高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下抗壓強度之研究

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（科技部 GRB 編號） PG10901-0533

高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下

抗壓強度之研究

受委託者：國立交通大學研究主持人：陳誠直教授研究助理：黃薪曄、劉冠佑、陳浚愿研究期程：中華民國 109 年 1 月至 109 年 12 月研究經費：新臺幣 150 萬元

內政部建築研究所委託研究報告

中華民國 109 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）

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目次 I

目次 ... I 表次 ... III 圖次 ... V 摘要 ... VII ABSTRACT ... IX 第一章 概論... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的... 2 第三節 研究方法... 2 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... 7 第三節 文獻回顧... 14 第三章 高強度內灌混凝土箱型鋼柱火害實驗 ... 21 第一節 試體規劃與製作 ... 21 第二節 實驗設備與設置 ... 28 第三節 試體溫度及變形量測 ... 30 第四節 實驗步驟... 31 第四章 實驗結果與討論 ... 33 第一節 實驗結果... 33 第二節 實驗結果與討論 ... 47 第五章 受壓強度計算模式 ... 49 第一節 規範計算方法 ... 49 第二節 受壓強度計算結果與討論 ... 52

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II 第六章 結論與建議 ... 59 第一節 結論... 59 第二節 建議... 60 附錄一 試體設計圖 ... 61 附錄二 銲接箱型鋼柱角隅銲接程序 ... 72 附錄三 高溫下試體受壓強度計算 ... 74 附錄四 審查意見與答覆 ... 80 參考書目 ... 102

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表次 III

表次

表 2-1 Eurocode 4 (2005)高溫下混凝土機械性質折減係數 ... 10 表 2-2 Eurocode 4 (2005)高溫下鋼材機械性質折減係數 ... 11 表 2-3 Eurocode 4 (2005)勁度折減係數 ... 11 表 2-4 BISPLATE 80 及 XLERPLATE Gr. 350 之折減係數 ... 15 表 2-5 SM570 鋼材之高溫下材料機械性質 ... 16 表 2-6 Eurocode 4 及 SM570 之高溫折減係數比較 ... 16 表 3-1 試體參數表 ... 22 表 3-2 SM570MC 鋼材之物性... 22 表 3-3 GMX811-Ni1 銲材之物性 ... 23 表 3-4 拉伸試驗結果整理表 ... 26 表 3-5 SM570 系列鋼材之物性規定 ... 27 表 3-6 混凝土配比 ... 28 表 4-1 實驗結果總表 ... 45 表 5-1 內灌混凝土箱型鋼柱火害實驗結果 ... 55 表 5-2 內灌混凝土箱型鋼柱受壓強度之計算值 ... 56 表 5-3 試體之鋼骨與混凝土載重分擔關係 ... 57

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圖次 V

圖次

圖 1-1 研究流程圖 ... 3 圖 2-1 標準升溫曲線 ... 6 圖 3-1 試體柱斷面銲接示意圖 ... 23 圖 3-2 試體上端部銲接示意圖 ... 23 圖 3-3 試體下端部銲接示意圖 ... 24 圖 3-4 試體內部熱電偶測點設置圖 ... 25 圖 3-5 SAW 銲道超音波檢測施作圖 ... 26 圖 3-6 鋼板試片應力應變曲線圖 ... 27 圖 3-7 防火實驗中心之複合實驗爐 ... 29 圖 3-8 實驗設置示意圖 ... 29 圖 3-9 試體熱電偶測點位置分佈示意圖 ... 30 圖 3-10 變形量測位置示意圖 ... 31 圖 4-1 試體 HCB4T6 斷面鋼骨測點溫度與爐內溫度-時間關係圖 ... 34 圖 4-2 試體 HCB4T6 斷面混凝土測點溫度與爐內溫度-時間關係圖 ... 35 圖 4-3 試體 HCB4T6 軸向位移與軸力關係圖 ... 36 圖 4-4 試體 HCB4T6 端板轉角與軸力關係圖 ... 37 圖 4-5 試體 HCB4T6 側向位移與軸力關係圖 ... 37 圖 4-6 試體 HCB4T6 實驗後整體外觀 ... 38 圖 4-7 試體 HCB4T6 實驗後局部外觀 ... 39 圖 4-8 試體 HCB4T6 實驗後排氣孔變形 ... 39 圖 4-9 試體 HCB5T7 斷面鋼骨測點溫度與爐內溫度-時間關係圖 ... 41 圖 4-10 試體 HCB5T7 軸向位移與軸力關係圖 ... 42

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VI 圖 4-11 試體 HCB5T7 端板轉角與軸力關係圖 ... 43 圖 4-12 試體 HCB5T7 側向位移與軸力關係圖 ... 43 圖 4-13 試體 HCB5T7 實驗後整體外觀 ... 44 圖 4-14 試體 HCB5T7 實驗後局部外觀 ... 45 圖 4-15 試體 HCB5T7 實驗後排氣孔變形 ... 45 圖 5-1 試體 HCB5T7 混凝土熱傳分析結果 ... 53 圖 A-1 柱體挫屈示意圖 ... 74

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摘要 VII

摘要

關鍵詞：高溫、內灌混凝土箱型鋼柱、抗壓強度 一、研究緣起 內灌混凝土箱型鋼柱因其受壓強度高、不易發生局部挫屈且強弱軸差異小等優點，為國內常見之柱構件。相較於一般鋼板，高強度鋼材之高降伏強度與高抗拉強度更適合用於高樓層建築。當箱型鋼柱構件之強度需求較高時，多於鋼柱內灌高強度混凝土以增加其設計強度。於高溫環境下，鋼材與混凝土之機械性質均會隨溫度上升而有所折減，其中鋼材熱傳導性佳，使其強度及彈性模數衰減較快，因此高溫下內灌混凝土箱型鋼柱之強度將依兩種材料之交互作用而有所變化。目前國內外於高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下之力學行為的研究較為缺少，因此本計畫將進行高強度內灌混凝土箱型鋼柱之火害實驗，並探討其於高溫環境下之受壓強度及力學行為。 二、研究方法與過程 本研究之方法包含火害試驗與建立受壓強度計算模式。研究首先蒐集與彙整國內外相關文獻及規範，了解影響高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下受壓強度之參數，與各國規範對於計算受壓構材強度之方式及限制。火害試驗規劃兩組實尺寸高強度鋼材之箱型鋼柱並內灌高強度混凝土以進行火害實驗。受壓強度計算模式則參考各國規範建立之。實驗結果將與計算結果進行比較，以探討高強度內灌混凝土箱型鋼柱於火害下之行為、受壓強度、破壞模式。 三、重要發現 實驗結果顯示兩支試體的破壞模式為整體挫屈伴隨著柱鋼板的局部挫屈，試體箱型斷面全滲透開槽銲道皆無開裂破壞情況。斷面較大之試體若承受較高溫度，其受壓強度仍會小於斷面小之試體。當溫度為 600°C 以下時，鋼骨仍具有良好之強度，此時內灌混凝土箱型鋼柱之受壓強度主要由鋼骨提供。當溫度提升至約 700°C 時，鋼骨之強度急遽下降，內灌混凝土箱型鋼柱之受壓強度主要由混凝土

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VIII 提供。以國內「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」代入高溫材料機械性質之計算值最為接近實驗值，相較於其它規範準確。 四、主要建議事項 高強度鋼板及螺栓於火害後材料機械性質之研究：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國內高層建築物常採用鋼構造，惟強度需求高時常使用高強度鋼板；高強度螺栓亦常應用於鋼構造建物之構件接合中，兩者於火害後之機械性質將影響鋼構造建築物火害後的強度。針對國內常使用之高強度建築用鋼及螺栓於火害後材料機械性質之相關研究甚少，高強度建築用鋼及高強度螺栓於火害後之材料機械性質之研究有其必要性，以作為火害後鋼構造建築鑑定與強度評估之依據。

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Abstract

IX

Abstract

Keywords: elevated temperature, concrete filled box column, compressive strength Concrete filled box columns (CFBC) are a common column member used in our country because of its high compressive strength, less susceptibility to local buckling, and less difference in strong axis and weak axis. Compared with mild steel, the high yield strength and high tensile strength of the high-strength steel are more suitable for high-rise buildings. When the strength demand of steel box column is high, high-strength concrete is usually filled into the steel box column to increase its design strength. In an environment of elevated temperatures, the mechanical properties of steel and concrete would decrease as the temperature rises. Because of good thermal conductivity of the steel, its strength and elastic modulus would decay quickly at elevated temperatures, and the strength of CFBCs would change due to the interaction between the steel and concrete. The research of the mechanical behavior of high-strength CFBCs under fire is lack; therefore, an experiment of the high-strength CFBCs in fire was carried out to investigate their compressive strength and behavior at elevated temperatures.

