（科技部 GRB 編號） PG10502-0015
含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究
受 委 託 者 ： 國立交通大學 研 究 主 持 人 ： 陳誠直 研 究 員 ： 林政億 研 究 助 理 ： 張維仁、王彥筌、蔡旻諺 研 究 期 程 ： 中華民國 105 年 2 月至 105 年 12 月 研 究 經 費 ： 新臺幣 160 萬元內政部建築研究所委託研究報告
中華民國 105 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）目次 I
目次
目次 ... I 表次 ... III 圖次 ... V 摘要 ... XI 第一章 概論... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的... 3 第三節 研究方法... 3 第二章 規範與文獻回顧 ... 5 第一節 耐火試驗法 ... 5 第二節 設計規範與防火規定 ... 7 第三節 文獻回顧... 8 第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 ... 17 第一節 試體規劃與設計 ... 17 第二節 實驗設備與設置 ... 21 第三節 量測儀器... 25 第四節 實驗步驟... 29 第四章 實驗結果與討論 ... 31 第一節 實驗結果... 31 第二節 結果討論... 51 第五章 有限元素分析 ... 55 第一節 鋼材之高溫性質 ... 55 第二節 混凝土之高溫性質 ... 60 第三節 ABAQUS 之模擬方法與步驟 ... 64II 第四節 有限元素分析結果與討論 ... 69 第六章 結論與建議 ... 81 第一節 結論... 81 第二節 建議... 82 附錄一 試體設計... 83 附錄二 試體設計圖 ... 87 附錄三 審查意見與答覆 ... 93 參考書目 ... 105
表次 III
表次
表 2-1 建築物防火構造應具有之防火時效 ... 7 表 2-2 CARDINGTON 構架防火試驗 ... 9 表 3-1 試體編號及構件尺寸 ... 19 表 5-1 溫度變化下力學性質折減係數 ... 57 表 5-2 混凝土高溫下抗壓強度之折減係數、降伏應變與極限應變 ... 61 表 5-3 試體 BM-CP 受火梁之溫度測點與分析比較 ... 70 表 5-4 試體 BM-UNCP 受火梁之溫度測點與分析比較 ... 73圖次 V
圖次
圖 1-1 小梁與大梁常用接合型式 ... 2 圖 1-2 研究流程圖 ... 4 圖 2-1 標準升溫曲線 ... 6 圖 2-2 鋼承板與剪力釘之規定 ... 8 圖 2-3 CARDINGTON 構架防火試驗結構平面圖 ... 9 圖 2-4 平面配置圖 ... 10 圖 2-5 接合細節 ... 10 圖 2-6 均佈載重下樓版薄膜效應形成過程 ... 11 圖 2-7 PAKALA 等人(2012)試驗設置圖... 12 圖 2-8 樓版勁度與實驗之撓度比較關係 ... 13 圖 2-9 單連接板剪力接頭之應力分布及變形示意圖 ... 14 圖 2-10 單角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖 ... 15 圖 2-11 雙角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖 ... 15 圖 3-1 各一跨之梁與樓版子結構 ... 17 圖 3-2 試體結構平面圖 ... 18 圖 3-3 試體 BM-CP 剪力接頭詳圖 ... 20 圖 3-4 試體 BM-UNCP 剪力接頭詳圖 ... 20 圖 3-5 防火實驗中心之複合實驗爐 ... 21 圖 3-6 樓版試體框詳圖 ... 22 圖 3-7 樓版試體框 ... 22 圖 3-8 樓版試體框示意圖 ... 23 圖 3-9 試體與樓版試體框組裝示意圖 ... 23VI 圖 3-10 實驗設置示意圖 ... 24 圖 3-11 載重塊設置示意圖 ... 24 圖 3-12 熱電偶測點平面配置圖 ... 25 圖 3-13 CNS 熱電偶測點配置斷面位置規定 ... 26 圖 3-14 試體 BM-CP 小梁熱電偶測點配置斷面位置 ... 26 圖 3-15 試體 BM-UNCP 小梁熱電偶測點配置斷面位置 ... 26 圖 3-16 受火小梁熱電偶測點配置斷面圖 ... 27 圖 3-17 未受火大梁熱電偶測點配置斷面圖 ... 27 圖 3-18 試體 BM-CP 剪力接頭熱電偶設置圖 ... 27 圖 3-19 試體 BM-UNCP 剪力接頭熱電偶設置圖 ... 27 圖 3-20 樓版位移測點平面配置圖 ... 28 圖 4-1 試體 BM-CP 爐內升溫曲線 ... 33 圖 4-2 試體 BM-CP 爐內升溫與降溫曲線 ... 33 圖 4-3 試體 BM-CP 受火梁撓曲變形-時間關係圖 ... 34 圖 4-4 試體 BM-CP 受火梁各時間撓曲變形曲線圖 ... 34 圖 4-5 試體 BM-CP 樓版 LINE 1 各時間撓曲變形曲線圖 ... 35 圖 4-6 試體 BM-CP 樓版 LINE 2 各時間撓曲變形曲線圖 ... 35 圖 4-7 試體 BM-CP 樓版 LINE 3 各時間撓曲變形曲線圖 ... 35 圖 4-8 試體 BM-CP 樓版 LINE 4 各時間撓曲變形曲線圖 ... 36 圖 4-9 試體 BM-CP 樓版 LINE 5 各時間撓曲變形曲線圖 ... 36 圖 4-10 試體 BM-CP 受火梁 C 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 37 圖 4-11 試體 BM-CP 受火梁 D 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 37 圖 4-12 試體 BM-CP 受火梁 E 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 38 圖 4-13 試體 BM-CP 耐火試驗後外觀 ... 38
圖次 VII 圖 4-14 試體 BM-CP 剪力接頭試驗後外觀 ... 39 圖 4-15 試體 BM-CP 螺栓孔試驗後外觀 ... 39 圖 4-16 試體 BM-CP 樓版試驗後整體外觀 ... 40 圖 4-17 試體 BM-CP 樓版試驗後局部外觀 ... 40 圖 4-18 試體 BM-CP 樓版試驗後底部外觀 ... 40 圖 4-19 試體 BM-UNCP 爐內升溫曲線 ... 43 圖 4-20 試體 BM-UNCP 爐內升溫與降溫曲線 ... 43 圖 4-21 試體 BM-UNCP 受火梁撓曲變形-時間關係圖 ... 44 圖 4-22 試體 BM-UNCP 受火梁各時間撓曲變形曲線圖 ... 44 圖 4-23 試體 BM-UNCP 樓版 LINE 1 各時間撓曲變形曲線圖 ... 45 圖 4-24 試體 BM-UNCP 樓版 LINE 2 各時間撓曲變形曲線圖 ... 45 圖 4-25 試體 BM-UNCP 樓版 LINE 3 各時間撓曲變形曲線圖 ... 45 圖 4-26 試體 BM-UNCP 樓版 LINE 4 各時間撓曲變形曲線圖 ... 46 圖 4-27 試體 BM-UNCP 樓版 LINE 5 各時間撓曲變形曲線圖 ... 46 圖 4-28 試體 BM-UNCP 受火梁 C 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 47 圖 4-29 試體 BM-UNCP 受火梁 D 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 47 圖 4-30 試體 BM-UNCP 受火梁 E 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 48 圖 4-31 試體 BM-UNCP 耐火試驗後外觀 ... 48 圖 4-32 試體 BM-UNCP 剪力接頭耐火試驗後外觀 ... 49 圖 4-33 試體 BM-UNCP 梁端下翼板與剪力板接觸痕跡 ... 49 圖 4-34 試體 BM-UNCP 螺栓耐火試驗後外觀 ... 50 圖 4-35 試體 BM-UNCP 樓版耐火試驗後整體外觀 ... 50 圖 4-36 試體 BM-CP / BM-UNCP 小梁跨度中點撓曲變形-時間關係圖 ... 52 圖 5-1 溫度變化下 SN490B 鋼材之應力應變關係 ... 56
VIII 圖 5-2 溫度變化下 S10T 螺栓之應力應變關係 ... 56 圖 5-3 受溫度影響之鋼材熱傳導係數 ... 57 圖 5-4 受溫度影響之鋼材比熱 ... 58 圖 5-5 受溫度影響之鋼材熱伸長率 ... 59 圖 5-6 高溫下混凝土之應力應變關係圖 ... 60 圖 5-7 溫度變化下混凝土之應力應變關係 ... 61 圖 5-8 受溫度影響之常重混凝土熱傳導係數 ... 62 圖 5-9 受溫度影響之常重混凝土比熱 ... 63 圖 5-10 受溫度影響之常重混凝土熱伸長率 ... 63 圖 5-11 模型加載示意圖 ... 65 圖 5-12 ABAQUS 分析流程圖 ... 66 圖 5-13 分析元素 ... 68 圖 5-14 有限元素分析模型之網格劃分 ... 68 圖 5-15 試體 BM-CP 受火梁 C 斷面之溫度測點-時間關係比較圖 ... 70 圖 5-16 試體 BM-CP 受火梁 D 斷面之溫度測點-時間關係比較圖 ... 71 圖 5-17 試體 BM-CP 受火梁 E 斷面之溫度測點-時間關係比較圖 ... 71 圖 5-18 試體 BM-CP 受火梁中點撓度-時間關係分析與實驗比較圖 ... 72 圖 5-19 分析模型 BM-CP 撓曲變形情形 ... 72 圖 5-20 試體 BM-UNCP 受火梁 C 斷面之溫度測點-時間關係比較圖 ... 74 圖 5-21 試體 BM-UNCP 受火梁 D 斷面之溫度測點-時間關係比較圖 ... 74 圖 5-22 試體 BM-UNCP 受火梁 E 斷面之溫度測點-時間關係比較圖 ... 75 圖 5-23 試體 BM-UNCP 受火梁中點撓度-時間關係分析與實驗比較圖... 75 圖 5-24 加熱前小梁與樓版應力分布圖 ... 76 圖 5-25 加熱 20 分鐘後小梁與樓版應力分布圖 ... 77
圖次 IX 圖 5-26 加熱 50 分鐘後小梁與樓版應力分布圖 ... 77 圖 5-27 加熱 120 分鐘後小梁與樓版應力分布圖 ... 77 圖 5-28 加熱前垂直小梁方向樓版應力分布圖 ... 78 圖 5-29 加熱 20 分鐘垂直小梁方向樓版應力分布圖 ... 78 圖 5-30 加熱 50 分鐘垂直小梁方向樓版應力分布圖 ... 78 圖 5-31 加熱 120 分鐘垂直小梁方向樓版應力分布圖 ... 79
摘要 XI
摘要
