箱型鋼管混凝土柱之防火性能驗證技術研究
內政部建築研究所委託研究報告
PG10202-0011
箱型鋼管混凝土柱之防火性能驗證技術研究
受委託者 ：國立交通大學
研究主持人：陳誠直 教授
研究員 ：林政億
研究助理 ：謝哲民 王信貿
內政部建築研究所委託研究報告
目次
表次... III 圖次... V 摘 要 ... IX 第一章 緒論 ... 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 ... 3 第ㄧ節 耐火試驗 ... 3 第二節 設計規範與防火規定 ... 4 第三節 火害填充型合成柱 ... 7 第四節 防火時效計算公式 ... 11 第三章 填充型箱型鋼柱火害實驗 ... 13 第一節 試驗規劃 ... 13 第二節 試體規劃設計與製作 ... 13 第三節 實驗設備與設置 ... 22 第四節 實驗步驟 ... 23 第四章 實驗結果與討論 ... 25 第一節 實驗結果 ... 25 第二節 參數影響 ... 57 第五章 填充型箱型鋼柱於火害下之有限元素分析 ... 61 第一節 有限元素分析模型 ... 61 第二節 有限元素分析結果與討論 ... 68 第六章 填充型箱型鋼柱防火評估 ... 75 第一節 耐火性能影響參數 ... 75 第二節 填充型箱型鋼柱防火時效評估公式 ... 76 第七章 結論與建議 ... 81第二節 建議 ... 82
附錄一 填充型合成柱試體強度計算 ... 83
附錄二 審查意見與答覆 ... 87
表次
表 2-1 建築物防火構造應具有之防火時效 ... 5 表 2-2 填充型合成柱防火時效規定 ... 7 表 2-3 內灌混凝土箱型鋼柱研究成果 ... 11 表 3-1 試體規劃 ... 14 表 3-2 試體內灌混凝土之配比 ... 20 表 4-1 試體標稱強度與施加載重 ... 25 表 4-2 試驗結果 ... 56 表 5-1 A572 Gr. 50 之鋼材高溫下力學性質折減係數 ... 63 表 5-2 試體測點與分析溫度比較 ... 69 表 5-2 試體測點溫度與分析溫度比較(續) ... 70 表 6-1 鋼管混凝土柱防火時效評估公式計算結果 ... 76 表 6-2 填充型箱型鋼柱耐火性能合格時間 ... 77 表 A-1 填充型合成柱試體預估強度 ... 83圖次
圖 2-1 標準升溫曲線 ... 4 圖 3-1 箱型鋼柱斷面設計圖 ... 15 圖 3-2 填充型箱型鋼柱斷面主筋配置示意圖 ... 15 圖 3-3 填充型箱型鋼柱箍筋及柱板透氣孔配置示意圖 ... 16 圖 3-4 填充型箱型鋼柱試體端部設計圖 ... 17 圖 3-5 試體組裝之 U 字形與鋼筋籠示意圖 ... 19 圖 3-6 箱型鋼柱試體 ... 19 圖 3-7 填充型箱型鋼柱試體之溫度測點分佈 ... 21 圖 3-8 試體內部熱電偶之安裝 ... 22 圖 3-9 實驗試體設置示意圖 ... 23 圖 4-1 試體 B5N-.6 爐內升溫曲線 ... 27 圖 4-2 試體 B5N-.6 定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 27 圖 4-3 試體 B5N-.6 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 28 圖 4-4 試體 B5N-.6 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 28 圖 4-5 試體 B5N-.6 耐火試驗後之外觀 ... 29 圖 4-6 試體 B5N-.6 局部挫屈 ... 29 圖 4-7 試體 B6N-.3 爐內升溫曲線 ... 31 圖 4-8 試體 B6N-.3 定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 31 圖 4-9 試體 B6N-.3 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 32 圖 4-10 試體 B6N-.3 耐火試驗後之外觀 ... 32 圖 4-11 試體 B6N-.3 局部挫屈 ... 33 圖 4-12 試體 B6N-.5 爐內升溫曲線 ... 34 圖 4-13 試體 B6N-.5 定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 35 圖 4-14 試體 B6N-.5 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 35 圖 4-15 試體 B6N-.5 耐火試驗後之外觀 ... 36 圖 4-16 試體 B6N-.5 局部挫屈 ... 36 圖 4-17 試體 B4R-.2 爐內升溫曲線 ... 38圖 4-19 試體 B4R-.2 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 39 圖 4-20 試體 B4R-.2 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 39 圖 4-21 試體 B4R-.2 之鋼筋測點溫度-時間關係 ... 40 圖 4-22 試體 B4R-.2 耐火試驗後之外觀 ... 40 圖 4-23 試體 B4R-.2 局部挫屈 ... 41 圖 4-24 試體 B4R-.2 耐火試驗後柱板表面剝離情況 ... 41 圖 4-25 試體 B4R-.5 爐內升溫曲線 ... 43 圖 4-26 試體 B4R-.5 定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 43 圖 4-27 試體 B4R-.5 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 44 圖 4-28 試體 B4R-.5 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 44 圖 4-29 試體 B4R-.5 之鋼筋測點溫度-時間關係 ... 45 圖 4-30 試體 B4R-.5 耐火試驗後之外觀 ... 45 圖 4-31 試體 B4R-.5 局部挫屈 ... 46 圖 4-32 B5R 與 B6R 系列試體定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 47 圖 4-33 試體 B5R-.3 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 48 圖 4-34 試體 B5R-.3 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 48 圖 4-35 試體 B5R-.3 之鋼筋測點溫度-時間關係 ... 49 圖 4-36 試體 B6Ra-.3 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 49 圖 4-37 試體 B6Ra-.3 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 50 圖 4-38 試體 B6Ra-.3 之鋼筋測點溫度-時間關係 ... 50 圖 4-39 試體 B6Rb-.4 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 51 圖 4-40 試體 B6Rb-.4 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 51 圖 4-41 試體 B6Rb-.4 之鋼筋測點溫度-時間關係 ... 52 圖 4-42 試體 B5R-.3 耐火試驗後之外觀 ... 52 圖 4-43 試體 B5R-.3 局部挫屈 ... 53 圖 4-44 試體 B6Ra-.3 耐火試驗後之外觀 ... 53 圖 4-45 試體 B6Ra-.3 局部挫屈 ... 54 圖 4-46 試體 B6Rb-.4 耐火試驗後之外觀 ... 54
圖 4-49 不同斷面尺寸之軸向變形－時間關係 ... 58 圖 4-50 試體有無配筋之軸向變形與時間關係圖 ... 59 圖 5-1 Eurocode 4-高溫下鋼材熱性質 ... 64 圖 5-2 Eurocode 4-高溫下混凝土應力應變關係 ... 64 圖 5-3 Eurocode 4-高溫下混凝土熱性質 ... 65 圖 5-4 填充型箱型鋼柱模型 ... 66 圖 5-5 分析模型之溫度測點設置示意圖 ... 67 圖 5-5 分析模型之溫度測點示意圖(續) ... 68 圖 5-6 分析模型斷面溫度分佈 ... 70 圖 5-7 分析模型斷面測點溫度 ... 71 圖 5-8 分析與實驗之軸向變形-時間關係 ... 73 圖 5-9 分析模型之軸向變形-時間關係 ... 73 圖 5-10 模型於不同載重比之軸向變形-時間關係 ... 74 圖 6-1 耐火性能合格時間與 P/Pc之關係 ... 78 圖 6-2 耐火性能合格時間與 P/(Pc+Pr)之關係 ... 79 圖 6-3 耐火性能合格時間與 P/(Ps+Pc+Pr)之關係 ... 79 圖 6-4 實驗結果與防火時效評估公式計算結果 ... 80
摘 要
關鍵詞：火害、填充型箱型鋼柱、防火時效 ㄧ、研究緣起 建築構件若不能在持續高溫中仍具有承載能力，可能導致建築損壞或倒塌， 而設計規範則須制定相關防火設計規定，使達需求之防火時效。我國雖已制定建 築構件耐火要求，但對於中高層建築普遍採用之填充型銲接組合箱型鋼柱之防火 性能設計仍然不明確，且缺乏完整之火害設計準則及耐火性能之評估方法。因此 本研究將探討填充型箱型鋼柱火害下之行為、影響參數與耐火性能，以提出其防 火時效之評估方法。 二、研究方法與過程 首先為彙整填充型箱型鋼柱火害下研究成果，再依前期成果規劃8 支填充型 銲接組合箱型鋼柱試體；以耐火試驗及有限元素分析方法，研究內灌混凝土箱型 鋼柱與內含鋼筋混凝土箱型鋼柱於不同軸向載重之火害行為，並深入探討填充型 箱型鋼柱之耐火性能影響參數及其影響程度；最後，基於前期研究成果與本研究 結果，提出填充型箱型鋼柱耐火性能建議。 三、重要發現 箱型鋼柱內填充純混凝土或鋼筋混凝土試體，於試驗達最大伸長變形後皆發 出爆裂聲，推測為混凝土因溫度與濕度差異而產生爆裂現象。施加之軸向載重大 小會影響軸向變形(伸長、壓縮)與趨勢，進而影響填充型箱型鋼柱構件之耐火性 能，但斷面尺寸與內含鋼筋之影響則較為不顯著。有限元素分析可合理預估試體 溫度及軸向變形趨勢，且亦發現軸向載重大小相較斷面尺寸和有無配置縱向主筋 更為影響填充型箱型鋼柱之耐火性能。參考 Eurocode 規範設計填充型箱型鋼柱 試體，僅部分試體符合規定之防火時效。另外，鋼管混凝土柱防火時效公式無法 適用於評估填充型箱型鋼柱之防火時效，因此本研究提出可合理評估填充型箱型 鋼柱防火時效公式，耐火性能主要與施加載重和鋼筋混凝土承載能力之比值有 關。四、主要建議事項 1. 建議一 內含鋼筋混凝土箱型鋼柱火害行為研究：立即可行之建議 主辦機關：行政院國家科學委員會 協辦機關：內政部建築研究所 主要影響填充型合成柱構之耐火性能參數為施加載重大小、斷面尺寸及箱型 鋼柱內填充之混凝土等；由本研究實驗與分析成果發現，內含鋼筋混凝土箱型鋼 柱之耐火性能較佳，且有配置縱向主筋相較斷面尺寸對防火時效為更顯著之影響 參數，因此深入探討火害下內含鋼筋混凝土箱型鋼柱於不同鋼筋比、保護層厚度 與箍筋間距之影響將有其必要性。 2. 建議二 內灌混凝土箱型鋼柱防火性能設計：中長期性建議 主辦機關：行政院國家科學委員會 協辦機關：內政部建築研究所 建築結構的設計與建造需滿足各種安全需求，如強度、穩定、使用性等的需 求，其中防火性能設計亦為建築結構安全需求必須考量之重要因素。針對廣泛應 用於國內中高樓層建築物之填充型箱型鋼柱，內政部建築研究所已進行多年的防 火性能研究，獲得諸多防火時效與火害中的結構行為，故建立內灌混凝土箱型鋼 柱之防火性能設計有其必要性。
Abstract
Keywords: fire, filled composite column, fire resistanceStructures will be damaged or collapsed when structural members lose their load-carrying capacities at elevated temperatures. Fire resistance design is needed to regulate structures having minimum fire resistance. Although fire resistance design has been enforced in the building codes, there is a lack for performance-based fire resistance design and prediction of fire resistance. In this study, behavior, fire resistance, and effects of the variables of the concrete filled box columns (CFBCs) are investigated to propose evaluation of the fire resistance.