This study was carried out to conduct experiment and establish model to calculate compressive strength. Relevant literature and codes were collected to understand the parameters affecting the fire resistance and the methodology to calculate the compressive strength of the CFBCs. Two large-scale high-strength CFBCs made of high-strength steel and concrete were tested at elevated temperatures. The model to calculate compressive strength was establish referring various specifications. The experiment results were compared to the calculated results to investigate the compressive strength, behavior of the high-strength CFBCs under high temperatures.

The test results showed that two specimens failed in global buckling accompanied with local buckling of the column steel plate. The complete joint penetration weld used to form the cross section of the specimens showed no sign of crack failure. The compressive strength of the specimen with a larger cross section subjected to a higher temperature was lower than that of the specimen with a small cross section. When the temperature was lower than 600°C, the steel box section still

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X

had strength; and the compressive strength of the CFBCs was mainly provided by the steel box section. When the temperature rose to about 700°C, the strength of the steel box section dropped significantly; and the compressive strength of the CFBCs was primarily provided by the concrete. According to the calculation results, it was found that the compressive strength calculated by domestic code was much closer to the experimental results, which was more accurate than the other codes.

For short-term strategy:

The steel structures are widely used in high-rise buildings; however, high-strength steel is generally used when the strength demand is high. High-strength bolts are often utilized in the joint of steel structural members. The mechanical properties of both the high-strength steel and bolt after fire will affect the strength of steel structures after fire. However, there is very little research about the post-fire mechanical properties of high-strength steel and bolt. It is necessary to explore the post-fire mechanical properties of high-strength steel and bolt in order to establish the basis of safety evaluation of steel structures after fire.

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第一章概論 1

第一章概論

第一節研究緣起與背景

國外鋼構造建築物之柱構件一般採用 H 型鋼柱，而國內大多採用銲接箱型鋼柱。相較於 H 型鋼柱，箱型鋼柱強弱軸差異小，具有較佳的受壓強度。於箱型鋼柱內部填充混凝土除了可使鋼板不易發生局部挫屈外，鋼板提供之圍束力將提高混凝土的抗壓強度，進而提高柱構件之整體抗壓強度。高強度鋼板如 SM570 與 Q690 已有甚多的研發成果，且大量應用於橋梁與高層建築物。相較於一般鋼板，高強度鋼板具有高降伏強度及高抗拉強度等特性，更適合使用於高層建築物，尤其是承受較大載重之低層柱構件。高強度混凝土一般為抗壓強度高於 560 kgf/cm2_{之混凝土。當箱型鋼柱之強度需求提高} 時，可於內部填充高強度混凝土，即為內灌混凝土箱型鋼柱(Concrete-Filled Box Column, CFBC)。CFBC 構件於高溫環境下，鋼材具有較好的熱傳導性，強度及彈性模數較易受高溫影響而降低；然而內灌之混凝土具有較低的熱傳導性及高熱容量特性，使內灌混凝土之耐火性較鋼材佳，兩種材料將相互影響 CFBC 構件之強度。目前國內外對於高溫下之高強度內灌混凝土箱型鋼柱的相關文獻甚少，國外規範如 Eurocode 4 (2005)已有高溫下鋼管混凝土柱構件之相關設計章節，並訂定高溫下之材料機械性質。但 Eurocode 4 亦規定鋼材之受壓降伏強度上限為 460 N/mm2，且混凝土之抗壓強度須介於 20 N/mm2_{至 60 N/mm}2_{之間。國內對} 於內灌混凝土箱型鋼柱之相關設計章節僅適用於常溫，針對高溫下內灌混凝土箱型鋼柱受壓強度之計算模式仍不盡完整。近年來國內高層建築物開始大量使用高強度內灌混凝土箱型鋼柱，而目前於高強度箱型鋼柱內灌混凝土的火害研究欠缺，因此對於高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下的抗壓強度及破壞模式有進一步研究的重要性。

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2

第二節研究目的

探討影響高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下受壓強度之參數，完成大尺寸高強度內灌混凝土箱型鋼柱之火害試驗，探討其破壞模式與受壓強度，整理實驗數據並建置實驗研究資料庫，且建立其計算模式以作為鋼構造防火設計手冊之參考資料。

第三節研究方法

本研究方法採火害試驗與參數分析同時進行。首先蒐集和彙整國內外相關設計規範及文獻，藉由國內外研究成果，瞭解影響內灌混凝土箱型鋼柱受壓強度之參數及破壞模式。實驗將規劃兩組大尺寸高強度內灌混凝土箱型鋼柱進行火害實驗，火害實驗之設置依照國內 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 12514-7 (2014)「建築物構造構件耐火試驗法-第 7 部：柱特定要求」之相關規定，進行定溫加載實驗。試驗時測量試體之軸向變形及側向變形，並於不同斷面設置熱電偶測點，量測試體於實驗中各斷面鋼骨及混凝土之溫度變化。參數分析將以實驗所測得之試體溫度代入各國規範，計算內灌混凝土箱型鋼柱於高溫時之抗壓強度，並與實驗結果進行比對。深入研究相關參數對高強度內灌混凝土箱型鋼柱於火害下之受壓強度與破壞模式。詳細研究流程如圖 1-1。

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第一章概論 3

圖 1-1 研究流程圖

(資料來源：本研究整理) 蒐集國內外相關規範、文獻與實驗資料建立高強度 CFBC 於火害下受壓強度之計算模式結論與建議 1. 試體規劃 2. 試體製作 3. 實驗設置 4. 實驗進行實驗研究實驗結果與討論參數分析研究 1. 探討國內外規範 2. 進行參數研究 3. 進行柱構件受壓強度分析分析結果與討論

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第二章規範與文獻回顧 5

第二章規範與文獻回顧

本章節敘述國內外相關規範及文獻，確認柱構件進行耐火試驗之規範與規定，並了解各國規範柱構件抗壓強度之計算方法與使用限制。瞭解高強度鋼材與混凝土於高溫下之機械性質及影響內灌混凝土箱型鋼柱抗壓強度之參數及破壞模式。

第一節耐火試驗法

對於柱構件之耐火試驗法，我國皆根據 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」及 CNS 12514-7 (2014)「建築物構造構件耐火試驗法-第 7 部：柱特定要求」；國外學者普遍依照 ASTM E119 (2018)或 ISO 834-1 (2012)之規定進行耐火試驗研究。

壹、 ASTM E119

美國 ASTM E119 (2018)為建築物構造與材料耐火試驗標準方法，主要規定試體尺寸、耐火試驗之加溫爐溫度及試體破壞判定標準。有加載之柱試體受熱長度不得小於 2.7 m；無加載之柱試體受熱長度至少需 2.4 m，且試體於加熱期間皆須保持垂直，且試體之受熱段各面均須受熱。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，如圖 2-1 所示。試體耐火性能依試驗類別要求與鋼骨溫度判定構件是否破壞，如加載之柱試體在耐火試驗期間可承受規範中計算之最大載重而未破壞；或未受載重之柱試體平均溫度超過 538°C 或任一量測點之溫度超過 649°C，則試體發生破壞。

貳、 ISO 834-1

ISO 834-1 (2012)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。進行耐火試驗時，爐內之初始平均溫度須小於 50°C，且溫度之提升須符合標準升溫曲線

T



345 log

₁₀

(

8 t



1 )



20

，其中 T 為攝氏溫度，t 為時間(分)，如圖 2-1 所示。柱試體之性能基準評定以構件承重能力判

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6 別，其規定承重構造破壞條件為超過最大軸向壓縮量(C)，C=h/100 (mm)，與超過最大軸向壓縮速率(dC/dt)， dC/dt=3h/1000 (mm/min)。

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

CNS 12514-1 (2014)對於試驗設備、束制條件、環境溫度、爐內壓力、量測儀器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加溫。進行耐火試驗時，試體需配置足夠之熱電偶測點以及位移量測測點。試體之破壞基準以變形量及變形速率判定，其規定與 ISO 834-1 相同。

