極限強度與火害溫度之關係 [10]，如圖二；陳舜田教授與謝滄海教授曾於 1989 年綜合此二關係，模擬火害後混凝土之應力應變關係 [11]，如圖三所示，以數學式表示如下：.   fr  fc =   fr . ε max − ε c 2   )  ⋅ 1 − ( ε max   ε c − ε max 2   )  ⋅ 1 − ( max 3 ε  . ε c < ε max ε max < ε c 式 (2.1). 其中： (1 − 0.001T) ⋅ fc`  fr = (1.375 − 0.00175T) ⋅ fc` 0 . 0°C ≤ T ≤ 500°C 500°C ≤ T ≤ 700°C 700°C < T. 式 (2.2) 2. ε max =0.0025+(6T+0.04T )*10. -6. 式 (2.3). 6.

(17) 2. fc：混凝土之應力 (kgf/cm ) 2. fr：火害後混凝土殘餘之極限抗壓強度 (kgf/cm ) 2. fc`：常溫混凝土之極限抗壓強度 (kgf/cm ) ε c：混凝土之應變 ε max ： fr 所對應之極限應變其後，楊旻森與陳舜田教授為進一步瞭解火害後混凝土之應力應變關係 [12]，製作了 175 個直徑 12cm、高 24cm 的圓柱試體，其中水灰比為 0.75、0.65、0.525 及 0.45 等五種，火害延燒溫度則有常溫、 200℃ 、 300℃ 、 400℃ 、 500℃ 、 600℃ 及 800℃ 等七種，經抗壓試驗及迴歸分析得到火害後混凝土應力與應變關係，其數學式如下所示：.   ε max − ε c 2  fr ⋅ 1 − ( ε max )     fc =  fr ⋅ 1 − ( ε c − ε max ) 2     3ε max. ε c < ε max ε max < ε c 式 (2.4). 其中： (1.032 − 0.001T ) ⋅ fc `  fr = (1.38 − 0.0019 T ) ⋅ fc ` (0.66 − 0.0007 T ) ⋅ fc ` . 0°C ≤ T ≤ 400 °C 400 °C ≤ T ≤ 600 °C 600 °C < T. 式 (2.5) 2. ε max =0.0025+(6T+0.04T )*10. -6. 式 (2.6). 7.

(18) 第三章試體製作與實驗結果第一節試驗規劃本試驗之目的主要是在討論混凝土試體在經過火害後，測其殘餘強度與彈性模樹數之變化。而補強的方式是以碳纖維與玻璃纖維貼布纏繞，測其所能承受的軸向荷載行為，以期能回復或是超過原有之強度。試驗中主要的控制變因包括，試體的尺寸一致，設計強度一致，灌製時間一致，軸向加壓荷載速率一樣、同批試體齡期相同。試驗變數為纖維種類、混凝土試體火害時間、補強纖維層數等，分析試體受軸壓的力學行為。. 第二節試體設計與製作 1. 試體設計試體尺寸為直徑 10cm、高 20cm 之混凝土圓柱試體，設計強 2. 2. 度為 210kg/cm 及 490kg/cm ，所用骨材為台灣中部溪流之天然卵石所製成之碎石，所用水泥為台灣水泥公司出產之品牌 TYPE 1 型袋裝之波特蘭水泥，拌和水為一般之自來水，有關粗細骨材之性質如表一所示。所用配比如表二所示。碳纖維、玻璃纖維與環氧樹脂採用美商 Sika 公司所生產，其碳纖維型號為 SikaWrap Hex-230C，玻璃纖維型號為 Sika Wrap Hex-430G，環氧樹脂為 Sikadur-330，以 A 劑與 B 劑依 4： 1 之比例混合，持續攪拌三分鐘而成，有關此實驗所用複合材料之資料如表三、表四所列。. 8.

(19) 2. 試體製作整體試體之製作，主要包括混凝土圓柱試體之灌製、試體加溫、冷卻、調製環氧樹脂、纏繞纖維。製作之過程如下： (1) 準備直徑 10 公分、高 20 公分的混凝土圓柱模，每個試體於灌置時分三層搗實，每一層搗 25 下，經過一天時間拆模，將試體放入養護槽內，達 28 天後將其取出。 (2) 將養護完成之試體表面擦乾，放入烘箱內烘乾至少五天，這是要降低試體內之含水量，避免試體在至入高溫爐時內部過多的含水量因外部的高溫作用而產生爆裂現象。 (3) 將烘乾完成之試體放入高溫爐中，高溫爐的升溫曲線係根據 ASTM E-119 之規定。由於本實驗所用的高溫爐為電熱式高溫爐，在加熱初期無法完全模擬 ASTM E-119 之升溫曲線，但在中度加溫後即可與升溫曲線一致。因此高溫爐一次只放一顆試體，以求接近規範規定之升溫曲線。 (4) 試體在高溫爐中的延燒時間為本研究的操縱變因之一，延燒時段分成 30 分鐘、 60 分鐘、 90 分鐘、 120 分鐘、150 分鐘、180 分鐘，以模擬各種可能火災的時間，待爐溫到達規範規定該時段之預定溫度後，即關閉高溫爐，一天後待試體冷卻至室溫，再做之後的實驗。 (5) 在塗抹環氧樹脂之前，應以鋼刷將表面裂縫部分之粉塵及鬆動物質清除乾淨，並確定混凝土表面含水量低於 4 ％。依試體表面用量拌和適當量的環氧樹脂，均勻塗刷在混凝土表面，貼覆複合纖維材料，碳纖維與玻璃纖維之搭接長度為 10cm，這是為了要確保補強纖維破壞時不會壞在搭接的部位，讓纖維的強度能完全發揮出來。試. 9.

