立其數值分析模型，並給予鋼柱初始擾動來進行其耐火性分析；Leston-Jones 等人【4】、 Al-Jabri 等人【5】和 Wang 等人【6】的研究主要著重在梁柱螺栓接頭在高溫火害中 的行為；Qian 等人【7】以 400ºC、550ºC、700ºC 三種高溫來測試六組梁柱十字接 頭試體，而部分試體在梁的部分施加壓力來模擬梁所受的軸向束制；Yu 等人【8】利
構架實驗屋來進行真實的火害實驗，實有其必要性，但由於實尺寸鋼構造屋的火害實 驗所費不貲，規模甚大，需要縝密地設計、安排與規劃，英國BRE (British Research Establishment) 於 Cardington 的八層樓實尺寸鋼構架屋在 1993 年至 2003 年之間進行 了七次火害實驗【12,13,14】，此為目前全球所進行過最大型的實尺寸構架屋火害實 驗，各次實驗範圍如圖2-1 所示，各次實驗所採用的區劃空間面積、火載量、載重如 表2-1 所示，七次實驗的部分結果如表 2-2 所示，此大型火害實驗發現：由於此八層 樓鋼構建築在結構上所擁有超靜定，使其在所測試的火場情境中能展現穩定的結構行 為，此外，構件在實尺寸鋼構架屋火害實驗中的結構行為亦不同於傳統設計方法的理 解，此項發現顯示出實尺寸構造屋火害實驗之必要性與重要性，此外，英國鋼構建築 之梁柱接頭為end-plate connection、小梁與大梁接頭為 fin-plate connection 皆與我國 不盡相同，因此本土實尺寸鋼構建築火害實驗有其必要。
圖
2-1 英國 Cardington 鋼構大樓之七次火害實驗範圍示意圖【14】
(本研究整理)
表
2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【14】
(本研究整理)
表
2-2 英國 Cardington 七次火害實驗之部分結果【14】
(本研究整理)
2016 年鍾興陽等人【55】在成大歸仁校區之貴所戶外實驗場進行我國第一次的 現地實尺寸鋼構實驗屋的火害實驗，此火害實驗之目的在研究實尺寸鋼構實驗屋內受 到真實束制條件的部分剪力連接複合鋼梁(複合小梁)在真實火災中的結構行為，因此，
研究團隊在實尺寸鋼構實驗屋內的進行局部區劃空間的隔間，並在此局部區劃空間內 進行複合小梁的真實火災實驗，圖2-2 與圖 2-3 為該次火害實驗之示意圖與佈置情形，
該次實驗以48 個大水桶置於鋼構實驗屋頂樓做為加載容器(如圖 2-3(a)所示)，火害實 驗區內以 9 組木條組成之木框架做為燃料(如圖 2-3(b)所示)，圖 2-4 為火害實驗之照 片，本次針對剪力連接複合鋼梁所進行的實尺寸鋼構實驗屋現地火害實驗所獲致的結 論如下:
(1) 在 40kg/m2木條(即：604 MJ/m2)所組成 9 個木堆的火載量(21744 MJ)燃燒下，
小梁與樓板下陷的變位值皆未超過我國 CNS 規範所規定下陷量的破壞判定值；
火害實驗中，小梁中點的最大變位量為82 mm，樓板中點的最大變位量為 94
mm，火害實驗後，小梁中點的變位量回彈至約 43 mm，樓板中點的變位量回 彈至約50 mm，本實驗的樓板內埋設有拉力鋼筋與雙向的溫度鋼筋。
(2) 在真實剪力連接束制條件下的複合小梁受火害的結構行為與單一無束制簡支 承複合小梁在標準爐中進行火害試驗之結構行為有所不同。以本實驗為例，真 實剪力連接束制條件的複合小梁在火害初期因受熱膨脹而先向外伸長，但在膨 脹伸長的同時也受到小梁兩端與大梁剪力接合所產生之束制壓力，另外，由於 小梁西側連接內大梁，東側連接外大梁，因此西側內大梁端的束制力較強，造 成小梁西側的下翼板有明顯的側向扭轉挫曲現象發生，之後，由於火害高溫造 成小梁的勁度與強度折減，小梁垂直向產生大變位，形成懸垂效應。
