高強度鋼構造梁柱接頭之耐火性能研究

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（科技部 GRB 編號） PG10601-0658

高強度鋼構造梁柱接頭之耐火性能研究

受委託者：國立交通大學研究主持人：陳誠直協同主持人：陳垂欣研究助理：洪政鴻、顧芳瑀研究期程：中華民國 106 年 1 月至 106 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 106 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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I

目次 ... I 表次 ... III 圖次 ... V 摘要 ... 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... 1 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 設計規範與防火規定 ... 7 第三節 文獻回顧... 9 第三章 高強度鋼構造梁柱接頭耐火實驗 ... 19 第一節 試體規劃與設計 ... 19 第二節 實驗設備與設置 ... 25 第三節 量測儀器... 28 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 結果討論... 55 第五章 有限元素分析 ... 61 第一節 鋼材之高溫性質 ... 61 第二節 ABAQUS 之模擬方法與步驟 ... 65 第三節 有限元素分析結果與討論 ... 69

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II 第六章 結論與建議 ... 79 第一節 結論... 79 第二節 建議... 80 附錄一 試體設計圖 ... 81 附錄二 試體超音波檢測報告 ... 95 附錄三 試體銲接程序書 ... 99 附錄四 實驗加載計算 ... 105 附錄五 審查意見與答覆 ... 107 參考書目 ... 119

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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 BISPLATE 80 及 XLERPLATE Gr. 350 之折減係數 ... 14 表 3-1 SM570MC 鋼材之物性... 22 表 3-2 TWE-811Ni1 銲材之物性 ... 22 表 3-3 試體表 ... 23 表 5-1 溫度變化下 SM570 鋼材力學性質折減係數 ... 62

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V

圖次

圖 1-1 研究流程圖 ... 3 圖 2-1 標準升溫曲線 ... 6 圖 2-2 Wang 等人(2007)試驗設置圖 ... 10 圖 2-3 Chung 等人(2010)試驗設置圖 ... 11 圖 2-4 Liu 等人(2002)試驗設置圖 ... 12

圖 2-5 Ding and Wang (2007)試驗設置圖 ... 12

圖 2-6 Lee 等人(2011)實驗與分析模擬比較圖 ... 13 圖 2-7 Qiang 等人(2012a)各國規範及試驗降伏強度比較圖 ... 15 圖 2-8 Kwon (2013)溫度變化下各鋼材之材料性質比較圖 ... 16 圖 2-9 陳誠直等人(2015)試體接合細節圖 ... 17 圖 2-10 陳誠直等人(2016)試體接合細節圖 ... 18 圖 3-1 國內某鋼結構大樓平面示意圖 ... 20 圖 3-2 懸臂梁接一層樓高的柱之外部接頭子結構示意圖 ... 20 圖 3-3 試體 WUF-W 構件圖... 21 圖 3-4 試體接合細節圖 ... 23 圖 3-5 試體銲接扇形開孔細部尺寸圖 ... 24 圖 3-6 實驗設置側視示意圖 ... 26 圖 3-7 實驗設置俯視示意圖 ... 26 圖 3-8 實驗整體設置圖 ... 27 圖 3-9 加溫爐內側撐鋼架設置圖 ... 27 圖 3-10 CNS 熱電偶測點配置斷面位置規定 ... 28 圖 3-11 試體 T-RBS 熱電偶測點配置圖 ... 29

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VI 圖 3-12 試體 T-RBS 熱電偶配置照片 ... 29 圖 3-13 試體 T-RBS 柱背面熱電偶配置照片 ... 30 圖 3-14 變形量測位置示意圖 ... 31 圖 4-1 試體 WUF-W 爐內升溫曲線 ... 34 圖 4-2 試體 WUF-W 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1) ... 34 圖 4-3 試體 WUF-W 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol) ... 35 圖 4-4 試體 WUF-W 梁柱交會區旋轉角-時間關係圖 ... 35 圖 4-5 試體 WUF-W 柱端板旋轉角-時間關係圖 ... 36 圖 4-6 試體 WUF-W 梁 BT1 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 36 圖 4-7 試體 WUF-W 梁 BT2 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 37 圖 4-8 試體 WUF-W 梁 BT3 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 37 圖 4-9 試體 WUF-W 梁 BT4 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 38 圖 4-10 試體 WUF-W 上層柱 CT1 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 38 圖 4-11 試體 WUF-W 上層柱 CT2 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 39 圖 4-12 試體 WUF-W 梁柱交會區 CT3 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 39 圖 4-13 試體 WUF-W 梁柱交會區 CT4 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 40 圖 4-14 試體 WUF-W 下層柱 CT5 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 40 圖 4-15 試體 WUF-W 下層柱 CT6 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 41 圖 4-16 試體 WUF-W 下層柱 CT7 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 41 圖 4-17 試體 WUF-W 高溫實驗後於爐內之外觀 ... 42 圖 4-18 試體 WUF-W 高溫實驗後之外觀 ... 42 圖 4-19 試體 WUF-W 下層柱翼板挫屈 ... 43 圖 4-20 試體 WUF-W 實驗後梁之外觀 ... 43 圖 4-21 試體 T-RBS 爐內升溫曲線 ... 45

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VII 圖 4-22 試體 T-RBS 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1) ... 45 圖 4-23 試體 T-RBS 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol) ... 46 圖 4-24 試體 T-RBS 梁柱交會區旋轉角-時間關係圖 ... 46 圖 4-25 試體 T-RBS 柱端板旋轉角-時間關係圖 ... 47 圖 4-26 試體 T-RBS 梁 BT1 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 47 圖 4-27 試體 T-RBS 梁 BT2 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 48 圖 4-28 試體 T-RBS 梁 BT3 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 48 圖 4-29 試體 T-RBS 梁 BT4 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 49 圖 4-30 試體 T-RBS 上層柱 CT1 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 49 圖 4-31 試體 T-RBS 上層柱 CT2 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 50 圖 4-32 試體 T-RBS 梁柱交會區 CT3 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 50 圖 4-33 試體 T-RBS 梁柱交會區 CT4 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 51 圖 4-34 試體 T-RBS 下層柱 CT5 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 51 圖 4-35 試體 T-RBS 下層柱 CT6 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 52 圖 4-36 試體 T-RBS 下層柱 CT7 斷面溫度測點-時間關係圖 ... 52 圖 4-37 試體 T-RBS 高溫實驗後於爐內之外觀 ... 53 圖 4-38 試體 T-RBS 高溫實驗後之外觀 ... 53 圖 4-39 試體 T-RBS 下層柱翼板挫屈 ... 54 圖 4-40 試體 T-RBS 實驗後梁之外觀 ... 54 圖 4-41 試體變形示意圖 ... 57 圖 4-42 試體 WUF-W 及 T-RBS 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1) ... 57 圖 4-43 試體 WUF-W 及 T-RBS 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol) ... 58 圖 4-44 試體 WUF-W 及 T-RBS 梁柱交會區旋轉角-時間關係圖 ... 58 圖 4-45 試體 WUF-W 及 T-RBS 柱上端板旋轉角-時間關係圖 ... 59