(20) 體包裹後，應以滾輪滾平，至所有碳纖維或玻璃纖維均沾滿環氧樹脂黏膠為止。環氧樹脂所用的量 1 平方公尺約為 1 公斤。 (6) 如需補強兩層以上複合纖維材料時，應先待第一層鋪完後 24 小時，再鋪第二層，施工方法與第一層同。. 第三節主要試驗儀器與設備 1. 拌和機：符合 CNS7102 的鼓型混凝土拌和機 2. 高溫爐：由宇田實業公司所出產之為電熱式高溫爐，內部淨空間為 35cm*35cm*35cm，以耐火磚隔絕溫度之外傳，最多可設四種升溫曲線，本實驗所採用之升溫曲線符合 ASTM E119 之規定，如圖四。 3. 熱電偶線：本研究最高試驗溫度達 1050℃，所以採用耐高溫之 K type 型熱電偶線。測量溫度的範圍為 -200 ℃ ~1370 ℃ 。試體內部熱電偶線之擺設位置為由中心到外圍，每 1cm 放置一條熱電偶線，如圖五所示。 4. 溫度資料蒐集器：本實驗試體所埋之熱電偶線，必須經由資料蒐集器轉換成實際的溫度，實驗中所用的資料蒐集設備為宇田實業公司生產之 MODEL 3081，最多一次可接 30 組溫度資料。 5. 萬能試驗機 (MTS)：本實驗用的萬能抗壓機為 UMH-100，最大出力為 100 噸重。可同時讀取載重與變位的資料。. 第四節試驗項目與方法. 10.

(21) 1. 試體在高溫爐中加溫時，根據溫度資料蒐集系統得知試體內部溫度分佈情形。 2. 將燒到預定溫度之試體以 MTS 做抗壓試驗，得到試體載重與變位關係，進而求出混凝土殘餘強度與殘餘彈性模數。 3. 試體在包覆複合纖維材料之後，靜待七天，再以高強度石膏蓋平，待石膏完全乾固後放入 MTS 進行軸向加載試驗。此時應在試體表面並加裝應變環，以測得試體在抗壓過程中的軸向位移。 4. 當試體破壞時，承受之軸力急速下降，MTS 即停止加載，完成試驗。 5. 在複合材料束制下進行混凝土抗壓試驗，經過分析可得複合纖維材料所受之應力。. 11.

(22) 第五節試驗流程圖確定研究內容規劃試體數目澆注試體並養護. 進高溫爐，測定溫下及爐溫在 ASTM E-119 升溫曲線下混凝土的力學行為. 利用碳纖維與玻璃纖維補強火害後的試體. 分析實驗值，迴歸出合理的補強公式. 比較前人與本研究推導之強度折減公式，並與前人的實驗值做比較. 撰寫報告，做為以後構件補強之參考. 12.

(23) 第四章試驗結果第一節火害中的試體內部溫度分佈本實驗所延燒之升溫曲線，是根據 ASTM E-119 所推導之模擬火場溫度時間之關係式： T=345*log(8t+1). 式 (4.1). T：溫度， ℃ T：時間，分由試體的內部溫度分佈可知，如圖六，最外一條線代表爐溫，試體溫度由外而內遞減，顯示混凝土有良好之耐火性。在受熱溫度約為 600℃ 時，溫度上升會稍微停頓一下，這是因為石灰石中主要成分碳酸鈣開始分解，礦物分解需要大量的熱量。由溫度分佈圖可知，在低溫時混凝土的熱傳遞方式以熱傳導、對流為主，當溫度達到 300℃ 以上時，因骨材與水泥漿體間不諧和應變造成裂縫，且 C-H-S 膠體開始分解，而使熱導係數下降。當溫度達 600℃ ，大孔隙量逐漸增多。孔隙間主要以輻射傳遞，使熱傳係數逐漸回升，試體內部與爐溫的溫差也會越來越小。整理由溫度資料蒐集器所收集的試體各點溫度資料，我們可以得到當爐溫到達我們預定的溫度時，試體內部各點的溫度分佈情形，如表五。. 第二節試體的破壞行為. 13.

(24) 1. 火害後試體的破壞行為混凝土 600℃ 以下，試體外觀裂縫並不明顯，但在超過 700 ℃ 時，表面裂縫逐漸增加，而且顏色逐漸從灰白色轉成淡紅色，等超過 900℃ 時，裂縫就已經相當明顯。本實驗室將火害後的試體靜置一天等冷卻至室溫後再做抗壓實驗，由於此段冷卻時間會使混凝土不均勻收縮而產生二次裂縫，或是裂縫加大，抗壓強度也會跟著降低。在做抗壓實驗時，延燒時間在 600℃ 以下混凝土試體其破壞形式大致上是以剪力或是劈裂的模式，但超過 700℃ ，由於裂縫明顯增多，混凝土試體的破壞形式改為碎裂，尤其是 1000℃ 以上，試體碎裂的情況更是嚴重。此時試體的抗壓強度已不到原先的 10％。 2. 補強後試體的破壞行為纏繞纖維混凝土試體之破壞行為，包括纖維斷裂和混凝土被壓碎。由於火害後混凝土的抗壓強度皆在 30％以下，所以對於補強後的試體強度而言，混凝土本身並沒有提供多少幫助，觀察混凝土的破壞形式，大多成碎裂狀，火害的溫度越高、時間越長，碎裂的情況越嚴重。由試驗數據可以看出，玻璃纖維補強的試體在達到極限強度時，尚還有一些殘餘強度，而碳纖維補強的試體幾乎都是達極限強度時就破壞，已沒有殘餘強度。在加壓過程的前期，纖維包覆的混凝土外觀並沒有明顯的改變，軸向長度變化與徑向長度變化也幾成線性，過加壓中期，此時的混凝土皆已達破壞強度，所以外圍的纖維複合材料繼續提供圍束效應以增加抗壓強度，由應力應變圖來看 (圖十五、圖十六 )，彈性模數較前期稍低，也就是說，不管是軸向應變或是. 14.

