鋼筋混凝土構件火害後之
非破壞檢測技術鑑定應用研究
內政部建築研究所委託研究報告
中華民國 104 年 12 月
鋼筋混凝土構件火害後之
非破壞檢測技術鑑定應用研究
受 委 託 者 ： 國 立 臺 北 科 技 大 學 研 究 主 持 人 ： 陳 立 憲 研 究 員 ： 劉 峵 瑋 研 究 助 理 ： 曹 祖 璟 、 王 榆 柔內政部建築研究所委託研究報告
中華民國 104 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）I
目次
目次 ... I 表次 ... V 圖次 ... VII 摘要 ...XI 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 ... 2 第四節 範圍與方法 ... 3 第五節 四年期計畫各年度預定執行內容 ... 6 第二章 規範與文獻回顧 ... 9 第一節 國內外火害工程研究 ... 10 第二節 混凝土與鋼筋受高溫後之材料性質變化 ... 21 第三節 完整加載歷程曲線與巨-微觀破壞演化 ... 39 第四節 聲射技術之沿革 ... 44 第五節 電子斑紋干涉術之沿革 ... 52 第三章 材料與儀器設備 ... 63 第一節 試驗材料與試體組數 ... 64 第二節 破壞性試驗之實驗設備架設 ... 68 第三節 破壞性試驗之實驗設備校正 ... 73II 第四節 非破壞性儀器架設 ... 77 第五節 非破壞性檢測之儀器校正 ... 87 第六節 混凝土與鋼筋之基本材料力學與波傳參數 ... 95 第七節 試驗方法與步驟 ... 96 第四章 試驗結果與分析 ... 103 第一節 試驗參數說明 ... 104 第二節 混凝土單壓試驗巨、微觀尺度之力學行為 ... 109 第三節 鋼筋單拉試驗巨觀尺度之力學行為 ... 119 第四節 波速比與混凝土、鋼筋巨、微觀關係之比對... 121 第五章 結論與建議 ... 127 第一節 結論… ... 127 第二節 建議. ... 129 第三節 專利申請 ... 130 附錄一 期初審查意見表 ... 133 附錄二 期中審查意見表 ... 135 附錄三 期末審查意見表 ... 139 附錄四 第一次工作小組會議紀錄 ... 143 附錄五 第二次工作小組會議紀錄 ... 145 附錄六 第三次工作小組會議紀錄 ... 147 附錄七 第一次專家座談會議記錄 ... 149
III 附錄八 第二次專家座談會議記錄 ... 155 附錄九 訪調台北市火害鑑定科... 159 附錄十 第一、二、三次工作會議簽到單 ... 165 附錄十一 第一、二次專家座談會議簽到單 ... 169 參考書目 ... 171
V
表次
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 (陳榮收，2008)... 17 表 2-3 水泥漿體受熱之變化 (沈進發與陳舜田，1999) ... 32 表 3-1 單壓試驗編號說明 ... 66 表 3-2 單拉試驗編號說明 ... 66 表 3-3 試驗組數 ... 67 表 3-4MTS荷重計校驗記錄表 ... 74 表 3-5 一維超音波脈衝儀校正 ... 94 表 3-6 本研究鋼筋、混凝土構材火害變數表 ... 97 表 4-1 混凝土火害前、後巨觀行為 ... 110 表 4-2 混凝土受火害前、後巨觀行為下降百分比 ... 110 表 4-3 混凝土火害前、後微觀行為 ... 118 表 4-4 鋼筋火害前、後巨觀行為 ... 120 表 4-5 混凝土、鋼筋構材試驗前之波速比與巨、微觀參數對照表 ... 122VII
圖次
圖 1-1 本研究計畫之執行流程 ... 5 圖 1-2 四年期計畫各年度預定執行內容 ... 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 ... 16 圖 2-3 標準時間-溫度曲線圖例 ... 20 圖 2-4 不同混凝土之溫度與熱傳導係數之關係 ... 23 圖 2-5 不同溫度與熱傳導係數之關係 ... 25 圖 2-6 氣乾狀態下岩石熱擴散係數與溫度之關係... 26 圖 2-7 高強度混凝土溫度與熱膨脹係數關係 ... 28 圖 2-8 混凝土比熱與溫度關係圖 ... 30 圖 2-9 矽質、石灰質混凝土比熱與溫度關係圖 ... 30 圖 2-10 普通強度混凝土比熱與溫度之關係 ... 31 圖 2-11 水泥漿體之溫度與長度變化關係 ... 33 圖 2-12 矽質骨材的溫度與線性膨脹之關係 ... 34 圖 2-13 混凝土於高溫作用下之變化 ... 35 圖 2-14 混凝土於高溫作用下對相對強度之影響 ... 35 圖 2-15 鐵─碳平衡圖 ... 36 圖 2-16 鋼材降伏強度與溫度之關係 ... 37 圖 2-17 鋼材極限強度與溫度之關係 ... 37 圖 2-18 鋼材彈性模數與溫度之關係 ... 38 圖 2-19 完整應力-應變曲線五階段 ... 42 圖 2-20 鋼材應力-應變關係示意圖 ... 43VIII 圖 2-21 到達時間差法之三維空間定位配置 ... 47 圖 2-22 單一聲射事件發生之示意圖 ... 48 圖 2-23 筆芯折斷法製造人工聲源以提供校正用 ... 48 圖 2-24 二維聲射定位準則之到達時間差法 ... 51 圖 2-25 光學量測技術之分類 ... 53 圖 2-26 試體表面面內位移示意圖 ... 61 圖 2-27ESPI干涉條紋分析變形場之實例圖示 ... 61 圖 3-1 單軸壓縮試驗試體尺寸（長×寬×高=50×45×100 MM） ... 67 圖 3-2 伺服控制油壓試驗系統 ... 70 圖 3-3 裂縫開口位移計(COD)（632.92C-05C） ... 71 圖 3-4 混凝土單軸壓縮試驗儀設 ... 71 圖 3-5 萬向接頭 ... 72 圖 3-6MTS荷重計校正成果 ... 75 圖 3-7MTS伺服系統壓力校正 ... 75 圖 3-8 MITUTOYO輪廓測定系統校正LVDT之儀設 ... 76 圖 3-9LVDT之校正結果 ... 76 圖 3-10 壓電式感應器(型號： S9225) ... 79 圖 3-11 前置放大器(型號： 1220C) ... 79 圖 3-12 試驗光場架設與元件佈設 ... 83 圖 3-13 電子斑紋干涉術光學元件 ... 85 圖 3-14 超音波脈衝量測配備 ... 86 圖 3-15 混凝土材料之能量距離衰減校正設置 ... 88 圖 3-16 混凝土材料之能量距離衰減關係 ... 89
IX 圖 3-17 筆芯斷裂定位校正鋁塊 ... 91 圖 3-18 筆芯斷裂定位校正法之裝設... 91 圖 3-19 黏貼AE感測元件之溶劑（左）與黏膠（右） ... 92 圖 3-20 聲射訊號空間程式定位校正... 92 圖 3-21 各設計強度混凝土重量隨時間變化 ... 96 圖 3-22 火害模擬加熱歷程示意圖 ... 97 圖 3-23 實際升溫曲線(爐內溫度) ... 98 圖 3-24 混凝土單軸壓縮試驗前示意圖 ... 101 圖 3-25 鋼筋拉伸試驗示意圖 ... 102 圖 3-26 鋼筋拉伸試驗儀器配置圖 ... 102 圖 4-1 完整加載歷程之勁度、強度、韌度示意圖... 105 圖 4-2 完整加載歷程之叢聚、初裂、裂衍示意 ... 106 圖 4-3 完整加載曲線與聲射累積曲線示意圖 ... 107 圖 4-4ESPI干涉條紋初裂示意圖 ... 108 圖 4-5ESPI干涉條紋裂衍示意圖. ... 108 圖 4-6 火害前、後混凝土單壓應力-應變曲線圖 ... 109 圖 4-7 UC_B_C210_M3 聲射事件發生時機對應完整加載歷程... 112 圖 4-8 UC_A_C210_M4 聲射事件發生時機對應完整加載歷程 .. 113 圖 4-9UC_B_C210_M3 聲射事件空間分布圖 ... 114 圖 4-10UC_A_C210_M4 聲射事件空間分布圖 ... 115 圖 4-11 初裂時間之ESPI干涉條紋圖(以UC_B_C210_M3 為例) ... 116 圖 4-12 裂衍時間之ESPI干涉條紋圖(以UC_B_C210_M3 為例) ... 116 圖 4-13 微觀裂縫與巨觀裂縫之比對(以UC_B_C210_M3 為例) ... 117
