第四章 結果與討論
第一節 定載加熱試驗簡介
4-1 試驗設備
本研究使用本所防火實驗中心小型多功能高溫爐，耐火爐加熱尺寸為 120W×120H×120L（㎝），兩側各有 2 個噴火孔，共 4 個燃燒機提供熱能，
使用燃料為液化石油瓦斯（LPG），並同時使用位於小型多功能耐火爐上方 加載能力為100 噸之油壓機及位於梁端上方加載能力為 100 噸之油壓機，
該兩部油壓機可獨立控制，分別施加不同的力量，其油壓缸行程60 ㎝，
且分別在柱端上方設置100 噸荷重計；梁端上方設置 50 噸荷重計，以便 實驗時控制加載力大小，如圖4.1 所示。
樓地板
圖4.1 試體、加載設備與小型多功能耐火爐裝置
本實驗加熱曲線採用CNS 12514 之曲線，此曲線與 ISO 834 實際上 是相同。
CNS 12514 之加熱曲線如下式求得，並如圖 4.2 表示。
T=345log10（8 t +1）+20 式中 T = 平均爐內溫度（℃）
t = 試驗經過時間（分）
0 400 800 1200
圖4.2 標準加熱溫度－時間曲線 4-2 梁柱接頭試體製作
本研究共製作10 根梁柱接頭試體，其中 5 根為普通強度混凝土(NC) 梁柱接頭，其餘5 根為自充填混凝土(SCC)，試體製作係依據 ACI 318-05 第21 章耐震設計規定及內政部所頒布之建築技術規則有關耐震設計規定。
4-2-1 試體尺寸：
本研究梁柱接頭試體模擬邊柱火害行為，然受限加熱爐空間的尺寸及 加載設備能力，柱斷面為35 ㎝×35 ㎝，高度 220 ㎝，主梁斷面 25 ㎝×35
㎝，跨度125 ㎝，兩端邊梁斷面 25 ㎝×35 ㎝，跨度 42.5 ㎝，柱與梁保護
T=345log
10(8t+1)+20
945
0 60 120 180 240
1049 1110 1153
時間 t (分) 溫度T (oC)
層厚度均依規範規定為4 ㎝，柱端板鋼板尺寸為 45 ㎝×45 ㎝×2.5 ㎝，試體 及柱端板尺寸如圖4.3。
450X450X25mm steel plate
450X450X25mm steel plate
正視配筋圖
圖4.3 梁柱試體配筋立面圖 4-2-2 鋼筋：
主筋及箍筋試體配筋如圖3.2（a）及 3.3（a）所示柱鋼筋比為 2.8﹪，
撓曲鋼筋採用12－＃6（SD420 竹節鋼筋，fy＝4200kgf/cm2），箍筋為＃4
（SD280 竹節鋼筋，fy＝2800kgf/cm2），圍束區箍筋間距7 ㎝，非圍束區箍 筋間距9.5 ㎝，主梁鋼筋比為 1.8﹪，撓曲鋼筋 6－＃5（SD420 竹節鋼筋，
fy＝4200kgf/cm2）、壓力筋比1.18﹪，撓曲鋼筋 4－＃5（SD420 竹節鋼筋，
fy＝4200kgf/cm2），箍筋為＃3（SD280 竹節鋼筋，fy＝2800kgf/cm2），圍束 區箍筋間距6.5 ㎝，非圍束區箍筋間距 12 ㎝，為了解鋼筋力學性質，各型 號鋼筋均進行拉力試驗，其試驗結果如表4.1 所示。
表4.1 鋼筋的降伏強度及極限強度
圖4.5 柱上下端斷面混凝土熱電偶配置圖
×：熱電偶
圖4.6 柱上端斷面鋼筋熱電偶配置圖
×：熱電偶
圖4.7 柱下端斷面鋼筋熱電偶配置圖
×：熱電偶
圖 4.8 主梁斷面混凝土熱電偶配置圖
×：熱電偶
6
8
6,7
8 7
圖 4.9 主梁斷面鋼筋熱電偶配置圖
×：熱電偶
圖4.10 梁柱接頭區混凝土熱電偶配置圖
×：熱電偶
圖4.11 梁柱接頭區鋼筋熱電偶配置圖
×：熱電偶 4-2-4 混凝土配比
為探討普通強度混凝土與自充填混凝土受高溫影響，其詳細配比內容，如 表4.2 及 4.3 所示。
表 4.2 普通混凝土配比（fc’=280kgf/cm ） 2 粒料標稱最大粒徑
(mm) 13 (水+膠結料+空氣含量)所佔體
積 (m ) 3 0.334 細粒料細度模數
F.M 2.7 膠結料用量 (kg) 380 細粒料面乾內飽和
比重 2.62 粒料所佔體積 (m ) 3 0.666 粗粒料面乾內飽和
比重 2.65 化學添加物 (kg) 3.80 水泥比重 3.15 細粒料所佔體積 (m ) 3 0.326 水泥廠牌 台灣水泥 細粒料用量 (kg) 855 空氣含量 1.0％ 粗粒料所佔體積 (m ) 3 0.340 水膠比 0.49 粗粒料用量 (kg) 900 坍度 (cm) 18 單位重量 (kg) 2320