關鍵詞：耐火性能、剪力接頭、鉸接、鋼梁 一、 研究緣起 鋼構造建築物受火害時，因鋼材為高熱傳導性材料，對其防火性能與行為的 了解極為重要。先前火害研究著重於梁、柱等結構構件，於小梁的研究較少。小 梁的功用不在於貢獻整體結構於極限狀態下側向的強度與勁度，主要承載樓版傳 遞的垂直方向作用力，故一般小梁以剪力接頭與大梁接合，為一簡支梁。小梁與 樓版受火害時，將降低兩者的承載力。因受到樓版與大梁束制的影響，小梁受高 溫時因熱膨脹將承受軸壓力，冷却時產生軸向收縮將有軸拉力。此溫度荷載將對 小梁剪力接頭之剪力板與螺栓造成額外之作用力，可能會造成破壞。對應於不同 型式之剪力接頭，此溫度荷載所造成之額外作用力亦不相同，進而造成破壞模式 與防火時效之差異，本研究擬透過火害實驗與分析加以探討此一行為。 二、 研究方法與過程 研究主要探討含剪力接頭之鋼構造梁構件於承受高溫下之行為，首先蒐集與 彙整相關文獻、規範與法規等。並藉由大尺寸之火害實驗，探討小梁在高溫下之 變形行為與破壞模式。並利用有限元素分析方法，與實驗結果相互比對，建立正 確分析模型，以驗證小梁之防火時效。 三、 重要發現 文獻顯示樓版能有效提升整體構架勁度，於火害升溫階段，能有效彌補鋼梁 受熱之軟化，故樓版之設置與分析之納入對整體結構之耐火時效、破壞模式及分 析之準確性有決定性之影響。小梁設計上另一重要參數為接合型式，接合型式常 因施工工法、經濟性之考量而有所不同。試體之設計依鋼構造合成梁規範設計剪 力釘與鋼筋，且小梁剪力接頭螺栓孔為擴大孔，大梁具防火被覆，小梁與鋼承板 無防火被覆。實驗結果顯示試體於標準升溫下可達到 2 小時防火時效。不同型式 剪力接頭之兩組試體則因擴孔設計及樓版薄膜效應之影響，於整體結構行為、破 壞模式及防火時效皆無顯著差異。本研究建立之有限元素分析模型，可準確預測 試體於火害中之溫度與變形等行為。XII 四、 主要建議事項 1. 建議一 標準升溫與自然火災於鋼梁耐火行為之影響：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國立成功大學、中華民國鋼結構協會 本研究進行含剪力接頭鋼梁之火害試驗，升溫依據標準升溫曲線，研究成果 將可與建研所進行之實尺寸鋼構架屋火災實驗成果進行比較，以探討不同升溫方 式於結構行為之影響。且鋼構架屋大梁遭受自然火災之耐火行為亦有研究之必要 性。 2. 建議二 高強度鋼板彎矩構架的梁柱接頭的耐火行為研究：立即可行建議 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 近年來採用高強度鋼板的建築物日漸增多，彎矩構架的梁柱構件除承受靜活 載重外尚需承受地震力的作用。高強度鋼板因強度高而有較小的降伏比，於受火 害下高強度鋼板梁柱彎矩接頭的耐火性能有其探討的必要性。 3. 建議三 含剪力接頭鋼構造合成梁防火被覆需要性之探討：中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國立成功大學、中華民國鋼結構協會 本研究之試體依據鋼結構合成梁設計，在小梁與鋼承板無防火被覆下，可達 兩小時防火時效。後續之研究可系統的探討此類樓版防火被覆的需要性，以達經 濟性。
摘要
XIII
Abstract
Keywords: fire resistance, shear connection, hinged joint, steel beam.
The understanding of fire resistance and behavior of steel structural buildings in fire is highly important because the steel material is a thermal conductive material. Previous research concentrated on the members of girders and columns, but the research on the beams is much less. The steel beams are designed to carry gravity force transferred from the floor, but not to provide the lateral strength and stiffness for the structures in an ultimate state. Thus, the steel beams are usually joined to the girder by a hinged joint, and the beams act as a simply supported beam. While the steel beam and floor expose to a fire, their load-carrying capacities will be decreased. Due to the restraining effects of the slab and girders, the steel beam will be subjected to axial compression caused by the thermal elongation in temperature rise. However, the steel beams will be tensioned due to thermal contraction in the cooling phase. The temperature loading will result in additional forces on the shear tab and bolts in the shear connection, and these forces may cause failure of the steel beams. Corresponding to different types of shear connections, forces resulted from this temperature loading may differ, and affect the fire resistance and failure mode. This research was conducted experimentally and numerically to investigate this behavior.
This research aims to investigate the behavior of steel beams with shear connection under elevated temperatures. Literature and specifications were reviewed first. Large-scale fire tests were carried out to explore the deformation and failure mode of the steel beam. Finite element analyses were executed to validate analysis model by comparing with test results, and to justify the fire resistance of the steel beam.
As revealed in the literature, the concrete slab can effectively increase the structural stiffness because the slab can compensate the softening of the steel beam when the temperature is rising. Thus, the consideration of the concrete slab in the test and analysis is decisive to the fire resistance, failure mode, and analysis accuracy. The type of the shear connection is one of the important parameters. The shear connection may differ due to construction and economic considerations. In accordance with the specifications of the composite beam, the specimens were designed to have shear stud, reinforcing bar, and oversized bolt-hole, and the steel beam and metal deck were
XIV
without fire-protection material while the girders were fire-protected. Test results demonstrated that, exposed to standard fire, the specimens reached two hours fire rating. Different shear connection had insignificant effect on structural behavior, failure mold, and fire resistance, attributed to oversized bolt-hole and membrane action developed on the slab. The analysis model established in this study can accurately predict the specimen behavior such as the temperature and deformation.
The recommendations can be summarized as follows.
1. The effect of standard heating curve and natural fire on the behavior of steel beams - for immediate recommendation.
The fire test of the steel beam with shear connection in this research was exposed to standard heating curve. The test results of this research can be compared with the results of full-scale steel house research program conducted by ABRI, and to explore the effect of different heating method on structural behavior. Moreover, the research of the behavior of girders in full-scale steel house exposed to natural fire is needed.