X 圖 4-14 火害前、後混凝土單壓應力-應變曲線圖 ... 119 圖 4- 15 UT_A_#5_S280_1 聲射事件發生時機對應完整加載歷程(本 研究團隊整理數據) ... 120 圖 4-16 波速比與混凝土構材巨觀行為之比對 ... 123 圖 4-17 波速比與混凝土構材微觀行為之比對 ... 123 圖 4-18 波速比與鋼筋構材巨觀行為之比對 ... 124
XI
摘要
關鍵詞：非破壞檢測(NDT)、聲射法(Acoustic Emission, AE)、 電子斑紋干涉術(Electronic Speckle Pattern Interferometry, ESPI)、
超音波脈衝(UP)、剪-壓波速比(velocity ratio) 壹、 研究源起 為快速瞭解與提高評估研判受火害後(熱驅動破壞後)之鋼筋 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，於本計畫提出「簡速型火害現場結構安全初勘評估機 制」與相關軟、硬體(韌體)之開發應用，希望透過現場與實驗室 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)參數數據與分析之收集，及其 各參數間之關聯性，亦作未來火害辨識資料庫之參佐。 貳、 研究方法及過程 本計畫之試驗材料以土建結構物中鋼筋混凝土之脆性材(混 凝土)與延性材(鋼筋)，作為本研究之試驗材料，針對火害前、後 之構材試體進行巨觀式超音波脈衝探傷技術作為其材料破壞特 徵之參考指標，再以裂縫開口位移計(Crack Opening Displacement, COD)控制求得完整之巨觀加載歷程曲線，同步化耦合複合式微 觀聲-光非破壞檢測法作系列驗證比對，研析材料內、外部之破 壞時、空關係，並建立全域性之材料巨觀力學參數與微觀破壞特 徵之關係，其範圍與方法簡述如表一。
XII 表一 本研究範圍與方法概述表 材料 (Material) 延性材料 (鋼筋) fy = 2800、4200 kgf/cm2 脆性材料 (混凝土) fc’= 210、350、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 每分鐘 5℃、最高溫度 600℃、持溫 5 小時、 自然降溫。 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)
XIII
參、 重要發現
1. 由本研究結果發現，混凝土火害後傷損程度可用巨觀式之體 波(body wave)的剪-壓波速比(VS/VP)進行損害程度評估；即
傷損程度越嚴重，剪-壓波速比隨之增加。
2. 首創以裂縫開口位移(Crack Opening Displacement, COD)作迴 圈式試驗之回饋訊號控制；可獲致真正之完整加載歷程，並 藉此可估求火害後構材韌度之折減。 3. 本研究建置之微觀聲-光耦合非破壞檢測可觀察混凝土構材 內、外部破壞演化特徵，並與上述第 1 點之巨觀結果試驗比 對，其適確可行。 肆、 主要建議意見 針對研究過程興發之議題，作扼要說明如下： 建議一 立即可行之建議─改善與增進實驗研究工作內容 主辦機關：內政建築研究所 協辦機關：行政院科技部 1. 延性材(鋼筋)與脆性材(混凝土)其最大應變量(εmax)相差約 一個級次(order)。鋼筋拉伸試驗於微觀非破壞檢測技術上， 建議可需持續改善，以確立試驗結果之信度與效度。
XIV
2. 鋼筋拉伸試驗中，後續建置裂縫開口位移(COD)作為試驗控 制之回饋訊號，俾以求得含勁度、強度與韌度之峰前、峰後 完整加載歷程。
3. 於 單 軸 拉 伸 、 壓 縮 試 驗 中 ， 建 立 試 驗 之 標 準 作 業 流 程 (Standard Operation Procedure, SOP)，提升試驗成果之適確 性，與維護人員、儀器之安全性。 建議二 中長期建議─擴充資料庫範圍與人工智慧數據分析 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：行政院科技部 複合式波速比值作為傷損依據指標之火害資料庫，本研究案 例已見初步成果，未來持續可增加混凝土、鋼筋構材於不同火害 狀況(升溫梯度、最高溫度、持溫時間、降溫梯度)、加載比等變 數，持續收集火害構材破壞特徵資料庫，並於進一步作資料探 勘。亦即將相關資料進行人工智慧數據分析，藉由資料模擬與訓 練，建立構材受火害後之破壞特徵與損害預測，作為未來(長期 計畫)之人機介面韌體開發與建築構材火害檢測作業之標準作業 流程與檢測結果分級之依據。
1
第一章 緒論
第一節 研究緣起與背景
「安全」之「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(熱驅動破壞後)之鋼筋混 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，於本計畫提出「簡速型火害現場結構安全初勘評估機制」與相關 軟、硬體(韌體)之開發應用，希望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)參數數據與分析之收集，及其各參數間之關聯性，亦作 未來火害辨識資料庫之參佐。 本計畫針對火害前、後之構材試體進行巨觀式超音波脈衝探傷技 術作為其材料破壞特徵之參考指標，再以裂縫開口位移計控制(Crack Opening Displacement, COD)求得完整之巨觀加載歷程曲線(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，研析材料內、外部之破壞時、空關係，並 建立全域性之材料巨觀力學參數與微觀破壞特徵之關係，未來應可作 為結構分析設計與防救災策略；以及建置相關現場檢測探傷之應用開 發之參佐。2
第二節 研究目的
本 年 度 計 畫 以 同 步 耦 合 聲 光 非 破 壞 檢 測 之 聲 射 法 (Acoustic Emission, AE) 與 電 子 斑 紋 干 涉 術 (Electronic Speckle Pattern Interferometry, ESPI)及 超音 波 脈衝 探 傷量 測技 術(Ultrasonic Pulse, UP)，分別觀察受固力加載之火害前、後水泥基質材料「內、外部」 破裂特徵(叢聚、初裂、裂衍) 與傷損程度之研判，作為日後熱驅破 壞特徵資料庫建置之據，俾未來於外業評估作業，可採巨觀式超音波 脈衝探傷量測技術得剪-壓波速比(VP/Vs)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。
第三節 本計畫之重要性
承研究前二節所述，安全之生活為人類所追求之首要條件，而火 災後之結構物安全與功能性影響劇烈，若能從中了解第一線消防單 位，乃至於火害後建築結構物火害災損鑑定單位之工作與火災前、後 材料安全性與功能性之差異重要性，如能以本計畫所提之複合式聲-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，希 冀未來在外業方面即可立即於火害現場快速量測之VP、VS、VP/VS， 在其背後有著以實驗室科學角度觀察材料巨、微觀之破壞機制驗證比 對。3
第四節 範圍與方法