肆、 CNS 12514-7 柱特定要求

CNS 12514-7 (2014)對於柱構件試體之尺度、數量、安裝之束制條件及熱電偶配置進行明確規定。柱試體受熱長度需大於 3 m 以上，試體曝火高度的每一端最多增加不超過 300 mm。於耐火試驗時，試體頂端及底端的載重表面應互相平行，與柱的軸心成垂直，以避免彎曲變形的產生。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。

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第二節設計規範

國內外常溫下鋼管內灌混凝土受壓構材之設計規範有我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」(2011)、AISC (2016)、Eurocode 4 (2005)等規範；高溫下之受壓構材之設計規範僅有 Eurocode 4 (2005)。各規範對於構材受壓強度皆有明確的計算方式，亦限制材料之機械性質。各國規範之簡述如下。

壹、國內「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」(室溫)

根據我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」(2011)規定，受軸壓力作用之鋼骨鋼筋混凝土構材可分為包覆型鋼骨鋼筋混凝土柱及鋼管混凝土柱，其中鋼管混凝土柱依其混凝土填充及包覆方式可再細分為填充型鋼管混凝土柱及包覆填充型鋼管混凝土柱，其中填充型鋼管混凝土柱之肢材寬厚比須小於 3E_s /F_ys ，其中E 為鋼骨之彈性模數，_s F 為鋼骨之降伏強度。目前國內「鋼ys 骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」(2011)仍缺少高溫下受壓構材之計算方式。鋼骨鋼筋混凝土柱之設計受壓強度_{c n}P可透過「強度疊加法」計算，其計算方式如下： cPn csPns crcPnrc    (2-1) 其中P 為鋼骨之標稱受壓強度；_ns P 鋼筋混凝土之標稱受壓強度；_nrc _cs為鋼骨之受壓強度折減係數，建議值為 0.85；_crc為混凝土之受壓強度折減係數，針對填充型鋼管混凝土柱之建議值為 0.75。 ns P 為鋼骨部分之標稱受壓強度，計算方式為： 當_c 1.5 時： 2 exp(-0.419 ) ns c ys s P    _F A (2-2) 當λ >1.5 時： _c



2



0.877 / ns c ys s P   F A (2-3) 其中Fys為鋼骨之降伏強度；A 為鋼骨之斷面積。 s

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8 ys c eff s F KL r E    (2-4) g eff s g I r r A    (2-5) 其中KL為鋼骨鋼筋混凝土構材之有效長度；r 是鋼骨斷面之迴轉半徑；_s I 為鋼g 骨鋼筋混凝土構材之全斷面慣性矩；A 為鋼骨鋼筋混凝土構材之全斷面積；_g



為鋼骨斷面有效迴轉半徑修正因子，規範針對填充型鋼管混凝土柱之建議值為 0.1。 nrc P 為混凝土部分之受壓強度，計算方式為(2-6)及(2-7)兩式計算結果較小之 值：



'



0.85 nrc e c c r yr P  f A A F (2-6)

 

2 2 rc nrc e EI P KL            (2-7) 其中_e為混凝土部份考慮最小偏心距及持久載重影響之強度折減係數，配置橫箍筋時，其建議值為 0.8；配置螺箍筋時，其建議值為 0.85； ' c f 為混凝土之抗壓強 度； F 為鋼筋之降伏強度；yr A 、c A 分別為混凝土及鋼筋之斷面積，r

 

EI rc為混凝土之撓曲鋼度。

 

5 c g rc E I EI  (2-8) c E 為混凝土之彈性模數；I 為全斷面之面積慣性矩。 g

貳、歐洲 Eurocode 4 – Design of composite steel and concrete

structures– Part 1–2(高溫)

Eurocode 4 – Design of composite steel and concrete structures– Part 1–2 (2005) 之鋼管混凝土柱構件高溫下受壓強度 Nfi,Rd的計算以構件截面積、構材有效長度

及溫度為時之材料機械性質為參數。Eurocode 4 (2005)建議高溫下混凝土與鋼材之機械性質分別如表 2-1 及表 2-2 所示，高溫下鋼管混凝土柱之受壓強度可由式(2-9)至式(2-15)計算。

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第二章規範與文獻回顧 9 Nfi,Rd =



Nfi,pl,Rd (2-9)













, , , , , , , , , , , , , , fi pl Rd a ay M fi a s sy M fi s c cy M fi c j k m N 



A _f _  +



A_f _  +



A _f _  (2-10)

Aa,ɵ、As,ɵ、Ac,ɵ分別為鋼骨、鋼筋及混凝土溫度為之區塊截面積總和；fay,ɵ、fsy,ɵ

是當鋼骨與鋼筋溫度為時之降伏強度；fcy,ɵ 為混凝土溫度為時之極限強度。

γ

M,fi,a、

γ

M,fi,s、

γ

M,fi,c分別是鋼骨、鋼筋及混凝土之火害下強度部分因子，建議值皆

為 1。 2 2 1           (2-11) 2 1 1 2      _   _   (2-12)



0.49 , , , fi pl Rd fi cr N N    (2-13)

 

2 2 , , fi cr fi eff N  EI l_ (2-14) lɵ為火害下之構材有效長度。

 

fi eff, j



a, a, a,

 

k s, s, s,

 

m c, c,sec, c,



EI 



 _E _I _ +



 _E I_ _ +



 _E _I _ (2-15) φa,ɵ、φs,ɵ、φc,ɵ 分別為鋼骨、鋼筋與混凝土之高溫下勁度折減係數，可由表 2-3

查得，表中之φf,ɵ及φw,ɵ分別為鋼骨翼板及腹板之勁度折減係數；Ea,ɵ、Es,ɵ、Ec,sec,ɵ

分別是溫度為時之鋼骨、鋼筋及混凝土彈性模數；Ia,ɵ、Is,ɵ、Ic,ɵ 各為鋼骨、鋼

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表 2-1 Eurocode 4 (2005)高溫下混凝土機械性質折減係數

註： , , , = N C C L c c c cu f k f             溫度為時之混凝土抗壓強度。室溫下之混凝土抗壓強常重混凝土。代表與輕質混凝度溫度為時之混凝土抗壓強度折減係數溫度為時當混凝土達到抗壓強度對應土。。。之應變。 (資料來源：Eurocode 4 2005)

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表 2-2 Eurocode 4 (2005)高溫下鋼材機械性質折減係數

(資料來源：Eurocode 4 2005)

表 2-3 Eurocode 4 (2005)勁度折減係數

註： , , , , f w c s             鋼骨翼板因熱應力之勁度折減係數。鋼骨腹板因熱應力之勁度折減係數。混凝土因熱應力之勁度折減係數。鋼筋因熱應力之勁度折減係數。 (資料來源：Eurocode 4 2005)

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12

參、美國 AISC

AISC (2016)規範鋼管混凝土柱於常溫之計算受壓強度P 受細長比之影響，_n 計算方式如式(2-16)及式(2-17)所示。當 no 2.25 e P P  0 . 6 5 8 no e P P n no P P _ _   (2-16) 當 no 2.25 e P P  Pn 0 . 8 7 7Pe (2-17) 其中： ' 0 . 8 5 n o y s y s r s r c c P  F A F A f A (2-18)

As、Asr、Ac分別為鋼骨、鋼筋及混凝土區塊之面積；Fy、Fysr是鋼骨與鋼筋之降

伏強度； ' c f 為混凝土之極限強度。





2 _/ 2 e eff c P  EI L (2-19) Lc為構材有效長度；EIeff 為鋼管混凝土柱斷面之有效勁度。 E Ie f f E Is s E Is1 s r C E Ic c (2-20) 1 0 . 2 5 3 0 . 7 s s r g A A C A  _    _ _   (2-21)

Es、Ec 分別是鋼材及混凝土彈性模數；Is、Isr、Ic 各為鋼骨、鋼筋與混凝土之面

積慣性矩；Ag為全斷面面積。 AISC (2016)於附錄 4 亦有規定純鋼柱之受壓構件可以承載力驗算法進行防火設計，根據高溫下鋼材之降伏強度、彈性模數及細長比計算，而鋼材於高溫下 之機械折減係數與 Eurocode 4 之建議值相同。受壓構材於高溫 T 時標稱強度 ( ) n P T 之計算方式如下。

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第二章規範與文獻回顧 13 P T_n( )F_cr

 

T A_g (2-22) 其中 Ag為全構材斷面積。

 

   

_{ }

0 . 4 2 y e F T F T cr y F T F T          (2-23)

 

2 2 e c E T F T L r         (2-24) Fy(T)為鋼材溫度為 T 時之降伏強度；E(T)為鋼材溫度為 T 時之彈性模數；r 為構 材斷面之迴轉半徑。