(25) 徑向應變都變大了，尤其是徑向應變，越到極限強度增加越快，此時約可以聽到纖維斷裂的聲音，很清脆，很小聲，到最後破壞時，纖維樹脂材料被拉斷的聲音很大，破壞的位置不定，約為試體長的三分之一，較常出現在上面三分之一處，但也有出現在中間或是下面三分之一處。比較碳纖維補強與玻璃纖維補強的破壞情形，發現在相同的火害情況下，碳纖維的圍束效果比玻璃纖維的要好。由於碳纖維的彈性模數比玻璃纖維高出許多，但極限應變卻不及玻璃纖維，所以在試體破壞前儲存了大量的能量，等到一超出碳纖維的強度即一口氣全部釋放出來。碳纖維的破壞以一整片斷裂為主，爆裂的聲音很大聲，且幾無殘餘強度，破壞前的預警時間很短。玻璃纖維是呈數小片斷裂，破壞威力不似碳纖維那麼驚人。比較承受 840℃ 與 1050℃ 的纖維補強試體破壞行為，發現 840℃ 的破壞行為大概都是纖維各成一小塊斷裂，試體碎裂較不明顯，不像 1050℃ 的試體，破壞情形是以爆裂方式，纖維以較大塊斷裂的情形居多，碎裂部位的混凝土會向四周彈出，整個試體幾乎斷成兩截。. 第三節試體在高溫下的應力 -應變曲線關係本實驗主要探討兩種高溫下的混凝土力學行為，一是當爐溫到達預定溫度後，試體的殘餘強度與軸向變位的關係，根據 ASTM E-119，當 30 分鐘時預計爐溫為 840℃、60 分鐘時預計爐溫為 925℃、90 分鐘時預計爐溫為 980℃、120 分鐘時預計爐溫為 1010℃ 、 150 分鐘時預計爐溫為 1030℃ 、 180 分鐘時預計爐. 15.

(26) 溫為 1050℃，火燒後之試體待其冷卻後測其載重與軸向應變的關係，如圖七所示，換成等值的應力應變關係如圖八。二是讓整顆試體內外完全達到固定的溫度，因為在爐溫為 840℃ 時試體中心溫度已超過 500℃ ，故本研究所設定的溫度即以為 500 ℃ 為第一溫度點，其後每 100℃ 量測一次，分別為 600℃ 、 700 ℃、800℃、900℃、1000℃，因本研究之最高溫為 1050℃，所以多測量 1050℃ 時混凝土的殘餘強度，為考慮混凝土的殘餘強度百分比與原本的強度是否有關係，所以比較兩種不同抗壓強度之混凝土試體，7000psi 與 3000psi。其冷卻後載重與軸向變位的關係如圖九、圖十，換成等值的應力應變關係如圖十一與圖十二。發現雖然混凝土的強度不同，但火害後的殘餘強度百分比相差無幾。圖十三為比較兩種不同加溫方式混凝土試體的殘餘強度，由圖知第一種加溫方式的殘餘強度比第二種加溫方式要高，這是因為當爐溫到達預定溫度時，試體的內部溫度並不如外部那麼高，所以其殘餘強渡也較高。歸納實驗結果，我們可以整理出試體的殘餘強度與溫度的關係 (如表六、表七 )、殘餘應變與溫度的關係 (如表八、表九 )、殘餘彈性模數與溫度的關係 (如表十、表十一 )。可得二次多項式、對數、指數升冪的回歸公式為：當 T>500℃ 2. -6. 2. fr=[1.6046+(1.3T -2817T)*10 ]*fc`. R =0.998 2. fr=[-0.612Ln(T)+4.3]*fc` fr=[3.575e. 0.00377T. R =0.979. ]*fc`. 2. R =0.9947 fr=[22854540T. -2.81. 2. ]*fc`. R =0.978. 16.

(27) 由上列之各變異數知，最準確之殘餘強度公式為 2. -6. fr=[1.6046+(1.3T -2817T)*10 ]*fc`. 2. ε max=0.00938+(0.16T -111.3T)*10. 式 (4.2). -7. 2. R =0.882. ε max=0.1046Ln(T)-0.05816 2. R =0.822 ε max=0.004e. 0.0013T. 2. R =0.903 ε max=0.0002T. 0.95. 2. R =0.894 3. 2. ε max=(2T -4177T )*10. -10. +(3.136T-686.5)*10. -4. 2. R =0.951. 由上列之各變異數知，最準確之最大應變公式為 3. 2. ε max=(2T -4177T )*10. -10. +(3.136T-686.5)*10. -4. 式 (4.3). 2. -6. Er=[1.64+(1.63T -3233T)*10 ]*E. 2. Er=[-0.533Ln(T)+3.7]*E Er=[5.1134e 7. -0.00488 T. Er=318*10 *T. 2. R =0.980 R =0.925 2. ]*E. R =0.978. -3.63. 2. R =0.962. 由上列之各變異數知，最準確之最大彈性模數為 2. -6. Er=[1.64+(1.63T -3233T)*10 ]*E. 17. 式 (4.4).

(28) 其中. 2. fr：火害後混凝土殘餘極限抗壓應力 (kgf/cm ) 2. fc`：常溫混凝土殘餘極限抗壓應力 (kgf/cm ) ε max： fr 所對應之極限應變 Er：火害後混凝土殘餘彈性模數 E：常溫混凝土之彈性模數比較眾人的強度折減公式，如圖十四，本研究繼續考慮了在 800℃ 以上的混凝土強渡折減。若是混凝土的溫度小於 500℃，其殘餘強度與最大應變，則根據 Lie T.T.所導之式 (2.2)。. 第四節試體的抗壓強度與圍束效應補強之試體分成兩部分，第一部份是火害後的混凝土圓柱試體，第二部分是未受火害的混凝土圓柱試體。第一部份：因混凝土在模擬火害現場的高溫下試驗後，強度明顯折減，試驗中大部分的混凝土試體強度皆在 30％以下，本研究只要的目的就是要用適當的補強方法，使得混凝土試體的能夠回復或是超過原先的強度。由試驗的結果 (表十二、表十三 )我們可以得知，經過碳纖維與玻璃纖維的補強，皆能回復原有的強度，對於殘餘強度較高的試體，同樣的補強條件下，其圍束效果對試體的抗壓強度幫助較大，殘餘強度越低，圍束效果幫助較有限。比較碳纖維與玻璃纖維的圍束效應發現，碳纖維的補強效果比玻璃纖維要好，同樣的火害情形下，碳纖維所能提高的抗壓強度約比玻璃纖維所能提高的抗壓強度多 10％ ~20％。. 18.