本計畫之試驗材料以土建結構物中鋼筋混凝土之脆性材(混凝土) 與延性材(鋼筋)，作為本研究之試驗材料，為探求熱驅動破壞之破壞 演化之完整加載歷程曲線峰前、峰後與時間、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，並輔以聲射法與電子斑紋干涉術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下。 (一) 試驗材料 本研究依照合約材料規定，本約一年期之計畫擬以混凝土標準圓 柱試體 (設計強度為 210、350、420 kgf/cm2 )及鋼筋(6 號主筋、型號 為SD280、SD420)進行構材而非構件(子系統)之火害試驗。 (二) 破壞性試驗 本研究以鋼筋混凝土中之脆性材(混凝土)及延性材(鋼筋)，分別 進行火害前、後之單軸壓縮試驗(脆性材)與單軸拉伸試驗(延性材)， 單軸壓縮試驗藉由 MTS 加載設備及其伺服器，擷取軸向壓縮試驗之 完整加載歷程。於較小軸力時，採傳統試驗以力量或位移做為控制試 驗之回饋訊號；增至較大軸力時，改採以裂縫開口位移計(COD)控制 求得完整加載歷程。4
(三) 非破壞性檢測
本研究藉由同步耦合聲-光學非破壞檢測之聲射技術 (Acoustic Emission, AE) 與 電 子 斑 紋 干 涉 術 (Electronic Speckle Pattern Interferometry, ESPI)、超音波脈衝探傷量測技術 (Ultrasonic Pulse, UP) ；分別以主動式超音波脈衝探傷量測技術之剪-壓波速比探知其 材料受破壞後之情況，並同步耦合聲-光學非破壞檢測技術觀察火害 前、後之水泥基質材料「內、外部」破裂特徵(巨觀之勁度、強度、 韌度與微觀之叢聚、初裂、裂衍)與傷損程度。
5
圖 1- 1 本研究計畫之執行流程 (資料來源：本研究繪製)
6
第五節 四年期計畫各年度預定執行內容
第一年(本年度)：建立複合式巨、微觀聲-光非破壞檢測法，研析 RC 構材 受火害傷損之判識及其破壞演化特徵。 第一年首就火害前、後，對脆、延性構材之裏、外位置；進行複 合式微觀聲-光非破壞檢測法；並與巨觀式超音波脈衝探傷技術作系 列驗證比對，以作為其材料破壞特徵(壓、拉試驗)之參考指標，且應 能研析受火害破壞過程中，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，應可作為結構 分析設計與防災策略；以及建置相關現場檢測探傷之應用開發之參 佐。 第二年：建置破壞特徵資料庫與執行火害前、後之主、被動波傳與耦 合熱力-固力實驗 透過第一年既有已執行與本研究計畫未來將持續執行火害前、後 之實驗及蒐集相關數據文資，藉由構材施加主、被動音波法之巨、微 觀非破壞探傷試驗，作為 RC 構材之火害破壞參考指標，以研析受火 害破壞過程中，材料內、外部之破壞演化之時、空資訊，並建立全域 性(由材料微、巨觀與內、外部)之材料“破壞特徵資料庫”，俾能提 供結構分析與後續補強設計，以及防災策略之佐參。7 第三年：人工智慧數據分析之開發與火害前、後之表面波檢測及脆-延構 材界面之破壞特徵實驗 持續第一、二年之精神，透過非破壞檢測技術持續收集材料受火 害後之破壞特徵，預計以 RC 結構物構材受火害後，實驗室之力學試 驗與上述之非破壞檢測技術，持續執行 RC 構件於不同加載比與火害 後之條件下之破壞特徵資料，藉由上述之大量資料與數據處理與集 整，並統整第 1、2 年所得之 RC 構材資料後，充實火害後構材破壞 特徵資料庫之內容物，以資料庫中之資料進行人工智慧數據分析，藉 由資料模擬與訓練，建立構材受火害後之破壞特徵與損害預測，作為 第四年度計畫之人機介面韌體開發與建築構材火害檢測作業之標準 作業流程與檢測結果分級之依據。 第四年：結構物微震量測、人機介面韌體開發與建立簡速火害初勘檢 測辨識之標準流程 延續前三年計畫之精神，透過非破壞檢測技術持續收集材料受火 害後之破壞特徵外，預計量測整體受火害後結構物之自然振動頻率， 配合實驗室之力學試驗與非破壞檢測技術量測之比對結果，持續擴充 火害後構材與構件之破壞特徵資料庫內容物與資料庫中之資料人工 智慧數據分析，藉由其結果，開發 RC 構件受火害後破壞特徵與損害 預測之人機介面韌體開發與建築構材火害檢測作業之標準作業流程 與檢測結果分級，使得檢測人員於火害現場，可快速透過本研發韌
8 體，可辦知受檢測物之評分與損害分級。 建立複合式 巨 、 微觀聲 - 光非破壞檢測法 研析脆、延性材料(混凝土、鋼筋)火害傷 損之破壞特徵與其巨觀式超音波脈衝評估 建置破壞特徵資料庫 與 火害前、後之連續性主、被動波傳實驗 人工智慧數據分析之開發 及火害前、後之表面波檢測 與脆-延構材界面之破壞特徵實驗 人機介面韌體開發 及結構物災後微震量測 與建立簡速火害初勘檢測辨識之標準流程 第一年(本年度) 第二年 第三年 第四年 圖 1- 2 四年期計畫各年度預定執行內容 (資料來源：本研究整理)
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第二章 規範與文獻回顧
根據內政部消防署民國 2015 年全國火災統計分析指出民國 2014 年中火災的發生次數高達 1417 次，其中各類火災中又以建築物火災 發生次數高達 75 %，如圖 2- 1 所示有鑑於此研析材料受火害破壞對 於溫度傳遞、升溫速率、持溫時間、降溫速率等，常為工程師設計結 構所考慮因素之一，當材料受高溫作用時，其材料性質也隨之改變， 除了需要了解材料基本力學性質外，亦要考慮材料於高溫下之材料性 質，藉以瞭解材料內、外部之破壞時、空狀況並建立全域性(由材料 微、巨觀與內、外部)之材料破壞特徵，本章將針對國內、國外火害 工程相關研究、溫度對材料相關性質之影響及破壞性與非破壞性試驗 沿革等前人研究成果加以統整於後。 圖 2- 1 近五年火災發生次數統計圖 (資料來源：內政部消防署，2014)10
第一節 國內外火害工程研究
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 火害工程之沿革 火害工程方面研究以美國、日本、加拿大、英國等國較早投入研 究，其中又以美國波特蘭水泥協會 (Portland Cement Association, PCA)，針對受火害之混凝土構件結構方面較豐碩，並於 1958 年時興 建一棟大型中央自動控制的火害研究室，進行梁、版、牆等構件試驗， 其火害研究室並無柱之火害試驗設備；於 1980 年開始與加拿大國家 研究委員會合作 (National Research Council Canada, NRCC)也建置了 綜合大型火害實驗室，並興建了一可執行火害試驗時同時施加柱軸 力；英國混凝土學會，於 1978 年曾提出一篇關於火害混凝土結構安 全評估與混凝土構件火害程度目測分級，Tovey (1986)提供建議，可 分為定性評估(目測評估)、定量評估(混凝土顏色變化、鑽心試驗、超 音波試驗)、修補技術評估(混凝土強度折減與溫度之關係)，其中定性11 評估可作為現場快速檢測，而定量評估因當時試驗精度不甚理想，還 有其改善空間(陳舜田，1999； 羅柏易，2008)。 國內於構件部分，常因實驗設備缺乏，而進行縮小尺寸構件實 驗，大型試驗反而較少，至於政府部門在推動火害工程研究，自 1989 年九月成立「建築研究所籌備處」；於 1992 年七月在台北五股成立防 火實驗室；並於 1993 年提出「建築物防火性能試驗及應用研究五年 計畫」；於 2002 年 4 月建立防火實驗群，從台北五股遷至台南歸仁， 除了進行梁、版、牆試驗，亦可進行梁柱複合爐耐火性能試驗，並彙 整國內、外之相關文獻，如表 2- 1。 表 2- 1國內外相關之文獻摘要 作者 題目 概要 Sakumoto, Okada, Yoshida, and Tasaka (1994) Fire resistance of concrete-filled, fire resistant steel tube column. 利用耐火鋼進行實尺 寸耐火鋼鋼管混凝土 的防火實驗。耐火鋼 鋼管混凝土僅需少量 之防火披覆即能達到 其優越耐火性。
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Huang and Tan (2003)