肆、日本 AIJ-SRC(室溫)

日本 AIJ-SRC(1991)受壓強度之計算方法與我國 SRC 規範相似，皆採用強度疊加法，將鋼骨及 RC 視為獨立個體分別其計算強度，再進行疊加。於設計方法 上，日本 AIJ-SRC 使用容許應力法，其中 SRC 受壓構件強度 N 之計算方法如下。 N _sN_rN (2-25) sN 為鋼骨之受壓強度，計算方式如下。 _sN  _sA _sf _c (2-26) 其中sA 為鋼骨之斷面積；sfc為鋼骨之降伏強度。 rN 為混凝土之受壓強度，計算方式如下。 1 ' 1 1 2 2 n r m t c n N n p bD f        _  _  _ _ (2-27) 其中 b、D 分別為混凝土斷面之寬度與深度； ' c f 為混凝土之極限強度；_n₁_n D； n  為斷面最大受壓處與中性軸之距離；n = Es/Ec；mPt為拉力鋼筋比。

(26)

14

第三節文獻回顧

壹、高溫下高強度鋼材之材料性質

近年來高強度鋼材廣泛應用於高層建築物中，但目前國內外之高溫下設計規範或防火設計手冊中使用之高溫下鋼材機械性質折減係數為針對一般強度鋼材而訂定。因高溫下之材料機械性質為防火設計中之重要因素，導致高強度鋼材於高溫下機械性質將十分值得探討。高溫下及受火後高強度鋼材機械性質之相關研究簡述如下。 Li 等人(2017)使用 Q690 鋼材，將試體加熱至不同溫度，並使用空氣與水使鋼材冷卻至常溫後進行拉伸試驗。待試體冷卻後測定彈性模數、降伏強度、極限強度與極限伸長量等材料性質。結果顯示升溫至700˚C 以上之試體會因冷卻方式不同而影響其高溫冷卻後的機械性質。使用空氣冷卻之試體更具延展性；使用水冷卻之試體將提高鋼材之降伏強度與極限強度，極限伸長量則降低。

Chen 等人(2006)研究高強度鋼板 BISPLATE 80(相當於 ASTM A 514、S690Q 鋼板)，及一般強度鋼板 XLERPLATE Grade 350(相當於 ASTM 573-450 鋼板)。進行定溫加載與定載加溫兩種實驗，探討兩種鋼板之降伏強度及彈性模數等機械性質，並與規範比較。結果顯示於低溫時兩種鋼板之衰減程度相近，但 540o C 以後，高強度鋼板之強度衰減則高於一般鋼板，且當溫度越高時，其強度衰減越為明顯，如表 2-4 所示。結果亦顯示美國及歐洲等規範於高溫下所使用之一般強度鋼板強度折減係數及彈性模數折減係數於 1000oC 前皆較為保守。

(27)

表 2-4 BISPLATE 80 及 XLERPLATE Gr. 350 之折減係數

(資料來源：Chen 等人 2006) Qiang 等人(2012)使用 S460 與 S690 兩種鋼材，將其升溫至 100oC 至 1000oC，待冷卻後進行拉伸實驗，測定彈性模數、降伏強度、極限強度、及延展性等受火後之機械性質。實驗結果顯示 S460 與 S690 鋼材受到 600˚C 以下之火害後，其機械性質不受高溫影響。實驗結果亦發現 S460 與 S690 鋼材暴露於 1000˚C 之高溫後，強度雖下降但仍具足夠之延展性。 Kwon (2013)以 SM520B 及 SM570 兩種高強度鋼材於常溫與高溫下進行拉伸試驗，並與 SS400 普通強度鋼材比較其彈性模數及強度。SM570 鋼材之高溫拉伸實驗結果如表 2-5 所示，Eurocode 4 (2005)及 SM570 之高溫下彈性模數及強度折減係數如表 2-6 所示。實驗結果發現，SM570 鋼材高溫下之降伏強度在 300° C 至 700°C 時，其衰減程度較普通強度鋼材大。此外 Kwon 進行實驗時亦發現 SM570 鋼材之熱伸長率較 SM520 鋼材高，而 SM570 鋼材作為結構用鋼，其熱伸長率亦應為進行防火設計時之考量因素。

(28)

16

表 2-5

SM570 鋼材之高溫下材料機械性質

(資料來源：Kwon 2013)

表 2-6 Eurocode 4 及 SM570 之高溫折減係數比較

Eurocode 4 (2005)之折減係數 Kwon (2013)SM570 折減係數溫度 T Fy(T)/Fy E(T)/E Fy(T)/Fy E(T)/E RT 1.00 1.00 1.00 1.00 100℃ 1.00 1.00 0.95 0.98 200℃ 1.00 0.90 0.88 1.00 300℃ 1.00 0.80 0.88 0.91 400℃ 1.00 0.70 0.82 0.83 500℃ 0.78 0.60 0.70 0.72 600℃ 0.47 0.31 0.49 0.48 700℃ 0.23 0.13 0.18 0.13 800℃ 0.11 0.09 0.13 0.05 900℃ 0.06 0.0675 0.04 0.04 (資料來源：本研究整理)

貳、高溫下混凝土之材料性質

混凝土之彈性模數與極限強度等機械性質於高溫下將會折減，其折減幅度隨溫度之上升而增加。而混凝土之抗壓強度、骨材種類與纖維添加之有無，亦影響

(29)

第二章規範與文獻回顧

17

其於高溫下之性能表現，重要相關研究成果如下所示。

Kodur and Sultan (2003)分別使用矽質骨材(siliceous aggregate)、碳質骨材 (carbonate aggregate)與有無添加鋼纖維等不同配比之高強度混凝土圓柱試體進行升溫試驗，並測定其比熱、熱傳導係數、熱膨脹係數及質量損失，探討高強度混凝土於不同溫度下之材料性質。結果顯示使用矽質骨材之試體有較大之熱傳導係數及熱膨脹係數；使用碳質骨材之試體有較大之比熱及質量損失，而添加鋼纖維與否對以上所述之材料性質並無太大影響。本文獻亦於附錄中建議高強度混凝土於 1000°C 以下之比熱、熱傳導係數、熱膨脹係數及質量損失之計算公式。 Cheng 等人(2004)於不同溫度下分別使用矽質骨材、碳質骨材及有無添加鋼纖維等四種不同配比之高強度混凝土圓柱進行軸壓試驗，並測定其應力應變關係，探討高強度混凝土於高溫下之機械性質。結果顯示於 100°C 至 400°C 時混凝土之極限強度約為常溫時之 75%，溫度高於 400°C 後，試體之極限強度則持續下降，800°C 時強度為常溫之 25%。此外，實驗結果亦發現加入鋼纖維能提高混凝土於高溫下之韌性及彈性模數。

參、內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下之相關研究

內灌混凝土箱型鋼柱是由鋼板及混凝土組合而成之複合構材，其高溫下之力學行為受混凝土及鋼板之機械性質變化而改變。鋼材及混凝土因其物性化性差距甚大，兩者於升溫過程中強度衰減、彈性模數變化及升溫速度均不相等，使內灌混凝土箱型鋼柱於火害下之強度變化值得深入研究。相關文獻多以實驗及分析方法對內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下之行為進行探討與分析，重要研究成果如下。 Lu 等人(2009)以六組高強度自填充混凝土內灌高強度方型冷軋鋼管之短柱進行定載加溫實驗，探討不同載重比及載重有無偏心對耐火性之影響，並以有限元素分析模擬試體之行為。實驗結果顯示自填充混凝土鋼管柱火害下之行為與一般鋼管混凝土柱相同，破壞模式皆為鋼管局部挫屈且內灌之混凝土壓碎，而載重偏心則對防火時效影響不大。分析結果顯示鋼管混凝土柱受熱初期載重主要由鋼管承載，當鋼管斷面降伏後載重則逐漸轉移至混凝土，此互制作用可以提升鋼管混凝土柱之耐火性能。作者亦建議能使用一般高強度混凝土之材料性質模擬高強度自填充混凝土火害下之行為。

(30)