(3) 初步觀察小梁兩端接頭火害後的情形發現：小梁兩端由剪力片與腹板螺栓接合 所形成剪力接頭，在火害初期小梁膨脹伸長時，剪力片與腹板之間的摩阻力應 該已被克服，之後，小梁在垂直向發生大變位，形成懸垂效應，使得小梁兩端 向中央移動，以上行為可以由剪力片與腹板接觸面摩擦的痕跡看出，此外，剪 力片與小梁的腹板之間可以看出明顯的間隙，說明螺栓在火害後可能已經有鬆 弛的現象，如圖2-5 所示。
(4) 初步觀察樓板火害後的情況發現：樓板下方的鋼承版發生局部挫屈，以及鋼承 版接縫處受熱膨脹擠壓出空隙，可從縫隙中看出混凝土與鋼承版已分離，而自 實驗區上方樓板觀察可以明顯看到混凝土開裂之裂縫，初步發現裂縫大致發生 在樓板的角隅與四周，如圖2-6 與圖 2-7 所示。
圖
2-2 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖【55】
(本研究整理)
(a) 頂樓之大水桶加載 (b) 燃料用木框架
(c) 火害實驗區內之兩支小梁 (d) 火害實驗前之佈置 圖
2-3 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗佈置圖【55】
(本研究整理)
(a) 點火後 18 分 57 秒 (b) 點火後 31 分 12 秒 圖
2-4 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片【55】
(本研究整理)
(a) 全梁段變位
(b) 東側接頭 (c) 西側接頭 圖
2-5 實驗區內南側小梁火害後照片【55】
(本研究整理)
圖
2-6 實驗區樓板下方火害後照片【55】
(本研究整理)
圖
2-7 實驗區樓板上方火害後照片【55】
(本研究整理)
2017 年鍾興陽等人【56】繼續在成大歸仁校區之貴所戶外實驗場進行現地實尺 寸鋼構實驗屋的火害實驗，此火害實驗之主要目的在研究實尺寸鋼構實驗屋內受到真 實束制條件的部分有被覆和無被覆之彎矩連接鋼梁(大梁)和剪力連接鋼梁(小梁)在真 實火災中的結構行為，圖 2-8 為本次火害實驗之示意圖，本次實驗亦採用 48 個大水 桶置於鋼構實驗屋頂樓做為加載容器，如 2016 年火害實驗【55】之圖 2-3(a)所示，
火害實驗區內以18 組木框架(9 組2)做為燃料，兩個火害實驗區(B 區與 D 區)各佈置 9 組，每區之排列如 2016 年火害實驗【55】之圖 2-3(b)所示，圖 2-9 為火害實驗之照 片，本次針對彎矩連接鋼梁(大梁)所進行的實尺寸鋼構實驗屋現地火害實驗所獲致的 結論如下:
(1) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗在 40 kg/m2 木條(即：604 MJ/m2)所組成 18 個木堆的火載量(43488 MJ)平分在兩個火害區間燃燒下，其中之大梁、小梁與 樓板下陷的變位值皆未超過我國 CNS 標準所規定下陷量的破壞判定值；火害
實驗中，無防火被覆之大梁中點的最大變位量為10 mm，有防火被覆之大梁中 點的最大變位量為6.11 mm，無防火被覆之小梁中點的最大變位量為 68 mm，
有防火被覆之小梁中點的最大變位量為12.5 mm，無防火被覆小梁之樓板中點 的最大變位量為 70.5 mm，有防火被覆小梁之樓板中點的最大變位量為 15.1 mm；火害實驗後，有防火被覆之大梁、小梁與樓板皆回彈至火害實驗前的平 衡位置，無防火被覆大梁中點的變位量上拱至14 mm，無防火被覆小梁中點的 變位量回彈至29 mm，無防火被覆小梁的樓板中點的變位量回彈至 24.7 mm，
本實驗的樓板內埋設有拉力鋼筋與雙向溫度鋼筋。
(2) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗發現：在真實彎矩連接束制條件下的大梁受火 害的結構行為與單一無束制的鋼梁在標準爐中進行火害試驗之結構行為有所 不同。以本實驗為例，真實彎矩連接束制條件的大梁(邊梁)在火害初期因受熱 而膨脹，但在膨脹時亦會受到大梁兩端與鋼柱彎矩接合所產生之束制軸向壓力，
