建議

壹、填充式箱型鋼管混凝土柱耐火建議

火災害發生往往因構造耐火性能不足或火場擴大延燒造成嚴重災害，因此基 於使用性、安全性及經濟性等因素，對建築物及其構件防火性能訂定耐火設計相 關規定、條文及試驗，以預估災害程度並降低危險和損失。目前歐洲 Eurocode (2005)和美國 AISC (2010)規範已於建築結構設計規範有火災高溫下之結構設計 章節，規定高溫下材料性質、構件極限狀態與使用性狀態，而我國結構設計規範 尚未有此章節。國內針對建築防火性能已有相關規定與研究成果，如CNS 12514 耐火試驗法、建築技術規則與建築物構造防火性能驗證手冊等法規及研究報告；

以下將針對填充式箱型鋼管混凝土柱耐火試驗結果提出耐火性能之建議。

國內 SRC 規範依混凝土填充或包覆方式不同而分類，本研究試體箱形柱部 分由鋼板銲接組成且混凝土為填充式，故屬填充式箱型鋼管混凝土柱，於常溫下 主要特色為不增加柱斷面積，能有效增加柱之抗壓強度與勁度，而其遭受火害高 溫下之行為與耐火性能，可由本研究試驗成果及相關文獻得知。

對於箱型鋼板銲接型式，我國 SRC 規範於耐震章節規定使用銲接箱型或圓 型鋼管混凝土柱內灌混凝土時，組成鋼管柱之相鄰鋼板間之銲接須沿柱之全長以 全滲透銲接為之；主要目的為避免鋼管內部混凝土受到高軸壓時產生側向膨脹，

造成鋼管受到環張應力而導致銲接處拉力破壞。火害高溫下，楊國珍等(2011)軸 向受力箱型鋼柱之銲接型式研究成果發現，柱板採部分滲透銲之試體產生局部挫 屈後，柱板較易開裂且耐火時效較採全滲透銲少。由陳誠直等(2010)與本研究試 驗柱板皆採全滲透銲接，試驗結果發現試體無發生銲道開裂情形，因此箱型鋼管

同條件須滿足1或2或3小時耐火時效；本研究無防火被覆試體之耐火時效皆不足1 小時，另由文獻研究成果得知(陳誠直等2010)，防火被覆須噴覆內政部核可之最 小噴覆厚度，即可達規定之耐火時效。

貳、後續研究建議

1. 建議一

填充型箱型鋼管混凝土柱耐火性能研究：立即可行之建議 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

國內SRC構造設計規範構件的設計為基於強度疊加的觀念，故柱構件內並不 需要剪力釘；惟剪力釘的配置為傳遞剪力，尤其使用於混凝土與鋼骨間增加握裹 能力。本研究於填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力時，剪力釘僅可些微增加耐火 時效；然而於構件有彎矩時，剪力釘是否影響耐火性能之試驗將有其必要性。

2. 建議二

鋼骨、鋼筋及混凝土於高溫下之材料研究：長期性建議 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

不同配比與添加物之混凝土材料，於高溫中之力學及熱性質會有所不同，雖 然目前國內已有部分材料高溫試驗成果，但多屬各別單一之研究案例且其數量及 數據仍甚缺乏，因此建立與彙整材料高溫中之力學及熱性質，將可供國內學界及 業界等作為參考之依據。

附錄一 火害後 SRC 短柱軸向載重試驗

壹、試驗規畫

內政部建築研究所委託研究計畫「鋼骨鋼筋混凝土高溫材料性質之研究」

(陳誠直等 2011) 進行高溫試驗；後續之研究為進行火害後 SRC 短柱軸向載重試 驗 (黃政勳 2012; 林家毅 2012)。將受火害 SRC 柱試體冷卻至常溫後解除軸壓 力，吊至爐外靜置空氣中約250 天後進行載重試驗，並與未受火害 SRC 柱試體 之載重試驗比較，瞭解火害前後對SRC 柱力學行為之影響。

貳、軸向載重試驗設置

常溫及火害後 SRC 柱載重試驗於內政部建築研究所新店材料實驗中心 30 MN MTS 萬能試驗機進行，如圖 A-1 所示。

圖 A-1 30 MN MTS 萬能試驗機

(資料來源：內政部建築研究所)

