第五章 結論與建議
照片 3- 5 常溫下極限強度試驗 28C1 試驗照片
照片3-5 常溫下極限強度試驗28C1 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
33
第三節 衝擊試驗
圖 3.6 為衝擊試驗(CVN test)取樣圖，衝擊試驗依據 ASTM 規範之規定進行，
試驗溫度為零下 29℃。共有四組試體分別編號 A、編號 B、編號 C 及編號 D，每 組試體共取八片衝擊試片，其中四片衝擊試片(1-2、2-2、3-2 及 4-2)先行加熱 之特定溫度再進行衝擊試驗，編號 A 加熱溫度為 400℃；編號 B 加熱溫度為 500℃；
編號 C 加熱溫度為 1000℃；編號 D 加熱溫度為 400℃。衝擊試驗之結果如表 3.5。
圖 3.11 為衝擊試驗結果表比較圖，依據 AWS A5.17 之規定，銲道衝擊試驗 值須滿足-29℃，27J 之規定，從圖上可發現，常溫下銲道衝擊試驗值均符合 規範之規定，火害溫度為 400℃及 500℃衝擊能量較常溫下高出 8%~29%。
但火害溫度 1000℃者，僅有一片試片在-29℃時達 27J，其餘試片均未達 之 27J 之要求。造成火害溫度 1000℃後銲道韌性無法達到規範需求之原因 為試片到達 1000℃後，在極短時間內即 1000℃下降至 200℃，在此急速降 溫的過程使得金屬微觀組織變得硬脆，因而降低其衝擊韌性。火害現場對 於銲道受高溫後若會有急速冷卻的情況時，應注意銲道是否有開裂現象。
34
圖 3-6 衝擊試驗試體取樣圖 (資料來源:本研究繪製)
35
36
(℃ ) (℃ )
360 420 B1‐2 B2‐2 B3‐2 B4‐2
360 420 C1‐2
38
360 420 D1‐2
39
第四節 有限元素法分析
一、 有限元素模型之模擬
本試驗分析使用有限元素程式 ANSYS 進行模擬預估箱型鋼柱在高溫中之結 構行為之模擬。模擬的過程中，先依據先前箱型柱試驗得到的軸向位移量數據結 果，決定位移增量並進行疊代的運算，以求得位移與力量之平衡點，而由每段位 移疊代之結果，可得到各元素預估之應力、應變及箱型鋼柱變形之情況。
在建立模型分析前必須先決定分析的模式，本研究選用軟體內建三維塑性四 邊形殼元素進行非線性分析，此元素每個節點均有6個自由度，包括 x、y、z 方 向之位移(Ux、Uy、Uz)及旋轉角(Rotx、Roty、Rotz)。模型建立後，鋼材不同溫 度下鋼材的機械性質則是依據不同溫度下拉力試片試驗所得之應力應變曲線而 得。致於模型分析之邊界條件，以兩端固接之簡化模型模擬實際試驗時之加載條 件。以下為有限元素分析流程：
1.
建立模型，並給予 L/1000的初始變形。2.
依據實際高溫拉力試驗所得之應力應變曲線關係，輸入多線性段應力應 變曲線關係，模擬構件在常溫及高溫下的行為。3.
選用四邊形塑性殼元素，將模型自由分割成3平方公分的小元素，如圖3.12。
4.
定義邊界條件，分析邊界條件假設為固定端。5.
以位移控制進行分析，輸入軸向位移量。6.