Rankine approach for fire resistance of axially-and-flexurally restrained steel columns 利 用 Rankine Formula 並考慮潛變 效應，建立一套鋼柱 在火害高溫下的分析 方法。
Choi, Kim, and Rhee (2005) Kaiser effects in acoustic emission from composites during thermal cyclic-loading 反覆溫度作用下應用 聲射法於複合材料， 得到當升溫時 AE 訊 號產生，降溫則無， 稱溫度凱薩效應。 Kodur and Khaliq (2011) Effect of Temperature on Thermal Properties of Different Types of High-Strength Concrete 研析高溫對於不同類 型之高強度混凝土， 添加不同摻料對於熱 學參數之影響。 陳柏存 (2009) 以表面波普法與支持 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。
13 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) 連續熱損顆粒材之破 裂韌度與拉力強度及 其聲光破壞演化 透過連續性高溫試體 準備方式，獲得連續 性材料破壞分佈後， 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。
14 王 天 志 , 陳 誠 直, 李其中, 何 明錦, and 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, and 蔡銘 儒 (2014) 聚丙烯纖維自填充混 凝土修復火害鋼筋混 凝土住在高溫中後之 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)
15
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火災發展歷程 各階段之基本特性 所示，可分為第一成長期 (first growth period)、第 二成長期 (second growth period)、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板之位置測定之，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，此時火焰由板壁垂直向 上竄，達到天花板後，即改向水平方向急速擴展，不久天花板全面引 燃，頓時室內陷入火海，此種現象一般稱之為閃燃 (flash-over)，此
16 時室內溫度亦達到最高點。 (4) 衰退期 (decay period) 隨著可燃物的燃燒殆盡，火勢亦開始衰退，此種情況若任其擱 置，則現場附近將可以長時間繼續保持高溫，室內溫度亦一直維持在 200 ℃~300 ℃不易下降。 圖 2- 2 室內火災之歷程曲線 (資料來源：陳弘毅，2003)
17 表 2- 2火災發展歷程各階段之基本特性 基本特性 火災歷程 經歷時間 (min) 室內空氣溫度 (℃) 火災現象與燃燒範圍 起火期 1-10 100 侷限火源附近 成長期 5-20 100-650 起火點向四面八方 閃燃 瞬間 至少 800 多數材料已達著火點以上 全盛期 不一定 通風控制燃燒： 600-900 燃料控制燃燒 600-1200 所有可燃物皆燃燒 衰退期 不一定 約 200-300 火勢逐漸變小 (資料來源：陳榮收，2008) 第三項 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升溫曲線，以下 針對主要耐火性試驗規範做一介紹。
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(1) ISO 834 與 CNS 12514 規範
根 據 國 際 標 準 組 織 ISO (International Organization for Standardization)規範之標準升溫曲線為式(2.1)： (2. 1) 式(2.1)中， ： 平均爐內溫度 (℃) ： 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) ， (mm) ， 與 超 過 最 大 軸 向 壓 縮 速 率 ( ， ( )，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。
19 (2) ASTM E119 ASTM E119 耐火試驗規範之升溫條件為 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」規範之標準升溫曲線是依公式計算，而ASTM E119 規 範之標準升溫曲線是以時間規定爐內溫度，如圖 2- 3與所示，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)
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第二節 混凝土與鋼筋受高溫後之材料性質變化
材料受熱而造成破壞，可因不同材料之特性而有所不同，而本研 究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 ， 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 ，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)：22 (2.3) 式中， 為熱能沿 x 方向的熱傳導率，k 為熱傳導係數， 熱能 沿 x 方向，垂直於熱傳導方向之單位面積的熱傳導率， 為垂直於熱 流動 x 方向的截面積。 學者Schneider (1988) 藉由不同含水量與不同骨材類型之混凝 土，探討高溫作用下之混凝土，考慮混凝土可能在短時間半小時甚至 數小時承受高溫延燒，而溫度考量範圍為 20 至 1000 ℃，探討材料 受 高 溫 後 之 熱 學 參 數 (thermal properties) 、 單 軸 壓 縮 強 度 (Compressive strength) 、 應 力 - 應 變 特 徵 曲 線 (stress-strain characteristics)等相關參數，並指出影響熱傳導係數兩大主因為含水量 多寡與骨材的類型(矽質骨材、石灰質骨材)，如圖 2- 4所示，其結果 顯示熱傳導係數隨著溫度上升而降低。
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圖 2- 4 不同混凝土之溫度與熱傳導係數之關係 (資料來源：Schneider, 1988)
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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- 5 所示，在此溫度狀態下自充填混凝土相較 其他兩種混凝土有較高的熱傳導、比熱、熱膨脹。並提到熱傳導係數 伴 隨 著 溫 度 的 升 高 而 下 降 ， 其 主 要 原 因 跟 混 凝 土 之 組 成 (mix properties) 、 含 水 量 (specifically moisture content ) 、 滲 透 性 (permeability)相關，依照其建議受高溫影響後之熱傳導係數，不同類 型混凝土之熱傳導係數可由式(2.4)至式(2.9)推估。 1、 HSC (2.4) (2.5) 2、 SCC (2.6) (2.7)
25 3、 FAC (2.8) (2.9) 圖 2- 5 不同溫度與熱傳導係數之關係 (資料來源：Kodur & Khaliq，2011)
