銲接型式對高溫下軸向受力鋼柱破壞模式之影響

銲接型式對高溫下軸向受力鋼柱破

壞模式之影響

內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告

中華民國 100 年 12 月

銲接型式對高溫下軸向受力鋼柱破

壞模式之影響

受委託者：國立高雄第一科技大學營建系

研究主持人：楊國珍

研 究 員：林南交

研究 助 理：楊方傑、王星堯、許書豪、許瓊芳

內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告

中華民國 100 年 12 月

（本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見）

I

目次

表次 ... III

圖次 ... V

照片次 ... IX

摘 要 ... XI

第一章 緒論 ... 1

第一節 研究緣起與背景 ...

1

第二節 研究方法 ... 4

第三節 文獻回顧 ... 9

第二章 箱型柱軸向受壓行為 ... 13

第一節 理論背景 ... 13

第三章 箱型柱軸向試驗與分析載重 ... 21

第一節 試體規劃與試體設計 ... 21

第二節 試驗結果與討論 ... 25

第三節 衝擊試驗 ... 30

第四節 有限元素法分析 ... 35

第四章 銲接箱型柱之高溫結構行為 ... 49

第一節 試驗規劃 ... 50

第二節 試驗結果討論 ... 53

第三節 規範條文適用性評估 ... 101

第五章 結論與建議 ... 103

第一節 結論 ... 103

第二節 建議 ... 105

II

附錄一 第一次專家座談會會議記錄 ... 107

附錄二 期中審查會議紀錄與意見回覆 ... 109

附錄三 期末審查會議紀錄與意見回覆 ... 115

附錄四 試體製作與檢驗 ... 123

參考書目 ... 143

III

表次

表 1-1 預定之研究進度 ... 6

表 2-1 銲接箱型柱之寬厚比規定 ... 14

表 3-1 高溫中鋼材機械性質之折減係數 ... 22

表 3-2 試體尺寸表 ... 25

表 3-3 試體常溫極限強度試驗結果 ... 29

表 3-4 各試體試驗數據整理 ... 29

表 3-5 衝擊試驗結果 ... 35

表 3-6 常溫下試驗與分析之極限強度比較 ... 40

表 3-7 高溫下不同寬厚比之分析結果 ... 48

表 3-8 高溫下箱型柱分析強度折減係數之比較 ... 48

表 4-1 建築技術規則規定之建築物各部分防火時效 ... 49

表 4-2 試體尺寸表 ... 51

表 4-3 試體防火時效試驗結果 ... 58

表 4-4 16A2 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 80

表 4-5 16A3 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 80

表 4-6 16B2 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 81

表 4-7 16B3 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 81

表 4-8 16C2 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 82

表 4-9 16C3 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 82

表 4-10 16C4 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 83

表 4-11 20C2 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 83

IV

表 4-12 20C3 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 84

表 4-13 28C2 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 84

表 4-14 28C3 應變、應變速率及潛變量與時間之關係 .. 85

表 4-15 16A2 各點變形量 ... 85

表 4-16 16A3 各點變形量 ... 86

表 4-17 16B2 各點變形量 ... 86

表 4-18 16B3 各點變形量 ... 87

表 4-19 16C2 各點變形量 ... 87

表 4-20 16C3 各點變形量 ... 88

表 4-21 16C4 各點變形量 ... 88

表 4-22 20C2 各點變形量 ... 89

表 4-23 20C3 各點變形量 ... 89

表 4-24 28C2 各點變形量 ... 90

表 4-25 28C3 各點變形量 ... 90

表 4-26 各國鋼柱防火試驗規範之最大變形量及變形速

率規定 ... 102

V

圖次

圖 1-1 箱型柱柱板銲接型式示意圖 ... 2

圖 1-2 局部挫屈後部分滲透開槽銲道開裂 ... 4

圖 1-3 研究流程圖 ... 5

圖 2-1 寬厚比對受壓構材強度與變形能力之影響 ... 15

圖 2-2 CP 系列試體詳細尺寸 ... 17

圖 2-3 有效長度係數理論模型 ... 18

圖 3-1 全滲透銲試體尺寸詳圖 ... 23

圖 3-2 部分滲透銲試體尺寸詳圖 ... 24

圖 3-3 SN490B 高溫下應力應變曲線 ... 25

圖 3-4 試驗架設示意圖 ... 26

圖 3-5 各試體常溫下極限強度之載重變形圖 ... 30

圖 3-6 衝擊試驗試體取樣圖 ... 34

圖 3-7 編號 A-2 系列升溫歷時圖 ... 36

圖 3-8 編號 B-2 系列升溫歷時圖 ... 37

圖 3-9 編號 C-2 系列升溫歷時圖 ... 37

圖 3-10 編號 D-2 系列升溫歷時圖 ... 38

圖 3-11 衝擊試驗結果比較圖 ... 38

圖 3-12 有限元素分析網格化示意圖 ... 40

圖 3-13 寬厚比 32 分析與試驗常溫下極限強度載重變形

圖之比較 ... 42

圖 3.14 寬厚比 26 分析與試驗常溫下極限強度載重變形

VI

圖之比較 ... 42

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 ... 43

圖 3-16 寬厚比 32 試驗與分析破壞模式 ... 43

圖 3-17 寬厚比 26 試驗與分析破壞模式 ... 44

圖 3-18 寬厚比 16 試驗與分析破壞模式 ... 44

圖 3-19 寬厚比 32 之分析高溫下極限強度載重變形圖之

比較 ... 46

圖 3-20 寬厚比 26 之分析高溫下極限強度載重變形圖之

比較 ... 46

圖 3-21 寬厚比 16 之分析高溫下極限強度載重變形圖之

比較 ... 47

圖 3-22 預估值與不同寬厚比分析及 FY 和 E 值之極限強

度折減比較圖 ... 47

圖 4-1 高溫試驗架設示意圖 ... 52

圖 4-2 防火時效試驗 16A2 載重比與時間關係圖 ... 59

圖 4-3 防火時效試驗 16A2 位移與時間關係圖 ... 59

圖 4-4 防火時效試驗 16A2 溫度與時間關係圖 ... 60

圖 4-5 防火時效試驗 16A3 載重比與時間關係圖 ... 60

圖 4-6 防火時效試驗 16A3 位移與時間關係圖 ... 61

圖 4-7 防火時效試驗 16A3 溫度與時間關係圖 ... 61

圖 4-8 防火時效試驗 16B2 載重比與時間關係圖 ... 62

圖 4-9 防火時效試驗 16B2 位移與時間關係圖 ... 62

圖 4-10 防火時效試驗 16B2 溫度與時間關係圖 ... 63

圖 4-11 防火時效試驗 16B3 載重比與時間關係圖 ... 63

VII

圖 4-12 防火時效試驗 16B3 位移與時間關係圖 ... 64

圖 4-13 防火時效試驗 16B3 溫度與時間關係圖 ... 64

圖 4-14 防火時效試驗 16C2 載重比與時間關係圖 ... 65

圖 4-15 防火時效試驗 16C2 溫度與時間關係圖 ... 65

圖 4-16 防火時效試驗 16C3 位移與時間關係圖 ... 66

圖 4-17 防火時效試驗 16C3 溫度與時間關係圖 ... 66

圖 4-18 防火時效試驗 16C4 載重比與時間關係圖 ... 67

圖 4-19 防火時效試驗 16C4 位移與時間關係圖 ... 67

圖 4-20 防火時效試驗 16C4 溫度與時間關係圖 ... 68

圖 4-21 防火時效試驗 20C2 載重比與時間關係圖 ... 68

圖 4-22 防火時效試驗 20C2 位移與時間關係圖 ... 69

圖 4-23 防火時效試驗 20C2 溫度與時間關係圖 ... 69

圖 4-24 防火時效試驗 20C3 載重比與時間關係圖 ... 70

圖 4-25 防火時效試驗 20C3 位移與時間關係圖 ... 70

圖 4-26 防火時效試驗 20C3 溫度與時間關係圖 ... 71

圖 4-27 防火時效試驗 28C2 載重比與時間關係圖 ... 71

圖 4-28 防火時效試驗 28C2 位移與時間關係圖 ... 72

圖 4-29 防火時效試驗 28C2 溫度與時間關係圖 ... 72

圖 4-30 防火時效試驗 28C3 載重比與時間關係圖 ... 73

圖 4-31 防火時效試驗 28C3 位移與時間關係圖 ... 73

圖 4-32 防火時效試驗 28C3 溫度與時間關係圖 ... 74

圖 4-33 銲接型式之載重比歷時圖 ... 92

圖 4-34 銲接型式之位移歷時圖 ... 92

圖 4-35 寬厚比之載重比歷時圖 ... 93

VIII