進行非線性分析40 Ansys(KN)
分析值/
41
圖3.13至圖3.15為試驗與分析之載重變形圖，由圖中可知分析所得之初始 勁度與試驗所得差異不大，但從圖上發現鋼柱強度超過極限強度後，分析無法準 確模擬鋼柱之受力行為，可能的原因為分析時所輸入鋼材之應力應變曲線僅到極 限強度為止，並未考慮超過極限強度後應力下降之部分，因此無法準確預估鋼柱 強度超過極限強度後之受力行為。加上拉力試片之應力應變曲線，到達極限強度 前有一段緩和變化的降伏平台區，因此可能造成分析極限強度時所產生的位移大 於試驗值，也因此造成分析到達極限強度後，其強度下降較緩和。圖3.16至圖3.18 為不同寬厚比之破壞模式，由圖上可看到其降伏區，與試驗挫屈的位置是相同的
。表3.6為試驗與分析之極限強度結果，利用有限元素程式分析所得之極限強度 與試驗值相似，誤差介於6.0%~8.0%間，平均誤差約為6.7%，由常溫下分析與試 驗之比較得知可採用有限元素分析可預估試體之強度與破壞模式。
42
43
圖 3-15 寬厚比 16 之分析與試驗常溫下極限強度載重變形圖之比較 (資料來源：本研究繪製)
(a) (b)
圖 3-16 寬厚比 32 之(a)試驗結果及(b)模擬分析結果 (資料來源：本研究繪製)
0 5000 10000 15000 20000 25000
0 10 20 30 40 50
Fo rc e (KN)
Dis (mm)
試驗值 分析值
285.51
340.25 285.51
230.77
44
(a) (b)
圖 3-17 寬厚比 26 之(a)試驗結果及(b)模擬分析結果 (資料來源：本研究分析結果繪製)
(a) (b)
圖 3-18 寬厚比 16 之(a)試驗結果及(b)模擬分析結果 (資料來源：本研究分析結果繪製)
306.73 306.73
365.1 248.36
372.34 428.29 428.29
45
46
47
48
49
50
銲接箱型柱高溫試驗共進行11支試體，鋼柱柱高為2000mm，鋼材採用 SN490B，
51
試體尺寸、銲接類型與斷面性質皆與第三章箱型柱軸向載重試驗之試體相同。試 體常溫下加載載重依據常溫極限強度作為加載載重設計之依據，加載載重分別為 表3.3試驗所得試體常溫極限強度的40%和50%(0.4Pu.RT 和0.5Pu.RT)，或採用依極 限強度設計法計算所得標稱強度的80%(0.8φPn)。試驗溫度設定為500℃，試驗 規劃如表4.2，試體架設如圖4.1。
52
圖 4-1 高溫試驗架設示意圖
(資料來源：本研究繪製)
高溫下試驗步驟如下：:1. 量測各個試體斷面尺寸以及試體長度並且記錄。
2. 安裝熱耦線。
3. 將試體放置至移動基座中心。
4. 將試體置於斷面中心之後在試體底部周圍鋪設防火棉。
5. 將熱耦線接上確認資料擷取系統並確認訊號正常。
6. 架設電熱爐。
7. 試體架設完成後打開升溫控制儀器，設定試驗溫度。
8. 將試體放置於油壓機下方定心定平。
9. 架設軸向位移計。
10. 加載後升溫。
11. 觀察反力變化。
130cm
53 φPn)，而後維持此初始加載載重繼續試驗，並觀察位移變化，此時位移量 7.95mm，
直到升溫 153 分鐘時，應變速率劇增1.35x10 (1/min)(表 4.4)，試體無法承受 此初始載重導致位移量劇增，最後試體產生局部挫屈導致銲道開裂破壞，試體局 部挫屈及銲道開裂照片，如照片 4.1。
圖4.5為編號16A3之載重比與時間關係圖。此試體寬厚比34，設計載重為常 溫強度之四成(0.4Pu.RT)，試驗溫度500℃。編號16A2與16A3試驗差異在設計載重 之不同。試體加載至設計載重後開始升溫，在升溫後120分鐘時試體反力到達最 大載重比1.95，此時所對應鋼板溫度在400度上下(圖4.7)，平均溫度為394度；
而後反力開始下降，在升溫234分鐘時反力下降至初始加載載重，此時位移量為 4.95mm。當維持定載後，試體變形量開始增加，惟應變增加率之變化甚為緩慢，
約在3.75x10 (1/min) ~2.5x10 (1/min)之間(表4.5，圖4.6)，在升溫後234
54
分鐘至300分鐘位變形量為1.5mm，300分鐘至360分鐘變形量為0.6mm，最後在升 溫六小時後停止試驗，此時變形量為10.05mm，此變形量定載產生之位移量的2.03 倍，試體發生輕微局部挫屈但銲道未開裂。試體局部挫屈照片如照片4.2。
圖4.8為編號16B2之載重比與時間關係圖。此試體寬厚比34，設計載重為標 稱強度之八成(0.8φPn)，試驗溫度500℃。16B系列與16A系列試體的差異在銲接 型式之不同，16A為全滲透銲開槽於翼板，16B系列為全滲透銲開槽於腹板。試體 加載至設計載重後開始升溫，在升溫後85分鐘時反力到達最大載重比1.23，此時 鋼板溫度在250~350度間(圖4.9)，平均溫度為335度，而後試體軟化反力開始下 降，在升溫後144分鐘時反力下降至初始加載載重，此時位移量為8.25mm。在升 溫150分鐘後應變速率劇增至1.24x10 (1/min)(圖4.9，表4.6)，試體無法承受 此初始載重導致位移量劇增，試體最後產生局部挫屈而破壞，試體局部挫屈照片， 5.78mm。在升溫247分鐘後應變速率劇增1.33x10 (1/min)(圖4.12,表4.7)，試 體最後產生局部挫屈破壞，試體局部挫屈照片，如照片4.4。 1.26x10 (1/min)(表 4.8)，試體產生局部挫屈導致銲道開裂破壞。試體局部挫 屈及銲道開裂照片，如照片 4.5。