18 Espinos 等人(2010)以有限元素分析軟體建立 3D 模型，模擬火害下圓形鋼管混凝土柱之行為。將分析結果與實驗結果比對，再進行參數研究。由試體於火害下之軸向變形與時間關係圖及載重比與時間關係圖得知，可將試體之定載加溫歷程分為以下四個階段：(1)鋼管溫度迅速增加，而內灌之混凝土溫度較低。導致鋼管膨脹並與混凝土接觸面產生滑移，使鋼管承受大部分載重；(2)鋼管溫度持續升高而強度衰減，並且軸向變形由伸長改為壓縮，使混凝土再次與加載端板接觸；(3)鋼管喪失強度，軸向載重逐漸轉由混凝土承受；(4)隨時間增加，核心混凝土溫度逐漸升高。最後混凝土失去承載能力，試體破壞。由此可知，混凝土承載能力為影響鋼管混凝土柱耐火性能之重要因素。陳誠直等人(2010)藉由三組銲接箱型鋼柱內灌高強度自填充混凝土試體進行定載加溫實驗，並以有限元素分析軟體模擬試體行為，探討有無防火被覆對試體行為之影響、試體斷面溫度分布與軸向勁度之變化。研究結果顯示具防火被覆之試體皆能達到預期之防火時效，而火害後之試體軸向勁度增大且仍呈現彈性行為。未具防火被覆之試體於實驗期間持續發出混凝土爆裂的聲音，惟因箱型鋼柱之良好圍束而未立即破壞，直到鋼板發生局部挫屈才導致試體破壞。陳誠直等人(2012)以四組內灌混凝土箱型鋼管混凝土柱進行耐火試驗，探討有無剪力釘及施加不同軸向載重之影響。研究結果顯示，施加較小軸向載重之試體會產生較大的軸向變形，且耐火時效較長；配置剪力釘可略為增加試體之耐火性能，但於剪力釘周遭混凝土之溫度會些微提高。試體之破壞模式為試體壓縮、鋼板發生局部挫屈及內部混凝土碎裂。再以有限元素分析模擬試體於高溫下之行為，可合理預測各時間試體斷面之溫度分布和試體軸向變形趨勢。陳誠直(2013)以實驗及有限元素分析探討內灌混凝土箱型鋼柱於定載加溫下之力學行為以及耐火時效表現，並提出內灌混凝土箱型鋼柱於火害下之設計準則與防火時效評估方式。實驗部分共設計 8 組試體，參數包括試體斷面大小、軸壓比、有無配置縱向鋼筋。試驗結果顯示配置縱向主筋之試體於混凝土壓縮爆裂後之承載力優於無配置縱向主筋之試體，且能減緩試體之壓縮速率並增加防火時效。試體施加之軸壓比越大，耐火性能表現越差，其中軸壓載重比超過 0.3 之試體則無法達到 1 小時之防火時效。有限元素分析結果顯示藉由分析方法能夠合理估算試體於升溫過程中之斷面溫度分布以及軸向變形趨勢；分析結果發現內灌混

(31)

第二章規範與文獻回顧 19 凝土箱型鋼柱之火害性能受載重比影響最大，有無縱向主筋次之，而斷面尺寸影響最小。 Chung 等人(2013)使用兩組相同之高強度鋼板銲接箱型鋼柱內灌高強度混凝土試體分別施加不同載重，持壓後再以 ISO 834-1 之標準升溫曲線進行火害實驗。探討不同載重比下試體之防火時效，並與解析結果比較。結果顯示當鋼板因高溫失去承載能力後，混凝土之強度亦因高溫而快速降低，導致載重比大之試體混凝土碎裂較快且防火時效較短。然而載重比小之試體因混凝土能承載時間較長，使其防火性能較佳。陳誠直等人(2014)藉由填充式箱型鋼柱之耐火試驗及彙整一系列之相關研究成果，提出填充式箱型鋼柱之防火性能設計。耐火試驗以兩組填充式箱型鋼柱探討當試體施加較小載重比時之耐火性能表現。同時研究利用結構分析軟體 Etabs 建立三種不同樓層(即低矮層、中層或是高層)建築結構模型，並分析各樓層柱於使用載重下之載重比，以探討不同樓層柱載重比之分佈。研究結果顯示施加較小載重比之試體其耐火時效較長，且載重比對於耐火時效之影響極大。研究最終提出以載重比作為參數之填充式箱型鋼柱耐火時間評估公式，且綜合結構分析軟體之分析結果與耐火時間評估公式，由於其位於中高樓層之柱構件與角柱之載重比皆小於 0.2，因此其耐火性能優異。 Chen 等人(2017)將四組內灌高強度混凝土之銲接箱型鋼柱使用 ISO834 標準升溫曲線進行定載加溫實驗，當爐溫達到預計溫度時即停火。待試體緩慢冷卻後再於常溫進行加載，探討 CFBC 經歷 400°C、600°C、800°C 高溫後，所殘留之受壓強度。結果顯示當溫度升至 800°C 時，因材料機械性質急遽降低導致試體壓縮且冷卻後產生較大之軸向變形，殘留強度亦低於常溫下之受壓強度。然而溫度升至 400°C 及 600°C 之試體於冷卻後產生之變形較小，且因混凝土內水分快速乾燥導致試體殘留強度高於常溫下之受壓強度。吳易宸(2011)藉由三組銲接箱型鋼柱內灌高強度自填充混凝土試體進行定載加溫實驗，研究有無防火被覆對試體行為之影響，並提出一分析模式探討內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下鋼材與混凝土承載之互制關係。實驗結果顯示具防火被覆之試體皆能達到預期之防火時效，且耐火能力也較未具防火被覆之試體佳。由

(32)

20

分析結果可以得知，若試體破壞時溫度較低，內灌混凝土箱型鋼柱之鋼骨仍具有良好之強度，受壓強度主要由鋼骨提供。隨著溫度提升，鋼骨之強度會逐漸下降，此時內灌混凝土箱型鋼柱之受壓強度主要由混凝土承擔，直到試體破壞。

(33)

第三章高強度內灌混凝土箱型鋼柱火害實驗 21

第三章高強度內灌混凝土箱型鋼柱火害實驗

第一節試體規劃與製作

壹、試體規劃

由先前文獻研究成果可以發現，溫度、寬厚比及細長比為影響內灌混凝土箱型鋼柱受壓強度之主要參數。本研究將以溫度作為主要研究參數，探討高強度內灌混凝土箱型鋼柱之火害行為。實驗試體將參考我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」(2011)，並考量內政部建築研究所防火實驗中心實驗設備之容許範圍及限制進行設計及製作。試體安裝之環境溫度、爐內壓力、束制條件、熱電偶測點之配置及實驗程序將依照國家標準 CNS 12514-1 (2014)及 CNS 12514-7 (2014)之相關規定進行火害實驗。

貳、試體設計

本研究規劃 2 支高強度內灌混凝土箱型鋼柱試體，具有不同斷面大小及預計提升至不同溫度，詳細試體參數如表 3-1 所示。試體編號為 HCB4T6 及 HCB5T7， HCB 代表試體為高強度內灌混凝土箱型鋼柱，4 及 5 分別表示試體之斷面大小為 400 mm 及 500 mm，T6 與 T7 分別代表試體之鋼骨平均溫度預計提升至攝氏 600 度或 700 度。柱試體之鋼材採用 SM570M 系列之鋼板，高強度鋼 SM570M 較一般建築結構用鋼規格強度更高，分為 A、B、C 及 CHW 等四種等級。由於 SM570M 系列鋼材取得不易，鋼構廠庫存 30 mm 之鋼板僅有 SM570MC，25 mm 之鋼板僅有 SM570MCHW，因此 HCB4T6 及 HFB5T7 分別以 SM570MC 及 SM570MCHW 規格之鋼板製作，並使用 GMX811Ni1 銲材作為銲接材料。SM570M 系列鋼板物性與化性如表 3-2 所示，GMX811Ni1 銲材之物性如表 3-3 所示。試體斷面之寬厚比皆符合塑性設計斷面。為避免銲道開裂，試體柱之角隅皆以全滲透開槽銲進行銲接，如圖 3-1 所示，銲接施作方法為潛弧銲接(Submerged Arc Welding, SAW)。考量到試體設置於加溫爐內須與加載設備連接及軸向載重能均勻傳遞等因素，試體之上下兩端皆以雙邊填角銲接合厚度 30 mm 之端板及厚度 25 mm 之加勁板，試體端部銲接示意圖如圖 3-2 及圖 3-3 所示。

(34)

22 內灌之混凝土採用強度為 560 kgf/cm2_{高強度混凝土，考量箱型鋼柱於灌漿} 時之空氣排出、混凝土於養護或高溫時之內部水氣排出等因素，於試體四面柱板縱向設置數個直徑 20 mm 之透氣孔，試體之詳圖見附錄一所示，其中銲接符號為國內常用之 AWS 系統。