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VIII 圖 4-46 試體 WUF-W 及 T-RBS 柱下端板旋轉角-時間關係圖 ... 59 圖 5-1 溫度變化下 SM570 鋼材之應力應變關係 ... 62 圖 5-2 受溫度影響之鋼材熱傳導係數 ... 63 圖 5-3 受溫度影響之鋼材比熱 ... 64 圖 5-4 受溫度影響之鋼材熱伸長量 ... 65 圖 5-5 模型邊界條件示意圖 ... 66 圖 5-6 ABAQUS 分析流程圖... 67 圖 5-7 分析元素 ... 68 圖 5-8 有限元素分析模型之網格劃分 ... 69 圖 5-9 試體 WUF-W 每 10 分鐘之溫度分布圖... 71 圖 5-10 試體 WUF-W 梁 BT1 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 72 圖 5-11 試體 WUF-W 梁 BT2 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 72 圖 5-12 試體 WUF-W 梁 BT3 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 73 圖 5-13 試體 WUF-W 梁 BT4 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 73 圖 5-14 試體 WUF-W 柱 CT3 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 74 圖 5-15 試體 WUF-W 柱 CT4 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 74 圖 5-16 試體 WUF-W 柱 CT5 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 75 圖 5-17 試體 WUF-W 柱 CT6 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 75 圖 5-18 試體 WUF-W 柱 CT7 斷面溫度測點-時間關係比較圖 ... 76 圖 5-19 試體 WUF-W 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1) ... 76 圖 5-20 試體 WUF-W 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol) ... 77

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IX

摘要

關鍵詞：耐火性能、高強度鋼材、梁柱接頭 一、研究緣起 彎矩構架因具有韌性，已廣泛的使用於地震帶的鋼構造建築物。彎矩構架的韌性主要歸因於梁柱接頭處的梁端產生塑鉸。此類建築物的梁柱接頭為彎矩接頭，國內的鋼造建築物大都設計為梁翼板以全滲透銲於柱翼板，梁腹板以螺栓與剪力板接合。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。近年來採用高強度鋼材的中高層建築物已日漸增多，然而採用高強度鋼材的梁柱接頭於火害下的行為甚為不明，相關的研究亦甚少；因此著手進行高強度鋼材應用於梁柱接頭於火害下的研究，實有其必要性。 二、研究方法與過程 研究主要探討以高強度鋼材應用於不同型式之梁柱接頭在承受高溫下的行為。實驗規畫兩組大尺寸試體進行火害實驗，探討梁翼有無切削搭配不同銲接扇形開孔之梁柱接頭於使用載重與高溫下的變形行為及破壞模式。試體為懸臂梁接一層樓高的柱之外部接頭子結構。為模擬結構物於火害中實際情形，於梁上翼板上緣及上層柱被覆防火棉，在試體柱端與梁端處分別以 0.2 及 0.3 載重比施加載重，並依 CNS 12514-1 標準升溫曲線進行定載加溫實驗。研究並利用有限元素分析結果與實驗結果相互比對，建立正確分析模型，以驗證高強度鋼構造梁柱接頭之受火行為及耐火時間。 三、重要發現 試體於受火初期，梁端因梁斷面溫差而向上變位，變形量隨時間逐漸增加；鋼柱亦因下層柱受熱膨脹而產生軸向伸長變形。爾後試體因高溫而強度逐漸衰減，梁開始向下變形，柱亦產生軸向壓縮。進而梁與柱的變形量與變形速率皆隨時間而快速增加。兩組試體梁加載點達撓曲性能基準時間皆超過 35 分鐘，至試驗結束時，柱未達軸壓之性能基準。試驗後，試體行為有梁向下變形及下層柱翼板局部挫屈。實驗結果顯示，梁翼未切削之試體，梁端上揚的幅度較大，梁柱交會區旋轉角變化較明顯，並有略佳的耐火時間。影響梁柱接頭之梁撓度變化的因素包含梁、柱之撓曲變形量，及梁柱交會區旋轉角之變形量，而本次實驗造成梁撓曲變形量達性能基準之主要因素為柱的撓曲變形量。

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X 四、主要建議事項 1. 建議一高強度箱型鋼柱之梁柱接頭之耐火性能研究：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本研究試體為 H 型柱構件的梁柱接頭子結構，試體符合常溫下規範強柱弱梁的設計；惟實驗結果顯示，H 型柱因受高溫而強度衰減，導致下層柱受火處局部挫屈變形，進而導致梁端撓曲變形量增加，而達性能基準。後續的研究可進行採用高強度鋼板箱型鋼柱梁柱接頭子結構於高溫下的行為。 2. 建議二梁柱接頭於標準升溫與自然火災行為之研究：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實驗室火害研究一般皆以標準升溫曲線加溫構件，惟整體構架受火的行為將異於構件，且實際火災之升溫與標準升溫有所不同。故實尺寸鋼構造建築承受真實火災性能的建立有其必要性，以探討不同升溫方式於結構行為之影響。

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Abstract

Keywords: fire resistance, high-strength steel, beam-to-column connection

Special moment frames has been extensively used for steel structural buildings in seismic areas because the special moment frames characterize ductile behavior. The ductile behavior of the special moment frames is mainly contributed to the plastic hinge formed on the beam end at the beam-to-column connections. These beam-to-column connections are the moment connection. The moment connections used in practice engineering are designed to connect the beam flange to the column using a complete joint penetration groove weld, and to join the beam web to the shear plate with bolts. The understanding of the fire resistance and behavior of the steel structural buildings subjected to fire is very important because the steel is a thermal conductive material. Recently, the use of the high-strength steel in mid- and high-rise buildings has been increasing. However, the behavior of beam-to-column connections using high-strength steel in fire is unclear and related research is lack. Therefore, the research of beam-to-column connections, using high-strength steel, exposed to fire is needed.

This research aims to investigate the behavior of different types of beam-to-column connections using high-strength steel under elevated temperatures. Two large-scale specimens were designed and tested under the service load in fire to study the deformation and failure mode of the beam-to-column connections with or without reducing beam section, having different shape types of weld access hole. The specimens represented an exterior subassembly including a one-story high column and a cantilever beam. To simulate the real behavior of a building in fire, the top surface of the beam upper flange and the upper-story column were fireproof. The column and beam ends were subjected to load ratios of 0.2 and 0.3, respectively. The specimens were heated following CNS12514-1 standard heating curve. Finite element analyses were executed to establish an accurate analysis model by comparing the analysis results with test results, and to verify the fire resistance of the beam-to-column connections using the high-strength steel.

At the early phrase of the test, the beam end was deformed upward because of the temperature difference on the beam section, and the deformation increased gradually with time. The column also elongated due to the thermal expansion on the

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heated lower-story column. Further, the beam end began to deform downward and the column contracted axially while the specimen strength deteriorated caused by the elevated temperatures. Moreover, the deformation and the deformation rate of the beam and column increased rapidly with time. The fire resistances of two specimens were more than 35 minutes while the beam reached the failure criteria. However, the column didn’t reach the failure criteria until conclusion of the test. At the conclusion of the test, the specimens behaved the downward flexural deformation of the beam and the flange local buckling of the lower-story column. The test results indicated that the specimen without reduced beam section had larger beam end upward deformation, the panel zone rotation, and fire resistance. The parameters affecting the beam flexural deformation included the deflection of the beam and column, and the panel zone rotation. In this experiment, the main parameter resulting in the beam deformation to reach the failure criteria was the column flexural deformation.

According to this research result, the following suggestions are proposed. For immediate strategy:

The specimens in this study were a beam-to-column subassembly with an H-shaped column. The specimens were complied with the requirement of strong column and weak beam at ambient temperature. However, the test results showed that the strength of H-shaped column at elevated temperatures was deteriorated due to the strength degrading, resulting the local buckling of the lower-story column. Furthermore, the beam deformation increased accordingly, and the specimens reached the failure criteria. Further study is needed to investigate the fire behavior of the high-strength steel moment connections with box-shaped column.

In general, the fire performance research in a laboratory is conducted by exposed members to standard time-temperature relations which is different from structures and the nature fire condition. The investigation of the fire performance of a structure subjected to a nature fire to explore the effects of different heating history on structural behavior is necessary.