55
221分鐘至280分鐘應變速率為在3.75x10 (1/min)~ 7.5x10 ，280分鐘至340 分鐘應變速率為在7.5x10 (1/min)~3.75x10 (1/min)，340分鐘至400分鐘應 變速率為8.33x10 (1/min)(圖4.16，表4.9)，升溫超過6小時停止，此時試體 壓縮變形量為2.4mm。試體產生局部挫屈破壞，試體局部挫屈照片，如照片4.6。 載重，此時位移量為 10.05mm。在升溫 218 分鐘後應變速率劇增2.10x10 (1/min)(圖 4.22，表 4.11)，表示試體無法承受此初始載重導致位移量劇增，最 後因試體產生局部挫屈導致銲道開裂而破壞，試體局部挫屈及銲道開裂照片，如 照片 4.8。
圖 4.24 為編號 20C3 之載重比與時間關係圖。此試體寬厚比 26，設計載重
56
為常溫強度之五成(0.5Pu.RT)，試驗溫度 500℃。試體加載至設計載重後開始升 溫，在升溫後 121 分鐘到達最大載重比 1.56，此時鋼板溫度在 350~400 度間(圖 4.26)，平均溫度為 378 度，在升溫 245 分鐘時反力未下降初始加載載重，這時 固定載重觀察位移變化，此時位移為 7.35mm。在升溫 281 分鐘後應變速率劇增 2.72x10 (1/min)(圖 4.25，表 4.12)，表示試體無法承受此初始載重導致位移 量劇增，最後因試體產生局部挫屈導致銲道開裂破壞，試體局部挫屈及銲道開裂 照片，如照片 4.9。
圖4.27為編號28C2之載重比與時間關係圖。此試體寬厚比16，設計載重為 常溫強度之四成(0.4Pu.RT)，試體溫度500℃。編號28C系列之試體與編號16C及20C 系列之差異在寬厚比不同，28C系列寬厚比為16。試體加載至設計載重後開始升 分鐘反力仍未降至初始載重，此時載重固定，位移量為 10.95mm。在升溫後 180 分鐘至升溫後 240 分鐘，位移量為 5.4mm，升溫後 240 分鐘至升溫後 300 分鐘，
57
而試體之應變速率亦隨著載重比及寬厚比之增加而增大。當應變速率大於 1x10 (1/min)時，試體即可能因為變形量過大而破壞。以下針對寬厚比及載重 比之影響進行討論。
58
59
Load Ratio (P
design/ 0.8 φ P
n)
Time (min)
16A2
Displacement (mm)
Time (min)
16A2
60
T empertur e (℃ )
Time (min)
Load Ratio (P
design/ 0.4P
u.RT)
Time (min)
16A3
61
Displacement (mm)
Time (min)
16A3
T empertur e (℃ )
Time (min)
62
Load Ratio (P
design/ 0.8 φ P
n)
Time (min)
16B2
Displacement (mm)
Time (min)
16B2
63
T empertur e (℃ )
Time (min)
Load Ratio (P
design/ 0.4P
u.RT)
Time (min)
16B3
64
Displacement (mm)
Time (min)
16B3
T empertur e (℃ )
Time (min)
65
Load Ratio (P
design/ 0.4P
u.RT)
Time (min)
16C2
T empertur e (℃ )
Time (min)
16C2
66
Displacement (mm)
Time (min)
16C3
T empertur e (℃ )
Time (min
)67
Load Ratio (Pdesign / 0.8 φ Pn)
Time (min)
16C4
Displacement (mm)
Time (min)
16C4
68
T empertur e (℃ )
Time (min)
Load Ratio (P
design/ 0.8 φ P
n)
Time (min)
20C2
69
Displacement (mm)
Time (min)
20C2
T empertur e (℃ )
Time (min)
70
Load Ratio (P
design/ 0.5P
u.RT)
Time (min)
20C3
Displacement (mm)
Time (min)
20C3
71
T empertur e (℃ )
Time (min)