表 3-1 試體參數表

編號試體尺寸 (mm) 細長比寬厚比溫度(°C) HCB4T6 □ 400×400×30×3830 27.2 11.3 600 HCB5T7 □ 500×500×25×3830 21.3 18.0 700 (資料來源：本研究整理)

表 3-2 SM570MC 鋼材之物性

(資料來源：中鋼型錄 2014)

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表 3-3 GMX811-Ni1 銲材之物性

(資料來源：中鋼銲材廠股份有限公司 2018)

圖 3-1 試體柱斷面銲接示意圖

圖 3-2 試體上端部銲接示意圖

(資料來源：本研究整理) Unit : mm Unit : mm

(36)

24 Unit : mm

圖 3-3 試體下端部銲接示意圖

參、試體製作

試體製作步驟如下所述： 1. 依設計圖裁切鋼板及鑽孔。 2. 試體柱身以銲接接合假固定成 U 字型。 3. 試體內部設置熱電偶測點。 4. 以 SAW 銲接完成箱型柱體。 5. 進行超音波檢測全滲透開槽銲道無缺陷。 6. 銲接上下端板及加勁板。 7. 混凝土灌漿作業。 8. 混凝土養護。本研究所使用鋼板之採購及試體之銲接組裝皆由東和鋼鐵企業股份有限公司執行。鋼構廠依設計圖裁切鋼板後，將鋼板銲接固定為 U 字型。完成 U 型組立後，即安裝試體內部之熱電偶測點(測點位置詳見第三節)，試體內部熱電偶測點之安裝如圖 3-4 所示。熱電偶線將由試體頂端之預留孔洞延伸至試體外，並確

(37)

第三章高強度內灌混凝土箱型鋼柱火害實驗 25 認訊號正常。最後以 SAW 銲接試體，SAW 銲接之銲接程序如附錄二所示。進行超音波檢測銲道無缺陷後，再進行混凝土灌漿及養護作業，超音波檢測 SAW 銲道施作過程如圖 3-5 所示。本研究兩支箱型鋼柱試體採用高強度鋼板 SM570MC 與 SM570M-CHW。25 mm 之 SM570M-CHW 鋼板經拉伸實驗後所測得之降伏強度為 5.4 tf/cm2、彈性模數為 2075.1 tf/cm2_{；30 mm 之 SM570MC 鋼板所測得之降伏強度為 5.2 tf/cm}2_、彈性模數為 2071.1 tf/cm2_{。詳細之實驗結果如表 3-4，試片之應力應變曲線如圖 3-6} 所示。表 3-5 為鋼結構極限設計法規範及解說針對 SM570M-CHW 及 SM570 之兩種鋼板使用於耐震設計之相關規定。本研究所使用之鋼板皆符合其規定，可應用於耐震設計。試體內灌之混凝土由台灣水泥股份有限公司新竹廠提供，為設計強度為 560 kgf/cm2之自充填高強度混凝土，混凝土配比如表 3-6 所示。經混凝土圓柱試體抗壓試驗測得 7 天之平均抗壓強度為 532.3 kgf/cm2_{，28 天之平均抗壓強度為 710.4} kgf/cm，於實驗當日測得之平均抗壓強度為 712.6 kgf/cm2。

圖 3-4 試體內部熱電偶測點設置圖

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26

圖 3-5 SAW 銲道超音波檢測施作圖

表 3-4 拉伸試驗結果整理表

鋼種厚度 (mm) E (tf/cm2) Fy (tf/cm2) Fu (tf/cm2) 降伏比 u y F F 伸長率 (%) SM570MC 30 2075.1 5.4 6.6 0.81 19.79 SM570M-CHW 25 2071.0 5.2 6.3 0.82 20.57 (資料來源：本研究整理)

(39)

第三章高強度內灌混凝土箱型鋼柱火害實驗 27 (a)厚度 25 mm 之 SM570M-CHW 鋼板 (b)厚度 30mm 之 SM570MC 鋼板

圖 3-6 鋼板試片應力應變曲線圖

表 3-5 SM570 系列鋼材之物性規定

(資料來源：鋼構造建築物設計技術規範鋼結構極限設計法規範及解說 2010)

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28

表 3-6 混凝土配比

每 1 m3_{混凝土配比用量(kg)} 水泥爐石飛灰水化學摻料細骨材粗骨材 340 195 95 170 8.51 790 740 註： 1.設計空氣含量為 1.5% 2.骨材最大粒徑為 13 mm 3.水膠比為 0.27 (資料來源：本研究整理)

第二節實驗設備與設置

實驗設備將使用內政部建築研究所防火實驗中心之複合實驗爐，如圖 3-7 所示。複合實驗爐之加載設備最大可達 2000 噸加載能力，其行程為 500 mm。上下端支承皆為鉸支承，可調整束制條件以控制試體之挫屈方向，柱之軸力於柱下端加載。實驗將在設備容許容量下進行，以求得準確之實驗結果。實驗設置示意圖如圖 3-8 所示。實驗設置步驟須先將試體橫置於空地，鎖固支撐短柱後，在試體外部之預定位置設置熱電偶線，再於熱電偶線上包覆防火棉。將試體吊至加溫爐內並安裝至加載設備上，爾後將熱電偶線、位移計及傾斜儀與資料擷取器連接。確定儀器訊號正常後，包覆防火棉於柱體上下端空隙，確保高溫氣體不致外洩以確保人員安全，後續進行定溫加載試驗。

(41)

圖 3-7 防火實驗中心之複合實驗爐

(資料來源：本研究整理) Unit: mm

圖 3-8 實驗設置示意圖

(資料來源：本研究整理) 3520

(42)

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第三節試體溫度及變形量測

壹、試體溫度測點規劃

依據 CNS 12514-7 (2014)規定，柱構件熱電偶測點應放置 4 層，每一層至少有 3 個熱電偶測點；最上層及最下層須距離柱受熱段端部 600 mm，且中間層間距須相等。試體於鋼骨及混凝土皆有設置熱電偶測點，共分為 4 層。鋼骨部份於每斷面不同位置安裝 6 個熱電偶測點；混凝土部份於每斷面不同位置安裝 5 個熱電偶測點，每斷面共 11 個熱電偶測點，試體之熱電偶測點分佈位置示意圖如圖 3-9 所示。 Unit: mm

圖 3-9 試體熱電偶測點位置分佈示意圖

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貳、試體變形量量測

本實驗量測試體之軸向變形量、側向變形量及上下端板轉角。於柱之下方端板及試體受熱段中點處設置位移計以分別量測試體之軸向變形及側向變形，並於上下端板之中心線設置傾斜儀測量柱端板轉角。藉此觀察試體之變形行為及作為是否達到破壞的參考依據，變形量測儀器設置位置示意圖如圖 3-10 所示。

圖 3-10 變形量測位置示意圖

第四節實驗步驟

試體耐火實驗依據 CNS 12514-1 (2014) 及 CNS 12514-7 (2014)之相關規定

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32 進行，試驗步驟如下： 試驗開始前預備事項 1. 環境空氣的溫度應在 25±15°C，且爐內溫度需小於 50°C。 2. 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。試體之變形量測值及其他狀態亦須記錄。 3. 當溫度控制程式開始加熱時，即視為實驗開始，所有手動及自動觀察系統皆須進行量測。 定溫軸壓試驗過程 1. 試驗開始之際，試體之初始平均溫度和非加熱面溫度須為 25±15°C。 2. 確認所有資料擷取器之訊號與讀數皆正常。 3. 開始加熱並每分鐘計算一次試體鋼骨之平均溫度。 4. 將爐內溫度提升至預定溫度後便開始持溫。 5. 待鋼柱之平均溫度達預定溫度後開始施加軸向載重。 6. 每分鐘量測試體之變形。 7. 達試體受壓強度後結束實驗，觀察試體之挫屈形狀及變形並詳實記錄之。 試驗終止條件 1. 試體達最大受壓強度。 2. 因人員安全或設備可能遭受破壞之因素。 CNS12514-1 明確規定軸向承載構件之性能基準指標為：最大軸向壓縮量 (mm)，Ch/100；最大軸向壓縮速率(mm/min)，dC/dt3h/1000；其中，h= 試體之初始高度，(mm)。本試驗試體最大軸向壓縮量為 35.2 (mm)；且最大軸向壓縮速率不得超過 10.56 (mm/min)。因本研究之目的為探討高強度內灌混凝土箱型鋼柱之極限受壓強度，故在人員安全與設備無破壞可能之情況下，將不以性能基準指標作為停止實驗的標準，而以試體無法承受更大載重時終止實驗。