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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，為了避免造成財產損失及人員傷亡，國內外近年來對於結構耐火性能之研究有日漸增加的趨勢。建築防火是以結構物受火害時，必須在一定時間內能夠持續提供承載能力，期間不會造成結構崩塌，使人員有足夠的逃生時間並且將災害傷亡的風險降至最低。鋼結構由於具有強度高、自重輕、施工速度快等優點，因此常使用於高樓層建築。且因鋼結構具有良好的韌性，鋼構造抗彎矩構架更被廣泛的應用於耐震系統。但由於鋼結構相對於鋼筋混凝土結構耐火性能較差，且當溫度升高至 500°C 後，鋼材強度及彈性模數會明顯下降，無法有效的提供承載力，使結構體易產生破壞。國內外對於梁柱接頭構件於火害中之行為，已有相當程度之研究，然而過去梁柱接頭多集中於一般鋼材之火害試驗，反觀現今高強度鋼材的中高層建築物已日漸增多，但採用高強度鋼材的梁柱接頭於火害下的行為甚為不明，尤其當溫度高於 540°C 時，高強度鋼材不論降伏強度和彈性模數的衰減幅度皆大於一般鋼材，且相較於一般鋼材，高強度鋼材在愈高溫的環境下衰減的幅度愈趨明顯 (Chen 等人 2006)，故以高強度鋼材應用於梁柱接頭遭受火害之研究值得探討。

第二節研究目的

主要為探討採用 SM570 系列高強度鋼材鋼構造梁柱接頭於承受高溫下之行為，藉由大尺寸之火害實驗，探討高強度鋼構造梁柱接頭在高溫下之變形行為與破壞模式，及瞭解其耐火性能；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，以驗證高強度鋼構造梁柱接頭之耐火性能，作為後續參數研究之分析模型。

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第三節研究方法

研究首先為蒐集與彙整國內外相關規範與文獻，瞭解影響梁柱接頭耐火能力之主要參數。為明確瞭解梁柱接頭及高強度鋼材於火害下之行為與破壞模式，將參考國內外相關研究成果，規劃兩組大尺寸梁柱接頭試體進行耐火試驗。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」、CNS 12514-6 (2014)「建築物構造構件耐火試驗法-第 6 部：梁特定要求」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，依標準升溫曲線加溫，藉由配置熱電偶測點，量測試體斷面各部位於試驗中之溫度變化；且設置位移計以量測試體之變位。並利用有限元素分析軟體模擬高強度鋼構造梁柱接頭於火害下之行為，與實驗結果相互應證比對，並深入探討影響高強度鋼構造梁柱接頭於火害行為下之主要參數與破壞模式。詳細研究流程詳如圖 1-1。

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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. 熱傳分析 3. 非線性應力分析 4. 接續性熱耦合分析 5.

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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，以確定鋼構造梁柱接頭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，瞭解影響高強度鋼構造梁柱接頭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

對於梁柱接頭構件，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」、CNS 12514-6 (2014)「建築物構造構件耐火試驗法-第 6 部：梁特定要求」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」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。對於承重柱試體受熱長度段不得小於 2.7 m，而無加載具防火被覆鋼柱受熱長度至少 2.4 m，且試體各面均須受熱。試體耐火性能為依試驗類別要求與鋼骨溫度判定構件是否破壞，如鋼材平均溫度超過 538°C 或任一鋼材量測點之溫度超過 649°C，則試體發生破壞。

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。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T345log₁₀(8t1)20，其中 T 為攝氏溫度，t 為時間 (分)，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)

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6 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。對於柱試體之性能基準評定以構件承重能力判別，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

目前我國標準 CNS 12514-1 (2014)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加溫，耐火性能之破壞條件為鋼材最高溫超過 550°C 或平均溫度超過 500°C；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。試體承重能力以變形量及變形速率判定，與 ISO 834 之規定相同。

肆、 CNS 12514-6 梁特定要求

CNS 12514-6 (2014) 明確規定梁構件試體之尺度、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 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 )

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7 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，且其實際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。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。

伍、 CNS 12514-7 柱特定要求

CNS 12514-7 (2014) 明確規定柱構件試體之尺度、數量、安裝之束制條件及熱電偶配置。進行耐火試驗時，試體頂端及底端的載重表面互相平行，與柱的軸心成垂直，以避免彎曲變形的產生。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。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。

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」(2012)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 2012)

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貳、鋼結構極限設計法規範及解說

根據國內「鋼結構極限設計法規範及解說」(2010)設計鋼構造梁柱接頭。為符合耐震設計之梁柱接頭區域規定，產生塑性鉸之區域，梁斷面形狀不得有不利於梁韌性發展之變化。翼板之寬厚比(b_f /2t_f)不得大於14 F_y ，腹板深厚比 ) / (hc tw 不得大於138 Fy ；梁翼板之塑性模數應大於全斷面塑性模數之 70％以上；梁之上下翼板需與柱板以全滲透銲接接合，且梁柱彎矩強度比需符合下列公式(2-1)。

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



 yb b g uc yc c F Z A P F / Z (2-1) 其中：A_g 柱全斷面積。 F_yb 梁鋼材之標稱降伏強度。 F_yc 柱鋼材之標稱降伏強度。 P_uc所需之柱軸向受壓應力。 Z_b 梁斷面塑性模數。 Z_c 柱斷面塑性模數。對於梁柱接頭韌性能力要求，標準是以塑性之轉角的大小來判斷梁柱接頭之韌性能力，並規定梁柱接頭所需塑性轉角_p應以下述三規定之一決定之： 1. 0.03 弧度。 2. 非線性動力分析所得之最大塑性轉角加上 0.005 弧度。 3. _p = 1.1(R −1.0) E 其中： R = 結構系統韌性容量。 E  = 在設計地震力 E 作用下之最大層間變位角。

(23)

9 梁柱腹板交會區必須具有足夠之剪力強度，以抵抗載重組合所造成梁彎矩引致之剪力，但不得小於該接合處連結於柱翼板之梁總設計撓曲強度(



M_p) 所對應之剪力。梁柱接頭區之設計剪力強度V 可依公式(2-2)決定之： _n V_n 0.6F_yd_ct_p (2-2) 其中：  p t 為梁柱接頭交會區柱腹板總厚度，包括箱型柱兩腹板或H型柱含腹部疊合板時之總厚度。  c d 柱斷面深度。  y F 柱腹板與疊合板之標稱降伏強度。且梁柱腹板交會區厚度tz須符合(2-3)式之要求： 90 z z z w d t   (2-3) 其中：  z d 梁柱腹板交會區柱連續板間之淨深度。  z w 梁柱腹板交會區柱翼板間之淨寬度。上述t 不包含疊合板之厚度；若疊合板以足夠之塞銲接合至柱腹板，以防止疊_z 合板或腹板之挫屈，則t 可包含疊合板之厚度。 _z

第三節文獻回顧

壹、梁柱接頭耐火實驗

因鋼材於高溫下會導致材料強度衰減，故鋼梁之撓度與鋼柱之變形將隨著溫度的增加而逐漸增大，導致梁柱接頭破壞，其火害行為極為複雜。對於鋼構造梁柱接頭受火害之相關研究主要文獻包含實驗及有限元素分析，重要相關研究成果如下所示。

(24)

10 Wang 等人(2007)之研究，梁使用端板作為接頭設計，設計四組實尺寸 H 型梁及柱之梁柱接頭試體，以端板厚度及於柱交會區加勁板設置之有無作為實驗參數，探討其對耐火性能的影響。試體除接頭處受火，其餘部分全包覆防火棉。實驗以單根梁接單根柱型式，於梁端處分別以載重比 0.3 及 0.4 集中荷重加載，模擬梁上作用力，加載至梁柱接頭破壞，其實驗設置圖如圖 2-2 所示。實驗結果顯示，因端板接合設計為典型的半鋼性接頭，於高溫下接頭處有明顯的旋轉，然而梁柱交會區加勁板的設置能確實提升接頭的耐火性能，端板之厚度則對耐火性能的影響有限。因此梁柱接頭鋼性的設計及梁柱交會區加勁板設置的有無，為影響梁柱接頭耐火性能的重要因素。