2. The fire behavior of beam-to-column connections in moment frame using high-strength steel - for immediate recommendation.
The building structures using high-strength steel are increasing recently. The members of the beam and column in a moment frame subject to seismic load in addition to dead and live loads. The high-strength steel has small yield ratio because of the high strength. There is a need to explore the fire behavior of the high-strength beam-to-column connections exposed to fire.
3. The study of the need of fire-protection material of composite beams with shear connection - for long-term recommendation.
The specimens in this study were designed based on composite beam. The specimens reach two hours fire rating while the beam and deck have no fire-protection material. For economic consideration, the need of fire-protection material should be systematically studied in the follow-up research.
第一章 概論 1
第一章 概論
第一節 研究緣起與背景
建築物受火害導致結構損壞，易造成財產損失及人員傷亡。近年來，國內 外對於結構耐火性能之研究日漸增加，如 Wald 等人(2006)於英國 Cardington 進行之實尺寸鋼構架試驗、趙文成等人(2009)探討鋼梁構造以不同性能基準判 定耐火性能、Selamet and Garlock (2014)以有限元素模型分析不同之鋼梁接合型 式受火害之行為等。建築防火對結構的要求為在結構遭受火害時，一定時間內 能夠持續提供承載能力，不致造成結構崩塌，使人員能夠逃生並且將災害傷亡 減至最低。 鋼結構常使用於高樓層建築，具有強度高、重量輕、經濟性高等特性，且 因具有良好的韌性，鋼構造抗彎矩構架更被廣泛的應用於耐震系統。但鋼結構 相對於鋼筋混凝土結構耐火性能較差，當溫度升高至 500°C 後，鋼材強度及彈 性模數明顯下降，無法有效的提供承載力，易導致結構破壞。 國內外於鋼構造抗彎矩構架之主要構件，如梁構件、柱構件、彎矩接頭等， 於火害下之行為與破壞模式之研究較多，相對於承載垂直載重之小梁及剪力接 頭的火害研究則較少。然而，根據美國世貿大樓倒塌之經驗(National Institute of Standards and Technology, 2005)及英國 Cardington 實驗室之實尺寸建築火害試 驗(Newman 等人, 2004)之結果顯示，接頭往往是受火害時最脆弱的一環。因 此，剪力接頭於火害下之行為探討實為重要。 小梁一般以鉸接與大梁接合，可視為一簡支梁。 國內常用接合型式如圖 1-1 所示。圖 1-1(a)所示剪力接頭以單片連接板配合螺栓接合大梁加勁板及小梁 腹板，此種施工方式由於製作容易、安裝簡易，於國內之使用接受度較高，惟 製作該接頭所需之板料及螺栓較多，製作費用較高。圖 1-1(b)為將小梁腹板變 更為接頭之一部份，直接與大梁加勁板連接，該接頭可有效的降低小梁對大梁 造成之扭矩，於設計上接受度較高，但該接頭由於製作較為困難，且吊裝不易， 整體使用量較圖 1-1(a)接頭來得少。圖 1-1(c)亦為圖 1-1(a)之改良型式，此型式 之優點為製作容易，缺點為對大梁造成之扭矩相對較大，故對於設計者來說，2 必須更謹慎的評估此扭矩對大梁造成之影響。圖 1-1(d)接頭可降低扭矩之優 點，於歐美國家之使用較為廣泛，然而由於製作之成本及吊裝之不易，於國內 使用率不及前述接頭。 小梁設置之目的在於承載樓版傳遞的垂直作用力，而剪力接頭之作用則是 將此垂直作用力傳入大梁，故以一般之設計理念，剪力接頭僅需考量其連接 板、螺栓之剪力強度是否符合需求。然而，由於大梁的軸向束制，火害發生時， 小梁於升溫階段將承受熱膨脹造成之軸壓力; 於降溫階段則須承受冷卻收縮造 成之軸拉力，而剪力接頭之設計並無考量此一軸向之額外負載，因此剪力接頭 於火害發生時將可能發生破壞，進而將危害樓版，降低其承載力，甚至造成局 部塌陷。 (a) (b)
(c) (d)
圖 1-1 小梁與大梁常用接合型式
(資料來源：本研究整理)第一章 概論 3
第二節 研究目的
本研究主要探討含剪力接頭之簡支鋼梁於承受垂直載重與高溫之行為，藉 由大尺寸之火害實驗，探討鋼梁與剪力接頭在高溫下之變形行為與破壞模式， 及其防火時效；並利用有限元素分析方法，與實驗結果相互比對，建立正確分 析模型，以驗證鋼梁之防火時效。第三節 研究方法
研究方法採耐火實驗與有限元素分析同時進行。首先為蒐集與彙整國內外 相關規範與文獻，瞭解影響含剪力接頭之簡支鋼梁構件耐火能力之主要參數。 耐火實驗，將規劃兩組大尺寸剪力接頭之鋼梁構件(含樓版)，進行耐火試驗。 耐火試驗依照國內 CNS 12514-1 (2014)「建築物構造構件耐火試驗法-第 1 部: 一般要求事項」與 CNS 12514-6 (2014)「建築物構造構件耐火試驗法-第 6 部: 梁特定要求」之相關規定，藉由配置熱電偶測點，量測試體各部位於不同斷面 中之溫度變化，並設置位移計以量測鋼梁之撓度與水平位移。研究並利用有限 元素分析軟體模擬鋼梁構件於火害下之行為，與實驗結果相互應證比對，並深 入探討影響其於火害行為下之主要參數與破壞模式及其影響層面。詳細研究流 程詳如圖 1-2。4
圖 1-2 研究流程圖
(資料來源：本研究整理) 蒐集國內外相關規範、文獻 實驗與分析結果 相互比較並討論 1. 規劃試體 2. 實驗設置 3. 製作試體 4. 進行實驗 實驗研究 實驗結果與討論 有限元素分析研究 研究 分析結果與討論 結論與建議 1. 建立試體模型 2. 進行加載與火害分析第二章 規範與文獻回顧 5
第二章 規範與文獻回顧
本章節簡述國內外相關規範及文獻，以確定鋼梁構件進行耐火試驗之規定。 藉由彙整各國學者已完成之研究成果，瞭解影響簡支鋼梁(複合樓版系統)於火害 下之行為與耐火性能之主要參數。第一節 耐火試驗法
對於梁構件，國內外學者普遍依照 ASTM E119 (2000)或 ISO 834 (1999)規定 之方法，進行耐火性能試驗研究。我國則須依照 CNS 12514-1 (2014)「建築物構 造構件耐火試驗法-第 1 部:一般要求事項」與 CNS 12514-6 (2014)「建築物構造 構件耐火試驗法-第 6 部:梁特定要求」之規定進行耐火試驗研究。
壹、 ASTM E119
ASTM E119 為建築物構造與材料耐火試驗標準方法，主要規定耐火試驗時 之加溫爐溫度、試體尺寸及試體破壞判定標準。加溫爐平均溫度於加熱 5 分鐘須 達到 538°C，10 分鐘達到 704°C，30 分鐘達到 843°C，1 小時須達到 927°C，2 小時須達到 1010°C，4 小時須到達 1093°C。對於梁構件，試體受火段長度不得 小於 3.7 m，樓版寬度不得大於 2.1 m。鋼梁單點溫度不得高於 704°C 且任何一 斷面平均溫度不得高於 593°C。貳、 ISO 834
ISO 834 規定耐火性能試驗之設備、標準升溫曲線、測量裝置、試驗步驟以 及試驗終止條件等。我國 CNS 12514「建築物構造構件耐火試驗法」亦是參考 ISO 834 所制定。進行耐火試驗時，初始平均溫度須小於 50°C，加溫爐內溫度須符合 標準升溫曲線T345log10
8t1