This study explored the research results from literatures and, accordingly, designed eight CFBC specimens. Experiment and finite element analyses were conducted to investigate the behavior of the CFBC specimens, with or without reinforcement, under fire, and to explore the effects of the variables on the fire behavior. Finally, a recommendation of fire resistance of the CFBCs was proposed on the basis of the test results of previous research and this study.
The test results showed that a noise of bursting was heard during the test when the CFBC specimens reached maximum axial elongation. It is speculated that the noise was caused by the concrete burst resulting from the difference of temperature and humidity. The magnitude of the applied axial load significant influenced the axial deformation and behavior of the specimens, and, further, the fire resistance. However, the dimension of the cross section of the specimens and reinforcement had little effects. Finite element analysis could reasonably predict the temperature distribution and trend of the axial deformation of the specimens. Analysis results indicated that the magnitude of the applied load was a major variable affecting the fire resistance. Only some of the specimens designed in accordance with Eurocode reached the code specified fire resistance. Moreover, the fire resistance formulas used for the concrete filled tube columns were not suitable to evaluate the fire resistance of the CFBCs. Therefore, a fire resistance formula was proposed to access the fire resistance of the CFBCs. The fire resistance of the CFBCs mainly related to the ratio of applied axial load to the load-carrying capacities of the reinforced concrete.
For immediate strategy:
The fire behavior of the concrete filled box columns with reinforcement should be studied. The CFBC specimens with reinforcement had slightly better behavior the specimens without reinforcement. Therefore, the research is needed to further investigate the effects of amount of the reinforcement, concrete cover, and spacing of the lateral tie on the fire behavior.
For long-term strategy:
Performance-based fire resistance design is needed to be established for domestic building structures. A performance-based fire resistance design is to state the safety goals and to design the structures to fulfill the requirements. Based on many research results conducted by the ABRI, it is necessary to establish the performance-based fire resistance design for the CFBCs.
第一章 緒論
第一節 研究緣起與背景
國內中高層建築普遍採用內灌混凝土箱型鋼柱(Concrete Filled Box Column, CFBC)，其常溫下因結合鋼材與混凝土之優點且兩材料間之互制，進而提升 CFBC 構件整體強度、勁度及載重支撐能力等。CFBC 構件於火災環境下，鋼材具較佳 熱傳導性，易受高溫影響材料強度損失，而混凝土低熱傳導及高熱容量特性使耐 火性較鋼材佳；溫度的改變使熱性質不同之兩材料導致柱構件結構行為更為複雜， 鑒於結構防火安全設計考量將有其探討及瞭解內灌混凝土箱型鋼柱火害下結構 行為之必要性。 針對填充型合成構件防火性能設計之規定、試驗及相關研究，目前國外已有 相當程度之成果；構件防火設計規範，如歐洲Eurocode (2005)與美國 AISC (2010) 等規範已增加火災高溫下之結構設計章節，並制定高溫下材料性質；耐火試驗方 法，如ISO 834、BS 476、ASTM E119 及 UL 263 等規定構件進行耐火試驗。然 而，國內雖已有相關防火規定及研究成果，如建築物構造部分耐火試驗法(CNS 12514)、建築技術規則、建築物構造防火性能驗證手冊及相關研究成果及研究報 告等，但對填充型合成柱構件之規定仍甚為缺乏，故本研究將針對國內採用之 CFBC 構件於火害下之行為深入探討。
填 充 型 合 成 柱 構 件 包 括 鋼 管 混 凝 土 柱(Concrete Filled Tubular Column, CFTC)，斷面形狀普遍為圓形、方形及矩形等，鋼管柱多為冷軋和熱成形製作， 鋼管內之填充可為純混凝土或鋼筋混凝土等；國內採用之CFBC 有別於 CFTC， 箱型鋼柱為四片鋼板銲接組合而成，且鋼材厚度相對較厚，因此箱型鋼柱承重比 例較內灌混凝土大。另外，由無防火被覆之承重 CFTC 受高溫研究成果(Kodur 1998 與 Espinos et al. 2010)顯示，定載加溫試驗初期，鋼材溫度相較混凝土高， 熱膨脹行為使鋼管承受大部分載重；當鋼材因高溫而強度損失，則載重轉由混凝 土承受，而混凝土也因低熱傳導性和高熱容量特性將延續鋼管混凝土柱構件耐火 性能。然而CFBC 研究(陳誠直等人 2010, 2012)顯示，試驗初期之高溫使鋼材強 度損失行為與CFTC 接近，但當載重逐漸轉由內灌混凝土承受時，因較大之載重
CFTC 制定ㄧ套設計準則及防火時效評估公式，但可能無法適用及準確預估 CFBC 之防火時效，且國內結構設計規範也無建立 CFBC 防火設計準則，亦無防 火時效評估公式之相關研究，故本研究將深入研究填充型箱型鋼柱火害行為、探 討影響耐火性能之參數及蒐集相關研究成果，建立適用於填充型箱型鋼柱之火害 性能設計準則及防火時效評估公式。
第二節 研究目的
本研究主要研究目的為考量各種影響合成柱構件耐火性能之參數，以高溫試 驗、有限元素分析及彙整相關研究成果，提出適用於填充型箱型鋼柱之火害性能 設計準則與防火時效評估公式。第三節 研究方法