圖 2-2 Wang 等人(2007)試驗設置圖

(資料來源：Wang 等人 2007) Yang 等人(2009)於不同溫度下討論梁柱接頭延展性及防火被覆對耐火性能之影響，以定溫加載及定載加溫兩種方式規劃四組實尺寸火害試驗，並探討在火害下梁柱接頭的行為。試驗以單根梁接單根柱型式，於梁端處以集中荷重加載，模擬梁上作用力。研究結果顯示，溫度高於 500°C，梁柱接頭的勁度下降較強度下降的幅度更為顯著；當溫度達到 650°C 前，能維持其設計強度，但勁度會下降至常溫下的 25％。高溫下梁柱接頭破壞行為包含，近柱面之梁端腹板挫屈、上翼板之頸縮與撕裂及下翼板之局部挫屈。該研究亦利用非線性有限元素分析作為參數研究，結果顯示梁柱接頭可承受至 650°C 而不致破壞，但有明顯的非彈性變形。

(25)

11 Chung 等人(2010)以一般常用鋼材 SN490B 與耐火鋼材 SN490C-FR 作為梁柱接頭之托梁，探討耐火鋼材是否較一般鋼材適合作為梁柱接頭材料，並能保持其強度及發揮耐火效用。試體設計為 H 型梁接箱型柱托梁式彎矩接頭，研究其受火行為。藉由結構體原型於受載情形下，以梁上之彎矩反曲點位置施以集中荷重模擬梁上作用力，實驗設置圖詳如圖 2-3 所示。在相同載重及升溫曲線下做定載加溫實驗。結果顯示兩種材料都能達到平均溫度超過 500°C 之耐火性能破壞條件，而以耐火鋼材作為梁柱接頭有更好的耐火性能。

圖 2-3 Chung 等人(2010)試驗設置圖

(資料來源：Chung 等人 2010) Liu 等人(2002)探討束制鋼梁於火害下之行為，研究不同梁柱接頭型式、軸向束制強度以及載重比的影響。試體接頭型式以端板或剪力板與柱接合，僅於梁柱接頭、柱及梁上翼板包覆防火棉，其餘部分直接受火。試驗於梁上兩點加載至接頭破壞，其實驗設置圖詳如圖 2-4 所示。研究結果顯示，鋼梁在束制條件下有懸鏈線效應，因此較簡支梁有更好的耐火性能；梁柱接頭以端板連接之耐火性能更較剪力板佳；而載重比愈小，其耐火溫度愈高。因此梁柱接頭型式及載重比皆為影響耐火性能之重要參數。

(26)

12

圖 2-4 Liu 等人(2002)試驗設置圖

(資料來源：Liu 等人 2002) Ding 及 Wang (2007)以「橄欖球門柱」型式之梁柱子結構實驗，利用其可提供梁軸向束制力的特性，以四種梁柱接頭型式、載重比及接頭包覆防火棉之有無作為實驗參數，探討鋼梁受火之行為及破壞模式。試體以剪力板、端板、T 型及反向槽型接頭與柱接合，僅於梁上翼板包覆防火棉。試驗採用兩點加載型式，加載至接頭破壞，其實驗設置圖詳如圖 2-5 所示。研究結果顯示，在梁未達到產生軸向束制的溫度前，所有接頭的行為表現良好；T 型及反向槽型接頭有更好的耐火性能，其中反向槽型接頭因具更高之剛度及強度，其懸鏈線效應明顯並使梁具極高的延展性。此研究證實梁柱接頭型式為影響耐火性能之重要參數之一。

圖 2-5 Ding and Wang (2007)試驗設置圖

(27)

13 Lee 等人(2011) 以有限元素分析軟體 ABAQUS 建立模型進行分析，引用 Chung 等人(2010)之實驗模擬梁柱接頭受火害時之行為並進行結果比較，分析結果與實驗結果對比幾乎一致，如圖 2-6 所示。Lee 等人並進行參數研究，如材料間介面接觸和熱對流因素、材料性質及試體初始缺陷等影響，依此提出的分析方法提高了用於研究火災中各種鋼的構件與連接之影響的計算方法。此外更進一步分析圓弧切削及梯度切削兩種不同梁柱接頭型式於高溫下之行為，相比兩者與未切削之結果。分析結果與實驗比較後顯示，梁柱接頭處之偏移及旋轉行為與實驗結果接近，且皆可承受類似之高溫環境。

圖 2-6 Lee 等人(2011)實驗與分析模擬比較圖

(資料來源：Lee 等人 2011) 阮秋慎(2010)以有限元素分析軟體 ABAQUS 建立模型進行分析，探討鋼結構抗彎矩梁柱接頭在高溫環境下的行為，分析主體為 SN490 鋼材的箱型柱-I 型梁及 A572 Gr.50 鋼材的 I 型柱-I 型梁之梁柱接頭試體，分別在梁上加載 0.2Mp、 0.4Mp 及 0.6Mp 做定溫加載分析，比較其破壞行為，並將溫度、彎矩和轉角之分析結果與何明錦等人(2005)與陳建忠等人(2007)之實驗結果比較。分析結果驗證以軟體分析代替試驗的可行性高。該研究亦推算出國內常見的梁抗彎矩接頭溫度之相關參數，建立鋼結構抗彎矩梁柱接頭於受火時彎矩與轉角的估算式，並比較梁柱接頭有無螺栓之分析結果。成果顯示估算式與實驗結果近似，且螺栓於模型建立之有無影響不大，可用軟體中束縛約束的方式替代螺栓之設定。

(28)

14

貳、高強度鋼材高溫實驗

鋼材在高溫下的材料性能為鋼結構的耐火設計中重要的一環，然而目前國內外之鋼結構耐火設計標準主要基於一般常用鋼材，高強度鋼材於高溫下的性能卻仍甚為不明。對於高強度鋼材受火行為之相關研究文獻主要有實驗方法及數值模擬分析方式，重要相關研究成果如下所示。

Chen 等人(2006)以高強度鋼材 BISPLATE 80 (降伏強度為 690 MPa，極限強度為 790 MPa；機械性質相當於 ASTM A514、EN 10137-2 Grade S690Q 或 JIS G 3128)及一般鋼材 XLERPLATE Grade 350 (降伏強度為 360 MPa，極限強度為 450 MPa；機械性質相當於 ASTM 573-450)進行火害試驗，在不同溫度下進行穩態及瞬態測試，探討兩者在相同應變下之彈性模數和降伏強度，並了解其極限強度和熱延展率。Chen 等人亦將實驗結果與 ASCE Manual (1992)、British Standard 5950-8 (1998)及 European Code 3 Part 1.2 (2001)進行比較，討論規範是否保守。研究結果顯示，當溫度高於 540°C 時，高強度鋼材不論降伏強度和彈性模數的衰減幅度皆大於一般鋼材，且較於一般鋼材，此研究所用之高強度鋼材在愈高溫的環境下的衰減幅度愈趨明顯，如表 2-2 所示。相較於美國、英國及歐洲規範於高溫下之預測強度，高強度鋼材於在高達約 1000℃下之機械性質為相對保守的。

表 2-2

BISPLATE 80 及 XLERPLATE Gr. 350 之折減係數

(資料來源：Chen 等人 2006)

(29)

15

Qiang 等人(2012a)以高強度鋼材 S690QL 於 22°C 至 700°C 高溫下進行機械性質試驗，並與同標稱強度的高強度鋼材 BISPLATE 80 比較兩者於高溫下之機械性質差異性，再與 EC3 (2005)、AISC (2005)、AS4100 (1998)、ASCE (1992) 及 BS5950 (1998)規範比較。如圖 2-7 所示，試驗結果顯示，試片溫度達 600°C 前，各規範對於 S690 強度之預測僅 AS4100 (1998)及 ASCE (1992)較為保守，證明目前耐火設計標準並不完全適用於所有高強度鋼材。結果亦顯示 S690 及 BISPLATE 80 兩種相同標稱強度之高強度鋼材，於高溫下之機械性質並不相同，相較於 S690 高溫中的行為，BISPLATE 80 高溫的機械性質於各國規範之預測強度皆為保守。因此不同種類之高強度鋼材於高溫下的機械性質有其不可預測性。