（2） 熱擴散係數 (thermal diffusivity)
熱擴散係數代表材料本身對吸熱與放熱之能力，其定義以式(2.10) 表示：
26 式中， 為熱擴散係數( )， 為比熱( )，k 為熱傳 導係數( )， 為密度( )。 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。 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- 6 所示，氣乾狀態下之岩石隨 著溫度的升高，熱擴散係數有下降的趨勢。 圖 2- 6 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)
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（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)。
(2.11)
式中， 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- 7 中，由矽質骨材組成之 高強度混凝土，熱膨脹量隨著溫度增加而增加，而當溫度增加至 550 ℃時，矽質骨材中的石英產生的相變，直到 700 ℃開始維持定值。
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圖 2- 7 高強度混凝土溫度與熱膨脹係數關係 (資料來源：Rodur & Sultan, 2003)
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（4） 比熱 (specific heat)
比熱又稱為熱容量(heat capacity)或儲熱量(store heat)每升高 1 ℃，物體本身所需之能量，由式(2.12)表示：
(2.12)
式中 為比熱， 為熱容量， 為質量， 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- 8。學者 Schneider (1988)改變含水量多寡與骨材的類型(矽質骨材、石 灰質骨材)改變，研析混凝土受高溫影響後之溫度與比熱之關係，如 圖 2- 9。Kodur and Khaliq (2011)文獻中整理多位學者之研究於高溫 作用下普通強度混凝土之比熱與溫度關係，如圖 2- 10，並指出影響 比熱主要因素為混凝土的含水量、骨材種類、密度。
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圖 2- 8 混凝土比熱與溫度關係圖 (資料來源：Harmathy & Allen, 1973)
圖 2- 9 矽質、石灰質混凝土比熱與溫度關係圖 (資料來源：Schneider,
31
1988)
圖 2- 10 普通強度混凝土比熱與溫度之關係 (資料來源：Kodur & Khaliq, 2011)
第二項 混凝土材料高溫後之性質變化 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
32 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，而在產生化學變化而重新具有鍵結 力，如表 2- 3水泥漿體受熱之變化 所綜整。然而除了水泥砂漿受熱 後產生化學變化，在物理性質上亦有所變化，在水泥砂漿受熱 105 ℃ 初期，由於材料內部吸附水的消失而產生體積收縮，若持續加熱至 500 ℃其體積收縮率約 0.4 %，恐與顆粒材產生差異膨脹問題，並在 膠結材與顆粒材之介面產生問題，如圖 2- 11。 表 2- 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 (佔水泥漿體之 55 %) 440 ~ 580 氫氧化鈣結晶水之裂解 605 ~ 1000 碳酸鈣結構水分解 (資料來源：沈進發、陳舜田，1999)
33 圖 2- 11 水泥漿體之溫度與長度變化關係 (資料來源：Mindess, 1981) (2) 顆粒材之熱學性質 顆粒材在混凝土材料所佔體積比例相當大並扮演著重要角色，而 顆粒材因產地區域不同而有不一樣的特性，一般依其成份可分為矽質 骨材 (siliceous aggregate)又稱為酸性骨材，及石灰質骨材 (carbonate aggregate) 又 稱 為 鹼 性 骨 材 ， 矽 質 骨 材 之 主 要 成 分 為 石 英 礦 物 (quartz)，而石英是由二氧化矽所組成，由圖 2- 12 中可知，當石英礦 物受熱溫度達 500 ℃時，在體積變化上會產生約 0.85 %的熱膨脹量， 當溫度達 573 ℃時，會有晶相轉換 (phase transformation)發生，由 相 轉變至 相，熱膨脹量從 0.85 %上升至 1.4 %導致材料結構破壞；當 溫度上升至 900 ℃體積膨脹趨於穩定不再增加。
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圖 2- 12 矽質骨材的溫度與線性膨脹之關係 （資料來源：Gordon, 1996）
(3) 強度之變化
Georgali and Tsakiridis (2005) 指出當火害溫度達 300 至 600 ℃ 時，混凝土的表面顏色會由正常顏色轉變為粉色偏紅色，當 600 至 900 ℃會呈現白灰色，900 ℃以上時則呈現褐色，如圖 2- 13，而粉 色的變化是由於混凝土中的膠結材或顆粒材中含有鐵的成分，並指出 當溫度於 200 至 250 ℃時，其抗壓強度會開始產生下降；達 300 ℃ 其抗壓強度下降約 15 至 40 %；550 ℃時約下降 55 至 70 %。 Arioz ( 2007)曾改變混凝土的顆粒材組成與水灰比，探討高溫作 用對於壓力強度之影響，而由石灰質骨材組成的混凝土加熱至 600 ℃
35 時，其強度之變化轉變為快速下降，從圖 2- 14 中觀察溫度達 600 ℃ 其相對抗壓強度尚有 90 %，加熱至 800 ℃時只剩下 37 %，而水灰比 對於強度並無顯著的影響，矽質顆粒材在高溫作用下造成體積膨脹對 於強度衰減有較顯著之變化。 圖 2- 13 混凝土於高溫作用下之變化 (資料來源：Georgali & Tsakiridis, 2005)
圖 2- 14 混凝土於高溫作用下對相對強度之影響 (摘資料來源：Arioz, 2007)
36 第三項 鋼筋材料高溫後之性質變化 鋼(steel)通常指，含碳量介於 0.02% ~ 2%，且極少其他元素之鐵 ─碳合金。碳鋼之溫度與晶粒形態與排列方式有密切關聯，進而影響 鋼材之機械性質如圖 2- 15。 由鋼材在高溫下之拉力試驗可知當鋼材溫度受熱上昇至 400℃以 上時傳統鋼材降伏強度即開始大幅下降，尤其到 600℃時其降伏強度 即下降至原有強度的 2/3 以下，如圖 2- 16所示(楊國珍，2003)。 圖 2- 15 鐵─碳平衡圖
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圖 2- 16 鋼材降伏強度與溫度之關係 (資料來源：楊國珍，2003)
圖 2- 17 鋼材極限強度與溫度之關係 (資料來源：楊國珍，2003)
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圖 2- 18 鋼材彈性模數與溫度之關係 (資料來源：楊國珍，2003)
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第三節 完整加載歷程曲線與巨-微觀破壞演化