試驗目的為量測 SRC 短柱受軸向之變形行為，載重大小由建置於油壓機

軸向載重試驗步驟如下：

1. 將 SRC 柱試體安裝於台車承壓板上，以經緯儀校正柱試體位置與方向，

緩慢移動台車使柱試體精確地位於正中央(無偏心)，並於試體頂部與承壓鋼板間 以高強度石膏蓋平使載重能均勻傳至試體，防止應力集中導致試體提早破壞。

2. 架設位移計，將所有位移計接上資料擷取器，並打開通路檢查所有系統 是否正常運作。

3. 試驗開始時，先對試體施以一微小初始載重，同時調整位移計傳回之讀 數，再逐漸加壓。

4. 試驗進行採用歷時位移控制，加載速率 0.015 mm/s，全程使用相同加載 速率控制。當試體強度過極限強度後衰減至極限強度70%即停止試驗。

參、載重試驗結果與討論

未受火害之 SRC 柱試體載重試驗由觀測破壞行為如下，載重試驗開始後會 先有一段線性段，之後逐漸進入非線性段，隨著位移量增加，四周混凝土表面逐 漸產生細微裂縫。當載重達約50%最大載重時，試體表面逐漸產生可視之縱向裂 縫，裂縫先產生於角隅處，並逐漸上下延伸。不規則裂縫開始延伸，直至保護層 整塊剝落使載重降低，軸立應變曲線趨勢開始往下降，此時主筋通常已挫屈。隨 主筋挫屈變形不斷增大，箍筋會降伏或彎勾錨定端被拉開甚至拉斷，產生更大主 筋挫屈變形量，箍筋所圍束之混凝土便開始剝落，逐漸看見鋼骨翼板局部挫屈。

試體SN0 破壞情形如圖 A-2 所示。

受火害後 SRC 柱試體其破壞模式與未受火害類似，但受火害後之試體表面 會殘留熱裂縫，裂縫之發展主要隨著熱裂縫逐漸延伸擴大；若為外柱(試體 SN3

度較低之柱試體火害後殘餘強度較高。火害後 SRC 柱試體之軸向彈性剛度亦顯 著下降且折減率較軸向強度為高，混凝土強度則於軸向剛度無顯著影響。火害後 SRC 柱試體之韌性較未受火害有所提升，其中方形柱與混凝土強度較低之柱試 體火害後之韌性較佳。

(a)試體西北面整體外觀 (b)西南面整體外觀

(c)試體東北面整體外觀 (d)東南面整體外觀

圖 A-3 試體軸壓強度與變位關係

表 A-1 試體載重試驗結果

試體編號 柱斷面形狀 混凝土種類 受熱面 載重試驗極限強度 (kN) SN3 方 NSC 3 5185 SN4 方 NSC 4 4474 SH3 方 HSC 3 5171 SH4 方 HSC 4 4878 CN2 圓 NSC 2 5061 CN4 圓 NSC 4 4902 CH2 圓 HSC 2 5376 CH4 圓 HSC 4 5001 SN0 方 NSC 0 6308 SH0 方 HSC 0 7085 CN0 圓 NSC 0 6335 CH0 圓 HSC 0 7276 (資料來源：本研究整理)

附錄二 箱型鋼管混凝土柱試體強度計算

試體強度

參考我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」，以強度疊加法計算受軸 壓力之合成柱試體受壓強度。合成柱試體為填充型箱型鋼管混凝土柱，斷面尺寸 (H×B×tw×tf)為 400×400×19×19 mm，試體長度(L)為 3.36 m；由材料試驗得知，鋼 材實際降伏強度(Fys)為 4.25 tf/cm²，彈性模數(Es)為 2000 tf/cm²；試驗時混凝土抗 壓強度(f_c^')為 515 kgf/cm²。

1. 一般要求

(a) 柱斷面最小尺寸(B)規定

B=40 cm > 30 cm OK

(b) 柱短邊-長邊尺寸比值(B/H)規定

B/H=40/40=1.0 > 0.4 OK (c) 鋼骨斷面積不得小於構材全斷面之 2%

As (400 400) (362 362) BH 40 40 18.1

× − ×

= =

× % ≧ 2% OK

(d) 斷面肢材寬厚比

s pd

ys

3E

b 19 37.57

t = ≤ λ = F = OK

2. 鋼骨部分之標稱受壓強度

ys c

eff s

KL F 1 336 4.25 r E 16.73 2000 0.29

λ = = × =

π π× < 1.5

箱型鋼柱標稱受壓強度Pns=

(

0.21λ −c³ 0.57λ −c² 0.06λ +c 1 F A 1154.5

)

ys s = tf

3. 混凝土部分標稱受壓強度

Ac=1310.4 cm²；混凝土受到箱型鋼良好圍束，ϕ =_e 0.85

(

^'