(29) 本研究的原試體抗壓強度為 3000psi，經過一層複合纖維的補強皆能回復原有強度，但若是要再提高試體的抗壓強度，因為纖維的補強效果有限，所以一層的補強可能不夠，需做兩層以上的補強。由實驗數據，我們可以得到試體的抗壓強度與纖維貼布層數之關係為： fc,max=kN+fc`. 式 (4.5). 其中 fc,max：補強後試體抗壓強度 (kgf) fc`：混凝土殘餘強度 (kgf) k：常數 (kgf) N：層數由實驗結果我們可以回歸多項式、指數、對數、升冪公式得：對碳纖維補強 2. k=112.6r+19000. R =0.939. 2. 2. k=-0.243r +121r+19000. R =0.9391. k=1654Ln(r)+16400. R =0.905. 2. k=19064e. 0.0054r. R =0.935. 2. k=16831r. 0.08. R =0.908. 2. 由上式可得最準確之公式為 2. k=-0.243r +121r+19000. 式 (4.7). 但若為簡單化，則可用 k=112.6r+19000. 19.

(30) 對玻璃纖維補強 2. R =0.980. 2. k=2420Ln(r)+11854. R =0.970. k=-5.565r +352r+14400 k=15860e. 0.0087r. k=12800r. 0.133. 2 2. R =0.921 2. R =0.969. 由上式得最準確之回歸公式為 2. k=-5.565r +352r+14400. 式 (4.7). 其中，r 為混凝土試體殘餘強度的百分比，若火害後混凝土的殘餘強度為 30％，則 r=30。. 第二部分：以未受火害的圓柱試體來作纖維包覆實驗有兩個目的，第一是與火害補強試體作比較，第二可以模擬橋柱的纖維補強，探討其圍束效應。由纖維補強所增加的強度來看，無論是碳纖維還是玻璃纖維未火害的補強皆比火害後的補強要來的低，其可能的原因是火害後的試體表面與內部有相當多的裂縫，這些裂縫是強度折減最主要的原因。吾人在用環氧樹脂當接著劑時，環氧樹脂會去填充試體的微裂縫，經過 7 天的纖維補強養護後，試體本身的殘餘強度提升不少，另一方面由於未火害的試體表面光滑無裂縫，故增加的強度就不似火害後試體增加那麼多。試體的抗壓強度與纖維貼布層數之關係仍為：. 20.

(31) fc,max=kN+fc` 其中 fc,max：補強後試體抗壓強度 (kgf) fc`：混凝土強度 (kgf) N：層數 k：常數 (未火害 ) 碳纖維補強： k=16810 kgf 玻璃纖維補強： k=10005 kgf. 第五節補強後試體的應力應變曲線混凝土試體的應力應變曲線，對於結構物設計而言是一個非常重要的依據，設計者可以由此瞭解混凝土受力後的行為，以便可以設計出符合安全性、經濟性、實用性的結構物。受火害之混凝土試體其應力應變曲線皆呈拋物線型，殘餘強度越高，彈性模數也越高，過極限強度後的曲線比較短促；殘餘強度越低的試體，其應力應變曲線過了極限強度後，應變還會持續的增加，直到完全破壞為止。經過複合材料的補強後，火害後試體的強度大幅提高，碳纖維補強的載重變位關係如圖十五，玻璃纖維的載重變位關係如圖十六，換算成應力應變如圖十七、圖十八。比較輕微火害試體補強與火害較嚴重試體補強，前者的彈性模數雖然較後者的彈性模數要來的高，但是並不會高很多，殘餘強度越低，彈性模數也越低，但是當殘餘強度低到 20％以下時，其彈性模數則極為接近。對碳纖維的補強而言，試體經補強後抗壓強度比玻璃纖維. 21.

(32) 的補強還高，彈性模數也比玻璃纖維要來的高，其應力應變曲線幾乎是成一直線，直到加壓後期時，其斜率才會稍稍的變緩，代表混凝土此時已處於高圍壓之狀態，一到極限強度，試體馬上就破壞，幾乎完全沒有轉折處，應力應變曲線也不會下降。對玻璃纖維而言，其應力應變曲線一開始呈直線，至抗壓中期後，彈性模數開始減低，應力應變曲線進入另一段斜率，漸漸變緩，直到到達極限強度。與碳纖維不同處為，玻璃纖維補強在到達極限強度後還有一小段的下降區，而碳纖維則無。補強前殘餘強度越低，此段下降區越長，代表玻璃纖維補強的試體在破壞時能量可以慢慢釋放出來，破壞時爆裂就不顯著，而碳纖維補強的試體，一到極限強度就馬上瞬間脆化破壞，而且是整片的破壞，其爆裂的聲音與威力就很驚人。比較兩者的極限應變，玻璃纖維補強試體的軸向極限應變都要比碳纖維補強要來的大，原因有二，一是玻璃纖維的極限應變比碳纖維要極限應變還大，約大了一倍；二是玻璃纖維之楊氏係數低於碳纖維；三是玻璃纖維的延展性優於碳纖維，單層補強的截面積也比碳纖維大，可提供在極限強度後的殘餘強度，增加混凝土試體的韌性。. 22.

(33) 第五章補強混凝土理論分析第一節火害後混凝土殘餘強度分析 1. 試體強度分析依照上述所推導出殘餘強度公式與試體內部溫度分佈情形，我們可以估計試體在火害後的殘餘強度。由表五，我們知試體內每間隔 1cm 的溫度，可將試體面積視為 4 個同心圓環與一個中心圓所組成，將每段圓環的平均溫度代入式 (4.2)，即可求得每段圓環的殘餘強度，將每段殘餘強度疊加起來，即可推知火害後試體的殘餘強度。將此分析結果與之前實驗值做比較，如表十四，由此表發現，理論值與實際值相當接近，證明此強度折減公式在估計混凝土高溫下的殘餘強度時，是合理的。 2.柱件殘餘強度評估由於本研究礙於經費及國外試驗室配合時程問題並未做實尺寸的柱實驗，故參考林建宏、陳舜田教授在民國 77 年做的一系列全尺寸柱的火害實驗 [17]，柱斷面尺寸皆為 40cm×40cm。柱斷面細節如表十五所示，其討論之變數包括火害延時、柱長、保護層厚度、混凝土長度及軸向鋼筋量，吾人以前人所導出的強度折減公式與本實驗所歸納出的強度折減公式，來與實驗值相比較。 (1)基本假設柱試體備妥後即置於 4m×1.5m×1.5m 之高溫爐中。此高溫爐之升溫係由手動控制，升溫之速率則按 BS476 之升溫曲線。柱試體置於高溫爐中加溫到一定時間後讓其自然冷卻至常溫再由. 23.