首先，本研究進行蒐集和彙整國內外相關設計規範與文獻，瞭解影響填充型 合成柱構件耐火性能之參數與防火時效公式。再以實驗方法探討填充型箱型鋼柱 受火害高溫影響之斷面溫度分佈、軸向變形、破壞模式及防火時效等；試體依不 同斷面尺寸、軸向載重及有、無配置縱向主筋等為主要研究參數，進行設計與製 作。利用有限元素分析模擬試體行為，與實驗結果驗證及比對，以建立正確分析 模型，深入探討CFBC 耐火性能之影響參數。最後，基於相關文獻研究成果、本 研究實驗及有限元素分析結果，提出填充型箱型鋼柱之防火性能設計建議及防火 時效評估公式。第二章 規範與文獻回顧
本章節為回顧及彙整填充型合成柱構件之火害行為及防火性能。國內外研究 學者於模擬建築構件曝露在火災環境下之研究，普遍參照ASTM E119 (2000)或 ISO 834 (1987)進行火害試驗，及利用有限差分或有限元素分析計算試體溫度與 軸向變形等。由鋼管混凝土柱構件受火害之文獻得知，鋼管內填充可為純混凝土、 鋼筋混凝土及纖維混凝土等，斷面形狀以圓形、方形和矩形為主，斷面尺寸介於 100 mm 至 700 mm 之間，試體高度約為 400 mm 至 5200 mm 之間。藉由實驗及 分析方法探討試體斷面溫度分佈、軸向變形行為、破壞模式、耐火性能及兩材料 介面間之行為影響等，再依研究成果提出鋼管混凝土柱之防火時效計算公式。第ㄧ節 耐火試驗
壹、ASTM E119
ASTM E119 為規定建築構件於火場下之試驗方法，以確定構件耐火性能， 火場升溫條件為5 分鐘爐內平均溫度須達 538°C，30 分鐘須達到 843°C，1 小時 須達到927°C，2 小時須達到 1010°C，4 小時須達到 1093°C，如圖 2-1 所示；開 始試驗之室溫介於 10°C~32°C 之間；柱構件曝露於火場下，試體兩端邊界條件 為頂端鉸支承，底端未限定，另依加載情況分為加載及無加載具防火被覆試體。 對於加載試體，受火面可為非四面受熱，且受熱段長度不得小於2.7 公尺；無規 定試體需量測溫度；耐火性能為依耐火需求規定。對於無加載具防火被覆鋼柱試 體，其各面須受火且長度至少2.4 公尺；試體於試驗期間不須施加載重，但規定 須量測試體溫度。耐火性能除依耐火需求規定外，若鋼材平均溫度超過 538°C 或任一鋼材量測點之溫度超過649°C，則試體判定破壞。貳、ISO 834
ISO 834 (1999)為判定構件於標準火場下耐火性能之試驗方法，其規定包括 試驗設備、標準升溫曲線、溫度量測裝置、試驗條件、試驗步驟及性能判定等。於承重柱構件開始試驗前，室內溫度須介於 10~40°C，初始平均爐內溫度小於 50°C；試體施加載重，其邊界束制條件依實際邊界條件模擬，受熱長度須大於 3 公 尺 以 上 。 試 驗 開 始 時 爐 內 溫 度 依 標 準 升 溫 曲 線 加 熱 ，
10 T 345 log 8t 1 20，如圖2-1 所示；且試體須量測溫度及變形。耐火性能 判 定 以 軸 向 壓 縮 量(C) 及 軸 向 壓 縮 速 率 (dC/dt) 限 制 ， C h / 100 (mm) ； dC / dt 3h / 1000 (mm/min)，其中 h 為柱試體高度。另外，對於支承垂直載重構 造之主要承力部分為鋼構造者，得以無加載條件進行加熱試驗；當鋼材最高溫度 超過550°C 或平均溫度超過 500°C，視為承重能力失敗。圖 2-1 標準升溫曲線
(資料來源：本研究彙整)第二節 設計規範與防火規定
壹、建築技術規則
「建築技術規則」(2012)為我國建築設計和施工之依據，而填充型合成柱構 件之設計與施工規定於建築構造篇第七章鋼骨鋼筋混凝土構造，第496 條至 520 條。柱構件之防火設計為參考建築設計施工篇之第三章：建築物之防火，第 70 條至73 條規定。第 70 條為規定防火構造柱、樑、承重牆壁、樓地板及屋頂應具 0 30 60 90 120 150 180 210 240 Time (min) 0 200 400 600 800 1000 1200 T emperature ( o C) CNS 12514 ASTM E119 500 1000 1500 2000 Tem p er ature ( o F)效之；第73 條為規定牆壁、樑、柱、樓地板構件具有一小時以上防火時效之條 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 樓地板 1 小時 2 小時 2 小時 (資料來源：建築技術規則)貳、鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說
根據我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」(2011)設計填充型箱型鋼 柱；試體斷面鋼骨比須大於全斷面積之2%，且斷面最小尺寸不得小於 30 cm， 及其與斷面另ㄧ垂直方向尺寸之比值不得小於 0.4。對於鋼骨斷面之寬厚比(b/t) 規定，耐震設計與結實斷面之肢材寬厚比之上限分別為λpd 3E / Fs ys 及 p 61； 對於銲接組合箱型柱之相鄰鋼板間，其銲接須沿柱之全長採全滲透銲接。在計算 合成柱試體之設計受壓強度乃採「強度疊加法」，如公式(2-1)所示。 c nP cs nsP crc nrcP (2-1) 其中cs為鋼骨部分強度折減係數(0.85)，Pns為鋼骨部份標稱受壓強度，crc為鋼 筋混凝土部份之強度折減係數(填充型鋼管混凝土柱為 0.75)，Pnrc 為鋼筋混凝土 部份標稱受壓強度。參、歐洲規範(Eurocode 4, EC 4)
Eurocode 4 (EN 1994-1-1)規範規定鋼骨材料須符合 S235 至 S460 等級，而普 通混凝土強度介於C20/25 至 C50/60 等級之間。以簡易模式計算受壓合成柱構件斷面寬厚比上限值(b / t)max 52 235 / fy ；構件斷面尺寸限制為 0.2≤斷面寬深比 (b/h)≤5.0；細長比 (λ) 小於等於 2，λ Npl,Rk/ Ncr ；其中 Aa為鋼骨斷面積，fyd 為鋼骨降伏強度之設計值，fy為鋼骨降伏強度，Npl,Rd及Npl,Rk為受壓合成斷面之 塑性抵抗強度，Ncr 為彈性臨界強度。對於受軸壓合成柱構件之設計強度須符合 公式(2-2)及(2-3)。 Ed pl,Rd N 1.0 χN (2-2) NEd為設計受壓強度 χ 為考慮挫屈影響之折減係數，依照 EN 1993-1-1 規定計算 pl,Rd a yd c cd s sd N A f 0.85A f A f (2-3) Ac為混凝土斷面積；fcd為混凝土圓柱抗壓強度之設計值 As為鋼筋斷面積；fsd為鋼筋降伏強度之設計值 根據Eurocode 4 (EN 1994-1-2)受壓合成柱構件於火場下之計算方法為查表 法(tabulated data)、簡易計算法(simple calculation models)及進階計算法(advanced calculation models)。對於填充型合成柱以查表法設計，則須符合加載載重(ηfi,t)、
斷面尺寸、鋼板厚度、鋼筋比(As/Ac+As)及最小主筋保護層厚度(us)等規定；其中，
us為主筋中心至混凝土表面之距離。表2-2 為試體為達不同防火時效等級之最小
需求限制，加載載重比分為0.28、0.47 及 0.66；若試體具 1 小時防火時效，則合 成柱內部除填充混凝土外，須配置鋼筋且配筋量隨載重增加而增多。
表 2-2 填充型合成柱防火時效規定
(資料來源：Eurocode 4, EN 1994-1-2)
肆、ECCS-Technical Committee 3
歐洲鋼結構協會European Convention for Constructional Steelwork-Technical Committee 3 (ECCS- Technical Committee 3) (1988)規定受集中載重合成柱於標準 火場之耐火性能，並建議試體斷面溫度、常溫下與火場下試體載重支撐能力之計 算方法。填充型合成柱斷面為方形及圓形，構件耐火性能可採建議之計算方法計 算或參考 ECCS 附錄 C 查圖表。ECCS 附錄 C 規定方形試體之混凝土強度介於 C20 至 C40 等級，鋼骨為 S400 等級，挫屈長度介於 1 m 至 4.5 m 之間，鋼柱內 須配置8 根主筋且鋼筋比須介於 1 至 4%，最大主筋保護層厚度為 30 mm 或 1/8 試體斷面尺寸；依不同防火時效(60、90 及 120 分鐘)查圖得知，試體達規定防火 時效所需之承載挫屈載重及挫屈長度。
第三節 火害填充型合成柱