為研探鋼筋混凝土結構物(包含地下結構物)受火害後之現場簡 速型安全評估，首就火害前、後對其構材同步進行微觀聲-光非破壞 檢測法 ； 並與巨觀式超音波脈衝量測探傷技術做其驗證比對，並從 中瞭解火害破壞過程中，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，而在鋼筋混凝土 結構物中主要以混凝土 (擬脆性)材料與鋼筋 (延展性)材料組成，其 破壞主要是由荷重加載下，材料內部微裂縫產生、叢聚及裂衍所導 致 ； 因此材料之破壞為一個過程，而不是一個狀態，故無論是擬脆 性材料或是延展性材料之巨、微觀破壞行為，應同時探討材料受載時 之完整加載應力-應變曲線與體積變化特性。 第一項 混凝土單軸壓縮試驗 以擬脆性岩材為例，單軸壓縮破壞主要是由於荷重加載下，材料 內部微裂縫產生、擴展及延伸所導致 ； 因此材料的破壞是一個過 程，而不是一個狀態。故研析擬脆性材料時，應同時探討材料受載時 之完整應力-應變加載歷程曲線與體積變化之特性。 從擬脆性岩材於完整單軸壓縮過程中，回顧相關學者研究，如圖 2- 19 所示。Bieniawski (1967)由加載開始至尖峰強度前可分為孔隙閉 合(OA)、線彈性(AB)、裂縫穩定延伸(BC)、裂縫不穩定延伸(CD)等 四個階段 ； 於尖峰強度後，Bieniawski 僅分為整體破壞(DE)，而 Goodman 則分為微裂縫連結(DE)與巨大裂縫滑動(E-End)二個階段，40 各階段的力學行為分述如下： (1) 孔隙閉合(OA)階段： 材料開始受壓而原生內部孔隙閉合，呈現一斜率漸增之 應力-應變曲線。 (2) 線彈性(AB)階段： 假設原生內部孔隙已穩定閉合且不延伸，應力-應變曲線之 斜率為定值。就體積變化行為來看，Bieniawski 認為軸向應力與 側向應變或體積應變曲線維持線性關係直至 B 點為止，而 B 點 應力值大約是尖峰強度的 1/3 ； 但 Goodman 認為 B 點為初始微 裂應力發生時機，此時試體側向應變因新舊微裂間的滑動與挫曲 而有增量變大之趨勢。 (3) 裂縫穩定延伸(BC)： 通過 B 點時，新微裂開始在材料內部生成，通常發生於試 體中央部分附近，其延伸方向大致與最大主應力軸方向平行，於 材料組構間互鎖之控制下，微裂發展與外力呈一穩定關係，材料 變形模數與線彈性(AB)階段相同，但柏松比逐漸增加。 (4) 裂縫不穩定延伸(CD)階段： 通過 C 點時，微裂數量大增，而從巨觀裂縫向試體兩端面 延伸而達尖峰強度(D 點)。就體積變化行為來看，Goodman 認為 當應力達到 C 點時，試體的總體積可能已大於初始體積 ； Bieniawaki 則是認為當應力達到 C 點時，試體開始形成由壓縮轉
41 為膨脹趨勢，相當為降伏點 (Yield point)，而 C 點應力值大約為 尖峰強度的 4/5。 (5) 整體破壞或微裂縫連結(DE)階段： 破裂延伸造成材料呈現軟化現象，而 Wawersik (1968)以剛性 試驗機對眾多天然岩材(花崗岩、石灰岩、大理岩及玄武岩)進行 完整單軸壓縮試驗，並歸納尖峰強度後之應力-應變曲線行為可 分為二大類如圖 2- 19，即第一類為穩定破壞型 (Class Ⅰ, snap through )，通常在較軟岩石較常出現，由於峰後所儲存的應變 能，能不能使裂縫繼續擴展，若對試體持續作功，試體的承載力 隨應變增加而降低，導致試體破裂 ； 而此類型峰後不一定有驟 然破壞，工程師有機會藉著監測系統量測應力或應變，提供警示 信號。而第二類非穩定破壞型 (Class Ⅱ, snap back)，通常在較 堅硬且脆的岩石較可能出現，試體在峰後的應變或位移降低，即 使未施加壓力，但試體所儲存的能量仍然會使裂縫持續發展，導 致承載力不斷降低。 (6) 巨大裂縫滑動(E-End)階段： 沿破裂面(fault)滑移，並由破裂面二面摩擦效應提供殘餘強 度。 而本研究擬以火害前、後鋼筋混凝土材料中的混凝土進行單 軸壓縮試驗，應同時探討材料在受力加載狀況下完整加載應力-應變曲線與其聲、光非破壞演化。
42 圖 2- 19 完整應力-應變曲線五階段 (資料來源：Bieniawski, 1967) 第二項 鋼筋拉伸試驗 鋼鐵材料 (延性材料)主要以肥粒鐵 (ferrite)之組織物所組成，鋼 鐵材料於拉伸試驗之完整加載應力-應變曲線中，可分成彈性階段、 降伏階段、應變硬化階段與局部變形階段。 (1) 彈性階段 於 e 點前(圖 2- 20)，應力與應變呈一線性關係，其材料符合虎 克定律。 (2) 降伏階段
43 當試片所受到應力超過 e 點時(圖 2- 20)，將會產生微量之塑性 變形，而當應力達到 點，試片開始產生崩塌型的塑性變形，應力很 快降到 點，爾後應力將不再增加，但應變量會持續增大；到 點後， 開始塑性硬化。 (3) 應變硬化階段 降伏階段後，材料內部晶格改變，使其又恢復了抵抗變形之能 力，要使他繼續變形必須增加其拉力，此現象稱之為應變硬化(strain hardening)，此種變化之過程中最大應力稱為極限應力，此時於應變 硬化過程中，試片之橫斷面積隨之縮小。 (4) 局部變形階段 當過了極限應力後，試片某一區域範圍內，橫斷面縮小形成頸縮 (necking)，隨後試片即被拉斷。 S' S1 S2 e σ ε 圖 2- 20 鋼材應力-應變關係示意圖 (資料來源：本研究繪製)
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第四節 聲射技術之沿革
聲射法(Acoustic Emission, AE)屬於非破壞檢測法之一，依 ASTM E610-82 定義聲射現象為：“Acoustic emission are transient elastic waves generated by the rapid release of energy from localized sourced within a material.”亦即，聲射法為材料內部能量快速釋放而產生暫態彈性應力 波(transient elastic stress wave)之現象。而聲射法技術廣為應用於偵測 材料內部之缺陷、損壞等裂源技術，當脆性材料受到外在環境之改 變，其材料內部亦同時累積能量，而達到其所吸收能量之極限時，則 該能量將會以微裂縫形式釋放，造成其內部之劣化，當微裂縫相互串 聯，最終漸漸形成外觀顯見之巨觀裂縫，然而針對這些為數眾多微小 能量的釋放的微震裂源(microseismic source)進行探索，其微震裂源即 為微裂縫發生處。試驗進行時，配置感應器於試體表面上，針對微震 裂源發生時機之研判與其空間定位之推估。 國外方面，Kaiser 於 1953 年奠定了聲射研究之基礎，說明金屬 受 壓 力 激 發 所 產 生 之 微 震 訊 號 事 件 (seismic activity) 屬 於 不 可 逆 (irreversible)行為，即材料受力下進行解壓之過程中，不產生 AE 訊 號，直至再加壓並超越過去施加之最大載重，方又復而出現 AE 訊號， 史稱為「凱撒效應」(Kaiser effect)並非恆真，當材料種類不同或相同 材料應力場不同時，於應力未達從前所加之最大值前，就復以發生聲 射訊號，並定義此一現象為 felicity effect(Fowler, 1979)。 1980 年代，AE 廣為各大行業所使用，於土木工程方面，Niwa,
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Ohtsu, and Shiomi (1981)開始運用 AE，分析 AE 於混凝土材料之波型 與特徵，試圖找尋初裂位置，Maji and Sahu (1994) 以鋼筋混凝土梁 進行 AE 試驗，Chen (2002)以統計方式進行定位分析，採到達時間定 位方式，並利用最佳化統計方法，求得統計殘差在 2 mm 之內的微震 裂源定位，Chen and Labuz (2006)結合另一非破壞光學干涉檢測進行 一系列貫切試驗之研究。 國內方面，國立成功大學使用岩石材料進行聲射技術相關試驗： 廖志信 (1992)探測岩石材料中聲射發生源之三度空間之位置。陳家 豪 (2008)於天然岩體之巴西試驗中，設置六組聲射感應器於試體表 面接收聲射訊號，使用聲射技術定位。台科大方面：蔡昇哲(2005)於 國內初步建置貫切試驗，並輔以聲射技術，探討人造類岩與天然岩體 之大理岩及蛇紋岩，進行貫切刀口接近弱面距離巨、微觀破壞行為。 劉峵瑋 (2007) 於人造類岩以非破壞檢測耦合試驗研探受楔型貫切 破壞之側向自由邊界效應。彭國維 (2010) 以聲射技術研探類岩粒徑 大小與形狀於壓、剪過程破壞特徵。徐紳翔 (2011) 應用非破壞聲射 法於岩材受斜向剪切試驗之破壞演化。張育誠 (2013) 以連續熱損顆 粒材料之破裂韌度與拉力強度及其聲光破壞演化。 第一項 聲射定位原理 由前節之介紹，得知前人運用聲射技術於材料裂化之評估，故於 本節進一步說明其定位原理與準則。 當脆性材料受到外在環境之變遷，其材料內部亦同時累積能量， 當其達到吸收能量之極限時，則該能量將會以微裂縫形式釋放該能
