第五章 結論與建議
照片 4- 19 20C2 面外變形圖
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，
寬厚比越大時，試體發生破壞的時間越短，惟值得注意的是其破壞且為瞬間破壞；
而寬厚比越小火害延時越久，且變形速率緩慢的增加。設計載重 0.8φPn 時，雖 然採用塑性設計斷面之試體在升溫 180 分鐘後才因變形量逐漸增加，而在約 300 分鐘時破壞，但最終銲道仍有開裂現象。
同樣寬厚比之三組試體，若將載重比降低至四成之常溫極限強度(0.4Pu.RT) 時，寬厚比 16 之試體(28C2)可維持五小時以上之防火時效，柱板雖有局部挫屈 現象，但銲道開裂，且應變速率之變化較小，變形量在火場中無明顯之改變。寬 厚比 26 之試體(20C3)在載重由 20C2 試體之 9751KN 減小至 7112KN(0.4Pu.RT)時，
其防火時效增加約 1 小時。而寬厚比 32 之試體(16C2)在載重由 7858KN 降至 4316KN(0.4Pu.RT)時，對防火時效可謂無影響。接著即針對載重比對箱型柱高溫 行為之影響行探討。
95
圖4-36 寬厚比之位移歷時圖 (資料來源：本研究試驗結果繪製)
0 10 20 30 40 50 60 70
0 60 120 180 240 300 360 420
Dis (mm)
time (min)
16C4(b/t=32) 20C2(b/t=26) 28C3(b/t=16)
96 2.72x10 (1/min)(表 4.10)，試體產生局部挫屈導致銲道開裂而破壞；試體編 號 20C3 之試體固定載重後，在升溫 40 分鐘後變速率急速增加至3.39x10 (1/min) (表 4.12)，試體局部挫屈後導致銲道開裂破壞。
97
圖 4.41 為 28C 系列不同載重比之載重比歷時圖，圖中縱軸為載重比，橫軸 為時間。試體編號 28C2 之試體所產生最大反力為 1.61 倍設計載重，在升溫後 277 分鐘反力降至 1.1 後，直到試驗結束反力皆未降至零；試體編號 28C3 之試 體所產生最大反力為 1.14 倍設計載重，在升溫後 63 分鐘反力降至 1.1 後，直到 試驗結束反力皆未降至零。
圖 4.42 為 28C 系列不同載重比之位移歷時圖，圖中縱軸為位移，橫軸為時 間。試體編號 28C2 之試體固定載重，升溫 30 分鐘後，試體產生局部挫屈但銲道 並 未 開 裂 ； 試 體 編 號 28C3 之 試 體 固 定 載 重 後 其 應 變 速 率 都 維 持 在 8.18x10 (1/min)至3.11x10 (1/min)(如表 4.13)，最後試體產生局部挫屈 但銲道並未開裂。
由上述可知，採用載重比 0.4Pu.RT、0.5Pu.RT及 0.8φPn，雖然試體最後大部分 會產生局部挫屈導致銲道開裂，但採用載重比 0.4Pu.RT或 0.5Pu.RT其火害延時均較 載重比 0.8φPn長。綜合言之，除了寬厚比 32，編號 16C2 之箱型柱試體外，採 用載重比 0.4Pu.RT(≒0.5φPn)，在 500℃環境下仍能抵抗因熱效應所產生之額外載 重，且其所能承受的或火害延時可達四小時以上。
98
Load Ratio
time (min)
16C2(0.4Pu.RT)
time (min)
16C2(0.4Pu.RT) 16C4(0.8φPn)
99
Load Ratio
time (min)
20C3(0.5Pu.RT)
time (min)
20C3(0.5Pu.RT) 20C2(0.8φPn)
100
Load Ratio