凝土或鋼筋混凝土等，其於火害下與本研究相關之重要文獻簡述如下。 Chung 等人(2008)藉由規範與學者建議之不同材料模型，利用數值分析探討 火害方形鋼管混凝土柱受軸向載重之行為。數值分析乃先以二維熱傳數值分析， 計算試體斷面溫度，再以非線性應力分析計算試體軸向變形行為，並比較四種鋼 與混凝土模型造成之影響。研究結果顯示，採用 Eurocode 規範建議高溫材料性 質之分析較能合理模擬實驗結果；承重試體受熱先膨脹變形後壓縮變形；鋼材因 高溫強度迅速降低，使混凝土支撐能力成為影響試體耐火性能之關鍵。 Espinos 等人(2010)以有限元素分析軟體-ABAQUS 建立 3-D 模型，模擬火害 圓形鋼管混凝土柱之行為。分析結果與實驗比對，再進行參數研究，最後根據 Eurocode 4 簡易計算模式，計算試體有效耐火性能。由承重試體於火害下之軸向 變形-時間關係與載重比-時間關係得知，試體於加溫歷時期間可分成四個階段： (1) 鋼管受火表面溫度迅速增加，而內灌混凝土之溫度較鋼材低，因此加載端板 與混凝土間產生間隙，且鋼材與混凝土接觸介面產生滑移現象，使軸向載重逐漸 轉移至鋼管；(2) 鋼材到達臨界溫度 550°C，柱試體由原本膨脹位移轉變為壓縮 位移，使加載端板與混凝土再度接觸；(3) 鋼材因高溫喪失強度，而軸向載重逐 漸轉由混凝土承受；(4) 雖混凝土具低熱傳導性，但隨著加溫歷時時間增加，使 高溫逐漸傳遞至核心混凝土，最後混凝土部分也失去支撐能力，使試體破壞。 Espinos 等人(2012)探討 Eurocode 4 規範對火害合成構件所建議之三種防火 設計方法，但EC 4 規範之簡易計算法並無針對填充型合成柱構件之材料等值溫 度，提供明確計算方法，因此作者利用有限元素分析，建立合理的溫度計算方式， 再根據EC 4 簡易計算方法，提出圓形鋼管混凝土柱之防火設計計算範例。 Han 等人(2003)以實驗研究有無防火被覆之方形和矩形鋼管混凝土柱受軸向 或偏心載重下之火害行為，並建立試體火害後殘餘強度計算公式。由研究結果得 知，影響柱構件耐火性能與判定之參數包括：鋼材極限溫度、斷面尺寸、加載型 式和防火被覆厚度；當試體之鋼材溫度達500°C~786°C，其已無載重支撐能力； 試體斷面尺寸越大，則構件抵抗火害能力較好；試體受偏心載重之耐火性能較受 純軸向載重來得低；較厚的防火被覆，能增加耐火性能。
為，並比較歐洲及日本規範計算之防火時效。由研究結果發現，規範預估之防火 時效與實驗接近，且試體施加軸向載重大小、斷面尺寸、混凝土強度及受熱段長 度會對耐火性能造成影響。 Kodur (1998)以實驗研究不同混凝土影響鋼管混凝土柱之耐火性能，其混凝 土分別為普通強度混凝土、高強度混凝土和含鋼纖維高強度混凝土。實驗結果顯 示，承重試體於加溫初期，鋼材溫度相較混凝土高，因此鋼管承受大部分載重； 當鋼材因高溫而強度損失，則載重轉由混凝土承受；而混凝土低熱傳導性和高熱 容量特性將延續鋼管混凝土柱構件耐火性能。灌入不同型式之混凝土會影響柱構 件之耐火性能，其由高至低依序為灌入含鋼纖維高強度混凝土、灌入普通強度混 凝土、灌入高強度混凝土；在相同溫度下，高強度混凝土相對普通強度混凝土更 容易產生開裂破壞，但加入鋼纖維會降低高強度混凝土發生爆裂現象，以延長柱 構件之耐火性能。 Kodur (2007)為回顧和彙整相關文獻，提出混凝土灌入圓形和方形鋼柱之防 火設計建議，並比較空心型鋼柱於空心處設置三種不同型式混凝土之耐火性能， 如灌入純混凝土(Plain concrete, PC)、設置鋼筋混凝土(Bar-rinforced concrete, RC) 和灌入含鋼纖維混凝土(Steel fiber-reinforced concrete, FC)。由實驗和分析結果得 知，灌入純混凝土和含鋼纖維混凝土，試體破壞原因為混凝土開裂，而設置鋼筋 混凝土試體破壞原因為鋼筋降伏；影響合成柱試體耐火性能由高至低依序為設置 鋼筋混凝土、灌入含鋼纖維混凝土和灌入純混凝土。對於試體斷面形狀之影響， 相同斷面積之柱構件，圓形斷面較方形更具耐火性能。 Lie 與 Chabot (1992)藉由 44 支圓及方形鋼管內填充純混凝土柱試體進行耐 火試驗，探討斷面大小、鋼管厚度、柱試體有效長度、混凝土強度、混凝土之骨 材種類及載重對耐火性能之影響。實驗結果發現，試體於試驗初期階段，鋼管產 生熱膨脹變形，其載重主要由鋼管承受；隨後鋼管溫度劇增使強度驟減，軸向載 重轉由核心混凝土支撐；試體破壞為鋼管挫屈或混凝土受壓破壞造成。 Lie 與 Irwin (1995)以實驗及計算公式探討鋼管混凝土柱，藉由升溫溫曲線及 軸向變形以評估防火時效。比較後發現，實驗結果與計算結果相近，因此作者認
Lu 等人(2009)利用實驗方法和有限元素軟體分析，進行火害方形鋼管灌入高 強度自充填混凝土柱構件之研究。由研究結果得知，試體於高溫火害中失去載重 支撐能力，原因為外圍鋼管局部挫屈以及內灌混凝土碎裂或開裂；以有限元素分 析軟體ABAQUS 可以合理模擬實驗行為，且模擬一般和高強度混凝土之分析模 型，也可用於模擬高強度自充填混凝土分析模型。 楊國珍等人(2011)研究箱型鋼柱之柱板銲接型式影響試體於火害高溫下之 行為。試體之箱型鋼柱板分別以全滲透與部分滲透銲接組合，藉由軸壓及不同溫 度探討銲接型式對試體行為及破壞模式之影響。由常溫試驗結果發現，柱板採全 滲透銲接相較採部分滲透銲之試體極限強度高；在高溫試驗部分，採全滲透銲接 試體之耐火性能較佳；然而，柱板採部分滲透銲接試體表現較差之原因為柱板因 軸壓發生局部挫屈進而發生銲道開裂。 何明錦等人(2012)以兩支有配置剪力釘之內灌混凝土箱型鋼柱試體，探討全 滲透及半滲透銲對耐火性能的影響。由實驗結果得知，試體承受 0.28 倍設計強 度之軸向載用下，鋼板銲接型式僅些微影響試體耐火性能，但並不顯著。 陳誠直等人(2010)藉由大尺寸試體，以實驗方法和有限元素分析模擬，研究 有無防火被覆之承重銲接組合箱型鋼內灌自充填混凝土柱於火害下之行為；探討 有無防火被覆之影響、比較試體斷面溫度分佈、試體強度與勁度之變化、變形行 為(變形與變形速率)與破壞模式等，並建立合理之分析模型。由研究結果顯示， 具防火被覆試體皆能達到預期之防火時效，而火害後之試體軸向勁度稍為增大且 呈線彈性行為；未具防火被覆試體於火害期間持續有混凝土爆裂的聲音，惟因箱 型鋼板提供圍束導致試體未立即破壞，直到鋼板局部的鼓起與內部混凝土的碎 裂。 陳誠直等人(2012)以四支試體之耐火試驗和有限元素分析模擬，探討內灌混 凝土箱型鋼柱於有無配置剪力釘及施加不同軸向載重之高溫下行為。研究成果顯 示，施加不同軸向載重明顯影響軸向變形行為及耐火性能；剪力釘可略微增加試 體耐火性能。破壞模式為試體被壓縮、鋼板發生多處局部面外凸起、及內部混凝 土碎裂。以有限元素分析模擬試體於加載下且高溫下之行為，可合理的計算試體
對於國內較常採用之內灌混凝土箱型鋼柱為以四片鋼板銲接組合而成，並於 箱型鋼內部灌入純混凝土，因此根據上述國內學者研究火害內灌混凝土箱型鋼柱 之成果，彙整如表2-3 所示。
表 2-3 內灌混凝土箱型鋼柱研究成果
文獻 斷面尺寸 B×t (mm) ' c f (kgf/cm2) 載重比 防火 被覆 剪力釘 耐火性能 合格時間 (min) A □500×22 1 524 0.23 － 有 55 □500×222 524 0.23 － 有 51 B □500×221 609 0.64 2 hrs － 177 □500×221 673 0.64 2 hrs － 120+ □500×221 673 0.36 － － 41 C □400×191 515 0.60 － － 26 □400×191 515 0.30 － － 42 □400×191 515 0.60 － 有 31 □400×191 515 0.30 － 有 45 備註： 1. “A”、“B”及“C”分別為何明錦等人(2012)、陳誠直等人(2010、2012)研究 2. “1”及“2”為箱型鋼柱板分別採全滲透及半滲透接合 3. 載重比為施加載重(P)除以合成柱標稱強度(Pn) (資料來源：本研究彙整)第四節 防火時效計算公式
Harada (2004)介紹日本 Building Standards Law of Japan 之建築構件耐火性能 設計及規定，以探討鋼筋混凝土柱之防火設計；此外，作者也於文中討論 Association of New Urban Housing Technology 所建議之圓形和矩形鋼管混凝土防 火時效公式。矩形鋼管混凝土防火時效公式，如公式(2-4)所示。 3 1.735 0.225 c c c P (3.06 10 F t 1) A F (2-4) 其中，P 為施加載重，Ac為混凝土斷面積(mm2)，Fc為混凝土強度(MPa)，t 為時 間(min)。
凝土、鋼筋混凝土及添加纖維混凝土柱之行為，再以數值分析進行影響耐火性能 之參數研究，提出防火時效預估公式，如公式(2-5)所示。 ' 2 c (f 20) D R f D (KL 1000) C (2-5) 其中，R 為防火時效(min)， ' c f 為 28 天混凝土強度(MPa)，D 為柱斷面尺寸(mm)， C 為柱構件施加之載重(kN)，K 為有效長度因子，L 為未支撐柱長(mm)，f 為鋼 管內填充物和骨材影響係數(方形鋼管柱內填充矽質骨材之混凝土，f 為 0.06；方 形鋼管柱內填充碳酸質骨材之混凝土，f 為 0.07)。另外，對於方形鋼管內填充純 混凝土柱之公式使用限制為R≤120 min，20≤ ' c f ≤40 MPa，140≤D≤305 mm，C≤1.0 time factored compressive resistance of the concrete core according to CAN/CSA-S16.1-M94，2000≤KL≤4000 mm。 Park 等人(2007)以實驗和數值分析探討方形鋼管混凝土柱於火害環境下之 行為，再依研究結果提出防火時效計算公式(2-6)，並與相關公式比較。由研究結 果得知，數值分析可以合理計算試體斷面溫度和變形能力；較大的斷面與低載重 比會增加方形鋼管混凝土柱之耐火性能。作者提出公式： 3 c ck c D N 10 t (172.7 50.8 ) ln( ) 10 f A (2-6) 其中，t 為防火時效(min)，Dc為填充混凝土之寬度(mm)，N 為施加載重(kN)，fck 為28 天混凝土抗壓強度(MPa)，Ac為填充混凝土之斷面積(mm2)。