(45)

第四章實驗結果與討論 33

第四章實驗結果與討論

第一節實驗結果

本章將敘述本研究兩支試體之實驗情況及實驗結束後之結果，並詳述高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下之受壓行為。

壹、試體 HCB4T6

試體 HCB4T6 為 400 mm 斷面，目標溫度為 600 °C。實驗開始時環境溫度約為 33 °C，試體之鋼骨平均溫度約為 30.9 °C；混凝土之平均溫度約為 31.5 °C。實驗開始初期，爐溫迅速升高，於點火後 10 分鐘爐溫已達約 510 °C，爾後爐溫緩慢提升至 710 °C。試體鋼骨之溫度隨爐溫提高而穩定且快速上升，試體之軸向長度亦持續增加。試體鋼骨之平均溫度於實驗開始 60 分鐘時達到約 500 °C，隨後試體升溫速度開始趨緩並緩慢提升至目標溫度。其間，於點火後 27 分鐘及 74 分鐘時均有聽到混凝土爆裂聲響，此時距鋼骨內側表面 20 mm 及 95 mm 之混凝土皆分別達到約 100 °C，推測為內部混凝土受高溫使得水分自試體內部蒸發而產生之混凝土爆裂行為。試體各斷面鋼骨之測點溫度如圖 4-1 所示；各斷面混凝土之測點溫度如圖 4-2 所示，其中訊號異常之測點將不納入計算及討論。於實驗開始約 129 分 20 秒後試體鋼骨之平均溫度為 618.9 °C 即開始加載，試體因熱膨脹達最大軸向伸長量 27.4 mm。開始進行軸向加載後，由原先持壓之 10 tf 加至 300 tf 後持壓 60 秒，此時試體之軸向壓縮量為 9.1 mm，上下端板皆無轉角；再加載至 900 tf 後持壓 60 秒，此時試體軸向壓縮量為 13.7 mm，上端板轉角為 0.2 度，而下端板亦無轉角。試體於開始加載 20 分 41 秒後達最大抗壓強度 1127 tf，此時加溫爐內之平均溫度為 710.5 °C，試體鋼骨之平均溫度為 622.8 °C；距鋼骨內側 20 mm、95 mm 及中心之混凝土平均溫度分別為 328.9 °C、151.7°C 及 131.5 °C。加載期間軸向壓縮量共為 66.8 mm，而上端板轉角為 3.18 度，下端板轉角為 0.1 度，側向位移為 68.13 mm，之後載重持續下降。

(46)

34 (a) 斷面 A (b) 斷面 B (c) 斷面 C (d) 斷面 D

圖 4-1 試體 HCB4T6 斷面鋼骨測點溫度與爐內溫度-時間關係圖

(資料來源：本研究整理) 斷面 A 斷面 D 斷面 B 斷面 C

(47)

第四章實驗結果與討論 35 (a) 斷面 A (b) 斷面 B (c) 斷面 C (d) 斷面 D

圖 4-2 試體 HCB4T6 斷面混凝土測點溫度與爐內溫度-時間關係圖

(48)

36 試體軸力與軸向位移關係如圖 4-3 所示，其中定義壓縮為正、伸長為負。實驗開始後，試體因受熱膨脹而不斷伸長，最大伸長量達 27.4 mm，隨後開始加載，可以發現試體於加載初期載重快速增加而壓縮速率較慢。加載進行約 14 分鐘後便開始發生混凝土爆裂聲響直到實驗結束，研判應為鋼骨與混凝土開始共同承擔載重，導致內部混凝土產生局部碎裂。加載後期隨著載重增加，其壓縮速率亦迅速增加直至試體達到最大載重。試體軸力與上下端板轉角關係如圖 4-4 所示，試體軸力與側向位移關係如圖 4-5 所示，可以發現兩者變化趨勢相近，且接近破壞時上端板轉角及側向位移量才大幅增加。

圖 4-3 試體 HCB4T6 軸向位移與軸力關係圖

(49)

圖 4-4 試體 HCB4T6 端板轉角與軸力關係圖

圖 4-5 試體 HCB4T6 側向位移與軸力關係圖

(50)

38 待加溫爐及試體冷卻後，進入加溫爐內觀察試體於火害下受壓後之行為，如圖 4-6 至 4-8 所示。可以觀察到試體之破壞模式為整體挫屈伴隨鄰近上端板一處產生局部挫屈，於局部挫屈產生處之排氣孔嚴重變形，且排氣孔內有混凝土碎屑。觀察試體箱型鋼柱鋼板之銲道、試體與端板連接處及加勁板之銲道、端板鎖固之螺栓等皆無破壞。

圖 4-6 試體 HCB4T6 實驗後整體外觀

(51)

圖 4-7 試體 HCB4T6 實驗後局部外觀

圖 4-8 試體 HCB4T6 實驗後排氣孔變形

貳、試體 HCB5T7

試體 HCB5T7 為 500 mm 斷面，目標溫度為 700 °C。實驗開始時環境溫度約為 32 °C，試體之鋼骨平均溫度約為 31.5 °C；混凝土之平均溫度約為 32.1 °C。

(52)

40 實驗初期，爐內溫度快速提升，實驗開始 5 分鐘後爐溫已提升至 450 °C，隨後爐溫提升速率漸緩，於 60 分鐘時爐溫已達約 790 °C 並開始持溫。試體鋼骨之溫度隨爐溫而穩定提高，試體之軸向伸長量亦隨之增加。試體鋼骨之平均溫度達到約 600 °C 後試體升溫速率開始趨緩並逐漸提升至預定溫度。在此期間，於點火後 44 分鐘及 52 分鐘時試體內部有發出混凝土爆裂聲響，研判為內部混凝土受高溫影響而產生之混凝土爆裂行為。實驗中試體各斷面鋼骨測點之溫度變化如圖 4-9 所示；而試體內部混凝土之溫度測點於實驗開始約 20 分鐘後訊號皆出現異常，故在此不作討論。於實驗開始約 131 分 50 秒後鋼骨之平均溫度為 709.4 °C 即開始加載，。試體因熱膨脹而達最大軸向伸長量 35.4 mm。開始軸向加載後，先從持壓之 10 tf 加載至 300 tf 後持壓 60 秒，此時試體之軸向壓縮量為 12.9 mm，上端板轉角為 0.32 度，而下端板無明顯轉角。試體於開始加載 16 分 15 秒後達最大抗壓強度 902.8 tf，此時加溫爐內之平均溫度為 771.7 °C，試體鋼骨之平均溫度為 711.3 °C。加載期間軸向壓縮量共為 71.5 mm，而上端板轉角為 1.32 度，下端板仍無明顯轉角，側向位移為 52.68 mm。

(53)

第四章實驗結果與討論 41 (a) 斷面 A (b) 斷面 B (c) 斷面 C (d) 斷面 D

圖 4-9 試體 HCB5T7 斷面鋼骨測點溫度與爐內溫度-時間關係圖

(54)

42 試體軸力與軸向位移關係如圖 4-10 所示。試體於加載初期載重增加迅速而軸向位移緩慢增加。加載進行約 9 分鐘後便開始發生混凝土爆裂聲響直到實驗結束，推測為鋼骨與混凝土開始共同承壓，以致內部混凝土發生局部碎裂，但試體仍可繼續承載。隨著載重接近最大抗壓強度，其軸向位移亦快速增加直至試體破壞。試體軸力與上下端板轉角關係如圖 4-11 所示，試體軸力與側向位移關係如圖 4-12 所示。可以發現兩者變化類似，於 300 tf 持壓時有產生些微上端板轉角及側向位移，且接近破壞時上端板轉角及側向位移才大幅增加，推測應為試體發生局部挫屈所致。

圖 4-10 試體 HCB5T7 軸向位移與軸力關係圖

(55)

圖 4-11 試體 HCB5T7 端板轉角與軸力關係圖

圖 4-12 試體 HCB5T7 側向位移與軸力關係圖

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44 待加溫爐及試體冷卻後，進入加溫爐內觀察試體於火害下受壓後之行為，如圖 4-13 至 4-15 所示。可以觀察到試體之破壞模式為多處局部挫屈及輕微整體挫屈，因有內灌混凝土，鋼板皆為向外凸出。於局部挫屈處之排氣孔產生變形，且其中有混凝土碎屑。試體箱型鋼柱鋼板之銲道、試體與端板連接處及加勁板之銲道、端板鎖固之螺栓等皆無發生破壞。