圖 4-36 寬厚比之位移歷時圖 ... 95

圖 4-37 16C 系列各載重比之載重比歷時圖 ... 98

圖 4-38 16C 系列各載重比之位移歷時圖 ... 98

圖 4-39 20C 系列各載重比之載重比歷時圖 ... 99

圖 4-40 20C 系列各載重比之位移歷時圖 ... 99

圖 4-41 28C 系列各載重比之載重比歷時圖 ... 100

圖 4-42 28C 系列各載重比之位移歷時圖 ... 100

IX

照片次

照片 3-1 常溫下極限強度試驗 16A1 試驗照片 ... 30

照片 3-2 常溫下極限強度試驗 16B1 試驗照片 ... 31

照片 3-3 常溫下極限強度試驗 16C1 試驗照片 ... 31

照片 3-4 常溫下極限強度試驗 20C1 試驗照片 ... 32

照片 3-5 常溫下極限強度試驗 28C1 試驗照片 ... 32

照片 4-1 防火時效試驗 16A2 試驗照片 ... 74

照片 4-2 防火時效試驗 16A3 試驗照片 ... 75

照片 4-3 防火時效試驗 16B2 試驗照片 ... 75

照片 4-4 防火時效試驗 16B3 試驗照片 ... 76

照片 4-5 防火時效試驗 16C2 試驗照片 ... 76

照片 4-6 防火時效試驗 16C3 試驗照片 ... 77

照片 4-7 防火時效試驗 16C4 試驗照片 ... 77

照片 4-8 防火時效試驗 20C2 試驗照片 ... 78

照片 4-9 防火時效試驗 20C3 試驗照片 ... 78

照片 4-10 防火時效試驗 28C2 試驗照片 ... 79

照片 4-11 防火時效試驗 28C3 試驗照片 ... 79

照片 4-12 16A2 面外變形圖 ... 85

照片 4-13 16A3 面外變形圖 ... 86

照片 4-14 16B2 面外變形圖 ... 86

照片 4-15 16B3 面外變形圖 ... 87

X

照片 4-16 16C2 面外變形圖 ... 87

照片 4-17 16C3 面外變形圖 ... 88

照片 4-18 16C4 面外變形圖 ... 88

照片 4-19 20C2 面外變形圖 ... 89

照片 4-20 20C3 面外變形圖 ... 89

照片 4-21 28C2 面外變形圖 ... 90

照片 4-22 28C3 面外變形圖 ... 90

XI

摘 要

關鍵詞：銲接箱型柱、全滲透開槽銲、部份滲透開槽銲、高溫強度、防火 時效。

一 、 研 究 緣 起

銲接箱型鋼柱(Welded Steel Box Columns)為國內普遍用於高樓建築之

鋼柱型式。銲接箱型鋼柱之柱板由四片鋼板採用全滲透開槽銲或部分滲透 開槽銲銲接組合而成，銲道是否開裂影響柱之強度甚鉅。現行設計規範中 規定在梁柱接頭區及其上下方各一倍柱寬之範圍內及含柱續接樓層之柱 應全長採全滲透銲，惟對於在放大地震力作用下，柱之設計軸壓力在設計 軸壓強度之80%以下時，相鄰柱板間之銲接仍得以部份滲透銲為之。現行 設計規定乃針對地震力作用下銲接箱型柱之受力行為而考量，目的在避免 地震下因銲道開裂所產生的脆性破壞，影響大樓整體之穩定。但由箱型柱 火害下之破壞模式顯示火害中鋼柱破壞位置與地震作用下之破壞位置不 同，並非發生在梁柱接合區上下一倍柱寬範圍內，可能發生在採用部分滲 透銲之非梁柱接頭區。因此，本計畫針對擬採用結構試驗方式，針對全滲 透銲及部份滲透銲兩種不同之開槽銲型式對銲接組合箱型柱在高溫下破 壞模式之影響進行研究，以檢討採用部份滲透銲箱型柱在火害中之適用 性。 二 、 研 究 方 法 及 過 程 本研究案之研究工作包括資料蒐集與整理、試體規劃設計、專家座談 會、試體製作、高溫軸向載重試驗、材料機械性質試驗、實驗數據整理與 分析、分析模型之建立、相關規範條文之檢討以及報告與期刊論文撰寫等 步驟。採用的研究方法敘述如下：

XII 1. 文獻之蒐集與整理 2. 銲接箱型鋼柱試體設計與軸向載重試驗 3. 鋼板機械性質彙整 4. 銲道衝擊試驗 5. 破壞模式比較與討論 6. 規範條文適用性評估 7. 舉辦專家座談會，邀請學界、工程界等與法規制定及工程實務中設 計、施工相關單位參與討論，檢視研究內容的可行性及周延性。 8. 報告及期刊論文之撰寫

三、重要發現

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，鋼材降伏強度依不同板厚 16mm、20mm 及 28mm 分別為 387MPa、401MPa 及 393MPa，極限強度強度則分為 540MPa、539MPa 及 540MPa，極限強度強度為 527MPa，在常溫中彈性模數大約為 210000MPa。研究所 得之結果說明于后。

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

XIII 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。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，因柱板產生局部挫屈而導致銲道開裂。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。常溫下箱型柱試 驗之結果與現行設計規範相吻合。 常溫下銲道衝擊試驗值均符合 AWS 試驗溫度-29o C，27J 之規定；火害溫度為 400℃及 500℃後銲道之衝擊能量較常溫衝擊試驗下高 8%~29%。但火害溫度 1000 ℃者因試片自 1000℃急速下降至 200℃，導致銲道韌性下降，無法符合 AWS 在-29 ℃,27J 之規定。 高溫下箱型柱試驗之目的在探討柱板銲接型式、柱板寬厚比及箱型柱載重 比對箱型柱試驗高溫下行為之影響。研究結果發現，三組相同斷面尺寸、相同載 重比在相同溫度環境中，採用全滲透銲時無論開槽在翼板或開槽在腹板，高溫下 所產生的束制之反力相近，並有相近之防火時效。但若採用部分滲透銲，其防火 時效較採用全滲透銲少約 30 分鐘。此乃因為部分滲透銲銲道在柱板產生局部挫 屈後銲道較易開裂。此外，相同斷面尺寸之試體，防火時效隨著加載載重之增加 而縮短。 在寬厚比之影響方面，相同載重比下，寬厚比越大，防火時效越短。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 1x10-4 (1/min) 時，試體可能因為變形量過大而破壞。 在載重比之影響方面，箱型柱在高溫下除能承受常溫極限強度之四成 (0.4Pu,RT)，相當於常溫標稱強度之五成(0.5φPn)之計載重外，尚能抵抗因熱效應 所產生之額外載重，在500oC 的環境下，其所能承受的火害延時也可達四小時以 上。當載重比高達標稱載重之八成(0.8φPn)時，即使採用全滲透銲，箱型柱也可

XIV 能因為在高溫下因兩端點束制加上熱效應所產生之反力而導致銲道開裂，因此在 防火安全的考慮下，建議除設計載重不宜高於常溫標稱強度之五成(0.5φPn)外， 應採用適當之防火措施，如防火備付或內灌混凝土方式，以確保鋼柱火災下溫度 不會超過500oC 的溫度。此外，當箱型柱設計載重高於常溫標稱強度之五成(0.5 φPn)時，建議箱型柱柱板間應採用全滲透銲。 高溫下變形速率大於 (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。

四、主要建議事項

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性建議事項分 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 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。

XV

ABSTRACT

Keywords: steel box column, partial penetration, complete penetration, fire

Groove welded are commonly used to connect four steel plates to form a box shape. In the current specification, complete-penetration groove welds are required only for box columns within a column width away from the beam-to-column connections. However, with an initial crack at the root, fracture at the weld is possible if box column were welded by partial penetration groove weld. A proper welded detail is needed to avoid the possible fracture mode at the partial penetration groove weld of box column.

The study is aim at examining the effect of partial penetration and complete penetration grove welds on the fire behavior of welded box columns. Experimental works will be carried out to examine the strength, stiffness, ductility and inelastic behavior of box columns fabricated by partial penetration and complete penetration grove welds. This experimental works will be conducted both at room temperature and in the fire condition.