第三章 填充型箱型鋼柱火害實驗
第一節 試驗規劃
鋼管混凝土柱構件受火災高溫影響，使其結構行為異於常溫下之行為；為瞭 解合成柱構件於火害下之行為，研究學者普遍採ISO 834 或 ASTM E119 耐火試 驗方法進行火害實驗，故本研究將參照CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」 之相關規定進行填充型箱型鋼柱火害試驗。
第二節 試體規劃設計與製作
壹、試體規劃設計
實驗試體規劃主要參考文獻研究成果與相關設計規範建議等，以提出適用於 填充型箱型鋼柱之火害性能設計準則與防火時效評估公式。由國內外相關研究成 果得知，主要影響填充型合成柱構件耐火性能之參數為斷面大小、施加載重、受 火段長度、混凝土強度及鋼管內填充物等。再者，根據我國「建築技術規則」第 70 條規定得知，柱構造依不同樓層規定防火時效須為 1 至 3 小時，但由國內學 者(陳誠直等人 2010 及 2012、何明錦等人 2012)研究成果顯示，無噴塗防火被覆 之承重箱型鋼管混凝土柱防火時效未滿1 小時，如表 2-3 所示。為使填充型合成 柱構件具 1 小時以上之防火時效，除了裝設防火材之外，亦可依照 EC4 及 ECCS-T.C.3 規範規定於箱型鋼柱內設置鋼筋，即為箱型鋼柱內填充鋼筋混凝土。 試體主筋及箍筋主要參考Eurocode 規範設計。考量國內相關研究成果，共規劃 8 支試體，如表3-1 所示。試體參數為斷面大小、施加載重及箱型鋼內有無配置縱 向主筋。試體編號B4、B5 及 B6 分別為試體斷面 400、500 及 600 mm，編號 R、 Ra 與 Rb 分別為箱型鋼柱內配置 8-#8、8-#9 與 16-#9 竹節鋼筋，編號 N 為箱型 鋼柱內填充純混凝土，編號.2、.3、.4、.5 和.6 為施加載重與試體標稱強度之比 值(載重比)。 試體設計主要參考我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」及歐洲規範 (Eurocode)規範等，並考量實驗設備容量之限制等。試體鋼骨部分採用 A572 Grade合；開槽型式為單斜槽，開槽角度為35 度，根部間隙為 7 mm，並於接合間隙處 裝設背墊板，如圖3-1 所示。 試體箱型鋼柱內分別為填充純混凝土及鋼筋混凝土。於箱型鋼柱內有配置縱 向主筋之試體，鋼筋採CNS 560「鋼筋混凝土用鋼筋」規定之竹節鋼筋，再依據 EC 4 規定配置與設計。B4R 與 B5R 系列試體皆採 8 根 8 號竹節鋼筋，鋼筋比 (As/Ac+As)分別為 3%和 1.9%，而試體 B6Ra-.3 及 B6Rb-.4 分別採 8 根和 16 根 9 號竹節鋼筋，鋼筋比分別為1.6%與 3.2%。試體之箍筋皆採 3 號竹節鋼筋，配置 於柱試體之間距分別為兩端採200 mm 與中間段為 350 mm，如圖 3-2 與圖 3-3 所示。另外，為考量試體灌漿時內部空氣排除及高溫下混凝土水汽遷移等因素， 於柱板各面縱向預設數個直徑20 mm 透氣孔；而箱型鋼柱內灌之混凝土採自充 填混凝土。試體其它細部設計，如圖3-4 所示。
表 3-1 試體規劃
試體編號 斷面尺寸B×H×t (mm) 縱向主筋 橫向箍筋 施加 載重比 B4R-.2 □400×400×19 8-#8 #3@350 0.2 B4R-.5 □400×400×19 8-#8 #3@350 0.5 B5N-.6 □500×500×19 － － 0.6 B5R-.3 □500×500×19 8-#8 #3@350 0.3 B6N-.3 □600×600×19 － － 0.3 B6N-.5 □600×600×19 － － 0.5 B6Ra-.3 □600×600×19 8-#9 #3@350 0.3 B6Rb-.4 □600×600×19 16-#9 #3@350 0.4 備註： 橫向箍筋間距為柱試體中間段之間距(mm) (資料來源：本研究整理)圖 3-1 箱型鋼柱斷面設計圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-2 填充型箱型鋼柱斷面主筋配置示意圖
(a) B4R 系列 19 40 #3 #8 bar 40 19 59 141 141 59 400 59 141 141 59 400 (b) B5R-.3 19 40 191 191 500 40 19 59 59 59 191 191 59 500 #3 #8 bar (c) B6Ra-.3 19 40 #3 #9 bar 59 241 241 59 600 59 59 241 241 600 19 40 19 40 #3 #9 bar 59 241 106.1 600 600 241 106.1 40 19 (d) B6Rb-.4 unit：mm B H t t FB 12×25 7 35° TYP. B×H：400×400 500×500 600×600 t ：19 unit：mm圖 3-3 填充型箱型鋼柱箍筋及柱板透氣孔配置示意圖
(資料來源：本研究整理) 30 30 4@200=800 4@350=1400 4@200=800 3060 50 40 390 5@440=2200 390 40 20 透氣孔 熱電偶 線孔位 unit：mm圖 3-4 填充型箱型鋼柱試體端部設計圖
(資料來源：本研究整理) (a) B4 系列 TYP. TYP. TYP. 8 8 8 8 15 15 100 25 650 15 100 650 192 192 650 192 192 25 16 (b) B5 系列 (c) B6 系列 850 8 8 8 8 15 15 25 150 150 15 TYP. TYP. TYP. 850 242 242 850 242 242 25 16 TYP. 850 8 8 8 8 15 TYP. TYP. 15 100 15 100 25 25 16 850 292 292 292 292 850 unit：mm貳、試體製作
試體製作程序如下： 1. 依設計圖裁切鋼板、鑽孔及開槽。 2. 裁切主筋及製作箍筋，組裝鋼筋籠。 3. 柱板及兩端端板以銲接接合固定成 U 字形。 4. 安裝熱電偶至預定量測位置。 5. 鋼筋籠吊裝至試體 U 字形內。 6. 柱體組裝銲接施工。 7. 混凝土灌漿作業。 8. 混凝土養護 9. 安裝柱面熱電偶測點 試體由鋼鐵廠依設計圖樣進行製作組裝，試體分為箱型鋼柱內有、無配置縱 向主筋。對於有配置縱向主筋試體之製作程序為依照上述1 至 9 步驟，而無配置 縱向主筋試體為步驟 1、3 至 9。以主筋和箍筋綁紮組裝鋼筋籠，再將 3 面柱板 與兩端端板接合成U 字形，即分別進行安裝各部位之熱電偶測點，如圖 3-5 所示； 鋼筋籠吊裝至 U 字形試體內，將預先安裝完成之熱電偶線分別經由試體頂端柱 板預留孔延伸出試體外，確定各測點訊號正常，再進行試體柱板和其它肢材之銲 接作業，如圖3-6 所示。試體柱板全滲透銲接處皆利用超音波檢測確保銲道無缺 陷，再進行混凝土灌漿作業。 本研究試體箱型鋼柱板之鋼骨材料採A572 Grade 50 等級，降伏強度為 3.98 tf/cm2，抗拉強度為5.36 tf/cm2。內灌混凝土採自充填混凝土，28 天之標準圓柱 試體抗壓強度約為528 kgf/cm2，混凝土配比於表3-2 所示。對於有配置縱向主筋 試體，B4 與 B5 系列試體之主筋(8 號竹節鋼筋)降伏強度為 5280 kgf/cm2，而B6 系列試體主筋(9 號竹節鋼筋)降伏強度為 5120 kgf/cm2。圖 3-5 試體組裝之 U 字形與鋼筋籠示意圖
(資料來源：本研究整理)
圖 3-6 箱型鋼柱試體
表 3-2 試體內灌混凝土之配比
每1 m3混凝土配比用量(kg) 水泥 爐石 飛灰 水 附加劑 細骨材 粗骨材 329 66 44 175 7.03 992 780 備註： 1. 設計空氣含量為 1.5% 2. 骨材最大粒徑為 19 mm 3. 水膠比為 0.397 (資料來源：本研究整理)參、熱電偶測點分佈