圖 2-7 Qiang 等人(2012a)各國規範及試驗降伏強度比較圖

(資料來源：Qiang 等人 2012a) Qiang 等人(2012b)以 S460NL 及 S690QL 兩種高強度鋼材，以 12 組不同之增溫幅度(20°C 至 1000°C)加熱，待冷卻後進行拉伸試驗，並測定其後火之彈性模數、降伏強度、極限強度、延展性及冷卻後之應力應變關係，探討高強度鋼材後火之機械性質。試驗結果顯示，S460NL 和 S690QL 後火之機械性質於溫度達 600°C 前不受影響。以保守方式考慮其受火後的再利用性，顯示 S460 及 S690 兩種高強度鋼材暴露於 1000°C 之高溫後，皆仍具有足夠的延展性。因此證明此兩種高強度鋼材於高溫受火後，皆仍可安全的再利用。

(30)

16 Kwon (2013)以 SM570 及 SM520 兩種高強度鋼材於常溫至 900℃的溫度中進行高溫力學性質及熱性質試驗，再將兩者結果與一般強度鋼材 SS400 高溫下之之力學行為進行比較，並根據試驗結果建立不同溫度下之力學性質估算式。試驗結果如圖 2-8 所示，於 300℃至 700℃時，高強度鋼材之降伏強度及彈性模數相較於一般強度鋼材，衰減幅度隨著溫度升高有愈明顯的趨勢。熱性質方面，熱傳導係數及伸長量不論是高強度鋼材或一般強度鋼材於各溫度下的行為變化相似，然而一般強度鋼材之熱傳導係數明顯高於高強度鋼材，而高強度鋼材之伸長量則高於一般強度鋼材。

(a) Yield point (b) Elastic modulus

(c) Thermal conductivity (d) Elongation

圖 2-8 Kwon (2013)溫度變化下各鋼材之材料性質比較圖

（資料來源：Kwon 2013） Choi 等人(2015)比較實務常用之一般鋼材 SN400 與高強度鋼材 SM520 及 SM570 於高溫至冷卻後的材料性質，藉以評估受火後之鋼材能否可於結構中重新使用。實驗是以將三種鋼材之試片於承受 100℃至 900℃的高溫後並靜置待其冷卻時進行拉伸試驗。實驗結果顯示，SN400 除於 800℃以外的高溫後，受火前

(31)

17 與冷卻後其材料強度和剛度幾乎不變，且降伏強度會恢復到原來的 90％以上。高強度鋼 SM520 及 SM570 在高於 700°C 的高溫下冷卻後會失去原有的強度和剛度，然而 SM520 及 SM570 在低於 700°C 的溫度下，可恢復其受火前的材料性質。

參、高強度鋼構造梁柱接頭耐震實驗

高強度鋼材之梁柱接頭耐震實驗重要相關研究文獻如下。陳誠直等人(2015)探討應用高強度鋼板 SM570 於鋼構造梁柱彎矩接頭的耐震行為，並探討高強度鋼板材料特性如降伏比、延展性、強度等性質，於梁柱接頭承受反覆低週波疲勞載重下行為的影響。以不同銲接扇形開孔型式及梁翼切削有無作為研究參數，如圖 2-9 所示，設計兩組實尺寸 SM570 系列高強度鋼構造梁柱接頭試體進行反覆加載試驗，並搭配非線性有限元素分析進行參數研究。結果顯示，兩組試體之層間變位角皆高於 4%，符合國內外耐震規範要求。該研究驗證採用 SM570 系列高強度鋼板梁柱接頭能確保梁柱接頭的強度與韌性能力達耐震設計要求。

圖 2-9 陳誠直等人(2015)試體接合細節圖

(資料來源：陳誠直等人 2015)

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18 陳誠直等人(2016)設計兩組採用 SM570 系列高強度鋼板之擴翼式梁柱彎矩接頭試體，並搭配國內實務常用之雙圓弧銲接扇形開孔，進行反覆載重實驗，試體接合細節詳如圖 2-10 所示。實驗結果顯示，兩組試體皆於遠離柱面的梁端產生塑鉸，並於特定的擴翼末端塑鉸區發展出廣泛的降伏與塑性行為，且兩組試體皆可達 5%弧度的層間變位角及超過 3%弧度的塑性轉角，皆符合國內外耐震規範需求。該研究驗證採用 SM570 系列高強度鋼板應用於不同型式之梁柱接頭皆能滿足梁柱接頭的強度與韌性能力之耐震設計要求，並證實高強度鋼材之梁柱接頭具優良的韌性行為且無脆性破壞的發生。

圖 2-10 陳誠直等人(2016)試體接合細節圖

(資料來源：陳誠直等人 2016)

(33)

19

第三章高強度鋼構造梁柱接頭耐火實驗

第一節試體規劃與設計

壹、試體規劃

為探討高強度鋼構造梁柱接頭之火害行為與耐火性能，本研究依照我國國家標準 CNS 12514-1 (2014)、CNS 12514-6 (2014)及 CNS 12514-7 (2014)進行兩組高強度鋼構造梁柱接頭之耐火試驗規劃。當抗彎矩構架受火害時，梁柱接頭不僅承受彎矩，且溫度變化所產生彎矩亦會對梁產生壓縮或拉伸之軸向力。為了承受地震力及側向風力所產生的彎矩，梁柱接頭的設計通常具有足夠的強度以抵抗受火下產生彎矩時之拉伸軸向力。鋼結構的火災現場調查中梁端翼板的局部挫屈、箱型鋼柱內橫隔板銲接破壞為火災中梁柱接頭的常見破壞模式。 Liu 等人(2002)研究結果顯示，高溫下梁的軸向束制力所產生之懸鏈線效應及樓版造成的複合作用影響下，會提升梁柱接頭之耐火性能；且於梁柱接頭處梁承受負彎矩，因此樓版對強度之影響甚小。故在不考慮樓版的影響下，實驗結果將更為保守。實驗規劃之梁柱接頭尺寸乃參考國內某鋼結構大樓，如圖 3-1 所示，並藉由其結構體原型，計算構件於使用性載重下之彎矩分佈，以梁、柱反曲點位置作為試體尺寸規劃，並將集中荷重設於鋼梁彎矩之反曲點位置以模擬梁上作用力，故試體為懸臂梁接一層樓高的柱之外部接頭子結構，如圖 3-2 所示。研究規劃二組符合耐震設計之大尺寸高強度鋼構造梁柱接頭，以梁翼切削的有無及搭配不同銲接扇形開孔型式作為研究參數，比較不同型式設計之高強度鋼構造梁柱接頭的耐火行為。

(34)

20

圖 3-1 國內某鋼結構大樓平面示意圖

圖 3-2 懸臂梁接一層樓高的柱之外部接頭子結構示意圖

(35)

21

貳、試體設計

參考國內「鋼結構極限設計法規範及解說」(2010)設計試體，試體構件如圖 3-3 所示。兩組試體皆為單根梁構件及單根柱構件組合而成，由於 SM570M 系列較一般建築結構規格強度更高，其等級分為 A、B、C 及 C HW 等四種；C 級除加強銲接性、塑變能力及衝擊韌性外，尚考慮板厚方向特性及鋼材內部均勻性。而因 SM570 系列鋼材取得不易，故以鋼構廠現有且符合試體斷面尺寸之備料 SM570MC 作為試體材料，因此試體構件均以 SM570MC 規格鋼材製作。試體所用之 19 mm 與 25 mm 鋼板之抗拉試驗所得之降伏強度分別為 539 MPa 及 522 MPa，抗拉強度分別為為 654 MPa 及 601 MPa。銲接採用 TWE-811Ni1 (規格相當於 AWS A5.29 E81T1-Ni1CJ)之銲材。SM570MC 及 TWE-811Ni1 之物性如表 3-1 及表 3-2 所示。試體鋼柱為 BH 600×550×19×25 斷面，鋼梁為 BH 600×300×19×25 斷面，詳細試體圖詳如附錄一所示，試體之超音波檢測報告及銲接程序書詳如附錄二及附錄三所示。

