文獻回顧

第二章 規範與文獻回顧

9

Newman 等人(2004)於英國 Cardington 實驗室進行了 6 次實尺寸建築耐火試 驗，Cardington 實驗室自 1993 始構築一 8 層樓鋼結構複合混凝土樓版實尺寸建 築，該建築總高度達 33 m，總寬為 21 m × 45 m，結構平面詳圖 2-3 所示。該建 築於 1993~2006 共進行了 7 次火害實驗試驗，試驗內容如表 2-2 所示。

圖 2-3 Cardington 構架防火試驗結構平面圖

(資料來源: Wald et al. 2006)

表 2-2 Cardington 構架防火試驗

No. 試驗名稱 面積(m) 主要目的

1 單一大梁試驗 8×3 以瓦斯噴孔熱源建立可控制且均勻之加熱控制條件 2 單一面向構架試驗 21×2.5 以瓦斯噴孔熱源建立可控制且均勻之加熱控制條件 3 構架角隅區域試驗 9×6 建立可控制且均勻之加熱控制條件(模擬真實火害) 4 構架角隅區域試驗 10×7 研究防火隔間牆之火害行為

5 構架大範圍區域試驗 21×18 研究大梁破壞下大範圍樓版於測試載重下之防火能 力

6 辦公室真實傢俱模擬 區域試驗

18×9 研究溫度遽升之火場條件下的結構行為 (以真實傢俱模擬火場熱源)

7 結構強度試驗 11×7 研究整體結構強度與穩定性 (資料來源: Wald et al. 2006)

10

Wald 等人(2006)於英國 Cardington 實驗室進行第七組實尺寸耐火試驗，其 實驗配置如圖 2-4、圖 2-5 所示。該實驗以 Cardington frame building 之邊跨樓版 單元作為試驗區域，探討含單連接板剪力接頭之小梁(複合樓版系統)於火害中之 行為，試驗顯示位於近小梁剪力接頭處有下翼板局部挫屈之行為，而於剪力接頭 處則有梁腹板螺孔塑性變形破壞。Wald 等人(2006)之實驗設置與試驗數據被廣泛 應用於日後有限元素模型之建立及數據分析。

圖 2-4 平面配置圖

(資料來源:Wald et al. 2006)

圖 2-5 接合細節

(資料來源:Wald et al. 2006)

第二章 規範與文獻回顧

11

李國強等人(2007)以降伏線理論為基礎，論述了火害下樓版薄膜效應之機制 與原理，當樓版受均佈載重且四周具水平束制之情況下，由於火害之影響，導致 樓版內鋼筋降伏強度降低，樓版彎矩最大處之鋼筋開始降伏，如圖 2-6(a)所示。

當溫度逐漸升高，鋼筋降伏區域逐漸增大，以降伏線表示之，如圖 2-6(b)、2-6(c) 所示。在高溫作用下，樓版的熱膨脹因受到周邊束制而產生受壓薄膜力，但當撓 度持續增大，鋼筋就會像受拉的網一樣承受所施加的垂直荷載，並於版的周邊形 成受壓環，版的中心形成橢圓狀受拉區域，是為薄膜效應，如圖 2-6(d)、2-6(e) 所示。當溫度及撓度繼續增加，由於混凝土開裂及材料性質降低之影響，可近似 認為橢圓範圍內之荷載完全由版內之鋼筋承受，而樓版通過受拉鋼筋之懸鍊作用 可繼續承擔巨大之荷載，如圖 2-6(f)所示。通過上述機制之論述，李國強等人利 用版塊內力與彎矩之平衡方程式配合諧合變位關係，推導出火害下考慮薄膜效應 後樓版極限承載力之計算公式，並經由後續之實驗結果驗證了其模型之準確性，

並證實了薄膜效應能大幅提升樓版之極限承載力。

(a)開始降伏 (b)降伏線進一步發展 (c)形成破壞機構

(d)薄膜效應產生 (e)薄膜效應充分發展 (f)薄膜效應的極限狀態

圖 2-6 均佈載重下樓版薄膜效應形成過程

(資料來源: 李國強等人 2007)

Pakala 等人(2012)以實驗方法探討雙角鋼剪力接頭於鋼構架(含樓版)系統於 火害下之影響，並將加溫、降溫速率、載重比及梁-樓版互制效應設為主要參數，

12

其試驗設置如圖 2-6 所示。實驗發現，雙角鋼剪力接頭於升溫階段可發展出旋轉 勁度而能承受高溫產生之彎矩，且雖發生永久變形，卻無破壞產生，結果亦顯示 於高溫下雙角鋼剪力接頭可發展出延性行為。除此之外，研究結果亦顯示含樓版 之簡支小梁對比於無樓版束制者，可承受軸向扭轉挫屈而不發生破壞，結果證明 樓版顯著的提升鋼構架之剛性，並增加因火害造成之軸力變化的抵抗能力。