Load Ratio (P
design/ 0.4P
u.RT)
Time (min)
28C2
72
Displacement (mm)
Time (min)
28C2
T empertur e (℃ )
Time (min)
73
Load Ratio (P
design/ 0.8 φ P
n)
Time (min)
28C3
Displacement (mm)
Time (min)
28C3
74
T empertur e (℃ )
Time (min)
75
照片4-2 高溫結構試驗16A3 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
照片4-3 高溫結構試驗16B2 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
76
照片4-4 高溫結構試驗16B3 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
照片4-5 高溫結構試驗16C2 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
77
照片4-6 高溫結構試驗16C3 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
照片4-7 高溫結構試驗16C4 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
78
照片4-8 高溫結構試驗20C2 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
照片4-9 高溫結構試驗20C3 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
79
照片4-10 高溫結構試驗28C2 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
照片4-11 高溫結構試驗28C3 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)
80
81
82
83
84
85
86
87
88
表 4-20 16C3面外變形量 N1 N2 N3 0.00 0.01 0.00
N4 N5 N6 0.01 0.01 0.01
N7 N8 N9 0.01 0.01 0.01 (資料來源：本研究整理)
照片4.17 16C3面外變形 (資料來源：本研究試驗結果繪製)
照片4-18 16C4面外變形圖 (資料來源：本研究試驗結果繪製)
表 4-21 16C4 面外變形量
W1 W2 W3
0.00 0.01 0.01
W4 W5 W6
0.18 0.21 0.17
W7 W8 W9
-0.01 -0.02 0.00 (資料來源：本研究整理)
89
表 4-22 20C2 面外變形量
E1 E2 E3
0.01 0.01 0.01
E4 E5 E6
0.15 0.24 0.19
E7 E8 E9
0.02 0.03 0.02 (資料來源：本研究整理)
照片4-19 20C2面外變形圖 (資料來源：本研究試驗結果繪製)
照片4-20 火害試驗20C3 面外變形圖 (資料來源：本研究試驗結果繪製)
表 4-23 20C3 面外變形量
S1 S2 S3
0.00 -0.02 -0.02
S4 S5 S6
-0.17 -0.19 -0.16
S7 S8 S9
-0.02 -0.01 -0.02 (資料來源：本研究整理)
90
91
92
time (min)
16A2(翼板開槽)
time (min)
16A2(翼板開槽) 16B2(腹板開槽) 16C4(部分滲透銲)
93 示當柱板採取部分滲透銲時，在相同載重比(0.8φPn)及試驗溫度 500℃下，寬 厚比越大，試體所能承受之防火時效越短，當試體達到反力的最大值後，反力下
time (min)
16C4(b/t=32) 20C2(b/t=26) 28C3(b/t=16)
94
圖 4.36 為各組試體之位移歷時圖，圖中縱軸為位移，橫軸為時間。寬厚比 32 之試體(16C4)在反力降至零後，短時間即因應變速率急速增加至2.59x10 (1/min)而發生局部挫屈破壞(表 4.10)。寬厚比 26 之試體(20C2)在反力降至零 後，火害延時 218 分鐘後才發生局部挫屈及銲道開裂，在破壞前應變速率穩定維 持在3.75x10 (1/min)至7.50x10 (1/min) (如表 4.11)；寬厚比 16 之試體 (28C3)在升溫約四小時前其應變速率都維持在4x10 (1/min)上下(如表 4.14)，
升溫四小時後應變速率逐漸增大至1.0x10 ，五小時後，因變形量過大導致銲 道開裂而破壞。
由此三支不同寬厚比之試體但在相同溫度及相同載重比作用下之結果得知，
由此三支不同寬厚比之試體但在相同溫度及相同載重比作用下之結果得知，