用水量 (kg) 185
表 4.3 自充填混凝土配比表
各成分的量（kg/m3） 水膠比
W/
（C+P）
SP 水 水泥 爐石 飛灰 細骨材 粗骨材 0.34 5.04 167 253 91 162 798 822
1. Vg = 0.31，Vs/Vm = 0.46。
坍度：25.5cm，坍流度：60cm×55.5cm。
4-3 試驗方法
0
第二節 加熱試驗溫度結果與數值分析比較
本研究所得實驗值多，混凝土選擇試體中心點、保護層位置，另由於鋼筋 受熱後立即均勻傳熱，一般以鋼筋所在位置之混凝土溫度當成鋼筋溫度，
本文用梁端鋼筋為例，利用ANSYS 分析所得溫度數值與實驗值比較如下：
一、主梁內部溫度分佈比較
由圖 4.13 至圖 4.15 發現，當混凝土溫度值到達 120℃左右，實驗 值將趨於緩慢，因該點位受到了附近游離水汽化的影響，測試溫度將 出現溫度平台，然後點位溫度再繼續往上升，尤其距離受熱面愈遠愈 明顯，ANSYS 2D分析所得溫度數值較 3D分析所得高，圖 4.14 知NC 混凝土溫度實驗值較SCC及數值分析值高，由其升溫驅勢發現可能該 測溫點混凝土層剝落造成量測到爐溫，而從圖4.15 可知ANSYS無法 模擬爆裂及游離水汽化之影響，故預測值與實驗值誤差較大，其餘利 用ANSYS程式配合Eurocode2 建議的混凝土熱性質，預測出來的溫度 與實測值大致合理。
選擇梁底箍筋(BS5)及角隅處之壓力筋(BS1)進行比較，由圖 4.16 發現實驗值出現溫度平台，係當混凝土溫度值到達120℃左右，實驗 值將趨於緩慢，因該點位受到了附近游離水汽化的影響，與混凝土上 升現象相似，可見鋼筋溫度受所在位置之混凝土影響，ANSYS 2D 分 析所得溫度數值較3D 分析所得低，但均較實驗值高，圖 4.17 除 NC5 可能受混凝土層剝落造成所得溫度偏高外，其餘利用ANSYS 程式配 合Eurocode2 建議的混凝土熱性質，預測出來的溫度與實測值大致合 理，可用混凝土溫度代表鋼筋溫度。
0
0
0 大，圖4.19 除SCC5 利用ANSYS程式配合Eurocode2 建議的混凝土熱 性質，預測出來的溫度與實測值大致合理外，其餘實測值較ANSYS 數值分析值低。
0
三、三面受熱柱內部溫度分佈比較
當混凝土溫度值到達120℃左右，實驗值將趨於緩慢，因該點位受 到了附近游離水汽化的影響，測試溫度將出現溫度平台，然後點位溫度 再繼續往上升，尤其距離受熱面愈遠愈明顯，ANSYS 2D分析所得溫度 數值較3D分析所得高，由圖 4.20 知ANSYS無法模擬爆裂及游離水汽 化之影響，故預測值與實驗值誤差較大，圖4.21 則發現利用ANSYS程 式配合Eurocode2 建議的混凝土熱性質，預測出來的溫度較實測值大。
0 50 100 150
0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180 時間(分)
溫度(℃)
CD10(ANSYS-2D) CD10(ANSYS-3D) CD10(NC3) CD10(SCC3)
圖4.20 三面受熱柱內部混凝土溫度與預測值比較（CD10）
0
0
0
第三節 加熱試驗變形結果與數值分析比較
利用ANSYS 分析所得高溫中變形數值與實驗值比較如下：
一、主梁垂直變形比較
主梁垂直變形選擇梁加載點變形實驗值（B1-3）比較，分別由柱受熱 面及混凝土材料不同討論，圖4.26 為 NC 四面受熱柱之梁垂直變形與預測 值比較，由該圖知，ANSYS 分析所得高溫中變形數值隨加熱時間增加而增 加，且較實驗值高，實驗值隨加熱時間增加有趨緩現象，以 NC5 較明顯，
其原因可能是梁的拉力筋於梁柱接頭區彎鉤，因混凝土裂縫致鋼筋溫度上 昇 272℃，造成鋼筋與混凝土握裹力降低，產生 B1-3 變形值隨加熱時間增 加有減緩現象。圖 4.27 為 SCC 四面受熱柱之梁垂直變形與預測值比較，
除有前述現象外，SCC5 試體因產生大量混凝土爆裂，梁的拉力筋於梁柱 接頭區彎鉤鋼筋溫度上昇 587℃，造成鋼筋與混凝土握裹力大量降低，所 以 B1-3 變形值隨加熱時間增加反而有下降現象。圖 4.28 及圖 4.29 為三面 受熱柱之梁垂直變形與預測值比較，ANSYS 分析所得高溫中變形數值未考 慮暫態熱應變及短期高溫潛變，故與實驗值有些差異。