(34) 高溫爐中取出，置於 MTS 萬能試驗儀中做無偏心的軸向加載試驗。其實驗結果如表十五所示。本報告在分析柱件火害後的殘餘強度時，使用的公式包括：(1)僅考慮混凝土及鋼筋的強度、(2)考慮箍筋的圍束效應、 (3)在考慮鋼筋的圍束效應下，再加上保護層混凝土的強度；第二種情況下吾人僅考慮箍筋內的有效強度而已，箍筋外的混凝土保護層強度一律予以忽略，但由此實驗的保護層參數來看，混凝土的保護層所佔的面積足以影響到軸向抗壓強度，所以為找出一最合理的評估公式，方法 (3)亦多加了混凝土外層所提供的強度。另外在火害的情況下，混凝土的強度會有所折減，利用折減完的混凝土強度把上述公式再算一次，並與實驗值做比較。混凝土強度折減公式係採用上一章實驗歸納得 (式 4.2) 與 Lie T.T 所導 (式 2.2)做比較。由前人的實驗得知 [16]，混凝土在 400℃ 以上強度有明顯的折減，約剩 80％，而在 1000℃ 以上，強度已剩不到 10％，因此為簡化計算，本研究第一部份假設將 400℃ 以下的混凝土強度不變， 1000℃ 以上的混凝土強度視為零，而中間的部分則分為 400℃ ~600℃ 、 600℃ ~800℃ 、 800℃ ~1000℃ 三區，如圖十九，而此三區的強度則取該區首尾平均溫度的殘餘強度，分別為 500℃ 、 700℃ 、 900℃ ，而整個柱斷面的軸向強度為各區殘餘強度相加。第二部分為使用 Lie T.T 的強度折減公式，由於此公式在火害超過 700℃ 的混凝土強度視為零，所以我們的假設條件亦稍有不同。400℃ 以下的混凝土強度依然假設不變，400℃ ~700℃ 之間的混凝土取 550℃ 計算，而 700℃ 的混凝土忽略不計。至於鋼筋在火害後的降伏強度，在 500℃ 以下，強度不受影響，在 500℃ 以上，則應考慮降伏強度的折減，柱斷面內的溫度分佈，參考圖二十所示。經由此簡化. 24.

(35) 之後，兩部分所算之數據會略偏於保守。表十六為式 (4.2)與式 (5.1)、(5.2)、(5.3)所得結果，表十七為式 (2.2)與式 (5.1)、 (5.2)、 (5.3)所算得結果。 (2)柱受火害後軸向強度之評估吾人使用三種分析法，如下所示： <1>僅考慮混凝土及鋼筋的強度： P1=0.85×fc`(Ag-As)+Asfy. 式 (5.1). 此公式為最簡單的柱軸向強度分析公式，不考慮箍筋的圍束作用，在與實驗值 Pn 相比之後，其 P1/Pn 的平均值為 1.222，會比實驗值高是因為尚未考慮火害，在將外層受火害的部分以公式 (4.2)、 (2.2)加以折減後，其 P1`/Pn 值分別降為 0.831 與 0.802，標準差為 0.209 與 0.227，所以吾人的殘餘強度建議公式較接近實際值。由公式分析得知火害前後的強度差異頗大。 <2>考慮箍筋的圍束效應： P2=(0.85fc`+2K”ρ ”fy”)Acore+Asfy. 式 (5.2). P2 的公式多考慮了箍筋的圍束作用，但忽略了保護層的強度。其想法是在施加軸向載重時箍筋會對混凝土核心產生一圍束作用，進而提高混凝土的抗壓強度。K”是箍筋的相對有效性係數，若有好的圍束效果，則可取到 0.75， ρ ” 為橫向鋼筋比。此公式與保護層的厚度、箍筋的大小、箍筋的間距有較大的關連性；若保護層較厚，則 Acore 相對的變小，軸向強度也會變小，使用較大號的箍筋或是箍筋間距排小一點，則能提高較佳的圍束作用。. 25.

(36) P2/Pn 的平均值為 0.886， P2`/Pn 的平均值由式 (4.2) 算得為 0.712，標準差為 0.143，由 (2.2)算得為 0.742，標準差為 0.115，雖然 P2`的標準差比式 (5.1)更小，但是理論值與實驗值有一段差距。這是因為 P2 的公式只考慮核心混凝土的抗壓強度與箍筋的圍束效應，對於保護層外的混凝土強度予以忽略，但是由柱件的資料看來，邊長 40cm 的方柱其保護層最大為 6.4cm ，表示說保護層的面積為 860.16cm2，以超過總斷面積的一半，雖然保護層受火害影響較大，強度折減也較多，但仍可發揮一定的抗壓強度。若將其強度全部忽略掉的話，稍嫌不合理，所以 P2 分析出來的值才會與實驗值相差較大。這裡要注意的是， P2/Pn 小於 1 代表說我們所估計火害前的柱強度比實驗中火害後的柱強度還小，當然火害後的強度會更加的小，不管是哪一種公式，皆為最保守估計。 <3>在考慮鋼筋的圍束效應下，再加上保護層混凝土的強度 P3=0.85fc`(Ag-As)+Asfy+2K”ρ ”fyAcore. 式 (5.3). 此公式就是等於公式 P1 再加上箍筋的圍束效應，各個變數都有考慮到，將柱斷面做最合理的計算。火害前分析值 P3 與實驗值的比值平均為 1.236，火害後分析值與實驗值的比值以 (4.2)、(2.2)算得的平均為 0.844 與 0.816，標準差各為 0.209 與 0.226。由標準差與平均值來看，吾人所導之強度折減公式皆比 Lie T.T 所導的公式更接近實驗值。兩公式皆比 P1、 P1`要來的大一些，這是因為圍束作用的關係。但仔細比較 P1`/Pn 與 P3`/Pn，發現雖然 P3`的分析結果最接近實驗數據，但卻只比 P1`/Pn 大 0.014，由此可知，箍筋的圍束效果對柱的抗壓強度增加有限，在求快. 26.