結構構件於火場下之構件溫度會影響其結構行為，而為瞭解及探討試體溫度 分佈及行為影響，本研究將參照我國 CNS 12514 規定與相關文獻建議，規劃試 體溫度測點位置與數量，以量測不同位置之溫度；溫度測點將採用 0.75 級性能 以上及直徑0.65 mm 之 K 型熱電偶，分別位於試體受熱段(2800 mm)之 2 個斷面 高度設置熱電偶測點。 由鋼骨、鋼筋及混凝土組合而成之試體，使溫度測點分佈主要依不同材料及 距試體之深度區分。所有試體之鋼骨測點皆於柱板中間寬度及箱型鋼角隅處設置 為3 個測點；對於有配置縱向主筋試體，鋼筋測點於主筋及箍筋設置 3 個測點， 混凝土測點於距混凝土表面至中心處分別設置2 至 3 個測點，如 B4R 及 B5R 系 列試體為距混凝土表面120 mm 及中心處設置，而 B6R 系列為距混凝土表面 120、 200 mm 及中心處設置；無配置縱向主筋試體之混凝土測點則設置 3 至 4 個測點。 詳細試體溫度測點分佈，如圖3-7 所示；實際試體內部熱電偶安裝樣式，如圖 3-8 所示。圖 3-7 填充型箱型鋼柱試體之溫度測點分佈
(資料來源：本研究整理) 630 900 1530 3060 H H I I B 4080 ½B ½H H C3C2 C1 S1 S2 S3 (a) 無配置縱向主筋試體 4080 ½B B H ½H C1 C2 R2R1 R3 S1 S2 S3 (b) 有配置縱向主筋試體 unit：mm ▲鋼骨測點；✕鋼筋測點；●混凝土測點圖 3-8 試體內部熱電偶之安裝
(資料來源：本研究整理)第三節 實驗設備與設置
實驗試體於內政部建築研究所防火實驗中心之複合耐火爐進行火害試驗；複 合耐火爐之加載設備具2000 噸加載能力，行程為 500 mm，加載介面以萬向球座 設計，轉角可達15°以上，亦可選擇無旋轉之固定座方式連接；加溫設備以數位 控制方式，模擬CNS 12514 標準升溫曲線之升溫速率及溫度，並藉由加溫爐東、 西兩側之噴火孔以雙向對流形式使爐內溫度均勻分佈。 試體混凝土經養護並安裝表面鋼骨測點後，於加載設備頂端及底端分別加裝 支撐短柱和柱礅，再將試體吊裝至複合耐火爐內；試體兩端利用螺栓分別與柱礅 及支撐短柱連接固定，再以防火棉包覆加溫爐內預定不受火處；最後熱電偶線與 資料擷取器連接、蓋上加溫爐頂端爐蓋板，及架設量測試體軸向變形之位移計， 如圖3-9 所示。 (a) 有配置鋼筋試體 (b) 無配置鋼筋試體
圖 3-9 實驗試體設置示意圖
(資料來源：本研究整理)第四節 實驗步驟
根據CNS 12514 規定，試驗步驟如下所示： 1. 試驗開始前 試驗開始前分兩部分規定，ㄧ為溫度要求，其室內溫度須在10~40°C 範圍內， 爐內溫度須小於 50°C，且熱電偶之初始值須持續記錄並檢查一致性；另ㄧ為試 體加載，加載載重須於試驗開始前15 分鐘加載至試體，保持加載不變直至試體 變形不再增加，並記錄軸向變形量。 支撐短柱 防火棉 4250 600 540 31 10 unit: mm 試體 2800 受熱段 柱礅 位移計 束制墊塊試驗開始之際，試體內部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，並依標準加熱溫度-時間曲線進行加熱試驗，其加熱函數為
10 T 345 log 8t 1 20，如圖2-1 所示。加熱試驗過程中須維持固定載重，試 體加載之載重依據「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」計算，並考量試驗之 容量。 3. 量測與觀察 試體在整個試驗中之溫度和變形須加以記錄；對於所有固定之熱電偶在試驗 期間應每隔不超過1 分鐘即量測ㄧ次；試體垂直或柱中心之水平變形量依量測設 備狀況，每間隔一段時間進行量測，變形速率將以實驗之變形量推算而得。試驗 結束後，須觀察試體之變形模式並詳實記錄之。 4. 試驗終止 根據規定，試驗終止條件包括：(1) 試體達到性能基準指標，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。 垂直承重構造之性能基準判定，最大軸向壓縮量(mm)：C h / 100 (mm)；最 大軸向壓縮速率(mm/min)：dC / dt 3h / 1000 (mm/min)，其中 h 為試體初始高 度。第四章 實驗結果與討論
實驗為依照 CNS 12514 規定進行柱構件耐火性能試驗，試驗步驟分為兩階 段，第一為加載階段，施加軸向載重並持壓15 分鐘，直至試體變形不再增加為 止；各試體施加之軸向載重，如表4-1 所示。第二為定載加溫階段，定額軸向載 重持壓，加溫爐內依標準升溫與時間關係加溫，直至試體無承重能力，判定試體 破壞。另外，因實驗時程關係，於進行試體 B4R-.2、B4R-.5、B5N-.6、B6N-.3 與 B6N-.5 試驗時之混凝土抗壓強度約為 564.3 kgf/cm2；而進行試體 B5R-.3、 B6Ra-.3 及 B6Rb-.4 試驗時混凝土抗壓強度約為 602.9 kgf/cm2。表 4-1 試體標稱強度與施加載重
試體編號 ' c f (kgf/cm2) 主筋 箍筋 試體標稱強度 (tf) 施加載重 (tf) B4R-.2 564.3 8-#8 #3 1796.2 360 B4R-.5 564.3 8-#8 #3 1796.2 906 B5N-.6 564.3 － － 2276.5 1366 B5R-.3 602.9 8-#8 #3 2500.3 750 B6N-.3 564.3 － － 3001.5 901 B6N-.5 564.3 － － 3001.5 1501 B6Ra-.3 602.9 8-#9 #3 3292.1 988 B6Rb-.4 602.9 16-#9 #3 3494.7 1398 (資料來源：本研究整理)第一節 實驗結果
本研究探討箱型鋼柱內填充純混凝土與鋼筋混凝土試體受定載高溫之斷面 溫度、變形行為、耐火性能合格時間與破壞模式，並探討施加載重、斷面尺寸與 有無配置縱向主筋對填充型合成柱耐火性能之影響；實驗結果如下所述。壹、箱型鋼柱內填充純混凝土試體
試體 B5N-.6 實驗開始時試體平均溫度約為45.6°C，試體施加之軸向載重為 1366 噸。圖圖4-3 與 4-4 分別為試體於定載加溫試驗之鋼骨測點與混凝土測點溫度，其中圖 4-4 之 H 斷面 C1、C2 及 C3 測點，與 I 斷面 C1 測點於試驗 26 分鐘後損壞。 當定載加溫試驗進行10 分鐘時，試體軸向伸長變形量已達 3 mm，此為試體 第一次最大熱膨脹伸長變形，其爐內平均溫度約為664°C，試體箱型鋼骨表面平 均溫度約為185.3°C，箱型鋼骨內側(與混凝土交界處)之溫度約為 123.6°C，距試 體表面59mm 之混凝土測點溫度約為 52.5°C，而距試體表面 139 mm 及斷面中心 混凝土平均溫度仍 47°C。待試體發生第一次最大伸長變形後，隨即呈現微幅壓 縮之趨勢，而試驗進行13 分鐘，試體又轉變為膨脹伸長變形，並於試驗 17 分鐘 時達到第二次最大伸長變形(2.89 mm)；在甫達第二次伸長變形最大量時，爐內 溫度約為 752°C，表面鋼骨平均溫度約為 322.8°C，內側鋼骨平均溫度約為 200.3°C，而混凝土測點溫度分別為 84.3°C、46.3°C 及 46.8°C。試驗期間，試體 於加溫25 分鐘時出現微小異聲，隨後於試驗 26 分鐘，試體發出巨大聲響，試體 B5N-.6 達 CNS12514 性能基準之最大軸向壓縮速率(9.18 mm/min)之規定，終止 試驗；此時，爐內溫度約為 826.5°C，試體鋼骨表面平均溫度約為 487°C，鋼骨 內側平均溫度(與混凝土交界)約為 324°C。 火害實驗後，此試體挫屈的情況並不明顯，且箱型鋼柱板間之銲道未發生開 裂現象，如圖 4-5 及圖 4-6。對於試體各面柱板局部挫屈處之凸起量介於 2.5 至 19 mm，以東面與西面柱板局部挫屈之凸起較為明顯，分別為 19 mm 與 14.5 mm。
圖 4-1 試體 B5N-.6 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-2 試體 B5N-.6 定載加溫階段之軸向變形-時間關係
(資料來源：本研究整理) Tem p erature ( 0 C)(a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度
圖 4-3 試體 B5N-.6 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)(
a) I-I 斷面之混凝土溫度 (b) H-H 斷面之混凝土溫度圖 4-4 試體 B5N-.6 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)(a) 西面與南面 (b) 東面與南面
圖 4-5 試體 B5N-.6 耐火試驗後之外觀
(資料來源：本研究整理)圖 4-6 試體 B5N-.6 局部挫屈