圖 2-7 Pakala 等人(2012)試驗設置圖

(資料來源: Pakala 等人 2012)

貳、 有限元素分析

Garlock and Selamet (2010) 引用 Wald et al. (2006)的實驗，以有限元素分析 軟體建立了含單連接板剪力接頭之鋼構架(含樓版)分析模型，並研究其受火害之 行為。分析結果顯示，火害升溫階段中，小梁受熱伸長且受大梁之軸向束制，將 承受額外之軸壓力，導致靠近剪力接頭處之梁腹板與梁下翼板發生局部挫屈之行 為。局部挫屈使得鋼結構整體勁度下降，此時樓版提供之勁度將影響整體結構行 為與破壞模式，亦影響梁中點撓度及梁端轉角。該研究指出，忽略樓版勁度之分 析模型，其梁中點變位值遠大於精確模擬樓版勁度者，而後者之分析結果則與 Wald et al. (2006)之試驗結果較為接近，顯示整體樓版之勁度貢獻與小梁受火害 下之變形量呈高度相關，相關比較詳圖 2-7。而於降溫階段，由於小梁冷却時軸

第二章 規範與文獻回顧

13

向收縮產生之巨大拉力，可觀察到剪力接頭處發生連接板撕裂及螺孔塑性變形等 行為，並嚴重影響整體結構穩定性。

圖 2-8 樓版勁度與實驗之撓度比較關係

(資料來源: Garlock and Selamet 2010)

Selamet and Garlock (2010)以有限元素分析軟體建立了一系列單連接板剪力 接頭設計修正方式，用以尋找火害增溫與降溫階段中，能有效抵抗因溫度變化產 生之額外軸力及彎矩之設計方法。分析總結下述五種方式能有效提升剪力接頭之 各項性能：(1)於小梁腹板安裝雙面加勁板；(2)增加連接板厚度；(3)將小梁腹板 螺孔中心線與小梁端點距離增大；(4)使用較大號直徑之螺栓；(5)擴孔設計。

Selamet and Garlock (2012) 以有限元素分析方式模擬不同接頭型式受火害 下之挫屈軸力及破壞行為，觀察到在下翼板於初始升溫階段有局部挫屈的行為發 生，並造成樓版系統的不穩定性及接頭強度的大量折減。研究結果顯示，發生於 接頭附近之局部挫屈控制了破壞行為，且彎矩接頭較剪力接頭抵抗挫屈破壞之能 力高。該研究亦針對 AISC 之設計公式與模型分析進行比較，發現於常溫下 AISC 之設計公式保守的預估了挫屈強度，然而在高溫下卻有高估的情況發生，顯示高 溫下現行設計規範之不準確性及挫屈行為之嚴重性，及含剪力接頭之簡支鋼梁系 統(含樓版)火害實驗分析之迫切需要性。

Selamet and Garlock (2013)以有限元素分析模型探討寬翼 H 型鋼於高溫下挫 屈行為發生之臨界應力，發現由於高溫下鋼結構之非線性行為，導致其挫屈臨界

14

應力小於材料降伏應力，顯示現行常溫下挫屈臨界應力之計算公式不適用於反應 高溫下結構之真實行為，並說明高溫下不同束制條件對梁構件產生之額外軸力亦 為破壞參數之一。

Selamet and Garlock (2014)以不同型式之剪力接頭，建立了有限元素分析模 型，並分析接頭於簡支鋼梁中受火害之行為。單連接板剪力接頭之應力分布及變 形示意圖如圖 2-8 所示，可觀察到應力集中於螺孔外緣及螺孔變形之情形。單角 鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖如圖 2-9 所示，可觀察到應力集中分布於接 合處之腹板範圍而無螺孔變形。雙角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖如圖 2-10 所示，可觀察到無應力集中之現象，且小梁下翼板之挫屈行為並不明顯。

於火害實驗升溫階段中，三種接頭之軸向抗壓能力皆由靠近接頭處下翼板之 局部挫屈控制，而雙角鋼剪力接頭則應因具雙向側向支稱，無腹板之局部挫屈發 生。而於火害降溫階段，唯獨單連接板剪力接頭發生螺孔塑性變形而發生破壞。

分析結果顯示，角鋼剪力接頭於升溫與降溫階段之變形能力皆大於單連接板剪力 接頭， 顯示角鋼剪力接頭較單連接板剪力接頭擁有較佳之韌性，亦有較佳之軸 向抵抗能力。向抵抗能力。

圖 2-9 單連接板剪力接頭之應力分布及變形示意圖

(資料來源: Selamet and Garlock 2014)

第二章 規範與文獻回顧

15

圖 2-10 單角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖

(資料來源: Selamet and Garlock 2014)

圖 2-11 雙角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖

(資料來源: Selamet and Garlock 2014)

16