Based on the experimental works, it is suggested that steel box column should be welded by complete penetration, unless the design axial load is less than 0.5φPn. For economic and fire safety concern, steel columns should be properly protected to ensure the temperature distribution of steel column is less than 500oC.

This project comes to the immediate and long-term strategies. 1. For immediate strategies:

Add the following notes into current specifications of Limit State Design for Steel Structures:

a. For fire safety concern, complete penetration weld should be used in the welds between column plates, unless the design axial load is less than 0.5φPn。

XVI

protected to ensure the temperature of steel column is less than 500oC。 2. For long-term strategies:

The long term strategy is to establish the specifications for fire design for steel structures.

1

第一章 緒論

第一節

研究緣起與背景

一 、

研 究 緣 起 近年來，隨著環保意識的提昇，強調資源回收再利用，世界各國積極 地推動綠建築，鋼結構因其具有可回收再利用之優勢而屬於綠建築材料之 一，在加上鋼結構施工快，工期短，國內高樓建築已普遍採用鋼結構。鋼 結構在國內之發展較歐美日晚，早期鋼結構設計規範亦多直接採用美國 AISC 之規定，然因台灣地震頻繁，國內高樓建築之鋼柱多採用銲接箱型

式(Steel Welded Box)或將中空箱型柱再內灌混凝土，以提高鋼柱之抗扭轉 強度與勁度。然不論是中空之銲接箱型柱或內灌混凝土箱型柱，柱板間銲道 開裂與否對鋼柱之強度與防火時效影響甚鉅。然因國內普遍採用之銲接箱 型柱與美國之高樓建築常採用之H 型鋼柱或雙 H 型鋼柱不同。有鑑於此， 沈光誠[1]、張學誠[2]等乃針對國內普遍採用之銲接箱型柱進行一系列研究， 建立採用全滲透開槽銲及部分滲透開槽銲之箱型柱中殘留應力之分佈型 式、設計方法。 依據沈光誠[1]之研究結果顯示，由於部分滲透開槽銲不似全滲透開槽 銲銲道與鋼材間完全之熔透(圖 1a)，部分滲透開槽銲因具有一先天之裂縫 (圖 1b)，為避免銲接箱型柱在地震力作用下因銲道開裂所產生的脆性破壞， 影響大樓整體之穩定，銲接箱型柱相鄰柱板間之銲接應採用全滲透銲，此 亦成為目前鋼結構設計規範中之規定。然而若考慮放大地震力作用下，柱

2 之設 間之 範圍 與地 內 用結 接組 箱型

二

築結 間 設計軸壓力 之銲接得以 圍內仍須採 圖1a. 全 但由火場 地震作用下 ，可能發生 結構試驗方 組合箱型柱 型柱在火害

、

研 究 背 由於鋼結 結構外，使 ；另外，鋼 力在設計軸 以部份滲透 採用全滲透 全滲透開槽銲 圖1 場中觀察箱 下之破壞位 生在採用部 方式，針對 柱在高溫下 害中之適用 背 景 結構具有高 使用在高層 鋼結構可在 軸壓強度之 透銲為之， 透銲，且含 銲箱型柱 1-1 箱型 (資料來 箱型柱火害 位置不同， 部分滲透銲 對全滲透銲 下破壞模式 用性。 高強度及高 層建築中時 在工廠預製 之80%以下 惟在梁柱 含柱續接樓 圖 1 型柱柱板銲接 來源：本研 害下之破壞 並非發生 銲之非梁柱 銲及部份滲 式之影響進 高韌性的特 時，可縮小 製，除了可 下，目前設計 柱接頭區及其 樓層之柱應全 1b. 部分滲 接型式示意 研究繪製) 壞模式顯示 生在梁柱接合 柱接頭區。因 滲透銲兩種不 進行研究，以 特性，除了適 小梁柱斷面尺 可以控制鋼材 計規範亦容 其上下方各 全長採全滲 滲透開槽銲箱 意圖 示，火害中鋼 合區上下一 因此，本計 不同之開槽 以檢討採用 適合用於耐 尺寸，大幅 材品質之外 容許相鄰柱 各一倍柱寬 滲透銲。 箱型柱 鋼柱破壞位 一倍柱寬範 計畫針對擬 槽銲型式對 用部份滲透 耐震設計之 幅增多使用 外，亦可縮 柱板 寬之 位置 範圍 擬採 對銲 透銲 之建 用空 縮短

3 工期；近年來，由於環保意識及能永續經營的概念漸漸增強，鋼結構除了 本身可回收再利用外，在生產及加工過程中，產生的汙染較少，因此鋼結 構已大量使用於高樓建築工程中，如台北101 國際金融中心、高雄東帝士 大樓、汐止東科大樓、中鋼企業總部等等。 鋼結構雖然具有節能環保、韌性佳等優勢，然因鋼材耐火性能不佳， 且鋼材的力學性質受溫度的影響甚大，尤其當溫度上升至600°C 時，其降 伏強度下降至原有強度的四成以下。依據ISO 834 的升溫曲線，火場在二 十分鐘內即可升溫至 800°C，在此溫度下一般鋼材的降伏強度及彈性模數 已下降至原有強度的一成以下，顯然其強度與勁度嚴重不足，而此一特性 恐將限制鋼結構在工程實務上的應用。而為確保採用鋼結構之建築在火災 下之安全，工程上多採用防火被覆阻絕鋼結構構件溫度之上升，以彌補傳 統鋼結構耐火性能不足。但這些防火被覆不僅昂貴，施工繁複，且材質亦 可能有害人體健康不符合環保需求，又增加結構物重量，減少建築物使用 空間。此外，火災下防火被覆亦可能因結構構件變形開裂或剝落，而喪失 其原有功能。 雖然英國等歐陸國家長期投入鋼結構火害之研究，但過去之研究著重 在防火時效之探討，對鋼結構火場中之強度及破壞模式之著墨甚少，再加 上英國等國採用之鋼結構系統與國內普遍採用之抗彎矩構架與銲接箱型 柱不同，國外之研究成果無法直接引用於國內。尤其歐美各國均未採用之 銲接箱型柱，在火場中之破壞行為之相關資料甚為缺乏，為確保國內高樓 建築之防火安全，本計畫針對相鄰柱板間分別採用全滲透銲及部份滲透銲 銲接組合之鋼柱，在常溫及高溫下進行軸向壓力試驗，以探討全滲透銲及 部份滲透銲對鋼柱常溫及高溫破壞模式之影響及其差異，並針對銲接箱型 柱之防火設計提出建議。

4 本研究首先分析比較國內外箱型柱銲接型式，而後藉由常溫及高溫下大 尺寸結構試驗之結果，針對全滲透銲及部份滲透銲銲接組合箱型柱在常溫 及高溫下之行為進行探討，並比較二者在常溫及高溫下對鋼柱高溫強度、 耐火時效及破壞模式之影響，進一步研擬並提出銲接箱型柱高溫下開槽銲之 銲接型式建議。 圖1-2 局部挫屈後部分滲透開槽銲道開裂 (資料來源：本研究繪製)

第二節

研究方法

本研究案研究方法包括：(1) 文獻之蒐集與整理；(2) 銲接箱型鋼柱試 體設計與軸向載重試驗；(3) 鋼板機械性質彙整；(4) 銲道衝擊試驗；(5) 破 壞模式比較與討論；(6) 規範條文適用性評估；(7) 舉辦專家座談會，邀請 學界、工程界等與法規制定及工程實務中設計、施工相關單位參與討論， 檢視研究內容的可行性及周延性；(8) 報告及期刊論文之撰寫。流程如圖 1.3 所示，本研究預定之進度表如表 1.1 所示。

銲

道

開

裂

5 圖1.3 研究流程圖 (資料來源：本研究繪製)

文獻之收集與整理

試體設計與製作

高溫軸向載重試驗

銲道破壞模式比較

規範條文適用性評估

報告與期刊論文撰寫

銲道衝擊試驗

試體設計與製作

高溫軸向載重試驗

銲道破壞模式比較

規範條文適用性評估

鋼材機械性質彙整

報告與期刊論文撰寫

銲道衝擊試驗

鋼材機械性質彙整

6 表1-1 預定之研究進度 月次 工作項目 第一 月 第二 月 第三 月 第四 月 第五 月 第六 月 第七 月 第八 月 第九 月 第十 月 第十 一月 備 註 資料搜集及 整理 試體設計 專家座談 試體製作 試體高溫載 重試驗 材料機械性 質試驗 試驗數據整 理分析 相關規範條 文檢討 報告及期刊 論文撰寫 期中報告 06/30 期末報告 10/15 成果報告 12/2 預定進度 (累積數) 5﹪ 15﹪ 20﹪ 30﹪ 35﹪ 40﹪ 45﹪ 50﹪ 65﹪ 85﹪ 100﹪ (資料來源：本研究繪製)