(資料來源：本研究整理) 試體 B6N-.3 箱型鋼柱內填充純混凝土之試體B6N-.3 施加軸向載重 901 噸，試驗時初始討論，而混凝土測點溫度於試驗10 分鐘後因無規律性異常跳動，認定為訊號異 常，亦不予討論。 試驗開始後，隨著加溫爐內溫度上升，試體之變形也開始膨脹伸長，其加溫 爐內平均升溫曲線，如圖 4-7 所示。當試驗 23 分鐘，試體達最大伸長變形，變 形量為8.90 mm，此時加溫爐內平均溫度為 804°C，鋼表面平均溫度為 467°C， 鋼骨內側與混凝土交界處之鋼骨平均溫度為154°C；試體達最大伸長量後，試體 變形行為從伸長變形轉為壓縮變形，研判其原因為鋼骨溫度已超過400°C，鋼骨 強度逐漸下降，使試體承載力逐漸無法支撐原先施加之載重。試體加熱26 分鐘 開始，發出砰一聲異響，之後持續有微小聲響發出，聲音如低鳴雷聲般斷斷續續 出現，直至加熱35 分鐘聲響逐漸變大至加溫 38 分鐘發出巨大聲響；當發出巨大 聲響後，試體壓縮速率開始增加，最終達終止試驗之指標。試體於定載加溫階段 之軸向變形與時間關係，如圖4-8 所示；試體鋼骨測點溫度與時間關係，如圖 4-9 所示。試體B6N-.3 總計進行定載加溫試驗約 43 分鐘，其於加溫 42 分鐘時達 CNS 12514 規定之最大軸向壓縮速率破壞準則，因此判定試體已失去承重能力；此時 加溫爐內平均溫度為894°C，鋼表面平均溫度為 633°C，鋼骨內側與混凝土交界 處之鋼骨平均溫度為508°C。 當試驗終止並待爐內溫度回復至室溫，便進入加溫爐內觀察試體 B6N-.3 火 害後之變形情況；試體 B6N-.3 四面柱板皆有局部挫屈變形，局部挫屈變形位置 主要集中於柱試體上半部，且柱板挫屈處皆呈面外凸起，如圖4-10 及圖 4-11 所 示。各面柱板局部挫屈之凸起量約為60 至 100 mm，而最大凸起量為 102 mm 位 於西面柱板距試體底部端板2190mm 處。另外，試體 B6N-.3 於火害後並無發現 柱板間之銲道開裂情形，惟柱板鋼表面因高溫延燒40 餘分鐘，鋼表層略有剝離 之現象產生；對於柱板透氣孔則由原先的圓形，變形為扁平橢圓狀。
圖 4-7 試體 B6N-.3 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-8 試體 B6N-.3 定載加溫階段之軸向變形-時間關係
(資料來源：本研究整理) Temperat ure ( o C) Axi a l d ef or matiom (mm)(a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度
圖 4-9 試體 B6N-.3 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) 南面 (b) 西面與南面圖 4-10 試體 B6N-.3 耐火試驗後之外觀
(資料來源：本研究整理) Te mperature ( o C ) Te mperature ( o C )(a) 西面與南面 (b) 東面與北面
圖 4-11 試體 B6N-.3 局部挫屈
(資料來源：本研究整理) 試體 B6N-.5 試體B6N-.5 於試驗時之平均溫度約為 31.2°C，其施加 1501 噸軸向載重；定 載加溫期間，因混凝土測點訊號均於試驗開始10 分鐘後出現異常，故不予討論， 而其加溫爐內升溫曲線，如圖4-12 所示。 試驗初期，本試體與前述試體相同為因加溫爐內溫度逐漸升溫，使得產生膨 脹伸長變形行為；於試驗11 分鐘時，試體達第一次最大伸長量 1.62 mm，此時 加溫爐內平均溫度為693°C，鋼表面平均溫度為 203°C，鋼骨內側與混凝土交界 處之鋼骨平均溫度為75°C；隨後試體由伸長變形轉成壓縮變形，直至加溫 14 分 鐘後，再轉變成伸長變形，此時試體仍處於膨脹狀態，惟伸長量略降至1.38 mm。 試體於加熱20 分鐘時達到第二次最大伸長變形(1.71 mm)，此時加溫爐內平 均溫度為782°C，鋼表面平均溫度為 382°C，鋼骨內側與混凝土交界處之鋼骨平 均溫度為 118°C；當試體到達第二次最大伸長量後，亦因鋼骨表面溫度已接近 400°C，導致箱型鋼柱承載能力降低，故試體呈現壓縮變形行為，如圖 4-13 所示；有異聲響出現，聲音如悶雷般斷斷續續出現，直至加溫31 分鐘加溫爐內發出巨 大聲響，爾後試體壓縮速率劇增，使達終止試驗之最大軸向壓縮速率大於 9.18 mm/min 指標；試驗終止時加溫爐內平均溫度為 849°C，鋼表面平均溫度為 550°C，鋼骨內側與混凝土交界處之鋼骨平均溫度為 439°C。 由試體火害後觀察發現，試體 B6N-.5 四面柱板皆有局部挫屈變形的情況產 生，挫屈處皆呈面外凸起且位處接近柱板透氣孔處，如圖4-15 及圖 4-16 所示。 柱板各處凸起量約介於40 至 60 mm，其最大凸起變形為位於南面柱板距試體底 部端板2190 mm 處。試體火害後亦無發現任何銲道及透氣孔開裂之情況，惟靠 近凸起處之透氣孔略呈現扁平橢圓狀。
圖 4-12 試體 B6N-.5 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理) Temperature ( o C)圖 4-13 試體 B6N-.5 定載加溫階段之軸向變形-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度圖 4-14 試體 B6N-.5 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) Axial d eformatiom (mm) Temperature ( o C ) Temperature ( o C )(a) 南面 (b) 西面與南面
圖 4-15 試體 B6N-.5 耐火試驗後之外觀
(資料來源：本研究整理) (a) 東面與南面 (b) 西面與南面圖 4-16 試體 B6N-.5 局部挫屈
貳、箱型鋼柱內填充鋼筋混凝土試體
試體 B4R-.2 試驗開始時試體平均溫度約33.6°C，而施加之定額軸向載重為 360 噸，再依 前述試驗步驟進行實驗。加溫爐內平均升溫曲線，如圖 4-17 所示；試體於定載 加溫階段之軸向變形與時間關係，如圖4-18；因試體各測點溫度於試驗進行約為 50 分鐘後，鋼骨、混凝土及鋼筋測點溫度呈現不規則陡升等原因，故判定溫度 測點故障，如圖4-19 至圖 4-21 所示。 當定載加溫試驗進行28 分鐘時，試體軸向伸長量達 17.2 mm(最大熱膨脹伸 長)，此時爐內平均溫度約為 831°C，鋼骨表面平均溫度為 526°C，鋼骨內側之柱 板平均溫度(與混凝土交界)為 349°C，距試體表面 59 mm 之箍筋(R2)平均溫度約 為83°C，距表面 75 mm 之主筋 R1 與 R3 測點平均溫度分別約為 54°C 及 78°C， 距表面139 mm(C2)為 35°C，而中心混凝土溫度仍為初始溫度。隨後試體軸向變 形行為即呈現壓縮變形之趨勢，而於試驗62 分鐘之試體壓縮變形轉為趨緩；試 體軸向變形由伸長轉變為壓縮至壓縮變形趨緩期間，皆有大小不等的異聲從試體 發響。試驗進行約85 分鐘後，試體軸向壓縮變形速率漸增，直至試驗 162 分鐘 時達規定之最大軸向壓縮速率9.18 (mm/min)，故判定此時試體破壞。試體 B4R-.2 於試驗後期雖因內部鋼筋混凝土可承受載重，但試體溫度逐漸升高而鋼筋混凝土 強度逐漸降低，因此造成緩降之壓縮變形行為，此緩降壓縮變形行為延長柱構件 耐火性能合格時間，並達「建築技術規則」規定二小時以上防火時效。 由圖 4-22 試體試驗後之外觀觀察發現，試體各面柱板中段不同位置處產生 明顯地局部挫屈變形(中段凸起量介於 60 至 92.5 mm 之間)，且鋼骨表面亦有剝 離現象，但試體銲道處皆無開裂的現象，如圖4-23 及圖 4-24 所示。圖 4-17 試體 B4R-.2 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)
圖 4-18 試體 B4R-.2 定載加溫階段之軸向變形-時間關係
(a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度
圖 4-19 試體 B4R-.2 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)(a) I-I 斷面之混凝土溫度 (b) H-H 斷面之混凝土溫度
圖 4-20 試體 B4R-.2 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)(a) I-I 斷面之鋼筋溫度 (b) H-H 斷面之鋼筋溫度
圖 4-21 試體 B4R-.2 之鋼筋測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) 東面與南面 (b) 西面與南面圖 4-22 試體 B4R-.2 耐火試驗後之外觀
(資料來源：本研究整理)
圖 4-23 試體 B4R-.2 局部挫屈
(資料來源：本研究整理)圖 4-24 試體 B4R-.2 耐火試驗後柱板表面剝離情況