圖 3-3 試體 WUF-W 構件圖

(36)

22

表 3-1 SM570MC 鋼材之物性

(資料來源：中鋼型錄 2014)

表 3-2 TWE-811Ni1 銲材之物性

(資料來源：天泰銲材型錄 2017) 兩組試體之設計如表 3-3 所示。第一組試體以 T-RBS (Tapered-Reduced Beam Section)表示，梁翼採國內常用之梯形切削耐震設計，並參考 Chen 等人(1996)建議之漸變斷面切削型式。接頭型式以實務上常用之翼板銲接腹板鎖螺栓設計，如圖 3-4(a)所示，並搭配國內實務上常用之日本「建築鐵骨設計基準及解說」(1998) 中建議的雙圓弧銲接扇形開孔，其雙圓弧半徑分別為 35 mm 及 10 mm，如圖 3-5(a) 所示。第二組試體以 WUF-W (Welded Unreinforced Flange-Welded Web) 表示，

(37)

23 為 ANSI/AISC 358-16 (2016)及 FEMA-350 (2000)建議之未補強梁翼板-腹板銲接型式，如圖 3-4(b)所示，並採用美國銲道協會(AWS 2009)建議之耐震銲接扇形開孔，如圖 3-5(b)所示。

表 3-3 試體表

編號試體尺寸 (mm) 接頭型式銲接扇形開孔 T-RBS 梁：BH 600×300×19×25×2100 柱：BH 600×550×19×25×4350 梁翼 梯形切削 雙圓弧 銲接扇形開孔 WUF-W 梁：BH 600×300×19×25×2100 柱：BH 600×550×19×25×4350 未補強梁翼板 -腹板銲接 AWS 建議之 耐震銲接扇形開孔 (資料來源：本研究整理) (a) 試體 T-RBS (b) 試體 WUF-W

圖 3-4 試體接合細節圖

(38)

24 (a) 雙圓弧銲接扇形開孔 (試體T-RBS) 30o r1 r2 柱翼板 10 r1 = 35 mm r2 = 10 mm 20 mm 45 19 30o r1 r2 10 45 33 Unit：mm 梁上翼板梁下翼板 (b) AWS建議之耐震銲接扇形開孔 (試體WUF-W) 30o 10 20 mm 30o 10 a1 a4 a3 _a2 a3 a2 a1 a4 a1 = 75 mm a2 = 30 mm a3 = 20 mm a4 = 25 mm r = 10 mm r r Unit：mm 柱翼板梁上翼板梁下翼板

圖 3-5 試體銲接扇形開孔細部尺寸圖

(39)

25

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，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。實驗設置詳如圖 3-6 至圖 3-8 所示，子結構之柱構件為上端鉸支承下端滾支承，柱軸力由下往上加載，梁構件於距柱面 1900 mm 處施加一集中荷重模擬梁上作用力。為探討構件於使用性載重下之受火行為，考量重力及地震力於一般建築結構中高樓層處梁構件之設計載重約各佔 50％，並考慮結構設計之安全因數 0.6，故取 0.3 作為梁之載重比。曾暐琁(2016)探討符合國內耐震設計規範之結構建築於使用性狀態下，填充型箱型鋼柱之軸向載重比、彎矩比及載重比分布範圍；其研究結果顯示，填充型箱型鋼柱之軸向載重比最大皆不超過 0.3，且於中高樓層處之軸向載重比皆小於 0.2，因此本研究取 0.2 作為柱之軸向載重比。施加載重之計算如附錄四所示。為防止於梁柱接頭處破壞前，梁產生側向扭轉挫屈，故於梁端兩側加裝側撐鋼架，側撐鋼架設置如圖 3-9 所示。由於梁上翼板受鋼承板之保護，且於實際案例中火勢較少隔樓層延燒之現象，因此試體梁上翼板上緣及上層柱將以防火棉包覆模擬實際情形。試體其餘部分未施作防火被覆，用以探討防火被覆破壞後之高溫行為。實驗設置之程序為先將子結構試體吊至加溫爐內放置固定，設置於柱加載設備中，於梁端處放置油壓千斤頂以及設置位移量測設備，並將熱電偶線連結到資料擷取器，確定訊號正常後，將熱電偶線包覆防火棉，最後蓋上爐蓋版，以防火棉將空隙填實，防止實驗過程中高溫氣體自爐內散出而造成人員危險，完成後進行耐火試驗。

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26

圖 3-6 實驗設置側視示意圖

圖 3-7 實驗設置俯視示意圖

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圖 3-8 實驗整體設置圖

圖 3-9 加溫爐內側撐鋼架設置圖

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第三節量測儀器

壹、試體溫度測點規劃

根據 CNS 12514-6 (2014)之規定，梁構造內部熱電偶測點需配置在跨度中央，及從爐邊算起 500 mm 點與跨度中間之中點處，每一試體斷面需有 4 個測點，如圖 3-10 所示。依 CNS 12514-7 (2014)之規定，柱構造內部熱電偶測點應放置 4 層，每一層至少要有 3 個測點；最上層及最下層應距離柱受熱面端部 600 mm，且 2 個中間層間距要一致。本次實驗為觀察梁柱接頭處之溫度分布情形，由於試體梁構件非完整簡支梁構件，因此於梁構件放置 3 處等距測點，並在剪力板及扇形開孔處增設 3 個測點。柱每層斷面設 4 個測點，並於柱接頭內增設 2 層等間距測點。為進一步觀察柱受火段溫度分布情形，於規範規定之下兩層測點中間增設測點。試體熱電偶測點之配置位置如圖 3-11 所示，各試體共 43 個測點；熱電偶安裝如圖 3-12 及圖 3-13 所示。

圖 3-10 CNS 熱電偶測點配置斷面位置規定

(資料來源：CNS 12514-6 2014)

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圖 3-11 試體 T-RBS 熱電偶測點配置圖

圖 3-12 試體 T-RBS 熱電偶配置照片

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圖 3-13 試體 T-RBS 柱背面熱電偶配置照片

貳、試體變形量量測

圖 3-14 所示為變形量測位置示意圖。本次試驗需量測試體之撓曲量、撓曲速率、軸向壓縮量、軸向壓縮速率及柱端板變位量。在梁加載處及梁距柱面端 850 mm 處進行梁變位量測，並於柱上、下端板及柱加勁板處進行柱端板與梁柱交會區變形量之量測，以計算其旋轉角之變形量。其中，旋轉角以逆時針方向為正值，而順時針方向為負值表示。為量測試體之變形量，於爐內採耐火陶瓷棒頂住試體，並延伸至爐外，利用位移計量測陶瓷棒之相對位移；陶瓷棒則以防火棉包覆，防止陶瓷棒受高溫影響，並設置簡易鋼架避免陶瓷棒於實驗期間損壞。

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圖 3-14 變形量測位置示意圖

第四節實驗步驟

高強度鋼構造梁柱接頭耐火實驗依據 CNS 12514-1 (2014)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。 N

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32 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。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。 2. 加溫爐依標準升溫曲線進行升溫，加熱函數為T345log₁₀(8t1)20