7 本研究採用的研究方法及進度說明如後。 一 、 文 獻 之 蒐 集 與 整 理 收集並整理國內外相關文獻，包含高溫下裸鋼箱型鋼柱及內灌混 凝土柱箱型柱之行為等。本計畫人員對於裸鋼箱型鋼柱及內灌混凝土 箱型鋼柱高溫下受力行為已有相關之研究經驗，除將持續蒐集本年度 國內外最新之研究成果外，將著重於柱板間銲接型式對軸向受力行為 之影響。 二 、 銲 接 箱 型 鋼 柱 試 體 設 計 與 軸 向 載 重 試 驗 柱板間銲道開裂與否對鋼柱受軸力之行為與其防火時效影響甚鉅， 而銲道是否開裂與柱板面外變形量、銲接型式、銲道韌性等影響，行 為非常複雜，因此需採用結構試驗方式探討其行為。本計畫採用實尺 寸短柱試體進行高溫軸向壓力試驗進行。 三 、 鋼 板 機 械 性 質 彙 整 彙整鋼材拉力試驗所得之數據建立室溫下鋼材等之基本性質，如 降伏強度、抗壓強度、材料之基本應力-應變關係曲線等。同時亦依據 文獻或規範之資料建立鋼板高溫性質。 四 、 銲 道 衝 擊 試 驗 除銲接型式外，銲道韌性為影響柱板間銲道開裂與否之另一個重

8 要因素，研究顯示銲道之顯微組織與韌性之關係，發現針狀肥粒鐵對 於提高銲接金屬之強度及韌性均有助益；而銲道回火後，除殘留應力 釋放外，其晶像組織又再改變，因而導致強度與韌性之改變。因此， 試體規劃除短柱試體外，亦將針對銲道及熱影響區取樣後進行火害後 之衝擊試驗。 五 、 破 壞 模 式 比 較 與 討 論 由高溫及常溫試驗結果，探討比較全滲透開槽銲與部分滲透開槽 銲及其開槽位置對柱高溫下受軸力行為之影響及其適用性。 六 、 規 範 條 文 適 用 性 評 估 目前國內無相關且詳盡之設計規範建議，而國外鋼柱之設計除因 甚少採用銲接箱型柱，故無相關研究與規範條文可供參考外，規範條 文以防火時效為重點，忽略鋼柱高溫下本身強度及破壞模式之影響， 因此本研究將針對現有之條文規範進行檢討並評估其適用性。 七 、 舉 辦 專 家 座 談 會 舉辦專家座談會，邀請學界、工程界等與法規制定及工程實務中 設計、施工相關單位參與討論，檢視研究內容的可行性及周延性。

9 八 、 報 告 及 期 刊 論 文 之 撰 寫 報告之撰寫包含期中報告、期末報告及成果報告。本計畫亦會將 研究成果整理投稿。

第 三 節

文 獻 回 顧

銲接箱型柱為國內高樓建築結構普遍採用之鋼柱型式，銲接箱型柱之 受力行為與破壞模式又和美國普遍採用H 型鋼柱或 I 型鋼柱不同，有關銲 接箱型柱之重要文獻說明如下： 一 、 沈 光 誠 ， ＂ 銲 接 箱 型 柱 之 極 限 強 度 ＂ ， 碩 士 論 文 ， 國 立 台 灣 科 技 大 學 營 建 系 ， 台 北 ， 民 國 七 十 九 年 六 月 九 日 本研究在探討採用不同銲接方式、開槽方向及開槽面及初始變 形對極限強度的影響，對國內高樓建築常見之巨型銲接組立箱型柱 受力行為的影響。研究結果顯示在製作的方法上，不同的銲接方式、 開槽方向及開槽面將會產生不同的殘留應力大小。最後並綜合初始 變形及殘留應力而制訂出對箱型柱極限強度之設計曲線。本研究亦 為建立目前國內箱型鋼柱之設計規範研究之重要依據之ㄧ。

10 二 、 張 學 誠，＂ 巨 型 銲 接 箱 型 鋼 柱 之 結 構 行 為 ＂，碩 士 論 文 ， 國 立 台 灣 科 技 大 學 營 建 系 ， 台 北 ， 民 國 八 十 三 年 一 月 二 十 日 本研究結合理論分析及結構實驗的方法，探討銲接箱型鋼柱常 溫下之結構行為。研究主題包含柱板之寬厚比對柱強度與韌性之影 響、銲接開槽形式對殘留應力之形成與分佈，鋼柱軸力與彎矩作用 下的結構行為。最後依據研究成果建立箱型鋼柱設計方法。本研究 亦為建立目前國內箱型鋼柱設計規範之重要依據之ㄧ。

三 、 Fatigue performance of repairing welds and residual stress relieving for corner weld with weld defects(Koei TAKENA 、 Fumio ITOH 、 Hirosuke SHIMOKAWA 、 Chitoshi MIKI， 1989) 本研究針對採用SM58Q 鋼材、部分滲透銲箱型斷面在疲勞載 重作用下，銲道缺陷及殘留應力對柱板間銲道疲勞強度之影響進行 研究。研究顯示銲道缺陷剷除補銲後，柱板間銲道處之殘留應力可 由 0.87Fy 大幅降低至 0.11Fy，惟殘留應力之釋放對疲勞強度之提 升貢獻甚微。部分滲透銲箱型斷面屬於疲勞等級B 級，銲道缺陷剷 除補銲若背鏟後再增加 2mm 銲道補強，可確保柱板間銲道維持 B 等級之疲勞強度。

11

四 、 Influence of weld defects on fatigue strength of corner joint of box section member (Koei TAKENA 、 Fumio ITOH、 Shigery HIRANO、 Chitoshi MIKI， 2000)

本研究比較SM50Y 及 HT80 兩種鋼材採用填角銲及不同開槽 方式之部分滲透銲箱型斷面之疲勞強度。研究結果顯示，部分滲透 開槽銲在銲道底部因鋼板與鋼板間存在先天之裂縫，故常為裂縫起 始處。HT80 鋼種在 2 百萬次反覆載重作用下，疲勞強度大於 SM50Y 鋼種，但若反覆載重作用次數高於2 百萬時，HT80 鋼種的疲勞強 度低於SM50Y 鋼種。

五 、 The influence of the fabrication process on the buckling of thin-walled steel box sections (Bridge Russell Q , O’Shea Martin D , Pircher Martin 2002)

本文關於箱型柱在製造過程中引發的缺陷作一數值研究，針對 箱型柱承受軸壓力下，這些缺陷對箱型柱挫曲有何影響。結果顯示， 殘留應力是會影響箱型柱的挫曲強度、勁度及挫曲行為；而兩端固 接較簡支承增加一些勁度及極限強度。

六 、 Behaviour of thin-walled steel box sections with or without internal restraint (Bridge Russell Q , O’Shea Martin D 1998)

本文針對短鋼管軸向受壓行為進行試驗，並與採用內灌混凝土 之鋼管試體進行軸向受力行為之比較。內灌混凝土之鋼管試體代表 鋼板局部挫屈受束制之試體。研究之參數包含柱板寬厚比、試體高

12

至 130.7 之間，高寬比 0.77 至 2.91 之間，由試驗結果得知寬厚比

的大小對鋼管柱的挫屈有顯著之影響，藉由內灌混凝土可提供鋼管 柱相當之挫屈勁度。

13

第二章 箱型柱軸向受壓行為

第一節 理論背景

一、 局部挫屈行為 局部挫屈為鋼柱破壞模式的一種，局部挫屈是板受壓之行為，當板受到平 面內應力時，其挫屈強度可依(公式 2.1)表示，從公式中可以看出 k 值及寬厚比 是影響挫屈強度的主因，其中 k 值代表平行鋼板受力方向之束制條件，依據鋼板 的兩端束制及側移條件而定，而挫屈應力與寬厚比平方，亦即寬厚比愈大，挫屈 強度變低。