time (min)
28C2(0.4Pu.RT)
time (min)
28C2(0.4Pu.RT) 28C3(0.8φPn)
101
第三節 規範條文適用性評估
常溫下，鋼柱之設計除強度需求外，規範另有寬厚比之規定，以確保鋼柱在 地震力作用下不致於發生脆性破壞。高溫下，因鋼材軟化，韌性需求相對不大；
然而，為確保鋼柱破壞前符合表 4.1 所列規範防火時效之規定，各國規範採用變 形量或變形速率之規定定義鋼柱在高溫下之破壞基準。
表 4.26 比 較 國 內 及 歐 美 各 國 規 範 規 定 鋼 柱 高 溫 下 之 破 壞 基 準 。 國 內 CNS12514 採用於 ISO 834 相同之破壞準則，除軸向變形量須小於 1/100 柱高之 規定外，另須符合變形速率每分鐘不超過 3/1000 柱高之規定。英國規範中，雖 亦有變形量及變形速率之規定，然其規定為一定值，不因鋼柱斷面尺寸不同而異，
無法反應鋼柱因破壞模式不同而應有不同之軸向變形量及變形速率。以本研究所 採用鋼柱之斷面尺寸而言，英國規範(BS476、BS5950)所對應之軸向變形量為 CNS 及 ISO 規範規定之六倍，變形速率英國規範(BS476)約為 CNS 及 ISO 規範之四倍。
德國規範(DIN)則以溫度 500oC 為鋼柱破壞之標準，不僅忽略鋼柱斷面尺寸及外 加載重之影響，且未明確定義 500oC 之溫度極限為鋼柱均勻溫度或單點溫度之限 制。
由本研究所進行之銲接箱型柱短柱高溫試驗結果顯示，柱板銲接型式、載重 比、寬厚比均會影響箱型柱高溫下的防火時效。高溫下變形速率大於1x10 (1/min.)時，箱型柱可能因瞬間變形量過大而瞬間破壞，此時鋼柱之軸向變形量 均大於 10 mm，相當於 7/1000 倍的柱高。與本研究之研究結果相較之下，各國 目前無論在軸向變形量或變形速率之破壞準則均過於寬鬆，無法合理判定鋼柱發 生破壞之時機，實有檢討修正之必要。
102
103
第五章 結論與建議
第一節 結論
本研究針對柱板間銲道分別為全滲透銲及部份滲透銲之箱型柱試體在高溫 下之結構行為進行探討；其中，採用全滲透銲之箱型柱又分為開槽在翼板及開槽 在腹板兩種，而採用部份滲透銲之箱型柱則包含部份結實斷面、結實斷面及塑性 設計斷面三種不同寬厚比之箱型柱，研究之目的在探討採用不同銲接型式及不同 寬厚比之銲接箱型柱在常溫下之局部挫屈行為。箱型柱試體合計 16 支，柱高皆 為 2000mm，鋼材皆採用 SN490B，鋼材降伏強度為 356MPa，極限強度強度為 527MPa，
在常溫中彈性模數大約為 210000MPa。本研究依據試驗結果及專家學者之審查意 見，歸納出以下結論：
1. 常溫下銲接箱型柱採用全滲透銲接開槽於腹板之極限強度較開槽於翼板處 高出7%。全滲透銲接之極限強度較部分滲透銲高出 13%，勁度及韌性也高 於採用部份滲透銲之箱型柱。箱型柱之韌性係數隨著寬厚比之減小而有明顯 之提升。
2. 本研究所採用之銲接箱型柱試體細長比小，屬於短柱型式，試體之破壞模式 包含局部挫屈及銲道開裂。寬厚比小且符合規範塑性設計及結實斷面需求之 試體(編號 20C1 及編號 28C1)，柱板具有良好的變形能力，但因柱板採用部 分滲透銲，故兩支試體在達降伏應力後局部挫屈後最終導致銲道開裂。因此 若要確保鋼柱之韌性，除了寬厚比之要求外，柱板間銲道宜採用全滲透銲。
3. 常溫下銲道衝擊試驗值均符合 AWS 試驗溫度-29oC，27J 之規定；火害溫度
104 量及變形速率。德國規範(DIN)則以溫度 500℃為鋼柱破壞之標準，不僅忽 略鋼柱斷面尺寸及外加載重之影響，且未明確定義500℃之溫度極限為鋼柱