(37) 速勘查建築物火害後損壞情況，為節省計算的時間，可忽略箍筋的圍束作用，此乃是較偏保守的作法。比較式 (4.2)、 (2.2)所算得的結果，發現由本研究建議的強度折減公式在第一種公式與第三種公式均較接近實驗值，而第二種公式則不如預期，可能的原因是保護層厚度太大，不能將其所提供的軸向強度給忽略掉。綜合以上三種公式，吾人認為，若欲做簡便估算，則可用公式 P1`來計算殘餘強度；若希望求得較精準之結果，則可用公式 P3`；若在火害現場資料不足的情況下，而想用保守估計，則可使用公式 P2`。. 第二節圍束混凝土之分析模式以纖維複合材料當成火害後的混凝土補強方式，可將其視為連續性的橫向鋼筋，既然如此，我們能把纖維材料換成等值的箍筋量，繼續用上述之公式 (5.2)，來作分析。. ρs =. spiral體積 4A sh = DS core體積式 (5.4). 將上式之 Ash 取 tj； S 取 1 個單位，換成纖維補強混凝土試體之等效箍筋量比：. ρs =. 4t j D 式 (5.5). 27.

(38) 由上述之設計觀念，我們可將式 (5.2)、 (5.3)，簡化成 P=(0.85fc`+8• α • t j • fu`/D)Acore. 式 (5.6). 本試驗僅針對混凝土試體做研究，故式 (5.2)、 (5.3)之簡化結果均相同由於纖維補強的軸向抗壓強度很小，可以將其忽略，故 Asfy 趨近於零。而 K”值代表箍筋的圍束效果，對於圓柱試體而言， K”值應趨近於 1， fc`取火害後的殘餘強度， fu` 取纖維的極限強度， Acore 代表圓柱試體的面積， t j 為纖維一層的厚度，α1 為碳纖維圍束有效折減係數，α2 為玻璃纖維圍束有效折減係數，由實驗知，α與殘餘強度有關，其值約在 0.7~0.9 之間，殘餘強度越低、 α 值越高。碳纖維的圍束效應雖然比玻璃纖維好，但是同樣火害條件下的補強，其α值比玻璃纖維的 α 值稍小。吾人可由迴歸數據得升冪、二項式、對數、指數的關係：碳纖維： α 1 =0.6778e. 0.6445r. 2. R =0.954. 2. 2. α 1 =-0.0864r +0.52r+0.67. R =0.958. α 1 =0.0717Ln(r)+0.892. R =0.923. α 1 =0.9r. 2. 0.095. 2. R =0.927. 由變異數得最接近的關係式為 2. α 1 =-0.0864r +0.52r+0.67. 式 (5.7). 28.

(39) 玻璃纖維： α 2 = 1.057r. 0.153. 2. R =0.972. 2. 2. α 2 = -2.53r + 1.67r + 0.6. R =0.983. α 2 =0.12Ln(r)+1.02. R =0.973. α 2 = 0.6726e. 2. 0.9658r. 2. R =0.923. 由變異數得最接近的數值為 2. α 2 = -2.53r + 1.67r + 0.6. 式 (5.8). r 為強度折減百分比 (％ ). 表十五、表十六為上式公式所算得之結果與實驗值之比較。畫成圖形為圖二十一、圖二十二. 若考慮未火害試體補強，則 α 1、 α 2 需作修正：碳纖維補強： α 1 ＝ 0.685 玻璃纖維補強： α 2 ＝ 0.526. 29.

(40) 第六章結論與建議本研究目的在以試驗的方式，探討火害後混凝土的補強方法，以碳纖維與玻璃纖維貼布纏繞的方式來補強火害後的混凝土試體，並分析實驗結果，與理論配合提出一套纖維補強與抗壓強度的關係式。以下是本研究的結論與建議：. 第一節結論 1. 混凝土受火害的程度與殘餘強度有相當密切的關係，延燒時間越長，殘餘強度越低，當預定火害時間為 0.5 小時時，殘餘強度為 28.2%，火害時間為 1.0 小時，殘餘強度為 19.3%，火害時間為 1.5 小時，殘餘強度為 13.7%，火害時間為 2.0 小時，殘餘強度為 10.8%，火害時間 2.5 小時，殘餘強度為 9.2%，火害時間為 3.0 小時，殘餘強度已降到 8.1%。此時試體破壞方式以碎裂居多。 2. 分析一試體或是一構件的殘餘強度時，必須先知道該物內部的溫度分佈，再利用分區疊加法求得各區的殘餘強度，將各區強度累加起來。以本研究之結果分析火害後柱強度與試驗值，並與前人分析結果做比較，得本研究之分析比前人研究更接近試驗結果。 3. 碳纖維補強與玻璃纖維補強的施工方法雖然相同，外表相似，但是補強的效果不同，碳纖維的抗拉強度比玻璃纖維的抗拉強度還要高，所以對於提高混凝土試體的抗壓強度而言，纏繞碳纖維優於玻璃纖維，以 10cm×20cm 的試體為例，碳纖維補強可回覆至未火害強度的 162%~125%，玻璃纖維補強可回覆至未火害強度的 148%~107%。火害愈嚴重，單層補強效. 30.

(41) 果則愈顯不足。 4. 補強後試體的應力應變曲線呈現近似雙線性的現象，到後期的斜率以不像初期那麼高。玻璃纖維補強的曲線比碳纖維補強的曲線要平緩。雙線性的轉折處雖然不明顯，但還是可以看出殘餘強度越低，轉折處也會越低，而且變的更不明顯。 5. 玻璃纖維試體的破壞模式是呈小片、散片狀破壞，碳纖維則是整片是斷裂，破壞威力驚人，所以就提高混凝土的韌性而言，纏繞玻璃纖維優於纏繞碳纖維。 6. 因為一層碳纖維或玻璃纖維的補強效果有限，若發現補強一層後仍無法回復原有強度，那就必須再補強第二層，直到能回復原有強度為止。 7. 本研究所提建議補強後強度的預測公式為： P=(0.85fc`+8• α • t j • fu`/D)Acore 其中 P 為補強後的抗壓強度、 fc`為未補強混凝土的抗壓強度、 t j 為纖維層厚度、 fu`為纖維抗拉強度、 D 為試體直徑、Acore 為圓柱試體的面積，α 為纖維貼片補強的則有效折 2. 減係數，若使用碳纖維補強，則 α =-0.0864r +0.52r+0.67， 2. 若使用玻璃纖維補強，則 α = -2.53r + 1.67r + 0.6， r 為混凝土殘餘強度百分比。 8. 比較火害後試體的纖維補強與未火害的纖維補強，發現 (1) 未火害試體補強所增加的強度不如火害後試體補強所增加的強度，其原因是本研究使用環氧樹脂當接合劑，但混凝土在高溫後表面大多充滿微裂縫，而環氧樹脂會去填充混凝土試體的裂縫，提高了試體強度；未火害的試體則因表面平滑以致環氧樹脂對其強度並不會產生多大的影響。(2)由上述公式 (5.6)來推估未火害試體的有效補強係數值，發現並不會與火害後試體的 α 差異太大，碳纖維的 α 值約在 0.81~0.69 之間，. 31.