F

E (公式 2.1) 其中: k : 邊界束制條件及載重型態而定 E : 彈性模數 υ: 蒲松比(鋼為 0.33) b : 鋼板寬度 t : 鋼板厚度 為避免鋼柱承受壓力時，在未達降伏強度前及產生局部挫屈之脆性破壞， 目前規範將受壓鋼板之斷面性質依寬厚比不同分為四大類：塑性設計斷面、結實 斷面、半結實斷面及細長肢材斷面。塑性設計斷面 b/t λ 是指斷面達到降 伏應力後，在局部挫屈發生之前，板元素應有足夠支持續變形能力，達到應變硬

14 化的階段，此為確保斷面能達到塑性強度且能發揮結構之塑性彎矩重分配能力， 此亦為目前耐震韌性設計之基本要求。結實斷面 b/t λ 為斷面達到全面降伏 後，受壓板元素之應變能達到1/2應變硬化量，即約7到9倍之降伏應變。部份結 實斷面 λ /t λ 即為不滿足結實斷面規定，但在達降伏前，不會發生局部 挫屈破壞。細長肢材斷面 b/t λ 則屬彈性局部挫屈的破壞模式，不建議採用。 表 2-1 銲接箱型柱之寬厚比規定 全滲透銲組合箱型 柱等厚度之翼板受 撓曲或壓力 λpd λp λr 45 F 50 F 63 F F 3.5 t/cm 24 27 34 部份滲透銲組合箱 型柱等厚度之翼板 受撓曲或壓力 λpd λp λr NA 43 F 63 F F 3.5 t/cm NA 23 34 (資料來源：極限設計法規範與解說) 表2.1為目前我國規範對箱型柱之寬厚比規定。對於柱板間採用部份滲透銲 之箱型柱在柱板局部挫屈後易導致銲道開裂，無法提供塑性設計斷面所須之韌性， 故採用部分滲透銲無塑性設計斷面。

15 圖 2-1 寬厚比對受壓構材強度與變形能力之影響 (資料來源：本研究繪製) 二、 非彈性挫屈行為 柱的理論強度公式最早在西元 1744 年由 Leonard Euler 所建議之強度(公 式 2.2)，其可有效預測長柱之彈性挫屈荷重，但在當時金屬材料尚未應用在工 程上，所以只能針對一般小變形的柱應用。Euler 公式基本假設柱受通過中心的 軸向荷重，且沒有初始變形，但在現實中會有材料初始變形及殘留應力影響，且 實際結構可能進入非線性行為，導致 Euler 公式高估柱的強度，Euler 柱強度公 式，可有效預估細長柱之彈性挫屈荷重，但無法預估普通柱及短柱的行為，此為 其使用上之限制。

P

EI L (公式 2.2) E : 彈性模數 I : 斷面慣性矩

西元 1889 年 Engesser 提出切線模數理論(Tangent Modulus Theory)(公式

ε

σ

λ = b/t or λ = d/t

λ =

λ =

16 2.3)，考慮構材進入降伏階段將 Euler 公式中的彈性模數以切線模數取代，用以 預測柱在非彈性範圍的挫屈強度。

P

ETI L (公式 2.3) E_T : 材料在塑性範圍應力應變曲線的斜率

同年 Considere 提出雙模數理論(Double Modulus Theory)(公式 2.4)，亦 稱為折減模數理論。由實驗中發現，柱挫屈變形後凹面的應力隨切線模數 E_T而 增加，受彎凸面的應力隨彈性模數 E 而減少，因此採用有效模數(effective modulus)， E_R，有效模數E_R為彈性模數 E 及切線模數 E_T之函數。

P

ERI L (公式 2.4) E_R : E 及 E_T之函數 但無論是切線模數理論或雙模數理論還是無法準確預測柱的非彈性行為。 直到 1908 年，J.E Howard 提出殘留應力可能是影響非彈性柱強度的主因。鋼結 構生產或製作的過程需要一些熱處理或冷作加工，如熱軋鑄造過程、銲接、焰切、 鑽孔、冷彎等，這些施作過程或因鋼板熱漲冷縮速度不均勻，或因鑽孔、冷彎使 鋼板產生的強制變形，都會造成斷面產生殘留應力。有關於殘留應力對於柱強度 的影響直到二十世紀才開始有更進一步的探討，自 1940 年起美國理海大學針對 各斷面尺寸的型鋼及鋼板進行殘留應力的量測，並據以建立型鋼斷面殘留應力分 佈的Lehigh Pattern，確立了常溫下 H 型鋼殘留應力的分佈型式，而後建立了柱 的非彈性挫屈應力公式，如式(3.5)，其中F 為彈性極限，亦即降伏應力再扣除 殘留應力。若假設殘留應力 0.5F ，則可再簡化(公式 2.5)為式(2.6)。

17

F

F

F_E

F

_y

F

_p (公式 2.5)

F

F

F E (公式 2.6) 而沈光誠及張學誠藉由探討全滲透銲及部分滲透開銲對箱型柱強度之影響， 建立常溫下銲接箱型柱之殘留應力的分佈。火害中因無法量測殘留應力，故在實 際火場中殘留應力的分佈無法得知。然由方朝俊【12】針對或火害後箱型柱及 H 型柱的殘留應力的分佈進行量測，發現火害後殘留應力大幅降低，火害對鋼柱類 似一回火效應，使得殘留應力在高溫下釋放，故火害中殘留應力可以忽略。 圖 2-2 CP 系列試體詳細尺寸 (資料來源：方朝俊[12]) 除殘留應力外，另一個影響柱強度的因素為初始變形。鋼板或熱軋型鋼因 生產的過程，因冷卻收縮不均勻即會產生殘留應力；柱的真直與載重偏心將影響 柱的強度，實際的鋼柱會因製作過程收縮變形的影響，而無法到達真直的狀態， 不可避免會產生初始變形，導致柱承受額外的彎矩，降低鋼柱的極限強度。為避 免此彎矩影響過大，規範對於柱的初始彎曲有一容許標準，雖然鋼構廠所製鋼柱 6 2 0 4 U n i t : t / c m ^ U n i t : t / c m ^ 2 -0.49F_y +1.25F_y -0.03F_y +0.05F_y -0.40F_y 常溫下 _火害後

18 的真直度可達 1/3000，但是經由銲接組立過程中容易產生變形，因此目前國內 設計及施工規範皆以 1/1000 為容許標準。 除殘留應力及初始變形外，邊界條件對鋼柱極限強度影響亦甚鉅，目前用 以預估鋼柱強度之公式對於邊界條件均以有效長度係數 k 表示，鋼柱之挫屈強度 與有效長度係數成平方反比。實際結構中柱的兩端束制介於固接與鉸接之間，亦 即 k=0.5 與 k=1.0，而設計上為簡化分析過程，往往將實際邊界條件假設為固接 或鉸接。 圖 2-3 有效長度係數理論模型 (資料來源：本研究繪製) 三、 箱型柱之設計 國內現行設計規範包含極限設計法及容許應力設計法，此二規範對銲接箱 型柱設計強度之規定說明如下。 (1) 極限設計法規範銲接箱型受壓構材 銲接箱型受壓斷面肢材之寬厚比小於或等於部份結實斷面時，其設計 強度為 P 。 0.5L L P P

19 其中， 0.85 P A F (公式2.7) 當 λ 1.5 F 0.211λ 0.57λ 0.06λ 1.0 F (公式2.8) 當 λ 1.5 F . (公式2.9) 其中 λ L F E (公式2.10) A : 構材之全斷面積； F : 標稱降伏應力； E : 彈性模數； k : 有效長度係數； L : 構材之無側撐長度； r : 對挫屈平面之較小迴轉半徑。 (2) 容許應力設計法規範銲接箱型受壓構材 銲接箱型受壓構材之斷面肢材寬厚比滿足結實或部份結實斷面之規定 時，其容許壓應力為： 當

C

F 0.6 0.60 C 1.14 C 0.085 C 1.0 F (公式2.11) 當

C

F . π (公式2.12)