0
01
二、柱上端垂直變形比較
0
-1
-1
C2-2&C2-3(ANSYS-NC) C2-2 C2-1
C2-3
-2
C2-2&C2-3(ANSYS-NC) C2-2 C2-1
C2-3
C2-1&C2-4(ANSYS-SCC) C2-2 C2-3 C2-1
C2-4
圖 4.37 SCC 三面受熱柱之柱下端垂直變形與預測值比較
第四節 預測梁之殘餘強度
一、梁在高溫後殘餘撓曲強度的分析 基本假設：
(1) 混凝土斷面在受力前後，平面保持平面。
(2) 鋼筋與混凝土間有良好的握裹關係。
(3) 考慮壓力筋的貢獻。
(4) 混凝土不承受拉力。
梁在高溫後，於負彎矩區之殘餘撓曲強度Mnθ－之求解步驟如下：
(1) 將25cm × 35cm 的梁斷面切成 875 個 1cm × 1cm 的元素。
(2) 採用ISO834 的升溫曲線進行加溫，利用 ANSYS 程式配合 Eurocode 2 之熱學參數分析斷面內部之溫度分佈。
(3) 計算鋼筋所貢獻之拉力T a.假設拉力鋼筋已降伏。
b.計算各拉力筋的位置及高溫中發生的最高溫度。
c. 由 Edward, W. T.等人【18】如圖 4.38 所示，計算火害後鋼筋降 伏強度之折減。
d.累加各拉力筋之拉應力，由鋼筋之截面積可得鋼筋之總拉力 T。
圖 4.38 #4 鋼筋受高溫後鋼筋降伏強度折減情形【18】
(4) 假設鋼筋混凝土斷面之中性軸位置c。
(5) 混凝土斷面承受的總壓力C
c
。a.將受壓之混凝土於 500℃之部分，忽略其強度貢獻，依據Eurocode 2 所建議，εcu取 0.014。
b.利用 Eurocode 2 所建議混凝土應力與應變關係如圖 2.4 所示，由 步驟a 之應變求得元素上各溫度對應之應力。
c.累加壓力區混凝土元素承受之壓應力，可得混凝土斷面上壓力區 之C
c
。d.
或由交通大學土木系趙文成教授【19】所提方法計算混凝土強 度如下所示：
（6）計算壓力鋼筋所貢獻之壓力 Cs
表4.5 梁之殘餘極限強度比較表 Mn
（tf-m） Mn（tf-m）
試體
編號 實驗值 分析值 (EN)
Mn（EN）／Mn
（實驗值）
分析值
（趙文成）
Mn（趙文成）／
Mn（實驗值）
NC2 15.9 11.65 0.733 12.48 0.785 NC3 16 11.65 0.728 12.5 0.781
SCC3 18.5 11.72 0.634 12.72 0.688 SCC5 15.7 11.7 0.745 12.7 0.809 由表4.4 及表 4.5 可看出，殘餘降伏強度與實驗值較為接近，殘餘極限強 度則是預估計算值比實驗值結果小，偏於安全，其產生的誤差主要是平面 保持平面的假設所致，由於混凝土火害後材料劣化，平面已無法保持平 面，須進行非線性分析，不過非線性分析的計算過程相當複雜且耗時，於 工程實務上應用不易，如以快速運用及簡易計算來看，仍以平面保持平面 的假設計算較為合適。
第五章 結論與建議
第一節 結論
目前本研究獲得以下結論：
一、混凝土梁及柱斷面溫度主要是受到橫向溫度傳遞之影響，
縱向溫度傳遞影響很小，故將斷面溫度預測簡化成2D模 型分析，其溫度場應屬合理，但無法獲得梁柱接頭區之溫 度，需以3D有限元素模型模擬分析，另ANSYS數值分析模 型無法模擬混凝土爆裂及游離水汽化之影響。
二、由實際溫度與理論值比較可知，梁與柱斷面內部溫度受爆 裂與裂縫的產生影響很大；當試體內部昇溫達120℃時，
由於試體內的水蒸發成水蒸氣，吸收大量的熱能，導致昇 溫趨於緩慢。
三、鋼筋溫度可用鋼筋所在位置之混凝土溫度代表。
四、利用 ANSYS 數值分析模型所得高溫中變形，經與實驗值 比較，應屬可行合理，但為求更精確的分析，應將混凝土 高溫變形完整考慮，即定溫下混凝土的應力應變、混凝土 熱應變、暫態熱應變及短期高溫潛變。
五、梁柱接頭區之混凝土如果發生大量爆裂，造成梁的拉力筋 於梁柱接頭區彎鉤鋼筋溫度上昇，致鋼筋與混凝土握裹力 大量降低，易使梁的耐火能力降低，必須注意。
五、梁柱接頭區之混凝土如果發生大量爆裂，造成梁的拉力筋 於梁柱接頭區彎鉤鋼筋溫度上昇，致鋼筋與混凝土握裹力 大量降低，易使梁的耐火能力降低，必須注意。