46 量，造成其內部之劣化，當微裂縫相互串連時，最終漸成肉眼看的見 的巨觀裂縫，聲射法即用於檢測材料內部缺陷之技術。而在材料能量 釋放後，聲射事件以彈性暫態應力波形式傳遞，藉由設置於待側物表 面上之數個不同位置之 AE 感應器 (即壓電式轉換計)，將壓力波轉換 為電壓差訊號並記錄之，再經由人工或程式判讀，找出微震裂源的所 在位置，進行 AE 定位相關研究如圖 2- 21，進而找出初始破裂處之 目的。 本研究之試驗為了降低外在環境之擾，故對類岩材料 AE 擷取設 定一門檻值(threshold) 7 mv，當超過門檻值且濾除雜訊後所記錄的每 一筆聲射訊號，即代表一個微裂縫產生，感應器接收到 AE 發生之事 件，故可藉由 AE 訊號多寡，對材料缺陷進行預報、偵測與判斷，並 評估材料內部劣化程度，以達到安全檢測之目的。 聲射訊號來自材料內部微裂縫的產生，而裂縫的形式、破裂力學 機制與聲射訊號相關，由於 AE 非破壞檢測技術是利用材料內部缺陷 在外力作用下，動態的傳出聲波藉此判斷其觸發位置與時間關係。脆 性材料中，AE 發生之主要原因為延性破壞之塑性區變形與脆性破壞 之裂縫衍伸 (crack initiation and propagation)，因此藉由定位後之 AE 位置可供分析塑性區的大小、初始裂縫發生時間與空間關係，進而加 以研析，即可得到不同材料即破裂機制下之聲源特徵。
Bray et al. (1992) 指出聲射訊號依破壞機制、材料種類等因素， 發生之波形可分為二種： 突發型(burst type)與連續型 (continuous type)。脆性材料在破壞時，裂縫之初始開裂將會延伸其裂縫長度，其
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產生 AE 訊號型式多為突發型，此類 AE 訊號可明確分判單一 AE 事 件(圖 2- 22)發生的尖峰振幅及持續時間，以利於後續分析與觀察。
就聲射定位技術而言，設定材料之初始波速乃為重要課題，其對 定位後之精準度佔有相當大的影響，因此須建立一套驗證波速之校正 試驗。本試驗採用 ASTM E976-84 規範中建議的筆芯折斷法 (pencil lead fracture) (圖 2- 23)，以及超音波脈衝 (ultrasonic pulse)檢測儀器 兩方面驗證，以得到較接近之縱波波速，作參數之設定，使擷取之 AE 事件資料較易判讀。 microcrack (x, y, z) #1 AE sensor (x1, y1, z1) #7 AE sensor (x7, y7, z7) #5 AE sensor (x5, y5, z5) #4 AE sensor (x4, y4, z4) #n AE sensor (xn, yn, zn)
z
x
y
#2 AE sensor(x2, y2, z2) #3 AE sensor (x3, y3, z3)
#6 AE sensor (x6, y6, z6) transient elastic stress wave
圖 2- 21 到達時間差法之三維空間定位配置 (資料來源：本研究繪製)
48 電壓 (Voltage) 門檻值(threshold) 時間 (Time) 尖峰振幅 (amplitude) 單一聲射事件時間 (duration) 圖 2- 22 單一聲射事件發生之示意圖 (資料來源：本研究繪製) LENGTH 3mm DIA. .5mm HARD. 2H PENCIL GUIDE RING GUIDE TUBE LEAD
(a) Nielsen Shoe on Hsu Pencil Source
(b) Nielsen Shoe
GUIDE RING
TEFLON
DIMENSIONS GIVEN IN mm TOLERANCES ±0.1 mm (unless otherwise noted) 7.0 2.0 GT 0. 5 4. 0 Diameter GT (+/-0.05mm) .3 mm .84 mm .5 mm .92 mm 圖 2- 23 筆芯折斷法製造人工聲源以提供校正用 (資料來源：ASTM E976-84)
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第二項 聲射定位準則
本研究採用到達時間差定位法
(arrival time difference method)，定位分析脆性材料開裂時所產生 之突發型聲射事件。依前述方法之原理，為先量測數個已知位置感應 器之到達時間差，應用一維之距離等於時間差乘以波傳速度，以式 (2.13)表示，計算未知的聲源點位，同時當感應器數量足夠時，亦可 將波傳速度以公式求得，與實驗所得或文獻所列之波速相互印證，再 進行感應器之校正，確保定位更趨準確。 (2. 13) 其中，D = 兩感應器距離 = 兩感應器接收波傳之時間差 = 材料縱波波傳速度 將AE定位用於二維平面時，用三組感應器置於三角形平面的三 個頂點處，並假設於此平面上各方向波傳速度V為常數，則每二組感 應器獲得一時間差，可得一雙曲線 (圖 2- 24(a))，若三組感應器可得 兩時間差，代回式(2.14)，則獲兩相交雙曲線，其交點觸即為AE聲源 位置 (圖 2- 24(b))，若波速V未知，則增設一組感應器即可獲得。
50 (2. 14) 其中， 、 為已知；雙曲線之 、 為未知。 於三維空間之聲射定位，將 n 個 AE 感應器固定於已知座標上， 每組 AE 感應器接收 AE 事件時間，與第一組接收時間差 (i=2~n) 為已知，則依三維空間距離計算，距離等於波傳速度乘以時間差，可 列出式(2.15)和(2.16)。 (2. 15) (i =2~n) (2. 16) 其中， = AE 事件至第 i 個感應器的距離。 = 材料中之 AE 波傳速度。 = 統計之殘差值。 觀察公式可知，AE 聲源點位(x,y,z)未知，若波速 V 為已知，則 須有四組時間差值 ( )，即最少需設置五組 AE 感應器，以極小化 之方式解得四未知數，完成 AE 定位之統計分析。
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圖 2- 24 二維聲射定位準則之到達時間差法 (資料來源：本研究繪製)
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第五節 電子斑紋干涉術之沿革