) (

²

)

nrc e c c

P = ϕ 0.85f A =0.85 0.85 515 36.2 /1000 487.6× × × = tf

5. 箱型鋼管混凝土柱標稱受壓強度

n ns nrc

P =P +P =1154.5 487.6 1642.1+ = tf

載重比(P / P_n)為 0.6，則 P 985.3= tf；載重比(P / P_n)為 0.3，則 P 492.5= tf

試體LR0.6-A 及 LR0.6-B 實際施加軸向力為 985 tf 試體LR0.3-A 及 LR0.3-B 實際施加軸向力為 492.5 tf

附錄三 審查意見與答覆

2. 所提研究進度中對於試驗設

5. 本案試驗柱載重維持不變，

如 何 模 擬 建 築 物 之 束 制 條 件？

鄭召集人元

良 1. 服務建議書中有提到將針對 建築技術規則建築設計施工 編防火構造中，有關包覆型 (鋼骨在外)混凝土柱之防火 性能研提建議，請將條文內 容具體化，俾利相關主管機 關納入法規或標準。

2. 研究案執行尤其是實驗規劃 與進行，需配合本所防火實 驗中心排程等因素，請廠商 盡早安排以免延宕整體研究 期程。

3. 本案是否可經由實驗所得成 果，提出結構防火設計實務 上之優劣或應注意事項，供 工程界應用。

1. 將依研究成果提出適當的 建議。

2. 計畫執行進度將嚴格控管。

3. 研究成果將儘可能提出防 火設計實務參考之建議。

貳、期中審查意見與答覆

2. 參考書目(p. 51)建議修正為

6. 熱性質是否以 Eurocode 4 來 預估計算，相關輸入數值宜 選用本所以往實驗研究所建 議之成果。

7. 試體表面設置之測量溫度 線，宜確認所量測之溫度為 材料溫度，或是火爐的空氣 溫度。

究所往年研究成果，若材料 有所不同則參考國內外文 獻、規範建議之數據。

7. 遵照辦理。將以防火棉包 覆，以保護試體表面裝設之 熱電偶線。

參、期末審查意見與答覆

陳委員正平 1. 量測溫度點未含鋼柱板內

置點，不知是否已進行實驗 後試體敲除？若有，則可觀 察是否如此；同時，可印證 模擬結果所呈現之混凝土與 鋼骨分離現象。

7. 數值模擬與實驗差異也有可 能是因為數值分析上所假設 的構造完美連續性與實驗體 具有銲接或其他不完美連續 差異，亦有可能是數值模擬 上並未完成使用實驗體之物 性。建議所內未來可建立相 關機械性質及熱物性等實測 資料庫。

8. 對後續研究之建議，以非對 稱加熱亦為實際火場常見熱 傳方式；而有加諸彎矩則為 實際建築構造方式所會產生 之外力型態，建議未來可就 兩者之個別的效應以及合併 效應進行探討。

參、第一次專家學者諮詢座談會

肆、第二次專家學者諮詢座談會

陳委員鴻輝

參考書目

ABAQUS (2000). “ABAQUS/Explicit User’s Manual.” Hibbitt, Karlsson &

Sorensen, Inc., Version 6.1.

AISC (2010). “Specification for Structural Steel Buildings.” ANSI/AISC 360-10, American Institute of Steel Construction, Chicago.

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BS 476 (1987). “Fire tests on building materials and structures, Part 21, Method for determination of the fire resistance of load bearing elements of construction.”

BS 476-21:1987, British Standards Institution, London.

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Debicki, G., Haniche, R. and Delhomme, F. (2012) “An experimental method for assessing the spalling sensitivity of concrete mixture submitted to high temperature.” Cement & Concrete Composite, 34, 958-963.

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Espinos, A., Romero, M. L. and Hospitaler, A. (2010). “Advanced model for

General rules-structural fire design.＂ Eurocode 4 DD ENV 1994-1-2：2005, British Standards Institution, London.

Goble, G. G. (1968). “Shear strength of thin flange composite specimens.”

Goble, G. G. (1968). “Shear strength of thin flange composite specimens.”

在文檔中 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (頁 110-142)