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均勻溫度或單點溫度之限制。
8. 高溫下變形速率大於1x10 (1/min.)時，箱型柱可能因瞬間變形量過大而瞬 間破壞，此時鋼柱之軸向變形量均大於10 mm，相當於 7/1000 倍的柱高。
與本研究之研究結果相較之下，各國目前無論在軸向變形量或變形速率之破 壞準則均過於寬鬆，無法合理判定鋼柱發生破壞之時機，實有檢討修正之必 要。
第 二 節 建 議
鑑於高樓防火為建築結構安全重要之ㄧ環，建築結構之防火設計不容忽視。
目前結構設計的理念朝著設計者依實際需求進行適當的設計，即所謂的功能設計 法( performance based design) 發展，再配合材料冶金技術的進步，耐火性能優異 的耐火鋼的開發等優勢下，唯有藉由了解鋼結構系統及其各結構構件在火場中的 結構行為、火害破壞模式、及其各影響參數，才能在不低估構件之耐火性能，亦 能提供不同功能需求層次所需的鋼結構耐火設計依據。國內高樓結構普遍採用銲 接箱型柱，或在低樓層為提高箱型柱之強度與勁度而將銲接箱型柱內灌注混凝土，
因此本系列箱型柱之高溫行為研究除包含單純之銲接箱型柱外，亦包含內灌注混 凝土之銲接箱型柱之型式。惟建立完善之建築結構耐火設計需投入大量的人力、
物力與時間，本研究屬於以下就依據本研究之成果規劃有關建築結構耐火設計之 近期可行研究及長期研究。
本研究目前歸納出之建議分為立即可進行之建議事項與長期建議事項分別 說明於下。
立即可行之建議－銲接箱型鋼柱溫度與軸力互制關係研究 主辦機關:內政部建築研究所
協辦機關:各相關學術研究單位
106
長期性建議－「鋼結構極限設計法規範及解說」規範條文13.4.3 節檢討 主辦機關:內政部建築研究所
協辦機關:中華民國鋼結構協會、各相關學術研究單位
目前「鋼結構極限設計法規範及解說」，尚無耐火設計相關章節建議，在 釐清銲接箱型柱溫度與軸力互制關係及其軸力與破壞模式間關係後，可檢討「鋼 結構極限設計法規範及解說」規範條文13.4.3 節修正之必要性。
107
附錄一 第一次專家座談會會議記錄
內政部建築研究所 100 年度協同研究計畫「銲接型式對高溫下軸向受 力鋼柱破壞模式之影響」案第一次專家座談會會議記錄
會議時間：一○○年三月四日（星期五）上午10:00~11:30 會議地點：內政部建築研究所材料試驗中心
主 持 人：楊國珍副教授
出席委員：林建宏組長、曹源暉研究員、陶其駿主任、陳正誠教授、沈光誠技師、
蔡武松經理、蔡東和技師、陳正平技師
會議議程：
1. 主持人進行簡報，簡報講義如附件。
2. 座談與討論 3. 散會
座談內容概要：
一、 曹源暉研究員：
1. 板厚建議考量實務常用之板厚並與歷年研究結合。
二、 陳正平技師：
1. 試驗重點在銲接柱板時所採用之接合型式對箱型柱承受軸壓力或兼有 內壓力時，所能達到的接合效果。此研究除對火害箱型柱甚為重要外，
亦對一般箱型柱未受火害易甚重要。
2. 衝擊韌性試體建議採用箱型柱或轉角接頭。
3. 板厚建議考量實務常用之板厚。
三、 蔡武松經理：
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1. CP3 實際狀況使用較少，建議採用其他方式來取代此方式，因 A572、
GR50，因銲接方法不同有層裂的問題，可此板厚較薄，或許層裂較小 可能，但仍可觀察變形是否產生層裂而加劇變形。
2. 受實驗設備限制，否則做厚板的狀況之試驗，實用上參考較多。
2. 受實驗設備限制，否則做厚板的狀況之試驗，實用上參考較多。