21

第三章 箱型柱軸向載重試驗與分析

第一節 試體規劃與設計

銲接箱型柱為國內高樓普遍使用之型式。箱型柱之斷面大多在 500mm 以上， 板厚也在 20mm 至 50mm 間，甚至可達 80mm 以上。由於銲接箱型柱之強軸及弱軸 強度接近，且其勁度及抗扭性皆良好，故具有較佳之抗震能力。國內高樓建築所 常使用之銲接組立箱型柱採用四塊鋼板銲接而成，柱板間銲道可區分為全滲透銲 及部分滲透銲兩種，而銲接箱型柱依開槽位置不同又可分為翼板開槽及腹板開槽。 開槽於翼板處是目前國內常見的方式；開槽於腹板則常見於厚板銲接，此乃為避 免銲接處鋼板母材層間撕裂。由於採用厚板銲接時較易因銲道冷卻收縮造成柱板 產生板厚層間撕裂，若銲道開槽改為腹板則可避免層狀撕裂撕裂影響。惟採用腹 板開槽時，腹板開槽處板厚減少，若板厚太薄時銲接時易產生過份溶融現象。 部分滲透銲板與板之接合處僅部分板厚以銲道連接，而未連結部分就相當 於一天然裂縫，當柱板發生局部挫屈現象後，柱板間部分滲透銲，較難以承受面 外之拉應力，裂縫尖端之應力相當大，使得裂縫繼續延伸，最後導致整個銲道裂 開，而此種在半滲透銲位置產生銲道開裂現象與柱板之局部挫屈行為互相影響， 且使得採用半滲透銲接箱型柱韌性低，無法達到塑性設計斷面 λ_pd 之要求。 由於抗彎矩構架中梁柱接頭區韌性要求高，為避免接頭區柱板因部分滲透 銲而產生脆性破壞，現行極限強度設計規範第十三章耐震設計的規定「．．．銲 接箱型柱中，相鄰柱板間之銲接應以全滲透銲為之，但在放大地震力作用下，若 柱之設計壓力在設計軸壓強度 P 之 80%以下，則相鄰柱板間之銲接得以採用部

22 分滲透銲，惟在梁柱接頭區內上下一倍柱寬範圍仍須採用全滲透銲為之．．．」。 在接頭區外採用半滲透銲之原因主要是在於可減少銲料。因接頭區外之柱未承受 太大之彎矩，半滲透應已足夠，惟若柱承受較高之軸力，其柱板會有局部挫屈而 導致柱板開裂之可能性。 軸向載重之試體採用兩種銲接型式，全滲透銲及部分滲透銲。部分滲透銲又 包含三種不同寬厚比。軸向載重試驗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。試體設計依據規範銲接箱型柱之寬厚 比規定取部份結實斷面、結實斷面及塑性設計斷面，而因部份滲透銲在銲接上有 先天的缺陷故達不到塑性斷面韌性之要求，因此採用部分滲透銲之試體28C1標示 為未達塑性斷面。全滲透銲採兩種開槽位置，分別為開槽於翼板及開槽於腹板， 探討常溫下之受力行為。試體合計5支，柱高皆為2000mm，鋼材皆採用SN490B， 鋼材降伏強度依不同板厚16mm、20mm及28mm分別為387MPa、401MPa及393MPa，極 限強度強度則分為540MPa、539MPa及540MPa，在常溫中彈性模數大約為210000MPa， 高溫下鋼材機械性質折減如表3.1。各溫度應力應變曲線如圖3.3；各試體尺寸及 斷面性質如圖3.1及表3.2。 表 3-1 高溫中鋼材機械性質之折減係數 溫度(℃) F _T/F _{.RT ET/ERT} RT 1.00 1.00 200 1.00 1.00 300 0.85 0.93 400 0.74 0.88 500 0.68 0.72 600 0.41 0.43 (資料來源：本研究整理)

23 (a) 全滲透銲開槽 - 翼板開槽 (b) 全滲透銲開槽 - 腹板開槽 圖 3-1 全滲透銲試體尺寸詳圖 (資料來源：本研究繪製) Detail A 2000 2000

SEC. A-A SEC. B-B

Detail A Detail A

2000 2000

SEC. A-A SEC. B-B

2000

SEC. A-A SEC. B-B

Detail B Detail B

2000 2000

SEC. A-A SEC. B-B

2000 2000

24 圖 3-2 部份滲透銲試體尺寸詳圖 (資料來源：本研究繪製) PPF-28 PPF-28 PPF-20 Detail C PPF-34 PPF-34 16C 系列試體 28C 系列試體 20C 系列試體

25 圖 3-3 SN490B 高溫下應力應變曲線 (資料來源：依中鋼公司測試資料整理) 表 3-2 試體尺寸及斷面性質表 試體編 號 斷面尺寸 寬厚比 試體長度 (cm) 斷面積 (cm ) 斷面性質 16A1 550x550x16x16 32 200 342 _{部份結實斷面} 16B1 550x550x16x16 32 ₂₀₀ 342 _{部份結實斷面} 16C1 550x550x16x16 32 ₂₀₀ 342 部份結實斷面 20C1 550x550x20x20 26 ₂₀₀ 424 結實斷面 28C1 500x500x28x28 _{16 200} 529 未達塑性斷面 註：A-全滲透銲開槽在翼板、B-全滲透銲開槽在腹板、C-部分滲透銲開槽在翼板、 RT-常溫(room temperature)。 (資料來源：本研究規劃) 0 100 200 300 400 500 600 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Str ess (MPa) Strain (mm/mm) RT 200℃ 300℃ 400℃ 500℃ 600℃

26 常溫下鋼柱之極限強度以結構破壞試驗方式進行。而因筆者之研究團隊對鋼 柱之高溫下極限強度已有累積相當之經驗，且受制於有限之試驗經費與試驗時間， 鋼柱高溫下極限強度則採用有限元素分析進行模擬。 一、 試驗步驟 研究中常溫試驗裝置如圖3.4 所示，在試體之間架設軸向位移計，其目的在 量測試驗之軸向位移量，及以避免偏心加載的情況發生。 圖 3-4 軸向試驗架設示意圖 (資料來源：本研究繪製) 試驗步驟說明於后: 1. 量測各個試體斷面尺寸以及試體長度並且記錄。 2. 將試體放置至移動基座中心。

27 3. 確認資料擷取系統並確認訊號正常。 4. 將試體放置於油壓機下方中心並定心定平，進行預壓 5 公噸以內。 5. 架設軸向位移計。 6. 資料擷取系統測試若無問題，開始加載，並記錄加壓時間、日期。 7. 隨時觀測載重的變化並且注意試體的極限載重。 8. 持續加載直到當載重讀數降至極限載重的 70%即停止試驗，拆除軸向位移計 之後將試體卸下，並記錄實際極限載重。 9. 試體破壞模式拍照。

第二節 試驗結果與討論

本研究共計16支銲接箱型柱試驗，其中5支試體為常溫下極限強度試驗。常 溫下極限強度試驗目的在於建立箱型柱基本資料，以作為後續高溫試驗加載之參 考依據。試驗結果依銲接型式及寬厚比分為兩系列探討並針對極限強度、勁度及 破壞模式等行為進行探討。常溫下試驗極限強度如表3.3所列，其中各試體之預 估強度乃依據極限設計規範所得計算結果；各試體載重-位移圖如圖3.5。 一、銲接型式之影響 在銲接型式影響方面，分別針對全滲透銲開槽於翼板之16A1試體、全滲透銲 開槽於腹板之16B1試體及部分滲透銲之16C1試體進行討論。由表3.4得知編號 16A1、16B1及16C1等試體因銲接型式及開槽位置不同，其極限強度亦不同。編號 16B1之試體極限強度為最高12439KN，編號16A1之試體極限強度為11537KN，其強 度為編號16B1試體的0.93倍；編號16C1之試體極限強度為10830KN，其強度為編 號16B1試體的0.87倍，三組試體破壞型式均為局部挫屈。由表3.4得知編號16A1 之試體與編號16B1之試體兩者韌性係數相同為2.1，編號16C1之試體韌性係數為