20，如圖 2-1 所示。對於受撓曲構件，試體 性能基準以撓度(D)及撓曲速率(dD/dt)判定，D= L2 /400d (mm)，dD/dt= L2/9000d (mm/min)，其中 L 為試體跨距(支承點間距)，d 為斷面受壓最外緣至受拉最外緣 之距離。6
圖 2-1 標準升溫曲線
(資料來源：本研究整理)參、 CNS 12514-1 一般要求事項
目前我國標準 CNS 12514-1 對於試驗設備(包含加熱爐、載重設備、束制及 支撐框架)、環境溫度、爐內壓力、量測及破壞準則皆有明確規定。加溫爐溫度 依照標準升溫曲線進行升溫，而試體之承重能力以變形量及變形速率判定則與 ISO 834 之規定相同。肆、 CNS 12514-6 梁特定要求
CNS 12514-6 針對梁構件試體之尺度、數量、安裝之束制條件及熱電偶配置 進行明確規定。進行耐火試驗時，試體採用之加載與分布方式，應產生可等同或 高於實際預期之最大彎矩與剪力，當集中載重被用來取代均佈載重所產生之彎矩 效果時，加載點不能少於 2 個，並且最小間距為 1 m。對於預定作為實際樓版且 以梁支撐之試驗構造，樓版厚度應反映設計情形，且至少應為梁寬度之 3 倍或 600 mm 取大者並配合加熱爐設計而定。熱電偶與量測儀器除規定之數量外，需 增設代表性熱電偶測點以及位移量測測點以反映實際結構行為。 0 30 60 90 120 150 180 210 240 Time (min) 0 200 400 600 800 1000 1200 T em p er a tu re ( o C ) CNS 12514 ASTM E119 500 1000 1500 2000 T em p er a tu re ( o F )第二章 規範與文獻回顧 7
第二節 設計規範與防火規定
壹、 建築技術規則
國內「建築技術規則」對於建築物構件之防火時效有明確規定。第 70 條規 定為防火構造之建築物，主要構造之柱、梁、承重牆壁、樓版及屋頂應具有之防 火時效，如表 2-1 所示。第 71 條規定具有三小時以上防火時效之梁、柱，需有 混凝土或水泥保護層之厚度，或其他具有同等以上防火性能之保護；第 72 條、 第 73 條則規定具有兩小時及一小時以上防火時效梁、柱及樓版之條件。表 2-1 建築物防火構造應具有之防火時效
主要構造部分 自頂層算起 不超過四層 之各樓層 自頂層算起超過 第四層至第十四層 之各樓層 自頂層算起 第十五層以上 之各樓層 承重牆壁 1 小時 1 小時 2 小時 梁 1 小時 2 小時 3 小時 柱 1 小時 2 小時 3 小時 樓地版 1 小時 2 小時 2 小時 (資料來源：建築技術規則)貳、 鋼結構容許應力設計法規範及解說
根據我國「鋼結構容許應力設計法規範及解說(2010)」設計鋼梁。依據規範 7.2 節規定，撓曲構材符合下列(1)至(3)之所有條件，對稱於弱軸，且載重通過弱 軸之結實斷面，其拉力外緣及壓力外緣之容許撓曲應力可達公式(2-1)規定 y b F F 0.66 (2-1) (1) 符合翼板之寬厚比(bf /2tf)17 Fy ; 腹板寬厚比(hc/tw)170 Fy 。 (2) 翼板與腹板全部連續連接。 (3) 構材壓力翼板之側向未支撐間距L 不大於b L ，c L 為(2-2)式之較小值： c y f F b 20 或 y f F A d/ ) ( 1400 (2-2)8 對於鋼梁與鋼承板及其上之混凝土版共同組成之合成梁構件之規定，如 圖 2-2 所示。應使用標稱肋條高度不大於 7.5 cm 之鋼承板，混凝土肋條平均寬 度不得小於 5 cm。混凝土版須以剪力釘與鋼梁連接，剪力釘之直徑應小於或等 於 19 mm。安裝完成之剪力釘須突出鋼承板頂部 3.8 cm 以上，鋼承板上之混凝 土版厚度不得少於 5 cm。最大彎矩至零彎矩間所需剪力釘之數目以公式(2-3)計 算出之總水平剪力，除以公式(2-4)、(2-5)所計算之單一剪力釘容許強度 q 得到。
0.425fcAc,0.5AsFy
min ' (2-3) n Q 5 . 0 q (2-4) u sc c c sc n A f E A F Q 0.5 ' (2-5) 其中： Asc為剪力釘之斷面積 Fu為剪力釘之標稱抗拉強度圖 2-2 鋼承板與剪力釘之規定
(資料來源：鋼結構容許應力設計法規範及解說)第三節 文獻回顧
壹、 鋼梁耐火實驗
小梁因受到樓版與大梁束制的影響，在受高溫時因熱膨脹將承受軸壓力，冷 却時產生軸向收縮將有軸拉力。此溫度荷載將對小梁剪力接頭之剪力板與螺栓造 成額外的作用力，其火害行為複雜。對於簡支剛梁與剪力接頭受火害之相關研究 文獻主要以實驗及有限元素分析方法進行研究，重要相關研究成果如下所示。第二章 規範與文獻回顧 9 Newman 等人(2004)於英國 Cardington 實驗室進行了 6 次實尺寸建築耐火試 驗，Cardington 實驗室自 1993 始構築一 8 層樓鋼結構複合混凝土樓版實尺寸建 築，該建築總高度達 33 m，總寬為 21 m × 45 m，結構平面詳圖 2-3 所示。該建 築於 1993~2006 共進行了 7 次火害實驗試驗，試驗內容如表 2-2 所示。
圖 2-3 Cardington 構架防火試驗結構平面圖
(資料來源: Wald et al. 2006)表 2-2 Cardington 構架防火試驗
No. 試驗名稱 面積(m) 主要目的 1 單一大梁試驗 8×3 以瓦斯噴孔熱源建立可控制且均勻之加熱控制條件 2 單一面向構架試驗 21×2.5 以瓦斯噴孔熱源建立可控制且均勻之加熱控制條件 3 構架角隅區域試驗 9×6 建立可控制且均勻之加熱控制條件(模擬真實火害) 4 構架角隅區域試驗 10×7 研究防火隔間牆之火害行為 5 構架大範圍區域試驗 21×18 研究大梁破壞下大範圍樓版於測試載重下之防火能 力 6 辦公室真實傢俱模擬 區域試驗 18×9 研究溫度遽升之火場條件下的結構行為 (以真實傢俱模擬火場熱源) 7 結構強度試驗 11×7 研究整體結構強度與穩定性 (資料來源: Wald et al. 2006)10
Wald 等人(2006)於英國 Cardington 實驗室進行第七組實尺寸耐火試驗，其 實驗配置如圖 2-4、圖 2-5 所示。該實驗以 Cardington frame building 之邊跨樓版 單元作為試驗區域，探討含單連接板剪力接頭之小梁(複合樓版系統)於火害中之 行為，試驗顯示位於近小梁剪力接頭處有下翼板局部挫屈之行為，而於剪力接頭 處則有梁腹板螺孔塑性變形破壞。Wald 等人(2006)之實驗設置與試驗數據被廣泛 應用於日後有限元素模型之建立及數據分析。
圖 2-4 平面配置圖
(資料來源:Wald et al. 2006)圖 2-5 接合細節
(資料來源:Wald et al. 2006)第二章 規範與文獻回顧 11 李國強等人(2007)以降伏線理論為基礎，論述了火害下樓版薄膜效應之機制 與原理，當樓版受均佈載重且四周具水平束制之情況下，由於火害之影響，導致 樓版內鋼筋降伏強度降低，樓版彎矩最大處之鋼筋開始降伏，如圖 2-6(a)所示。 當溫度逐漸升高，鋼筋降伏區域逐漸增大，以降伏線表示之，如圖 2-6(b)、2-6(c) 所示。在高溫作用下，樓版的熱膨脹因受到周邊束制而產生受壓薄膜力，但當撓 度持續增大，鋼筋就會像受拉的網一樣承受所施加的垂直荷載，並於版的周邊形 成受壓環，版的中心形成橢圓狀受拉區域，是為薄膜效應，如圖 2-6(d)、2-6(e) 所示。當溫度及撓度繼續增加，由於混凝土開裂及材料性質降低之影響，可近似 認為橢圓範圍內之荷載完全由版內之鋼筋承受，而樓版通過受拉鋼筋之懸鍊作用 可繼續承擔巨大之荷載，如圖 2-6(f)所示。通過上述機制之論述，李國強等人利 用版塊內力與彎矩之平衡方程式配合諧合變位關係，推導出火害下考慮薄膜效應 後樓版極限承載力之計算公式，並經由後續之實驗結果驗證了其模型之準確性， 並證實了薄膜效應能大幅提升樓版之極限承載力。 (a)開始降伏 (b)降伏線進一步發展 (c)形成破壞機構 (d)薄膜效應產生 (e)薄膜效應充分發展 (f)薄膜效應的極限狀態
圖 2-6 均佈載重下樓版薄膜效應形成過程
(資料來源: 李國強等人 2007) Pakala 等人(2012)以實驗方法探討雙角鋼剪力接頭於鋼構架(含樓版)系統於 火害下之影響，並將加溫、降溫速率、載重比及梁-樓版互制效應設為主要參數，12 其試驗設置如圖 2-6 所示。實驗發現，雙角鋼剪力接頭於升溫階段可發展出旋轉 勁度而能承受高溫產生之彎矩，且雖發生永久變形，卻無破壞產生，結果亦顯示 於高溫下雙角鋼剪力接頭可發展出延性行為。除此之外，研究結果亦顯示含樓版 之簡支小梁對比於無樓版束制者，可承受軸向扭轉挫屈而不發生破壞，結果證明 樓版顯著的提升鋼構架之剛性，並增加因火害造成之軸力變化的抵抗能力。