圖 4-13 試體 HCB5T7 實驗後整體外觀

(57)

圖 4-14 試體 HCB5T7 實驗後局部外觀

圖 4-15 試體 HCB5T7 實驗後排氣孔變形

(資料來源：本研究整理) 實驗結果整理如表 4-1 所示。

表 4-1 實驗結果總表

(58)

46 試體編號 HCB4T6 HCB5T7 試體目標溫度 (o C) 600 700 抗壓強度 (tf) 1127 902 破壞模式整體挫屈局部挫屈開始加載時鋼骨平均溫度 (o C) 618.9 709.4 試體達最大載重時鋼骨平均溫度 (o C) 622.8 711.3 試體達最大載重時外圍混凝土之平均溫度 (o C) 328.9 ＊試體達最大載重時第二層混凝土之平均溫度 (oC) 151.7 ＊試體達最大載重時中心混凝土之平均溫度 (o C) 131.5 ＊試體達最大載重時壓縮量 (mm) 66.8 71.5 註：＊溫度測點訊號異常 (資料來源：本研究整理)

(59)

第二節實驗結果與討論

本節將歸納 HCB4T6 及 HCB5T7 兩支試體於實驗後之結果並進行討論，探討高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下之抗壓強度與破壞行為。

壹、試體行為

試體於試驗開始後因受熱膨脹導致軸向位移不斷伸長，達到預設之實驗溫度後開始進行軸向加載，加載初期試體軸向壓縮量與軸力大小呈正相關，而試體皆無側向變形，上下端板亦無轉角。隨著軸力漸增軸向變形速率開始變快，於接近最大載重時，軸向、側向變形及上端板轉角皆劇烈增加，而下端板之轉角幾乎無變化，應為實驗設備影響。試體 HCB5T7 之斷面尺寸雖大於試體 HCB4T6，但因試體 HCB5T7 提升至較高溫度，其抗壓強度仍小於試體 HCB4T6。且兩支試體之破壞模式不同，試體 HCB4T6 之破壞模式主要為整體挫屈伴隨一處局部挫屈。試體 HCB5T7 之破壞模式主要為多處局部挫屈，因試體內灌混凝土，故發生局部挫屈處之鋼板皆向外凸出，且排氣孔皆嚴重變形。兩支試體之鋼柱皆使用全滲透開槽銲，故所有銲道並無開裂。

貳、鋼骨與混凝土之溫度變化

試體之鋼骨因導熱較快，於點火開始後溫度便隨爐溫迅速上升，於接近爐溫時升溫速率才開始趨緩。其中位於鋼板角落之測點因入熱量較鋼板中心點大，因此到實驗結束前，其溫度都較鋼板中心點之溫度高。鋼骨外側之溫度於實驗初期之溫度略高於鋼骨內側之溫度，但因加熱時間較長，於加載開始前鋼骨內外兩側之溫度已相差不大。由於混凝土之導熱性不佳，實驗開始約 10 分鐘後混凝土之溫度才開始上升，其中以外圍混凝土之溫度上升最快，於實驗開始半小時後達到約 100 o C。此時試體發出混凝土爆裂聲響，推測為內部水氣不易蒸發而導致混凝土局部爆裂，隨後外圍混凝土之溫度便迅速增加。第二層混凝土及中心混凝土溫度之上升速率相近，於實驗後期第二層混凝土之溫度之上升速率才略為增加。實驗結束時，第二層混凝土之溫度僅略高於中心混凝土之溫度。

(60)

48

參、破壞模式

試體 HCB4T6 之破壞模式主要為整體挫屈伴隨一處局部挫屈。試體 HCB5T7 之破壞模式主要為多處局部挫屈及輕微整體挫屈。雖兩支試體皆符合規範塑性設計斷面_pd之規定，但兩支試體於高溫下皆有發生局部挫屈，且寬厚比較大之試體 HCB5T7 局部挫屈發生之情形更為嚴重。以 Kwon(2013)之研究結果可以得知於 600 oC 及 700 oC 時，高強度鋼板之強度僅剩下常溫時之 49%及 18%。相較於常溫，高溫下之鋼板強度衰減許多，導致符合塑性設計斷面之試體於高溫下仍會發生局部挫屈。試體 HCB4T6 之細長比較試體 HCB5T7 高，因此試體 HCB4T6 之破壞模式主要為整體挫屈，且上端板轉角及側向位移皆較試體 HCB5T7 大，可以得知細長柱發生整體挫屈之情形較為嚴重。

(61)

第五章受壓強度計算模式 49

第五章受壓強度計算模式

第二章第二節已介紹國內外鋼骨鋼筋混凝土受壓構件之設計規範，但國內「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」及日本 AIJ-SRC 僅適用於常溫。本章將使用歐洲 Eurocode 4、以轉換斷面代入美國 AISC 附錄 4 高溫下之受壓構件設計規範、以高溫下之材料性質折減係數代入日本 AIJ-SRC 設計規範及國內鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範，計算火害實驗之受壓強度計算值，並與實驗結果比較。本章並彙整文獻中內灌混凝土箱型鋼柱高溫實驗之數據，以各規範計算試體的受壓強度，比較實驗值與計算值，以期建立適用於內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下之受壓強度計算模式。

第一節規範計算方法

壹、鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說

我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範及解說」(2011)規範之受軸壓力作用之鋼骨鋼筋混凝土構材計算受壓強度僅適用於常溫，因此本研究擬以高溫下之材料機械性質代入計算，其計算方式如下。 ( ) ( ) ( ) n ns nc P T P T P T (4-1) 其中P_ns

 

T 為鋼骨溫度 T 時之標稱受壓強度；P_nc

 

T 鋼筋混凝土溫度 T 時之標稱 受壓強度。 ( ) ns P T 為溫度 T 時，箱型鋼柱鋼骨部分之受壓強度，計算方式如下。當



_c 1.5 時：



3 2



( ) 0.211 0.57 0.06 1 ( ) ns c c c ys s P T        F T A (4-2) 當λ >1.5 時：_c



2



( ) 0.764 / ( ) ns c ys s P T   F T A (4-3) 其中Fys

 

T 為鋼骨溫度 T 時之降伏強度；As為鋼骨之斷面積。

(62)

50 ( ) ( ) ys c eff s F T KL r E T





 (4-4) g eff s g I r r A    (4-5) 其中KL為鋼骨鋼筋混凝土構材之有效長度；E Ts

 

為鋼骨溫度 T 時之彈性模 數；r_s是鋼骨斷面之迴轉半徑；I 為鋼骨鋼筋混凝土構材之全斷面慣性矩；_g A 為_g 鋼骨鋼筋混凝土構材之全斷面積；為鋼骨斷面有效迴轉半徑修正因子，規範針對填充型鋼管混凝土柱之建議值為 0.1。 ( ) nc P T 是溫度為 T 時，混凝土部分之受壓強度，計算方式為(4-6)及(4-7)兩式 計算結果較小之值： ' ( ) 0.85 ( ) nc e c i ci P T  



f T A (4-6)





 

2 2 ( ) ( ) c nc e E T I P T KL            (4-7) 其中



_e為 RC 部份考慮最小偏心距及持久載重影響之強度折減係數，配置橫箍筋時，其建議值為 0.8；配置螺箍筋時，其建議值為 0.85。本研究為保守估算內灌混凝土箱型鋼柱之受壓強度，使用值為 0.8； ' ( ) c f T 為溫度 T 時，混凝土之抗壓 強度；A_c為混凝土之斷面積，



E T I( )



_c是溫度為 T 時混凝土之撓曲鋼度。





( ) ( ) 5 c g c E T I E T I  (4-8) ( ) c E T 為溫度 T 時混凝土之彈性模數；I_g為全斷面之面積慣性矩。

貳、美國 AISC

AISC (2016)鋼管混凝土柱受壓強度之計算方法僅適用於常溫，是以轉換斷面之型式將鋼管混凝土柱斷面轉變為鋼柱斷面，再代入鋼柱之計算公式，而於 AISC 附錄 4 之高溫下受壓強度計算方法僅適用於純鋼柱斷面。本研究擬以轉換斷面並使用高溫下之材料機械性質代入 AISC 附錄 4 建議之高溫下受壓強度計算

高強度內灌混凝土箱型鋼柱於高溫下抗壓強度之研究