(資料來源：本研究整理)試體 B4R-.5 待確認熱電偶各溫度測點及位移計訊號正常後，即進行加載階段試驗，其施 加906 噸軸向載重至試體與持壓 15 分鐘，便進行定載加溫試驗。定載加溫試驗 開始前之試體平均溫度約為 43°C；試驗開始後，加溫爐內溫度隨著標準升溫曲 線增溫，使試體因高溫影響產生軸向膨脹伸長變形，如圖4-25 與圖 4-26 所示。 試驗20 分鐘，爐內溫度約為 784°C，此時試體達最大伸長量 8.11 mm，鋼表面平 均溫度約為389°C，鋼骨內側與混凝土交界處之鋼骨平均溫度為 224°C，鋼筋平 均溫度為54°C，距試體表面 139 mm 及試體中心之混凝土平均溫度皆為 44°C； 試體達最大伸長量後，因鋼骨溫度已接近400°C，鋼骨強度下降，導致試體軸向 變形從原本的膨脹伸長轉為壓縮變形。另外，試體鋼骨測點溫度與時間關係，如 圖4-27 所示；試體混凝土測點溫度與時間關係，如圖 4-28 所示；試體鋼筋測點 溫度與時間關係，如圖 4-29 所示，而鋼筋 IR2 測點因訊號異常，故未於圖中顯 示。 加熱28 分鐘時，試體於加溫爐內初次發出聲響，聲響模式為砰一聲，此時 伸長量已降至4.06 mm，試體仍持續為壓縮變形狀態；加熱 30 分鐘時，爐內發 出轟一巨大聲響，爾後試體壓縮速率開始急速增加。於32 分鐘發出低沉雷鳴聲， 且試體達性能基準最大軸向壓縮速率大於9.18 mm/min 上限之規定，終止試驗； 此時加溫爐內平均溫度為859°C，鋼表面平均溫度為 583°C，鋼骨內側與混凝土 交界處之鋼骨平均溫度為411°C，鋼筋平均溫度為 67°C，距鋼骨內側 120 mm 及 試體中心之混凝土平均溫度為49°C 及 47°C。 試驗終止後，開啟爐蓋板與中隔板待爐內溫度回到室溫，進入加溫爐內觀察 試體 B4R-.5 火害後之變形。觀察發現四面柱板均有局部挫屈變形之情況產生， 挫屈變形皆為面外凸起，而挫屈位置主要集中於柱子上半部，如圖4-30 及圖 4-31 所示；東面柱板距試體底部端版2190 mm 處，產生最大凸起量為 68 mm。火害 後，試體 B4R-.5 並無發現任何銲道及透氣孔開裂之情形，但透氣孔略呈扁平橢 圓狀。
圖 4-25 試體 B4R-.5 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-26 試體 B4R-.5 定載加溫階段之軸向變形-時間關係
(資料來源：本研究整理) Temperat ure ( o C) Axi a l d ef or matiom (mm)(a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度
圖 4-27 試體 B4R-.5 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) I-I 斷面之混凝土溫度 (b) H-H 斷面之混凝土溫度圖 4-28 試體 B4R-.5 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) Temperature ( o C ) Temperature ( o C ) Temperatur e ( o C ) Temperatur e ( o C )(a) I-I 斷面之鋼筋溫度 (b) H-H 斷面之鋼筋溫度
圖 4-29 試體 B4R-.5 之鋼筋測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) 南面 (b) 東面與南面圖 4-30 試體 B4R-.5 耐火試驗後之外觀
(資料來源：本研究整理) Temperature ( o C ) Te mper at ure ( o C )(a) 東面與北面 (b) 西面與南面
圖 4-31 試體 B4R-.5 局部挫屈
(資料來源：本研究整理) 試體 B5R-.3、B6Ra-.3、B6Rb-.4 試體B5R-.3、B6Ra-.3 及 B6Rb-.4 均為箱型鋼柱內含鋼筋混凝土(鋼筋比分別 為1.9%、1.6%及 3.2%)，施加載重為 0.3 及 0.4 倍試體標稱強度，各試體部分熱 電偶測點於試驗過程中出現訊號異常，經判斷為測點故障，故未納入討論。 定載加溫試驗初期，試體箱型鋼骨受熱產生膨脹伸長變形行為；加熱10 分 鐘三支試體軸向伸長變形行為並無太大差異。試體B5Rb-.4 因施加較大軸向載重 使試體最大軸向伸長量僅2.03 mm，且達最大伸長量後產生熱膨脹伸長與載重壓 縮相持抵抗現象，此現象持續時間約11 分鐘左右。試體 B5R-.3 及 B6Ra-.3 達最 大伸長(10.76 mm 及 7.36 mm)後遂轉入壓縮變形階段，並無熱膨脹伸長與載重壓 縮抗衡之現象發生，如圖 4-32 所示。另外，試體 B5R-.3、B6Ra-.3 及 B6Rb-.4 與其他試體相同，當箱型鋼骨表面平均溫度超過 400°C（各試體測點溫度如圖 4-33 至圖 4-41 所示），則鋼骨強度下降導致試體軸向變形從原本的膨脹伸長轉為之勢，研判其原因為內部混凝土雖產生爆裂，而鋼筋混凝土可維持其部分強度， 使試體仍有承載能力不導致試體突然破壞。 試體B5R-.3、B6Ra-.3 及 B6Rb-.4 達破壞準則之耐火性能合格時間分別為 74、 61 及 53 分鐘。由試體火害後變形觀察發現，各試體四面柱板皆有局部挫屈變形 且為面外凸起，且靠近凸起處之透氣孔呈現扁平橢圓形狀變形，與試體鋼骨表面 略有剝離之現象產生，如圖4-42 至圖 4-47 所示。
圖 4-32 B5R 與 B6R 系列試體定載加溫階段之軸向變形-時間關係
(資料來源：本研究整理) Axi a l d ef ormat iom (mm)(a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度
圖 4-33 試體 B5R-.3 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)(a) I-I 斷面之混凝土溫度 (b) H-H 斷面之混凝土溫度
圖 4-34 試體 B5R-.3 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) Te mper at ure ( o C ) Te mperature ( o C ) Temperature ( o C ) Te mper at ure ( o C )(a) I-I 斷面之鋼筋溫度 (b) H-H 斷面之鋼筋溫度
圖 4-35 試體 B5R-.3 之鋼筋測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度圖 4-36 試體 B6Ra-.3 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)Te mper at ure ( o C ) Temperature ( o C ) Temperature ( o C ) Temperatur e ( o C )
(a) I-I 斷面之混凝土溫度 (b) H-H 斷面之混凝土溫度
圖 4-37 試體 B6Ra-.3 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) I-I 斷面之鋼筋溫度 (b) H-H 斷面之鋼筋溫度圖 4-38 試體 B6Ra-.3 之鋼筋測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) Te mper at ure ( o C ) Te mperature ( o C ) Temperature ( o C ) Temperatur e ( o C )(a) I-I 斷面之鋼骨溫度 (b) H-H 斷面之鋼骨溫度
圖 4-39 試體 B6Rb-.4 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)(a) I-I 斷面之混凝土溫度 (b) H-H 斷面之混凝土溫度
圖 4-40 試體 B6Rb-.4 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) Temperature ( o C ) Temperature ( o C ) Temperature ( o C ) Temperature ( o C )(a) I-I 斷面之鋼筋溫度 (b) H-H 斷面之鋼筋溫度
圖 4-41 試體 B6Rb-.4 之鋼筋測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) 南面 (b) 東面與北面圖 4-42 試體 B5R-.3 耐火試驗後之外觀
(資料來源：本研究整理) Temperature ( o C ) Temperature ( o C )(a) 西面與南面 (b) 東面與北面