圖 2-7 Pakala 等人(2012)試驗設置圖
(資料來源: Pakala 等人 2012)貳、 有限元素分析
Garlock and Selamet (2010) 引用 Wald et al. (2006)的實驗，以有限元素分析 軟體建立了含單連接板剪力接頭之鋼構架(含樓版)分析模型，並研究其受火害之 行為。分析結果顯示，火害升溫階段中，小梁受熱伸長且受大梁之軸向束制，將 承受額外之軸壓力，導致靠近剪力接頭處之梁腹板與梁下翼板發生局部挫屈之行 為。局部挫屈使得鋼結構整體勁度下降，此時樓版提供之勁度將影響整體結構行 為與破壞模式，亦影響梁中點撓度及梁端轉角。該研究指出，忽略樓版勁度之分 析模型，其梁中點變位值遠大於精確模擬樓版勁度者，而後者之分析結果則與 Wald et al. (2006)之試驗結果較為接近，顯示整體樓版之勁度貢獻與小梁受火害 下之變形量呈高度相關，相關比較詳圖 2-7。而於降溫階段，由於小梁冷却時軸
第二章 規範與文獻回顧 13 向收縮產生之巨大拉力，可觀察到剪力接頭處發生連接板撕裂及螺孔塑性變形等 行為，並嚴重影響整體結構穩定性。
圖 2-8 樓版勁度與實驗之撓度比較關係
(資料來源: Garlock and Selamet 2010)
Selamet and Garlock (2010)以有限元素分析軟體建立了一系列單連接板剪力 接頭設計修正方式，用以尋找火害增溫與降溫階段中，能有效抵抗因溫度變化產 生之額外軸力及彎矩之設計方法。分析總結下述五種方式能有效提升剪力接頭之 各項性能：(1)於小梁腹板安裝雙面加勁板；(2)增加連接板厚度；(3)將小梁腹板 螺孔中心線與小梁端點距離增大；(4)使用較大號直徑之螺栓；(5)擴孔設計。
Selamet and Garlock (2012) 以有限元素分析方式模擬不同接頭型式受火害 下之挫屈軸力及破壞行為，觀察到在下翼板於初始升溫階段有局部挫屈的行為發 生，並造成樓版系統的不穩定性及接頭強度的大量折減。研究結果顯示，發生於 接頭附近之局部挫屈控制了破壞行為，且彎矩接頭較剪力接頭抵抗挫屈破壞之能 力高。該研究亦針對 AISC 之設計公式與模型分析進行比較，發現於常溫下 AISC 之設計公式保守的預估了挫屈強度，然而在高溫下卻有高估的情況發生，顯示高 溫下現行設計規範之不準確性及挫屈行為之嚴重性，及含剪力接頭之簡支鋼梁系 統(含樓版)火害實驗分析之迫切需要性。
Selamet and Garlock (2013)以有限元素分析模型探討寬翼 H 型鋼於高溫下挫 屈行為發生之臨界應力，發現由於高溫下鋼結構之非線性行為，導致其挫屈臨界
14
應力小於材料降伏應力，顯示現行常溫下挫屈臨界應力之計算公式不適用於反應 高溫下結構之真實行為，並說明高溫下不同束制條件對梁構件產生之額外軸力亦 為破壞參數之一。
Selamet and Garlock (2014)以不同型式之剪力接頭，建立了有限元素分析模 型，並分析接頭於簡支鋼梁中受火害之行為。單連接板剪力接頭之應力分布及變 形示意圖如圖 2-8 所示，可觀察到應力集中於螺孔外緣及螺孔變形之情形。單角 鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖如圖 2-9 所示，可觀察到應力集中分布於接 合處之腹板範圍而無螺孔變形。雙角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖如圖 2-10 所示，可觀察到無應力集中之現象，且小梁下翼板之挫屈行為並不明顯。 於火害實驗升溫階段中，三種接頭之軸向抗壓能力皆由靠近接頭處下翼板之 局部挫屈控制，而雙角鋼剪力接頭則應因具雙向側向支稱，無腹板之局部挫屈發 生。而於火害降溫階段，唯獨單連接板剪力接頭發生螺孔塑性變形而發生破壞。 分析結果顯示，角鋼剪力接頭於升溫與降溫階段之變形能力皆大於單連接板剪力 接頭， 顯示角鋼剪力接頭較單連接板剪力接頭擁有較佳之韌性，亦有較佳之軸 向抵抗能力。向抵抗能力。
圖 2-9 單連接板剪力接頭之應力分布及變形示意圖
第二章 規範與文獻回顧
15
圖 2-10 單角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖
(資料來源: Selamet and Garlock 2014)
圖 2-11 雙角鋼剪力接頭之應力分布及變形示意圖
第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 17
第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗
第一節 試體規劃與設計
壹、 試體規劃
為探討含剪力接頭鋼構造梁之火害行為與耐火性能，本研究依照我國國家標 準 CNS 12514-1 及 CNS 12514-6 進行兩組含剪力矩接頭鋼構造梁之耐火試驗規 劃。依據 CNS 12514-6 規定，對於代表實際狀況之梁，其加熱長度Lexp應不小於 4m，試體長度Lspec應該為加熱長度在構件兩端加上最大為 200 mm 的長度，故本 研究規劃之小梁試體尺寸將介於 4000 mm ~ 4400 mm。 鋼梁的耐火性能受樓版影響甚大，故試體將包含樓版。試體之規劃將盡量模 擬簡支鋼梁於抗彎矩構架之設計，試體將取各一跨之梁與樓版子結構，含樓版與 周邊的大梁，如圖 3-1 所示。因考量試驗場地與加熱爐等限制，大梁與大梁相接 處不設置柱，改以端板方式將大梁與大梁直接相接，並採用相接處銲接方式模擬 剛接。 試體的設計亦須考量耐火實驗設備。試體的設計與製作參考實務工程，試體 除邊梁(大梁)與簡支梁外，亦將涵蓋鋼承板、混凝土、鋼筋、鋼絲網、剪力釘等。大 梁
小梁
樓 版
圖 3-1 各一跨之梁與樓版子結構
(資料來源：本研究整理)18
貳、 試體設計
鋼構架試體設計主要參考我國「鋼結構容許應力設計法規範及解說(2010)」， 圖 3-2 為試體結構平面圖。本研究規劃兩組試體，各由 4 根大梁構件、1 根小梁 構件組合而成，大梁構件以國內鋼結構常用並符合耐震設計規範之 CNS SN490B 規格鋼材製作。小梁構件則採用與 ASTM A36 同等級之 CNS SN400YB 規格鋼 材。兩組試體大梁皆採用 RH 300×150×6.5×9 斷面，小梁則採用 RH 250×125×6× 9 斷面，試體編號及構件尺寸詳如表 3-1 所示。按照 CNS 12514-6 規定，對於預 定作為實際樓版且以梁支撐之試驗構造，樓版厚度應反映設計情形，且寬度至少 應為梁寬度之 3 倍或 600 mm 取大者並配合加熱爐設計而定。故本研究採用實務 常用厚度為 15 cm 之樓版，以鋼承板 3W - 1.2、單向版配筋混凝土、剪力釘及鋼 絲網製作，樓版範圍則將涵蓋整組試體構架以配合支撐框架及增加防焰性。相關 試體設計，載重與計算參見附錄一所示。
圖 3-2 試體結構平面圖
(資料來源：本研究整理)第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 19
表 3-1 試體編號及構件尺寸
試體編號 構件編號 斷面尺寸 (mm) 材料 Bm-cp (coped beam) 大梁 SG1/ SG2 RH 300×150×6.5×9 CNS SN490B 小梁 SB1 RH 250×125×6×9 CNS SN400YB Bm-uncp (uncoped beam) 大梁 SG1/ SG2 RH 300×150×6.5×9 CNS SN490B 小梁 SB2 RH 250×125×6×9 CNS SN400YB (資料來源：本研究整理)第一組試體編號 Bm-cp (coped beam)，第二組試體編號 Bm-uncp (uncoped beam)，主要差異為小梁端部翼板是否有裁切，而為不同的剪力接頭型式。整體 構架受火區域以四周大梁靠爐內側為界，小梁、剪力接頭及上方樓版為直接曝火 面，為模擬大梁未受火害之情況，以防火棉包覆之。大梁與大梁之交接處則簡化 製作細節，以端板銲接方式相接模擬剛接。
依據 Garlock and Selamet (2010)之研究，樓版勁度之貢獻與小梁受火害下之 變形量呈高度相關，顯示樓版之厚度為小梁耐火時效之重要參數。然而就實務上 而言，因工法的考量與使用性之需求等因素，國內一般採用 15 cm 厚之樓版，本 研究為貼近實務及提高研究成果的應用性，故採用 15 cm 厚之樓版設置，並排除 樓版勁度之影響參數。