(42) 玻璃纖維的 α 值略高，約在 0.87~0.71 之間。. 二、建議： 1. 火災時，消防水對混凝土的殘餘強度有相當大的影響，因此可建議將來試體在高溫火害後急速浸水冷卻，觀察其力學性質的變化。 2. 包覆纖維時所用的環氧樹脂，用量多寡也會影響試體的補強強度，不過環氧樹脂的抗拉強度不如碳纖維與玻璃纖維，本研究將其環氧樹脂影響忽略不計。若要做更精準的預測，則環氧樹脂的影響也要考慮在內。 3. 本研究的主要目的是補強混凝土至原有強度，複合纖維材料並非唯一的方式，可以考慮其它的補強，如加大尺寸、外圍包覆鋼板或是鋼絲籠等，來提高混凝土的抗壓強度。 4. 本研究僅只考慮補強一層纖維，亦可考慮補強兩層至三層，可更提高構件或試體之強度。 5. 試驗中的纖維補強方式是以單一材料為主，以後可研究碳纖維與玻璃纖維交錯參雜補強，兩者的比例可有所不同，期能找出兼具碳纖維與玻璃纖維優點的補強方式。 6. 纖維補強試體可放入高溫爐中做二次火害實驗，以探討此補強方式在二次火害後之殘餘強度與纖維熱脹冷縮導致圍束效應的改變，並加以適當的補強。 7. 纖維補強試體在做二次火害實驗時，應注意複合材料是否會釋放出有毒物質，影響人員的身體健康。 8. 此次實驗的火害溫度範圍在 500℃ ~1050℃ ，可繼續研究中低溫下 (100℃ ~400℃ )以及超高溫 (1050℃ 以上 )的混凝土力. 32.

(43) 學行為；關於混凝土的設計強度可再降低 (2000psi 以下 )，或者是添加飛灰爐石，以符合現在台灣某些建築物的實際情況。 9. 本研究並未考慮到纖維補強的耐久性，但在實際的情形下，補強材料的耐久性對結構安全十分重要，所以未來的研究方向可討論補強方式的耐久性質。 10. 本研究以小型圓柱試體為主，但尺寸效應對混凝土的力學影響非常大，不同大小、不同形狀的試體其試驗結果也不一樣，故我們應以所得成果做參考，繼續實尺寸的鋼筋混凝土構件火害補強研究。 11. 未來在做實尺寸的柱試驗時，有幾點應注意：一、以 ACI 的公式來計算時，應同時檢查剪力強度與彎矩強度，二、在做火害後柱補強時，除回復原有強度外，應符合現行耐震規範要求。三、應增加實尺寸柱的數目，如此能多比較結果。國內實驗室無法量得柱的位移，應移至國外的大型實驗室，以求得準確之數據，四、實際柱件的火害情形是上端較嚴重，中端與下端火害較輕微，所以在作補強施工時須考慮火害程度。. 33.

(44) 附錄內政部建築研究所「鋼筋混凝土柱件火害修補技術之研究」專家座談結構技師. 曾清鈺：. 問題. 答覆. 1.研究方向應多著墨於評估火建研所以往研究案已有鑑定方害程度，判斷一建築物在火害法，經鑑定須補強者才予以補後是否拆除重建或修復補強。強。 2.研究多種補強技術. 敬表同意，已經此建議納入報告中。. 3.評估補強後的耐震行為. 敬表同意，建議建研所將補強後的耐震行為列為後續研究。. 4.重點在補強後之剩餘價值、建議建研所續做實尺寸柱的火補強技術的實用性、補強之使害研究，以瞭解此補強技術的實用性。而本試驗之數據應用. 用年限。. 於其他研究之試驗結果證明。 5.應補強到什麼程度？. 視欲補強的目的為何，以補強強度為主或補強韌性為主。補強至原強度或原韌性甚至提高其強度或其韌性。. 結構技師. 藍朝卿. 問題. 答覆. 1.火害對鋼筋的影響？. 鋼筋受火害影響溫度在超過. 34.

(45) 750℃ 時，抗拉強度幾乎完全喪失；待鋼筋冷卻後，其降伏前的應力應變關係大致不受影響。可參考建研所之前所做之研究案。 2.現場火害時，柱內部溫度如目前最常用的方法為燒失量法何得知？. 建築師. 王世昌. 問題. 答覆. 1.以整體的建築物來看火害，敬表同意，已經此建議納入報而非只看單一的構件. 告中。. 2.火害評估資訊的整合 ----如敬表同意，唯有資訊的整合才晴光市場的火場勘定建築師與能消除認知上的差異。可參照結構技師之損害認定即有差異台科大陳舜田教授等人之研究成果。 3.火災時，消防水對混凝土殘對高溫下的混凝土急速冷卻會餘強度的影響. 對混凝土的強度影響非常大，至少折減 60％。. 4.可以做有壓力下的混凝土火敬表同意，建議建研所將此列害. 入後續研究中。. 5. 柱件補強圓柱與方柱的不敬表同意，補強方柱時宜先將同。圓柱的圍束效果要比方柱其變成圓形或橢圓形再補強。要好的多。 6.方柱補強時最好將補強之部敬表同意，補強方柱時宜先將位變成圓形或近似圓形. 其變成圓形或橢圓形再補強。. 35.