28 1.5，由此可知採用全滲透銲接之試體韌性較採用部分滲透銲接佳。綜合言之， 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%，勁度及韌性也高於部分滲透銲接。 二、 寬厚比之影響 在寬厚比之影響方面採用部分滲透銲開槽於翼板，但寬厚比不同的三支試 體，包含寬厚比為 32 之 16C1 試體、寬厚比為 26 之 20C1 試體及寬厚比為 16 之 28C1 試體。試體之斷面性質參照表 3.3 其中編號 16C1 之試體屬於半結實斷面、 編號 20C1 之試體屬於結實斷面，而編號 28C1 之試體寬厚比較小，但未達塑性斷 面韌性需求之規定。由表 3.3 得知，編號 16C1 之試體極限強度為 10830KN，編 號 20C1 之試體極限強度為 14225KN，編號 28C1 之試體極限強度為 19571KN，由 此可知鋼柱之極限強度隨著寬厚比之減小而提高。由圖 3.4 可知此三支試體的初 始勁度並無差異，但由表 3.4 得知編號 16C1 之試體韌性係數為 1.5，編號 20C1 之試體韌性係數為 1.7，編號 28C1 之試體韌性係數為 5.6，韌性係數隨著寬厚比 變小而有明顯之提升。 試體破壞模式隨著寬厚比變小由局部挫屈變成銲道開裂，編號 20C1 之試體 及編號 28C1 之試體寬厚比較小，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因局部挫屈導致銲道開裂。因此若要確保鋼柱 之韌性，除了寬厚比之要求外，柱板間銲道不建議採用部分滲透銲。

29 表 3-3 試體常溫試驗結果 試體 編號 試體尺寸 寬厚 比 預估 強度 Pn (KN) 標稱 強度 φPn (KN) 試驗 強度 Pexp (KN) 試驗強度/ 預估強度 Pexp / Pn 破壞模式 16A1 550x550x16x16 32 11556 9823 11537 1.00 局部挫屈 16B1 550x550x16x16 32 11556 9823 12439 1.08 局部挫屈 16C1 550x550x16x16 32 11556 9823 10830 0.94 局部挫屈 20C1 550x550x20x20 26 14342 12191 14225 0.99 局部挫屈 後銲道開 裂 28C1 500x500x28x28 16 17825 15151 19571 1.10 局部挫屈 後銲道開 裂 (資料來源：本研究整理) 表 3-4 試體常溫降伏強度與韌性 試體編號 寬厚比 降伏強度 Py(KN) y 試驗強度 Pexp(KN) u Δu Δy 16A1 32 _{8950 3.6 11537 7.7 2.1} 16B1 32 _{8355 6.3 12439 13.4 2.1} 16C1 32 _{8945 5.0 10830 7.6 1.5} 20C1 26 _{12156 5.6 14225 9.7 1.7} 28C1 16 _{14341 5.4 19571 30.1 5.6} (資料來源：本研究整理)

30 圖 3-5 各試體常溫下載重變形圖 (資料來源：本研究試驗結果繪製) 照片3-1 常溫下極限強度試驗16A1 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝) 0  5000  10000  15000  20000  25000  0  10  20  30  40  50  Fo rc e   (KN) Displacement  (mm) 16A1 16B1 16C1 20C1 28C1

31

照片3-2 常溫下極限強度試驗16B1 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)

照片3-3 常溫下極限強度試驗16C1 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)

32

照片3-4 常溫下極限強度試驗20C1 試驗照片 (資料來源：本研究拍攝)

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 表 3-5 衝擊試驗結果 試體編號 加熱溫度 (℃) 加熱時間 (min) 試片尺寸 (mm) 衝擊試驗 溫度(℃) 吸收能(J) A1-1 RT 10×10×55 -29 58 A2-1 81 A3-1 39 A4-1 63 A1-2 400℃ 765 61 A2-2 87 A3-2 51 A4-2 89 B1-1 RT 10×10×55 -29 50 B2-1 74 B3-1 58 B4-1 127 B1-2 500℃ 361 38 B2-2 77 B3-2 25 B4-2 139 C1-1 RT 10×10×55 -29 47 C2-1 70 C3-1 70 C4-1 118 C1-2 1000℃ 263 63 C2-2 9 C3-2 16 C4-2 8

36 D1-1 RT 10×10×55 -29 47 D2-1 67 D3-1 55 D4-1 99 D1-2 400℃ 1123 37 D2-2 97 D3-2 62 D4-2 113 (資料來源:本研究整理) 圖 3-7 編號 A-2 系列升溫歷時圖 (資料來源:本研究整理) 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0 60 120 180 240 300 360 420 te m p e rat u re  ( ℃ ) tiime (min) A1‐2 A2‐2 A3‐2 A4‐2 標準升溫曲線

(℃ ) (℃ ) 圖 圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0  te m p e rat u re  ( ℃ ) 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0  te m p e rat u re  ( ℃ ) 圖 3-8 編號 (資料來 圖 3-9 編號 (資料來 60  120  60  120 號 B-2 系列 來源:本研究 號 C-2 系列 來源:本研究 180  24 time (mi 0  180  24 time (m 列升溫歷時 究整理) 列升溫歷時 究整理)  40  300  in) 40  300  in) 時圖 時圖 360  420  B1‐2 B2‐2 B3‐2 B4‐2 360  420  C1‐2 C2‐2 C3‐2 C4‐2   37

38 (℃ ) 0 30 60 90 120 150 0 吸收能(J) 2 圖 圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0  te m p e rat u re  ( ℃ ) 0 250 7 3-10 編號 (資料來 圖 3-11 衝 (資料來 60  120  500 溫 號 D-2 系列 來源:本研究 衝擊試驗結 來源:本研究 180  24 time (mi 750 溫度 (℃) 列升溫歷時 究整理) 結果比較圖 究整理) 0  300  3 in) 1000 時圖 圖 360  420  D1‐2 D2‐2 D3‐2 D4‐2 1250 A試體 B試體 C試體 D試體 A試體 B試體 C試體 D試體 體-常溫 體-常溫 體-常溫 體-常溫 體-400℃ 體-500℃ 體-1000℃ 體-400℃  

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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 圖 3-12 有限元素分析網格化示意圖 (資料來源：本研究分析繪製) 二、 分析結果討論 本節僅針對不同板厚的箱型柱高溫極限強度進行分析比較，目的在探討溫 度及寬厚比對高溫極限強度之影響。分析之試體包含寬厚比 16、26 及 32 之試體， 試體斷面尺寸如表 3.6。 表 3-6 常溫下試驗與分析之極限強度比較 對應試體 編號 斷面尺寸 寬厚 比 溫度 試驗強度 Pexp(KN) 分析值 Ansys(KN) 分析值/ 試驗強度 16A 550x550x16x16 32 RT 11537 11439 0.99 16B 12439 0.92 16C 10830 1.06 20C 550x550x20x20 26 RT 14225 15123 1.06 28C 500x500x28x28 16 RT 19571 20715 1.08 (資料來源：本研究結果整理)

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 圖3-13 寬厚比32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) 圖3-14 寬厚比26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) 0  5000  10000  15000  20000  25000  0  10  20  30  40  50  Fo rc e  (KN) Dis (mm) 試驗值 分析值 0  5000  10000  15000  20000  25000  0  10  20  30  40  50  Fo rc e  (KN) Dis (mm) 試驗值 分析值

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 圖 3.19 至圖 3.21 為寬厚比 32、26 及 16 之各溫度極限強度分析之載重變 形圖。表 3.7 為依據現行極限設計規範之箱型柱設計公式(公式 3.7~3.9)但採用 表 3.1 所提供之高溫下鋼材機械性值折減係數所計算出的試體預估強度 Pd，與 不同寬厚比在高溫所得之極限強度分析值 Pu。由表 3.7 得知，若採用鋼材高溫 機械性質代入現行箱型柱設計規範可能導致高估箱型柱高溫下極限強度情形。此 乃因為常溫下箱型柱設計強度及彈性模數之影響，而降伏強度與彈性模數隨溫度 升高改變之趨勢不同，故採常溫下箱型柱之設計公式無法直接應用於高溫下。隨 著溫度的升高鋼柱之極限強度也隨之降低現象，但因溫度的升高鋼柱開始產生軟 化，使得高溫下鋼柱之韌性係數有逐漸增大的趨勢，此亦顯示高溫下韌性並非控 制鋼柱設計之因素。 P A F (3.7) 當 λ 1.5 F 0.211λ 0.57λ 0.06λ 1.0 F (3.8) 其中 λ L F E (3.9) 表 3.8 為採用常溫下箱型柱設計公式(3.7~3.9)預估強度及不同寬厚比分析 值在高溫下與常溫的比值，圖 3.22 預估強度及不同寬厚比分析值在高溫下之折 減係數比較圖。由圖上可發現三種不同寬厚比分析值之折減其折減趨勢差異不大， 從表 3.8 來看，在 500℃時三組寬厚比之極限強度皆可保有常溫中的 70%，但當 溫度 600℃時，極限強度接僅剩常溫下的 40%左右。與預估值來比較，在溫度 300 ℃時分析值強度為常溫中的 95%，預估值在溫度 300℃時強度為常溫下的 85%； 在溫度 400℃時強度為常溫中的 90%，預估值在溫度 400℃時其強度卻僅有常溫 下的 70%，明顯在溫度 300℃與 400℃時分析所預估的高溫極限強度有偏高的傾 向，不過在溫度 500℃及 600℃時預估值與分析值之差異性就較小。因此若直接 採用常溫下箱型柱之設計公式及高溫下鋼材之機械性質則高估箱型柱高溫極限 強度 4%~38%。