依據 Selamet and Garlock (2010)之研究，為了使小梁於火害下具備更多旋轉 與軸向伸縮之空間以防止破壞，剪力接頭設置擴大孔或長槽孔為可行方案。該文 獻有限元素分析結果顯示，使用擴大孔或長槽孔可有效降低小梁之束制，並減緩 梁端腹板與下翼板局部挫屈之情形。本研究遂使用擴大孔設計，依據設計規範， M16 螺栓之標準孔徑為 17.5 mm，若採擴大孔設計則最大可採用 21 mm 之超大 孔設計。為使試驗結果顯著，試體採用超大孔徑 21 mm 之摩阻型接合設計，以 期達到預期效果。 載重比(施加載重與常溫極限強度之比值)亦為影響鋼梁耐火時效之重要參 數，然而依據叢術平等人(2005)之研究，載重比對於簡支鋼梁於火害下之撓度影 響較小，對於破壞時之溫度影響較大，故試體設計排除載重比之影響。 依據前述章節之討論，雖然常用之鉸接接合因考量經濟性與施工性而有不同
20 型式，在火害下接頭型式對小梁之防火時效將有所影響，而國內外尚無此方面之 研究。有鑑於此，不同剪力接頭之耐火性能研究實屬必要並深具研究價值。 綜合上述，本研究二組試體將變更接合型式，以探討不同接頭於火害下之行 為及對小梁防火時效之影響。剪力接頭以螺栓和剪力板與小梁接合。本研究剪力 接頭詳如圖 3-3、圖 3-4 所示。
圖 3-3 試體 Bm-cp 剪力接頭詳圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-4
試體 Bm-uncp 剪力接頭詳圖
(資料來源：本研究整理)第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 21
第二節 實驗設備與設置
實驗設置將充分利用內政部建築研究所防火實驗中心之複合實驗爐，如 圖 3-5 所示，以現有的儀器設備，適當的設計試體與實驗設置，並達研究要求。 本研究預計使用中心內既有之樓版試體框，如圖 3-6 及圖 3-7 所示。試體框為一 中空構造，外圍總長 4900 mm×4850 mm，內部淨跨距 3100 mm×4050 mm，試體 框內部長向淨跨距為 4050 mm，符合 CNS 12514-6 對於試體加熱長度之規定，亦 符合加熱爐安裝尺寸。 實驗設置之程序為先將防火棉等防焰材料鋪設於樓版試體框上，待鋪設完成 後，將試體構架吊至樓版試體框上方放置固定，如圖 3-8、圖 3-9 所示。完成後 再將樓版試體框連同試體構架一併吊至爐內，最後於樓版上方將放置載重塊以模 擬樓版上之作用力以及設置位移量測設備，並連接熱電偶線至資料擷取器，進行 耐火試驗。實驗設置示意圖詳如圖 3-10、圖 3-11 所示，載重塊位置圖詳如附錄 一所示。圖 3-5 防火實驗中心之複合實驗爐
(資料來源：本研究整理)22
圖 3-6 樓版試體框詳圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-7 樓版試體框
(資料來源：本研究整理)第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 23
圖 3-8 樓版試體框示意圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-9 試體與樓版試體框組裝示意圖
(資料來源：本研究整理)24
圖 3-10 實驗設置示意圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-11 載重塊設置示意圖
(資料來源：本研究整理) 試體 複合實驗爐 防火隔版 樓版試體框第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 25
第三節 量測儀器
壹、 試體溫度測點規劃
本研究試體熱電偶測點平面配置詳如圖 3-12 所示，根據 CNS 12514-6 之規 定，梁構造內部熱電偶測點至少需配置在跨度中央，及從爐邊算起 50 cm 點與跨 度中間之中點處，每一斷面需有 4 個測點，如圖 3-13 所示。試驗設置小梁共計 5 斷面 20 點，熱電偶測點之配置位置如圖 3-14 至圖 3-15 所示。圖 3-12 熱電偶測點平面配置圖
(資料來源：本研究整理)A
B
C
D
E
S1
S2
S3
S4
S5
S6
S7
S8
S9
S10
S11
G1
G2
G3
G4
G5
G6
26
圖 3-13 CNS 熱電偶測點配置斷面位置規定
(資料來源：CNS 12514-6)圖 3-14 試體 Bm-cp 小梁熱電偶測點配置斷面位置
(資料來源：本研究整理)圖 3-15 試體 Bm-uncp 小梁熱電偶測點配置斷面位置
(資料來源：本研究整理) 受火小梁、未受火大梁與樓版處之熱電偶測點配置詳如圖 3-16 及圖 3-17 所 示，剪力接頭處於剪力板增設熱電偶，設置詳如圖 3-18 及圖 3-19 所示。 熱電偶設置斷面 熱電偶設置斷面A
B
C
D
E
A
B
C
D
E
第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 27
圖 3-16 受火小梁熱電偶測點配置斷面圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-17 未受火大梁熱電偶測點配置斷面圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-18 試體 Bm-cp 剪力接頭熱電偶設置圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-19 試體 Bm-uncp 剪力接頭熱電偶設置圖
(資料來源：本研究整理) 熱電偶測點 增設熱電偶於連接板 熱電偶測點 增設熱電偶於連接板1
2
3
4
1
2
1
2
3
4
1,2
3
4
1,2
3
4
小梁熱電偶 小梁熱電偶1
2
3
4
28
貳、 試體變形量量測
本次試驗需量測試體之撓曲量及撓曲速率，在受火梁跨度中點及 1/4 處進行 量測。本試驗採用膨脹螺栓打入試體上方樓版內，並於樓版上方設置鋼架，利用 位移計與膨脹螺栓相連量測相對位移，以量測受火梁之撓曲量。並分別於兩側剪 力接頭處，各設置兩位移計，以相同方法量測變位，從而計算得到剪力接頭處之 轉角變化。樓版變形量與大梁側向側向變形量亦為本試驗觀察重點，量測方式同 上，相關測點平面配置圖如圖 3-20 所示。圖 3-20 樓版位移測點平面配置圖
(資料來源：本研究整理)δ1
δ2
δ3
δ4
δ5
δ6
δ10
δ7
δ8
δ9
δ11
δ12
δ13
垂直位移量測 水平位移量測第三章 含剪力接頭鋼構造梁耐火實驗 29
第四節 實驗步驟
梁構件耐火實驗依據 CNS 12514-1 之相關規定進行，試驗步驟如下： 試驗開始前預備事項 1.室內氣溫須介於 10~40°C 範圍內，且爐內溫度須小於 50°C。 2.試體載重至少須在試驗開始前 15 分鐘加載至試體，並保持加載不變直至 變形不再增加。 3.試驗開始前 5 分鐘內，所有熱電偶之初始值須持續記錄並檢查一致性。試 體之變形量及其他狀態亦須記錄。 耐火試驗過程 1.試驗開始之際，試體之初始平均溫度和非加熱面溫度須與初始室內溫度相 差 5°C 範圍內。 2.加溫爐依標準升溫曲線進行升溫，加熱函數為T345log10
8t1
20。 3.在試驗過程中保持加載不變，且當試體發生進一步變形時，加載系統應有 及時反應之能力，以保持穩定之加載值。 4.爐內溫度與試體溫度之熱電偶測點，應每隔不超過 1 分鐘量測ㄧ次。 5.試體在整個試驗中之變形須每隔 1 分鐘量測一次，變形速率依上述量測值 加以計算。對於水平承重試體，應量測預期發生最大變形量位置之撓曲度 及撓曲速率。 6.試驗結束後，須觀察試體之變形模式並詳實記錄之。 試驗終止條件 1.試體達到性能基準，或試驗時間已達預定時間。 2.因人員安全或設備可能遭受破壞之因素。 水平承重構造性能基準，最大撓曲量：D= L2 /400d (mm)，最大撓曲速率： dD/dt= L2/9000d (mm/min)，其中 L 為試體淨跨度，d 為斷面受壓最外緣至受拉最 外 緣 之 距 離 。 本 試 驗 試 體 最 大 撓 曲 量 為 104.55 (mm) ， 最 大 撓 曲 速 率 為 4.65(mm/min)。第四章 實驗結果與討論 31