，

其中 T 為攝氏溫度，t 為時間(分)。 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；軸向承載構件性能基準，最大軸向壓縮量：Ch/100(mm)，最大軸向壓縮速率：dC/dt3h/1000(mm/min)，其中 h 為試體之初始高度。本試驗試體最大撓曲量為 15.04 (mm)，最大撓曲速率為 0.669 (mm/min)；最大軸向壓縮量為 43.5 (mm)，且最大軸向壓縮速率不得超過 13.05 (mm/min)。

(47)

33

第四章實驗結果與討論

第一節實驗結果

本章節將呈現試體 WUF-W 及試體 T-RBS 耐火試驗結果，再根據實驗結果討論不同梁柱接頭型式試體受火害之行為。

壹、試體 WUF-W

確認位移量測儀器及測溫線訊號皆正常，並於試體持壓 15 分鐘未再變形後，即開始定載加溫試驗。實驗開始時，室內溫度約為 35.7°C，試體平均溫度約為 33.5°C。因加溫爐內受側撐鋼架阻隔影響，導致爐內溫度非均勻分布，因此將加爐溫以整體平均及梁、柱個別平均溫度加以區分表示，加溫爐內平均溫度、梁及柱加溫爐各別平均溫度與 CNS 標準升溫曲線如圖 4-1 所示。試體梁加載點、柱軸向之變形與時間關係如圖 4-2 及圖 4-3 所示；梁柱交會區及柱端板旋轉角變形與時間關係圖如 4-4 及 4-5 所示。梁各斷面溫度如圖 4-6 至圖 4-9 所示，梁上翼板上緣因被覆防火棉之影響，溫度低於梁斷面上其餘測點溫度。以防火棉包覆之上層柱溫度在實驗過程中皆低於 200°C，如圖 4-10 及圖 4-11 所示。試驗初期，試體溫度隨爐溫上升而升高，下層柱因受熱膨脹而持續軸向伸長。試驗進行 2 分鐘後，梁加載點開始往上變形，此時梁上、下翼板溫度約各為 36°C 及 45°C。試驗 7 分鐘後，梁柱交會區產生逆時針方向的偏轉並逐漸增加，此時梁柱交會區內腹板之受熱因柱加勁板阻隔影響而溫度偏低，如圖 4-12 及圖 4-13 所示，腹板與翼板之溫度約各為 78°C 及 159°C。試驗至 29 分鐘，梁加載點向上變形至 6.0 mm 後開始向下變形，同時試體梁加載點撓曲速率快速增加及梁柱交會區快速往順時針方向偏轉，並於試驗 37 分鐘後，梁加載點位移至初始位置。試驗至 39 分鐘，柱軸向伸長至 20.2 mm 後開始壓縮，同時柱上端板以順時針方向偏轉，兩者變形量隨時間逐漸增加，此時下層柱溫度如圖 4-14 至 4-16 所示，約為 714°C。而後，梁撓曲變形速率及柱軸向壓縮速率快速增加，梁於試驗 43 分鐘達到 CNS 12514-1 (2014)所規定之兩項性能基準，此時梁平均溫度約為 623°C，爐內溫度約為 856°C，並於試驗至 47 分鐘時熄火，此時柱仍未達 CNS 12514-1 (2014)所規定之軸向性能基準。

(48)

34 待試體冷卻後，進入加溫爐內觀察試體受火害之行為，如圖 4-17 及 4-18 所示。試體冷卻之後，銲道、螺栓、剪力板及梁柱接合處皆無破壞，試體上層柱及梁柱交會區亦無明顯變形，僅於下層柱翼板有局部挫屈變形，如圖 4-19 所示。試體梁有些微向下變形，外觀無明顯破壞，僅於距梁端點 600 mm 處有向下彎曲之現象，如圖 4-20 所示。

圖 4-1 試體 WUF-W 爐內升溫曲線

圖 4-2 試體 WUF-W 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1)

(49)

35

圖 4-3 試體 WUF-W 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol)

圖 4-4 試體 WUF-W 梁柱交會區旋轉角-時間關係圖

(50)

36

圖 4-5 試體 WUF-W 柱端板旋轉角-時間關係圖

圖 4-6 試體 WUF-W 梁 BT1 斷面溫度測點-時間關係圖

(51)

37

圖 4-7 試體 WUF-W 梁 BT2 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-8 試體 WUF-W 梁 BT3 斷面溫度測點-時間關係圖

(52)

38

圖 4-9 試體 WUF-W 梁 BT4 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-10 試體 WUF-W 上層柱 CT1 斷面溫度測點-時間關係圖

(53)

39

圖 4-11 試體 WUF-W 上層柱 CT2 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-12 試體 WUF-W 梁柱交會區 CT3 斷面溫度測點-時間關係圖

(54)

40

圖 4-13 試體 WUF-W 梁柱交會區 CT4 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-14 試體 WUF-W 下層柱 CT5 斷面溫度測點-時間關係圖

(55)

41

圖 4-15 試體 WUF-W 下層柱 CT6 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-16 試體 WUF-W 下層柱 CT7 斷面溫度測點-時間關係圖

(56)

42

圖 4-17 試體 WUF-W 高溫實驗後於爐內之外觀

圖 4-18 試體 WUF-W 高溫實驗後之外觀

(57)

43 (a)試體東側 (b)試體西側

圖 4-19 試體 WUF-W 下層柱翼板挫屈

圖 4-20 試體 WUF-W 實驗後梁之外觀

(58)

44

貳、試體 T-RBS

確認位移量測儀器及測溫線訊號皆正常，並於試體持壓 15 分鐘未再變形後，即開始定載加溫試驗。實驗開始時，室內溫度約為 34.4°C，試體平均溫度約為 32.6°C。因加溫爐內受側撐鋼架阻隔，導致爐內溫度無法均勻分布，因此以整體平均及梁、柱個別加溫爐之平均溫度區分表示，加溫爐內平均溫度、梁及柱加溫爐各別平均溫度與 CNS 標準升溫曲線如圖 4-21 所示。試體梁加載點、柱軸向之變形與時間關係如圖 4-22 及圖 4-23 所示；梁柱交會區及柱端板旋轉角變形與時間關係圖如 4-24 及 4-25 所示。因於梁上翼板上緣及上層柱被覆防火棉影響，如圖 4-26 至圖 4-29 所示，梁上翼板溫度明顯低於梁斷面其餘測點溫度。上層柱於試驗過程中其溫度皆不超過 200°C，如圖 4-30 及圖 4-31 所示。試體於試驗初期之溫度隨爐溫上升而升高，柱因受熱膨脹變形而軸向伸長。梁加載點於試驗進行 2 分鐘後開始往上變形，此時梁上、下翼板溫度約各為 36°C 及 45°C。試驗至 4 分鐘後，梁柱交會區往逆時針的方向偏轉並逐漸增加旋轉角量，此時因受柱加勁板阻隔受熱之影響，梁柱交會區內腹板溫度偏低，如圖 4-32 及圖 4-33 所示，腹板及翼板約各為 78°C 及 159°C；至 7 分鐘時，梁柱交會區旋轉角量逐漸減少，並至 15 分鐘後以順時針方向偏轉，但之後旋轉角量無明顯變化。試驗至 28 分鐘，梁加載點往上變形至 1.8 mm 後開始向下變形，梁加載點撓曲速率快速增加，同時梁柱交會區旋轉角量亦開始快速向順時針方向增加；梁加載點於試驗至 37 分鐘時，向下位移至初始位置。試驗至 36 分鐘，柱軸向變形伸長至 20.6 mm 後開始壓縮，同時柱上端板朝順時針方向偏轉，兩者變形量隨時間逐漸增加，此時下層柱溫度如圖 4-34 至 4-36 所示，約為 725°C。而後，梁撓曲變形速率及柱軸向壓縮速率快速增加，梁於試驗 37 分鐘達到 CNS 12514-1 (2014)所規定之兩項性能基準，此時梁平均溫度約為 557°C，爐內平均溫度約為 850°C，並於試驗至 41 分鐘時熄火，此時柱仍未達 CNS 12514-1 (2014)所規定之軸向性能基準。待試體冷卻後，如圖 4-37 及 4-38 所示，於加溫爐內觀察試體受火害之變形。試體之銲道、螺栓、剪力板及梁柱接合處皆無破壞，試體上層柱及梁柱交會區亦無明顯變形，僅於下層柱翼板有局部的微挫屈變形，如圖 4-39 所示。如圖 4-40 所示，梁端有微向下變形，而外觀並無明顯破壞。

