複合性災害實驗用實尺寸鋼構屋結構行為研究

複合性災害實驗用實尺寸鋼構屋

結構行為研究

內政部建築研究所委託研究報告

中華民國

104 年 12 月

複合性災害實驗用實尺寸鋼構屋

結構行為研究

受 委 託 者 ：財團法人成大研究發展基金會

研 究 主 持 人 ：朱聖浩

共 同 主 持 人 ：朱世禹

研

究

員

：施健泰

研 究 助 理 ：劉 品 瑄 、 古 堯 文 、 呂 勉 吾 、 翁 玉 倫 、

余耀宇、張齊、陳麗貞

內政部建築研究所委託研究報告

中華民國

104 年 12 月

（ 本 報 告 內 容 及 建 議 ， 純 屬 研 究 小 組 意 見 ， 不 代 表 本 機 關 意 見 ）

目次

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

研究目的與方法‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧3

第三節

研究步驟流程與進度說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧4

第二章

資料蒐集與文獻回顧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧7

第一節 鋼結構於高溫火害中後之行為研究‧‧‧‧‧7

第二節 鋼結構試體耐震能力評估‧‧‧‧‧‧‧‧11

第三節 實尺寸複合性災害相關研究趨勢‧‧‧‧‧‧14

第三章

複合性災害實尺寸鋼構屋實驗設施之設計與施工‧‧17

第一節 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施‧‧‧‧‧‧‧‧17

第二節 實尺寸鋼構實驗屋上部結構設施‧‧‧‧‧29

第四章

實尺寸鋼構實驗屋高溫下之結構分析模型‧‧‧‧‧33

第一節 基本假設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧33

第二節 材料參數‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34

第三節 三維非線性有限元素模型之建立‧‧‧‧‧‧43

第四節 數值模擬結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧52

第五章

實尺寸鋼構屋靜態及強迫振動加載設施之規畫評估‧61

第一節 實尺寸鋼構實驗屋整體設施模型假設‧‧‧‧61

II  

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧62

第三節 強迫振動加載外力形式‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63

第四節 強迫振動加載評估結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧66

第六章

結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧73

第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧73

第二節 建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧75

附錄一 期初審查會議記錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧77

附錄二

期中與期末審查會議記錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧81

附錄三

專家學者座談意見回應‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧89

附錄四

實尺寸鋼構實驗屋之基礎設施設計圖‧‧‧‧‧‧97

附錄五

實尺寸鋼構實驗屋之上部結構設施設計圖‧‧‧107

參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

109

表次

表

1-1 工作規劃甘特圖與進度概述‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧6

表

3-1 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部筏式基礎尺寸表‧

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

24

表

3-2 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施上半部 RC 底座尺寸表‧

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

24

表

3-3 基礎設施設計階段地上各層梁柱版尺寸表‧‧‧‧24

表

3-4 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施之施工項目‧‧‧‧‧28

表

3-5 壹層樓鋼構造實驗屋之構件尺寸‧‧‧‧‧‧‧‧31

表

4-1 SN490B 鋼構造實驗屋之鋼材表‧‧‧‧‧‧‧‧45

表

5-1 實尺寸鋼構實驗屋整體設施與滑動支承材料參數‧62

表

5-2 實尺寸鋼構實驗屋整體設施系統自然振動頻率‧‧62

表

5-3 強迫振動加載外力作用時間‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63

表

5-4 不同之作動頻率所產生之強迫振動加載形式‧‧‧64

表

5-5 設施空台時採用靜摩擦係數μ

_s

= 0.015之強迫振動反應

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧66

表

5-6 設施空台時採用靜摩擦係數μ

_s

= 0.015之強迫振動反應

歷時‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧66

IV  

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧68

表  5-8  設施空台時採用靜摩擦係數μ = 0.004之強迫振動反應

表

5-5

歷時‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

68

表  5-9 設施負載時採用靜摩擦係數μ

_s

= 0.015之強迫振動反應

表

5-5

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

69

表  5-10  設施負載時採用靜摩擦係數μ

_s

= 0.015之強迫振動反應

歷時‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

70

表  5-11 設施負載時採用靜摩擦係數μ

_k

= 0.004之強迫振動反應

表

5-5

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

70

表  5-12 設施負載時採用靜摩擦係數μ

_k

= 0.004之強迫振動反應