第四章 實驗結果與討論
第一節 實驗結果
本章節將呈現 Bm-cp 及 Bm-uncp 兩組試體耐火試驗結果，再根據實驗結果 討論剪力接頭鋼構造梁受火害之行為。試驗前測得受火梁之鋼材實際降伏強度為 2.59 tf/cm2，試體 Bm-cp 之樓版混凝土抗壓強度為 308 kgf/cm2，試體 Bm-uncp 之樓版混凝土抗壓強度則為 361 kgf/cm2。壹、 試體 Bm-cp
確認位移量測儀器及測溫線訊號皆正常後，即開始進行定載加溫試驗。實驗 開始時，室內溫度約為 31.0°C，試體各測點平均溫度約為 31.1°C。加溫爐內平 均溫度與 CNS 標準升溫曲線如圖 4-1 及圖 4-2 所示。受火梁撓曲變形與時間之 關係如圖 4-3 所示，各時間撓曲變形圖由三點垂直位移量測結果繪製，如圖 4-4 所示，樓版撓曲變形與時間之關係如圖 4-5 至圖 4-9 所示。受火鋼梁各斷面溫度 測點與時間關係如圖 4-10 至圖 4-12 所示。 試驗初期，受火梁之溫度隨爐溫上升而升高，撓度亦隨之增大。試驗進行 10 分鐘後，爐內溫度約為 640°C，樓版四角開始產生 45°斜向裂縫並伴隨零星碎 裂聲響，此時受火梁中點腹板溫度已達 400°C。試驗進行約 20 分鐘後，爐內溫 度約為 750°C，受火梁中點腹板溫度約達 700°C，而中點撓度則達到 38 mm，樓 版中心下層(距樓版底部約 3.5 cm)、中層(距樓版底部約 7.5 cm)及上層(距樓版底 部約 11.5 cm)溫度分別約為 175°C、87°C 及 55°C，樓版四角斜向裂縫持續增大 並有擴張趨勢。試驗 20 分鐘至 50 分鐘期間，受火梁增溫趨勢漸緩，中點撓度則 維持於 38 mm，並於樓版中心出現垂直小梁裂縫。試驗進行約 50 分鐘後，爐內 溫度約為 900°C 受火梁中點腹板溫度約達 800°C，樓版中心下層、中層及上層溫 度分別約為 340°C、118°C 及 80°C，四角斜裂縫經擴張逐漸相接形成環狀裂縫， 並有大量水分泌出及蒸汽散發，此時受火梁撓曲變形速率逐漸增快，撓曲量持續 增加。32 試驗進行至 120 分鐘，爐內溫度達到 1050°C，受火梁中點腹板溫度約達 950°C，受火梁中點撓度達到 80.1 mm，撓曲速率約為 0.8 mm/min，雖未達到 CNS 12514-1 所規定之最大撓曲量(104.55 mm)及最大撓曲速率(4.65 mm/min)兩項性 能基準，但考量建築技術規則對樓版僅有 2 小時防火時效要求，為預防樓版發生 突發性破壞，並確保人員設備安全，遂於試驗第 121 分鐘熄火使加溫爐冷卻降 溫。試驗過程中，以防火棉包覆之大梁溫度皆低於 250°C，因此對於鋼材之強度 折減無影響。 降溫期間，持續觀察並記錄爐內溫度、試體各測點溫度及變形量。降溫初期， 試體撓度仍持續增加，直至降溫 17 分鐘後，受火梁中點達到最大撓度 80.4 mm， 此時爐內平均溫度已降至約 500°C，之後試體撓度不再變化並回歸常溫。 待試體冷卻 15 小時後，將試體吊出加熱爐，可觀察到試體受火害後明顯產 生撓曲變形，如圖 4-13 所示。受火梁雖因相連樓版之複合作用而無整體挫屈之 破壞行為發生，卻可觀察到些微之扭轉現象，靠近剪力接頭處之上下翼板及腹板 則無局部挫屈。剪力板與銲道無破壞，惟鋼梁腹板與剪力板相接處因螺栓擴孔而 發生相對滑移，如圖 4-14 所示，可觀察到鋼梁冷卻收縮後滑移之痕跡。待拆除 螺栓後，可觀察到螺孔因鋼梁收縮造成之拉力發生微小變形，而螺栓則無明顯變 形與破壞情形，如圖 4-15 所示。 卸除載重塊後，可更進一步觀察試體樓版之破壞行為，樓版試驗後整體外觀 如圖 4-16 所示，樓版上方於受火梁接近剪力接頭處皆有垂直於受火梁縱軸之主 要裂縫，此裂縫主要因梁端負彎矩作用造成，樓版四周亦可觀察到明顯之環狀裂 縫，此裂縫是由起源於樓版四角之 45°斜向裂縫擴展相連而成，如圖 4-17 所示。 樓版於火害下產生大變形並發生薄膜效應，導致版中心受拉，版周圍混凝土產生 裂縫。樓版下方受火面可觀察到鋼承板因膨脹而於交接處產生脫離，導致部分混 凝土外露之情況，如圖 4-18 所示。
第四章 實驗結果與討論 33
圖 4-1 試體 Bm-cp 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-2 試體 Bm-cp 爐內升溫與降溫曲線
(資料來源：本研究整理)含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究 34
δ2 δ1 δ3
圖 4-3 試體 Bm-cp 受火梁撓曲變形-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-4 試體 Bm-cp 受火梁各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)第四章 實驗結果與討論 35
圖 4-5 試體 Bm-cp 樓版 Line 1 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-6 試體 Bm-cp 樓版 Line 2 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-7 試體 Bm-cp 樓版 Line 3 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)Line 1
Line 2
Line3
含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究 36
圖 4-8 試體 Bm-cp 樓版 Line 4 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-9 試體 Bm-cp 樓版 Line 5 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)Line4
Line5
第四章 實驗結果與討論 37
C
D
圖 4-10 試體 Bm-cp 受火梁 C 斷面溫度測點-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-11 試體 Bm-cp 受火梁 D 斷面溫度測點-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究 38
E
圖 4-12 試體 Bm-cp 受火梁 E 斷面溫度測點-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-13 試體 Bm-cp 耐火試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)第四章 實驗結果與討論 39
圖 4-14 試體 Bm-cp 剪力接頭試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)圖 4-15 試體 Bm-cp 螺栓孔試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)40
圖 4-16 試體 Bm-cp 樓版試驗後整體外觀
(資料來源：本研究整理)圖 4-17 試體 Bm-cp 樓版試驗後局部外觀
(資料來源：本研究整理)圖 4-18 試體 Bm-cp 樓版試驗後底部外觀
(資料來源：本研究整理)第四章 實驗結果與討論 41
貳、 試體 Bm-uncp