(59)

45

圖 4-21 試體 T-RBS 爐內升溫曲線

圖 4-22 試體 T-RBS 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1)

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46

圖 4-23 試體 T-RBS 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol)

圖 4-24 試體 T-RBS 梁柱交會區旋轉角-時間關係圖

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47

圖 4-25 試體 T-RBS 柱端板旋轉角-時間關係圖

圖 4-26 試體 T-RBS 梁 BT1 斷面溫度測點-時間關係圖

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48

圖 4-27 試體 T-RBS 梁 BT2 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-28 試體 T-RBS 梁 BT3 斷面溫度測點-時間關係圖

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49

圖 4-29 試體 T-RBS 梁 BT4 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-30 試體 T-RBS 上層柱 CT1 斷面溫度測點-時間關係圖

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50

圖 4-31 試體 T-RBS 上層柱 CT2 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-32 試體 T-RBS 梁柱交會區 CT3 斷面溫度測點-時間關係圖

(65)

51

圖 4-33 試體 T-RBS 梁柱交會區 CT4 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-34 試體 T-RBS 下層柱 CT5 斷面溫度測點-時間關係圖

(66)

52

圖 4-35 試體 T-RBS 下層柱 CT6 斷面溫度測點-時間關係圖

圖 4-36 試體 T-RBS 下層柱 CT7 斷面溫度測點-時間關係圖

(67)

53

圖 4-37 試體 T-RBS 高溫實驗後於爐內之外觀

圖 4-38 試體 T-RBS 高溫實驗後之外觀

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54 (a)試體東側 (b)試體西側

圖 4-39 試體 T-RBS 下層柱翼板挫屈

圖 4-40 試體 T-RBS 實驗後梁之外觀

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55

第二節結果討論

本節將藉由試體 WUF-W 及試體 T-RBS 火害之實驗結果，探討高強度鋼構造梁柱接頭受火害之行為；並比較兩組試體之實驗結果，討論不同梁柱接頭設計對試體受火害行為之影響。

壹、試體行為

試體於試驗初期，試體梁上翼板因有防火棉被覆使梁斷面產生溫差，導致材料因熱膨脹不同造成梁斷面產生曲率而梁端往上變形之行為，梁柱交會區亦因梁端向上變形影響，產生逆時針方向之旋轉角，梁斷面之溫差隨時間逐漸遞增，使梁端上揚幅度及梁柱交會區變形逐漸增加；柱亦因受熱影響隨溫度上升而持續軸向的膨脹伸長變形。試驗約至 30 分鐘，試體因高溫導致材料強度衰減，梁柱交會區旋轉角往順時針方向快速增加，故鋼梁撓度隨著時間快速增加，且於梁受火溫度達 600o C 後，梁之撓曲速率快速增加。下層柱達 700oC 後，柱開始軸向壓縮變形，柱上端板同時產生順時針方向之旋轉角，兩者變形量隨時間快速增加。試驗結束後，試體上層柱及梁柱交會區無明顯變形，銲道、螺栓、剪力板及梁柱接合處目視之亦皆無破壞，僅梁端些微向下變形，及下層柱翼板局部挫屈變形，下層柱的彎曲變形亦造成梁撓度的增加。試體變形示意圖如圖 4-41 所示。受火害過程中由試體各斷面溫度測點可發現，梁上翼板上緣由於被覆防火棉，溫度遠低於梁斷面上其餘測點溫度。梁柱交會區內柱腹板溫度因受柱加勁板影響而不易受熱，因此溫度低於梁柱交會區內柱翼板溫度。試體上層柱因受防火棉被覆影響，溫度遠低於下層柱之溫度，上層柱測點溫度皆低於 200o C。

貳、梁柱接頭型式之影響

兩組試體 WUF-W 及 T-RBS 僅梁翼切削之有無及銲接扇形開孔型式的不同，其餘參數皆相同。試體 WUF-W 由於梁翼未切削，因此於室溫下可承受之強度高於梁翼梯度切削之試體 T-RBS，試體 T-RBS 梁切削點彎矩折減係數為 0.9，故於室溫下，試體 WUF-W 梁之強度高於試體 T-RBS 強度 10％。圖 4-42 為試體 WUF-W 及試體 T-RBS 梁加載點位移與時間關係圖。試體 WUF-W 梁加載點於 29 分鐘時達最大上升位移量 6.0 mm 後，開始向下變形至 43

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56 分鐘時，梁達到性能基準；試體 T-RBS 梁加載點於 28 分鐘時達最大上升位移量 1.8 mm 後，開始向下變形至 37 分鐘時，梁達到性能基準。試體 WUF-W 梁加載點最大上升位移量為試體 T-RBS 之 3.33 倍；梁達性能基準時間，試體 WUF-W 較試體 T-RBS 多 6 分鐘耐火時間。圖 4-43 為試體 WUF-W 及試體 T-RBS 柱軸向變形與時間關係圖，試體 WUF-W 於受火 39 分鐘時，柱達最大軸向伸長量 20.2 mm 後開始壓縮；試體 T-RBS 於受火 36 分鐘時，柱達最大軸向伸長量 20.6 mm 後開始壓縮。試體 WUF-W 及試體 T-RBS 於實驗終止時，柱皆未達到性能基準。因兩組試體軸向變形量及變形時間點皆相近，因此柱軸向變形不受梁柱接頭型式影響。圖 4-44 為試體 WUF-W 及試體 T-RBS 梁柱交會區旋轉角量與時間關係圖，兩組試體之梁柱交會區於試驗開始時即產生逆時針方向旋轉角。試體 WUF-W 梁柱交會區之逆時針旋轉角持續增加至梁端開始向下變形時，往順時針方向快速的減少轉角量；試體 T-RBS 梁柱交會區於受火 8 分鐘時，逆時針方向旋轉角逐漸減少，並於梁端開始向下變形時，快速的增加順時針方向之旋轉角量。故梁翼未切削較有切削之試體，因梁端變形量較大影響，造成梁柱交會區旋轉角變形較明顯，因此梁翼有無切削與試體梁柱交會區旋轉角之變形量相互影響甚鉅。圖 4-45 及圖 4-46 為試體 WUF-W 及試體 T-RBS 柱上、下端板旋轉角量與時間關係圖，兩組試體柱端板之行為相似，柱上、下端板於實驗初期皆無明顯變形行為。至柱軸向變形自伸長轉變為壓縮時，兩組試體之柱上端板於同時皆產生順時針方向之旋轉角，並隨時間快速增加旋轉角量；而柱下端板於實驗期間並無明顯變形行為發生。因此柱軸向之壓縮變形導致柱上端板產生偏轉，並隨著柱壓縮變形量的增加，柱上端板之旋轉角量亦隨之上升。

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圖 4-41 試體變形示意圖

圖 4-42 試體 WUF-W 及 T-RBS 梁加載點變形-時間關係圖 (δB1)

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圖 4-43 試體 WUF-W 及 T-RBS 柱軸向變形-時間關係圖 (δCol)

圖 4-44 試體 WUF-W 及 T-RBS 梁柱交會區旋轉角-時間關係圖

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圖 4-45 試體 WUF-W 及 T-RBS 柱上端板旋轉角-時間關係圖

圖 4-46 試體 WUF-W 及 T-RBS 柱下端板旋轉角-時間關係圖

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高強度鋼構造梁柱接頭之耐火性能研究