由於大梁之一端連接角柱，另一端連接邊柱，火害中邊柱端給予大梁的束制壓 力較強，再加上原先樓板載重施予大梁接頭負彎矩所產生之壓應力，因而造成 大梁下翼板的局部挫屈，此外，大梁(邊梁)的中段與兩支小梁連接處，因受到 兩支小梁受高溫火害後變形伸長，也有輕微向外的側向扭轉挫屈發生，當大梁 冷卻到常溫時，整體大梁亦被發現到有上拱之現象，圖3-10 為 B 區西側大梁 火害後之情形。
圖
2-8 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖【56】
(本研究整理)
(a) B 區點火後 11 分 45 秒 (b) D 區點火後 16 分 22 秒
圖
2-9 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片【56】
(本研究整理)
(a) 全梁段變位
(b) 北端接頭 (c) 南端接頭
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2-10 2017 年台南歸仁 ABRI 火害實驗之 B 區西側大梁火害後照片【56】
(本研究整理)
Varma 等人【15】利用有限元素軟體，對於一棟平面配置為 3 跨5 跨的 10 層樓 鋼構大樓受高溫火害下之結構行為，進行三維非線性有限元素數值模擬，數值模型中 使用梁元素模擬梁柱構件，並以殼元素模擬混凝土樓板，所考慮的火場情境有兩種：
一為五樓整層樓一起升溫的火場，一為五樓的角落局部升溫的火場，數值模擬結果顯 示：由於內柱載重較大，因此挫屈破壞皆發生在內柱，在角落局部升溫的火場下，並 非全部內柱一起達到挫屈破壞，當部分內柱達挫屈破壞時，力量即重新分配到其餘未 破壞之鋼柱上，使得整棟大樓結構不致於崩塌。陳柏均【16】以三維非線性有限元素 軟體模擬一棟5 跨3 跨的 7 層樓的鋼構大樓在一樓受高溫火害下之結構行為，並對 該鋼構架建築以耐火鋼的梁、柱構件進行不同的結構配置，藉以探討不同的耐火鋼構 件配置對提升構架耐火性能之效益，數值模擬結果顯示：整體鋼構大樓在高溫火害下，
因為力量的重新分配，可以大幅提升構架耐火能力，且能避免內柱崩潰式的破壞，整
體構架模型中所測試之兩種耐火鋼構件配置方法均能有效提升整體構架破壞溫度，其 中，以「內柱內梁採用耐火鋼」具有最佳的經濟效益。李祈安【17】利用三維非線性 有限元素軟體來模擬並探討受固定載重作用之鋼構架於火害高溫侵襲下，其箱型鋼柱 的高溫補強問題，研究結果顯示：鋼構架之箱型柱高溫補強，以耐火鋼加勁肢在箱型 柱內部呈十字形狀排列，所提升的溫度最多，但是若以經濟效益來看，以普通鋼加勁 肢在箱型柱內部呈十字形狀排列為最佳，而經由整體三維鋼構架的數值模擬結果驗證 了採用十字形排列加勁肢的可行性，並且發現整體三維鋼構架均為內梁與內柱達到破 壞。
第二節 鋼結構於高溫火害後之行為
但在銲道高溫淬火後，其內部形成的麻田散鐵組織較母材為少，故水冷後銲道強度亦
小梁產生變形(如圖 2-12(a)所示)和混凝土開裂(如圖 2-12(b)、2-12(c)所示)情形，
造成連續樓板處支承力下降，並且由使得行為由連續構架轉變為類似簡支梁，
使得變位結果更趨近簡支梁理論值。
(2) 由靜載重實驗得知在相同載重下，火害後之小梁應變及變位均比火害前之小梁 應變及變位大約40%。結構在火害前之靜載重實驗均保持線彈性行為，但火害 後混凝土樓板與底層鋼浪板已有間隙，且小梁已有永久變形(如圖 2-12(a)所示)，
因此靜載重實驗會產生小量之非線性行為，若小梁與大梁連接處沒有破壞，則 火災後之小梁承載力及勁度不會大幅下降。
(3) 應變和理論值有所差異之原因，推論應為火害後，造成上層混凝土塊與波浪板
(3) 應變和理論值有所差異之原因，推論應為火害後，造成上層混凝土塊與波浪板