確認位移量測儀器及測溫線訊號皆正常後，即開始進行定載加溫試驗。實驗 開始時，室內溫度約為 30.8°C，試體各測點平均溫度約為 35.5°C。加溫爐內平 均溫度與 CNS 標準升溫曲線如圖 4-19 及圖 4-20 所示。受火梁撓曲變形與時間 之關係如圖 4-21 所示，各時間撓曲變形如圖 4-22 所示，樓版撓曲變形與時間之 關係如圖 4-23 至圖 4-27 所示。受火鋼梁各斷面溫度測點與時間關係如圖 4-28 至圖 4-30 所示。 試驗初期，受火梁之溫度隨爐溫上升而升高，撓度亦隨之增大。試驗進行 9 分鐘 30 秒後，爐內溫度約為 650°C，樓版四角開始產生 45°斜向裂縫並伴隨零星 碎裂聲響，此時受火梁中點腹板溫度已達 400°C。試驗進行約 20 分鐘後，爐內 溫度約為 760°C，受火梁下翼板溫度約達 700°C，而中點撓度則達到 39 mm，樓 版中心下層、中層及上層溫度分別約為 139°C、65°C 及 41°C，樓版四角斜向裂 縫持續增大並有擴張趨勢。試驗 20 分鐘至 50 分鐘期間，受火梁增溫趨勢漸緩， 中點撓度則維持於 41 mm，並於樓版中心出現垂直小梁裂縫，且有水分至裂縫滲 出。試驗進行約 50 分鐘後，爐內溫度約為 910°C 受火梁中點腹板溫度約達 800°C，樓版中心下層、中層及上層溫度分別約為 393°C、112°C 及 80°C，此時 受火梁撓曲變形速率逐漸增快，撓曲量亦持續增加。 試驗進行至 69 分鐘，試體樓版上表面中央偏東北方 1.5 m 處發生混凝土表 層爆裂，且伴隨巨響及大量蒸氣。觀察到樓版爆炸範圍約為長 1.5 m 寬 0.75 m 之 矩形面積，樓版破裂深度約為 2.5 ~ 3.5 cm，且部分範圍可見樓版頂層鋼絲網， 經評估應為樓版局部尚未開裂，導致混凝土內部蒸氣壓力無法有效宣洩而發生爆 裂。考量樓版爆裂並無穿透，且量測儀器無異常訊號及位移無加劇之情況，確定 試體周圍與加熱爐交界之防焰性無虞後，繼續進行試驗。 試驗進行至 120 分鐘，爐內溫度達到 1050°C，受火梁中點下翼板溫度約達 930°C，受火梁中點撓度達到 80.2 mm，撓曲速率約為 0.8 mm/min，雖未達到 CNS 12514-1 所規定之最大撓曲量(104.55 mm)及最大撓曲速率(4.65 mm/min)兩項性 能基準，但考量與 Bm-cp 試體之一致性，遂於試驗第 121 分鐘熄火使加溫爐冷 卻降溫。試驗過程中，以防火棉包覆之大梁溫度皆無異常升高，且爆炸並無對試42 驗儀器造成影響。 降溫期間，持續觀察並記錄爐內溫度、試體各測點溫度及變形量。降溫初期， 試體撓度仍持續增加，直至降溫 11 分鐘後，受火梁中點達到最大撓度 83.2 mm 此時爐內平均溫度已降至約 600°C。之後試體撓度便逐漸縮小並回歸常溫。待試 體冷卻 15 小時後，將試體吊出加熱爐，可觀察到與 Bm-cp 試體相似之撓曲變形， 如圖 4-31 所示。受火梁亦無挫屈之破壞行為，卻可觀察到些微之扭轉現象，受 火梁上下翼板、腹板、剪力板與銲道皆與 Bm-cp 試體相同，無局部挫屈等破壞 情形發生，如圖 4-32 所示。 經觀察，Bm-uncp 試體小梁端下翼板與剪力板有明顯碰撞痕跡，並發生擠壓 變形，如圖 4-33 所示。雖兩組試體於火害試驗後之最大撓度接近，但試體 Bm-uncp 梁端轉角卻明顯較試體 Bm-cp 大。除此之外，亦可觀察到小梁腹板與剪力板相 接處因螺栓擴孔而發生相對滑移，如圖 4-32 所示。相較於試體 Bm-cp，試體 Bm-uncp 因梁端變形較大，螺栓發生局部變形，如圖 4-34 所示。 卸除載重塊後，可更進一步觀察試體樓版之破壞行為，樓版試驗後整體外觀 如圖 4-35 所示，樓版上方之主要裂縫與環狀裂縫皆與試體 Bm-cp 相似，鋼承板 下方亦有因膨脹而於交接處產生脫離，導致部分混凝土外露之情況。
第四章 實驗結果與討論 43
圖 4-19 試體 Bm-uncp 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-20 試體 Bm-uncp 爐內升溫與降溫曲線
(資料來源：本研究整理)含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究 44
δ2 δ1 δ3
圖 4-21 試體 Bm-uncp 受火梁撓曲變形-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-22 試體 Bm-uncp 受火梁各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)第四章 實驗結果與討論 45
圖 4-23 試體 Bm-uncp 樓版 Line 1 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-24 試體 Bm-uncp 樓版 Line 2 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-25 試體 Bm-uncp 樓版 Line 3 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)Line 1
Line 2
Line3
含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究 46
圖 4-26 試體 Bm-uncp 樓版 Line 4 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-27 試體 Bm-uncp 樓版 Line 5 各時間撓曲變形曲線圖
(資料來源：本研究整理)Line4
Line5
第四章 實驗結果與討論 47
C
D
圖 4-28 試體 Bm-uncp 受火梁 C 斷面溫度測點-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-29 試體 Bm-uncp 受火梁 D 斷面溫度測點-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)含剪力接頭鋼構造梁之耐火性能研究 48
E
圖 4-30 試體 Bm-uncp 受火梁 E 斷面溫度測點-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-31 試體 Bm-uncp 耐火試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)第四章 實驗結果與討論 49
圖 4-32 試體 Bm-uncp 剪力接頭耐火試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)圖 4-33 試體 Bm-uncp 梁端下翼板與剪力板接觸痕跡
(資料來源：本研究整理)50
圖 4-34 試體 Bm-uncp 螺栓耐火試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)圖 4-35 試體 Bm-uncp 樓版耐火試驗後整體外觀
(資料來源：本研究整理第四章 實驗結果與討論 51
第二節 結果討論
本節將藉由試體 Bm-cp 及 Bm-uncp 受火害之實驗結果，探討含剪力接頭鋼 構造梁受火害之行為；並比較兩組試體之實驗結果，討論剪力接頭對試體受火害 行為之影響。壹、 試體行為
由試驗結果顯示，鋼梁受火害後因高溫導致材料強度衰減，造成撓度增大， 其時間與撓度之變化關係可大致區分為四個階段。第一階段為升溫初期，時間為 試驗開始至 20 分鐘，此階段鋼梁溫度由常溫逐漸上升至 700°C，材料強度持續 下降至常溫強度之 1/3 以下，撓度快速增加且約略為線性。 第二階段為升溫中期，時間介於試驗進行 20 分鐘至 50 分鐘之區間，此階段 小梁溫度高達 700°C 至 850°C，已失去大部分承載能力，故撓度不再增加。經樓 版裂紋及撓度變化趨勢可判斷整體結構於此階段進行應力重新分配，整體行為改 由樓版控制，樓版發展出薄膜效應。升溫中期亦為混凝土裂縫發展最快速之階 段，亦可觀察到裂縫中混凝土內部水份滲出等現象。 第三階段為升溫後期，時間為 50 分鐘至試驗結束(121 分鐘)，當樓版受到火 害作用，因樓版邊緣剪力釘提供之側向約束，導致樓版膨脹作用遭到限制而產生 受壓薄膜力，當樓版變形增大，樓版中心逐漸產生受拉薄膜力，由鋼筋承受大部 分拉力，薄膜效應持續發展。此時小梁中點溫度高達 900°C 至 1050°C，樓版由 撓曲機制逐漸轉換為薄膜效應控制。於升溫後期，試體撓持續增加，直至加溫中 止，此階段由於樓版之薄膜效應大幅的增加了樓版的極限承載力，使得整體結構 保持穩定不致破壞，而小梁則因早已失去結構行為，故隨樓版持續撓曲變形而無 破壞之情形發生。 第四階段為降溫階段，時間為試體終止加熱至恢復常溫之區間，此階段試體 撓度逐漸降低，鋼梁則因收縮而產生軸拉力，常見之破壞模式為螺孔塑性變形、 螺栓剪力破壞及剪力板撕裂。試驗結束後，可明顯觀察到鋼梁腹板與剪力板相對 滑移之痕跡，顯示螺栓摩阻型接合失效，且因擴大孔提供之軸向縮短之空間，大52 幅降低了鋼梁因收縮產生之軸拉應力，因此僅觀察到些微螺孔塑性變形，而無螺 栓剪力破壞及剪力板撕裂等情形。