(46) 7.研究應加入耐震行為分析與敬表同意，建議建研所將此列不同工法之比較. 入後續研究中。. 中興顧問王亭復問題. 答覆. 1.火害時鋼筋之握裹力是否下會的，其握裹力與滑移量的關降？. 係可參考台科大之前所做之研究案. 2.以 ACI 的公式來計算，要檢敬表同意，已列入建議事項核剪力與彎矩破壞. 中。. 3. 大、方形柱補強施工較困敬表同意，尺寸效應的影響相難，且要考慮到尺寸效應，所當重要，建議建研所將此列入以要取合理之安全係數. 後續研究中。. 4.碳纖維補強已有規範. 本研究符合纖維廠商補強施工程序，且以規範之公式計算其補強後強度。. 5.探討火害中，軸力、握裹力、火害中，軸力、握裹力、鋼筋、鋼筋、混凝土之間的互制行為混凝土之間的互制行為相當複雜，可參考台科大之前所做之研究案。 6.施工過程很重要. 敬表同意，施工程序與品質會影響補強效果的優劣。. 7. 補了剪力，要注意彎矩破敬表同意，已列入實尺寸柱補壞，補了彎矩要注意剪力破壞強之建議中，且需依據不同之需求以補足剪力或彎矩。. 36.

(47) 台北市建築師公會：問題. 答覆. 1.纖維防火時效的問題. 纖維於補強後應以水泥砂漿、防火被覆或防火板予以保護。. 2.是否有更理想的防火補強材材料科技日新月異，俟有新材料. 料出現後可優先利用。. 台灣省土木技師公會：問題. 答覆. 1.應把實驗結果當作拆除或修此為本研究目的之一補的依據 2.補強纖維之選取應考慮其彈纖維有其固定之彈性模數，彈性模數，最好與混凝土相近. 性模數較高者能提供較大之圍束應力。. 台北市土木技師公會鍾肇滿：問題. 答覆. 1.纖維補強若因二次火害而損敬表同意壞的話，可再次補強，外層再加上防火被覆 2.殘餘強度的評估應與其耐震建議建研所將此列入後續研究能力一併考慮，補強時一併補中。強 3.對於老舊的建築物，其耐震建議建研所將此列入後續研究能力可能已不滿足現今之規中。範，在做補強時須考慮進去。. 37.

(48) 4.除了試體試驗外應做實尺寸敬表同意，建議建研所將此列柱之試驗。. 入後續研究中。. 土木技師公會全聯會蔡得時問題. 答覆. 1.對不同混凝土強度的火害評一般作混凝土火害實驗之設計估，尤其是低強度的混凝土強度皆為 3000psi 以上，但以 (2000psi 以下 )。. 台灣的施工品質來講，2000psi 有其研究價值，建議建研所將此列入後續研究中。. 2.若混凝土未達設計強度，在敬表同意，有時亦需補強至最火害後補強時，應補強至原設新耐震需求。計之強度。 3.決定補強的方向，如韌性、視建築物需求而補足其韌性、強度等。. 強度、變形等性能。. 4.決定鑑定之標準。. 建築物火害後的鑑定標準可參考建研所之前所做之研究案。. 台北市結構技師公會柯鎮洋問題. 答覆. 1.比較不同纖維種類其補強結本研究比較了碳纖維與玻璃纖果。. 維兩種常見的補強材料，結果已列在報告中。. 2.訂定纖維補強的施工方法。不同的纖維廠商有其施工方法，但一般不會相差太多。可參考文中的纖維補強工法。 3.材料性質徹底瞭解。. 廠商有提供其補強材料的基本. 38.

(49) 性質，本研究也將所用之混凝土試體作材料試驗。. 苗伯霖問題. 答覆. 1.圍束效應之研究. 纖維補強之圍束效應研究已列在報告之中。一般來說碳纖維優於玻璃纖維。. 2.低強度混凝土火害之研究。建議建研所將此列入後續研究中。 3.超高溫混凝土之研究（ 2000 混凝土在 1050 ℃ 的強度已低度）。. 於 10％，若超過 2000℃ 的話則殘餘強度會更低，但仍建議建研所將此列入後續研究中。. 4.加飛灰爐石混凝土火害後之建議建研所將此列入後續研究情形。. 中。. 5.須注意偏心火害與火害不均建議建研所將此列入後續實尺勻的情況。. 寸柱之研究中。. 雲科大蘇南問題. 答覆. 1. 廠商應提供纖維之基本資已附在表中料。 2.環氧樹脂對圍束效應亦有影環氧樹脂會去填補火害後試體響。. 的表面裂縫，進而提升其殘餘. 39.

(50) 強度。而未火害試體的表面無裂縫，故環氧樹脂影響不大。 3.複合纖維在高溫時是否會釋建議建研所將此列入後續研究放出有害物質。. 中。. 4.圖表標明應清楚。. 已標示清楚. 5.說明試驗條件，繪製強度折已列出減圖。 6. 加入常溫時的纖維補強結已補足果。 7.補強使用年限。. 日本學者做過相關補強試驗，指出補強可用二十餘年。. 8.100 ℃ ~400 ℃ 混凝土強度之後續研究將補足，現可參考台折減。. 科大之前所做之研究案。. 交大鄭復平問題. 答覆. 1.實尺寸柱的數目應增加，多敬表同意，建議建研所在實尺比較試驗結果。. 寸作實驗時將此入考慮。. 2.國內實驗室無法量測實尺寸敬表同意，建議建研所在實尺柱的位移，應移至國外做。. 寸作實驗時將此入考慮。. 台科大張大鵬問題. 答覆. 1. 須評估補強材料的使用年日本學者做過相關補強試驗，限。. 指出補強可用二十餘年。. 40.

(51) 2.材料本身應做耐久性實驗. 建議建研所將耐久性問題列入後續研究中。. 3.纖維補強與混凝土之間介面補強試體破壞位置在纖維本身膠結問題。. 而非纖維的接合部，證明纖維補強與混凝土之間介面膠結沒有問題。. 4.補強前混凝土表面應清除至將鬆動物質清除乾淨，並確保何種程度。. 表面含水量在 4％以下才可以環氧樹脂補強。. 5.考慮二次火害後熱漲冷縮所二次火害問題建議建研所列入造成圍束效應改變的問題。. 後續研究中。. 41.