利用光的特性來進行檢測試驗，於工程界中之應用甚寡，瞭解程 度亦不深，本節將光測力學理論及電子斑紋干涉術之沿革與應用，作 一簡單扼要說明。 第一項 光測力學基本理論 對於物體的外形、尺度、移動量、應變量、應力值及相關物理量， 以光學方法進行量測之學問稱為光測力學。光學理論分成三大部分， 「粒子理論」、「波動理論」、「量子理論」，亦即是光本身具有三種不 同特徵相貌，依據三種特徵，各自發展不同功能之量測方法與量測儀 器，以下僅以波動理論作為介紹。 波動理論將光的行為視為一種橫波，其特色是能產生干涉現象， 當在進行量測時，光測儀器系統能將欲量測之物理量，以光干涉現象 顯現出來，而量測方法有數種，如圖 2- 25 所示，如下說明。 1. 「偏光彈性系統」(photoelasticity) ： 量測物體內部之應力。 2. 「平面疊紋干涉法」(moire)：量測物體微小的平面內移動量。 3. 「陰影疊紋干涉法」(shadow moire)： 量測物體表面平坦度 或平面外移動量。 4. 「全像術法」(holography)：量測物體微小的變形或建立物體 3D 模型，以及作振動模態分析。 5. 「麥克生干涉系統」(michelson interference)：量測鏡面平坦53 度或薄膜度變化 6. 「光學平鏡化」(optical flat)：量測鏡面平坦度。 圖 2- 25 光學量測技術之分類 (資料來源：買冠誠，2011) 第二項 電子斑紋干涉術 由上述可得知光學量測技術分為數種，而本研究所採用的電子斑 紋干涉術即是依據全像術法優點發展出來的一套新的干涉技術，其發 展源自於英國匈牙利裔物理學家 Gabor (1947)在英國 BTH 公司研究 增強電子顯微鏡性能手段時的偶然發現而提出全像干涉術，利用參考 光及照物光在全像片上互相干涉形成繞射光柵，使全像片紀錄物體波 前相位，全像片經沖洗後，再以參考光照射全像片，得到物體之立體 影像，可用來作為物理變位量測，但由於當時缺乏高同調性 (coherent light)之光源，故無法取得良好影像，造成判別困難，以致全像干涉
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術無法再創新突破。
技術停滯十多年後，各國光學工業迅速發展，第一張實際紀錄了 三維物體的光學全像攝影是由蘇聯科學家 Denisyuk (1962)拍攝，此時 美國密西根大學(Leith & Upatnieks, 1962)開始嘗試以雷射光施作全像 干涉術，因雷射具有高同調性及高指向性(parallel beam)等優點，為全 像術提供了良好的光源，使得全像術可突破技術門檻，其技術靈敏度 可量至次微米 (1μm)之位移變化量，因此大量運用於物體表面之微變 形、振動分析以及非破壞檢測等研究。全像干涉術以底片紀錄試體表 面之相位資料，因試驗過程需控制曝光強度與時間，底片經曝光後， 尚須經沖洗及顯影等過程，且保存不易，後續雖研究出熱塑片及光阻 片等全像底片，但屬於較昂貴且費時之光學檢測方法，故無法被推廣 使用。
直至 Butters & Leendertz (1971)以相機及電腦結合全像干涉術， 提 出 電 子 班 紋 干 涉 術 (Electronic Speckle Pattern Interferometry, ESPI)，此技術不需要經由底片沖洗及顯影，而是以相機直接擷取影 像，並儲存於電腦內，利用此方法解決了底片紀錄的問題，(巫奇穎, 2009) 結合了 Intelliwave、LabView 等軟體，於螢幕上即時顯示位移 干涉圖 ，觀察材料表面之變形連續(Displacement Continuity, D.C.)及 變形不連續 (Displacement Discontinuity, D.D.)。而光學技術隨著電腦 普及化及應用軟體之功能加強，亦即提高了電子斑紋干涉術的使用價 值及其前瞻性，應用 ESPI 技術相關學者，如 Moore and Tyrer (1982) 藉 以實施面內位移(in-plane displacement)的全域測量；Biolzi 等人(1999) 用於分析土木工程之樑試驗中，張力強度之尺寸效應；Chen (2002) 則
55 應用此光學檢測技術觀察岩石貫切作用之破壞衍化及其相關破壞參 數之求算；李昶佑(2007)應用探討岩石貫切過程中彈-塑區之變化與應 力強度因子之推求；胡光宇(2007)應用於檢測破壞特徵長度之求算； 劉信良(2008)應用非破壞檢測技術於類岩斜剪過程之巨微觀破壞演 化；李翊銓(2013)應用同步化非破壞檢測於彎矩試驗下細化水泥砂漿 之力學行為；張育誠(2013)應用於連續熱損顆粒材之破裂韌度與拉力 強度及其聲光破壞演化。 統整上述，藉由整合同步化之電子斑紋干涉術與聲射技術，能更 精準量測岩石受力時，從微觀至巨觀裂縫衍生過程，藉此技術更深入 瞭解與探討材料之破壞機制。 第三項 斑點效應特性
Hopkins and Tiziani (1970)指出，當高同調性光源(coherent light) 照射試體表面時，光源波長遠小於受測物之表面變化，光即會散射形 成光學粗糙面，於受測物表面互相干涉形成雜亂之光強分佈，產生相 對應之暗點與光點，此狀稱為斑點效應。若受測物受力而產生位移變 化量時，其斑點亦隨著變形而改變了分佈狀況，本系統即依此斑點特 性測得物體表面變形量。 由上述得知，若欲量測試體表面位移，其試體表面粗糙度需大於 光源之波長，本研究所採用之氦-氖雷射光，相對於表面平整的材料 仍屬極短之波長，故能產生斑點。 第四項 面內位移系統 電子斑紋干涉術可分為二大量測系統，面內位移系統為量測平行
56 於試體表面之位移變形量，面外位移系統為量測垂直於試體表面之位 移變形量，若將兩大系統結合建置，即可求得試體三度空間之位移變 形量。本研究僅以面內位移系統量測試體表面之位移變形量。 再圖 2- 26 中，A、B 點為光源，O、P 點為照射點，當試體產生 面內位移時，其 O 點位移至 P 點，光距因照射角度改變而增長，如 增長至 ，反之 縮減至 ，因光距改變，干涉條紋也隨之變化， 故可利用干涉條紋因光距改變而變化之特性，計算受測物表面之面內 位移，如圖 2- 27。
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Maji, Wang, & Lovato (1991)推導過程如下： 雷射光照射於試體表面之光波可表示為： (2. 17) 式中， = 光波振幅 = 光程距離 = 波長 試體面內位移產生前，左、右兩道光照射至物面，其位移前光波 可寫成： (2. 18) 式中， = 左側之光波 = 右側之光波
58 面內位移前之光強 藉由光波 的計算可表示為： (2. 19) 式中， = 共軛值 試體面內位移產生後，光波 表示為： (2. 20) 式中， = 面內位移左側所增加光程 = 面內位移右側所增加光程 面內位移後之光強 表示為： (2. 21)
59 位移前及位移後之光強相減得光程差 (2. 22) 令面內位移 ，雷射光入射角為 ，則 ， ， 得 ，光強差改寫為： (2. 23) (2. 24) 當 ，n = 0、1、2、… (產生亮紋) (2. 25)
60 當 ，n = 0、1、2、… (產生暗紋) (2. 26) 由式(2.25)和式(2.26)可得知兩條紋(暗紋與亮紋)之面內位移差 為： (2. 27) 式中： = 試體表面之面內位移。 = 干涉條紋數。 = 雷射波長。 = 雷射光入射角有關之函數。
61 圖 2- 26 試體表面面內位移示意圖 (資料來源：本研究繪製) 圖 2- 27 ESPI 干涉條紋分析變形場之實例圖示 (資料來源：本研究拍攝照片)
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第三章 材料與儀器設備
本章將完整敘述本研究之試驗材料、試驗方法、與非破壞檢測儀 器設置，如下說明之： (一) 試驗材料(material)： 試驗材料為鋼筋混凝土中之脆性材(混凝土)及延性材(鋼筋)，利 用不同設計強度之混凝土(210、350、420 kgf/cm2)與不同降伏強度之 鋼筋(SD 280、SD420)，作為本研究之材料變數。 (二) 試驗方法(method)： 本研究分別進行火害前、後之單軸壓縮試驗 (脆性材)與單軸拉 伸試驗(延性材)，並同步化佐以非破壞檢測技術之聲射技術與電子斑 紋干涉術分別觀察材料內、外部破壞特徵，並於巨觀破壞試驗前先以 超音波脈衝量測技術得剪-壓波速比探知其構材受熱傳破壞後之傷損 情況。 (三) 非破壞檢測(Measurement)： 本研究之非破壞檢測技術(Nondestructive Technique, NDT)，以同 步化聲學技術-聲射技術(AE)與光學技術-電子斑紋干涉術(ESPI)耦合 用於本研究，藉由兩種非破壞檢測技術，由巨觀到微觀相互比對與驗 證材料內、外破壞演化。64