46 圖 3-19 寬厚比 32 之分析高溫下極限強度載重變形圖之比較 (資料來源：本研究繪製) 圖 3-20 寬厚比 26 之分析高溫下極限強度載重變形圖之比較 (資料來源：本研究繪製) 0.0  0.2  0.4  0.6  0.8  1.0  1.2  0  10  20  30  40  50  60  Fo rc e  (KN) Dis (mm) RT 200  300  400  500  600  0.0  0.2  0.4  0.6  0.8  1.0  1.2  0  10  20  30  40  50  60  Fo rc e  (KN) Dis (mm) RT 200  300  400  500  600 

47 圖 3-21 寬厚比 16 之分析高溫下極限強度載重變形圖之比較 (資料來源：本研究繪製) 圖 3-22 預估值與不同寬厚比分析及 Fy 和 E 值之極限強度折減比較圖 (資料來源：本研究繪製) 0.0  0.2  0.4  0.6  0.8  1.0  1.2  0  10  20  30  40  50  60  Fo rc e  (KN) Dis (mm) RT 200  300  400  500  600  0 0.3 0.6 0.9 1.2 0 200 400 600 800 Pu / Pu.R T 溫度 (℃) 預估值 b/t=32 b/t=26 b/t=16 Fy E

48 表 3-7 高溫下不同寬厚比之分析結果 寬厚 比 試驗溫度 預估強度 Pn(KN) 分析 強度 Pu(KN) Pu/Pn 極限 變位 u 降伏 變位 y Δu Δy 32 RT 11556 11439 0.99 10.7 5.4 2.0 200℃ 11556 10821 0.94 11.4 5.4 2.1 300℃ 9835 10827 1.10 16.0 5.8 2.8 400℃ 8570 9942 1.16 15.9 4.0 4.0 500℃ 7866 8209 1.04 14.9 5.0 3.0 600℃ 4742 5347 1.13 14.0 3.6 3.9 26 RT 14342 15123 1.05 17.0 7.0 2.4 200℃ 14342 14387 1.00 19.7 7.5 2.6 300℃ 12200 14683 1.20 24.2 8.1 3.0 400℃ 10630 13387 1.26 23.7 6.0 3.9 500℃ 9757 10846 1.11 21.2 6.7 3.2 600℃ 5882 6968 1.18 20.1 3.9 5.1 16 RT 17825 20174 1.13 26.7 6.7 4.0 200℃ 17825 19792 1.11 33.6 6.8 4.9 300℃ 15170 19783 1.30 31.9 8.0 4.0 400℃ 13221 18202 1.38 32.5 8.0 4.1 500℃ 12131 14736 1.21 32.0 6.3 5.0 600℃ 7313 9438 1.29 33.2 3.6 9.2 (資料來源：本研究整理) 表 3-8 高溫下箱型柱分析強度折減係數之比較 P /P _.RT 預估強度折減係數 b/t=32 b/t=26 b/t=16 RT 1.00 1.00 1.00 1.00 200℃ 1.00 0.95 0.95 0.96 300℃ 0.85 0.95 0.97 0.96 400℃ 0.74 0.87 0.89 0.88 500℃ 0.68 0.72 0.72 0.71 600℃ 0.41 0.47 0.46 0.46 (資料來源：本研究整理)

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第四章 銲接箱型柱之高溫結構行為

高樓防火安全為建築物防災中重要支一環，為確保建築結構之防火安全，建 築技術規則設計施工編第七十條規定，在柱構件部分自頂層算起一至四樓必須有 一小時防火時效，四至十四樓必須有兩小時防火時效，十五樓以上必須有三小時 防火時效，如表4.1。 表4-1 建築技術規則規定之建築物各部分防火時效 構造物 自頂層起算 不超過四層 之各樓層 自頂層起算超過第四層 至第十四層之各樓層 自頂層起算 第十五層 牆 壁 外 牆 承重牆 一小時 一小時 二小時 非 承 重 牆 防火帶以 內部份 一小時 一小時 一小時 防火帶以 外部份 半小時 半小時 半小時 分間牆 一小時 一小時 一小時 樑 一小時 二小時 三小時 柱 一小時 二小時 三小時 樓地板 一小時 二小時 二小時 屋頂 半小時 (資料來源：本研究整理) 在高樓鋼結構中，鋼柱往往因為端點受鋼梁勁度及上部結構物載重之影響， 造成在鋼柱端點的束制力較高，使得鋼柱在兩端點上無法自由伸長或轉動。但在 火災發生時，由於鋼材的熱膨脹及端點束制，會造成鋼柱在高溫下產生額外內應 力，即所謂熱效應引致之內力，使得鋼柱在受火災時，承受之載重增加，進而導

50 致鋼柱之破壞。若在所須之防火時效內鋼柱試體能抵抗初始載重與熱效應產生之 反力則鋼柱不會破壞。影響束制鋼柱高溫下反力大小之可能因素有三，第一為鋼 柱端點束制的勁度；第二為鋼柱溫度變化；第三則是鋼柱所承受的載重。 鋼柱端點束制狀況與樓版及鋼柱所連結之鋼梁間之相對勁度與強度有關。相 對而言，中低樓層鋼柱之端點束制較頂樓高；中間跨鋼柱端點束制又較邊跨高。 由於鋼材之強度與勁度隨溫度之增加而降低，故鋼柱之強度亦隨著溫度升高而降 低，箱型柱高溫下強度之折減可參考第三章分析所得結果。常溫下鋼柱的標稱強 度(Pn)依其斷面尺寸不同而有差異，載重比(外加載重與標稱強度之比值)則可用 以作為不同斷面尺寸鋼柱承受不同載重大小之比較基準。本章針對銲接箱型柱在 端點束制時使用不同載重比及寬厚比對鋼柱在高溫下火害延時之影響進行探 討。

第一節 試驗規劃

本試驗之目的為採用高溫結構試驗模擬建築結構物中銲接箱型鋼柱受火害 之型為行為。位於結構系統中之鋼柱因受周圍相鄰鋼梁及樓版束制，使其在溫度 升高時無法自由伸展，為模擬實際結構中鋼柱在承受服務載重下受火之行為，試 驗時在常溫狀態下給一固定的設計載重後再開始升溫。 常溫下試體加載開始升溫後，試體會因為熱膨脹和端點束制而產生反力，然 因鋼材強度隨溫度升高而降低，當到達某一溫度後，鋼柱反力開始下降，此時將 可能出現兩種行為，其一，試體因為所加載之載重過大或溫度過高，會造成升溫 所產生的反力值降為零，當反力降為零後，將載重維持在原設計載重，試體若無 法承受原設計載重，則會因為變形量遽增大而破壞；其二，試體在到達所規劃之 溫度及時間歷時，因溫度升高而增加的反力不會降為零，試體尚未破壞，此時鋼 柱承受之載重大於常溫加載載重，表示鋼柱並未因溫度升反力增加及鋼柱本身強 度下降而尚失其原有承載能力。 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。 表4-2 試體尺寸表 試體編號 標稱強度 φPn,(KN) 常溫試驗 強度 Pexp (KN) 設計載重 (KN) 設計載重/ 常溫試驗強度 設計載重/ 標稱強度 16A2 9823 11537 7858 0.68 0.80 16A3 9823 11537 4611 0.40 0.47 16B2 9823 12439 7858 0.63 0.80 16B3 9823 12439 4974 0.40 0.51 16C2 9823 10830 4316 0.40 0.44 16C3 9823 10830 5396 0.50 0.55 16C4 9823 10830 7858 0.73 0.80 20C2 12191 14225 9751 0.69 0.80 20C3 12191 14225 7112 0.50 0.58 28C2 15151 19571 7828 0.40 0.52 28C3 15151 19571 12125 0.62 0.80 (資料來源：本研究整理)