      歷時‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧71

圖次

圖

1-1 研究流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧5

圖

3-1 實尺寸鋼構造實驗屋之柱位配置規劃設計示意圖‧17

圖

3-2 實尺寸鋼構造實驗屋與實驗場址之平面比例關係圖‧

圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧19

圖

3-3 基礎設施規畫五層樓實尺寸鋼構造實驗屋之平立面模

型圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧19

圖

3-4 基礎設施規畫五層樓實尺寸鋼構造實驗屋之 3D 模型圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧19

圖

3-5 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部 RC 基礎結構平面圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧20

圖

3-6 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施上半部 RC 底座結構平面圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧21

圖

3-7 基礎設施規畫五層樓鋼構屋之地上各層結構平面圖‧‧

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧21

圖

3-8 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施之剖視圖‧‧‧‧‧‧22

圖

3-9 盤式支承上視圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧23

圖

3-10 盤式支承 A-A 剖面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧23

VI  

圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

25

圖

3-12 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施上半部 RC 基礎建築平

面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

26

圖

3-13 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施防落拉耳剖視圖‧‧26

圖

3-14 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施實尺寸支點基座剖視圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

27

圖

3-15 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施縮尺寸支點基座剖視圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

27

圖

3-16 上部結構設施所規畫壹層樓鋼構造實驗屋之立面設

計圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

30

圖

3-17 上部結構設施所規畫壹層樓鋼構造實驗屋之平面設

計圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

30

圖

3-18 壹層樓鋼構造實驗屋與基礎設施和激振器之平面關

係圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

31

圖

4-1 SN490B 鋼材各溫度之彈性模數比較‧‧‧‧‧‧‧34

圖

4-2 混凝土材料(f

c

'=27.5MPa)在各溫度下之彈性模數‧35

圖

4-3 SN490B 鋼材各溫度之工程應力-應變圖‧‧‧‧‧35

圖

4-4 SN490B 鋼材各溫度之真實應力-應變曲線‧‧‧‧36

圖

4-5 混凝土材料(f

c

'=27.5MPa)各溫度之工程應力-應變曲線

線‧‧

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

37

圖

4-6 混凝土材料(f

c

'=27.5MPa)各溫度之真實應力-應變曲線

線‧‧

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

37

圖

4-7 鋼材各溫度下之柏松比‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧38

圖

4-8 鋼材各溫度下之熱傳導係數‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧39

圖

4-9 混凝土材料各溫度下之熱傳導係數‧‧‧‧‧‧‧40

圖

4-10 鋼材各溫度下之比熱‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧41

圖

4-11 混凝土材料各溫度下之比熱‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧42

圖

4-12 SN490B 鋼構造實驗屋立面示意圖‧‧‧‧‧‧‧43

圖

4-13 SN490B 鋼構造實驗屋平面示意圖‧‧‧‧‧‧‧44

圖

4-14 SN490B 鋼構造實驗屋結構平面設計圖‧‧‧‧‧44

圖

4-15 整體鋼構屋模型‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧45

圖

4-16 模型 X-Y 立面邊界條件示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧48

圖

4-17 SG1 內梁之載重比例分配‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧48

圖

4-18

SC2 內柱之載重比例分配‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧50

圖

4-19

ISO-834 升溫曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51

圖

4-20 整體鋼構架變形圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧53

圖

4-21 整體鋼構架變形圖(隱藏樓板)‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

VIII  

℃‧‧‧

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

55

圖

4-23 樓板 B-B 斷面之垂直向變位圖於破壞溫度 654.8℃‧

℃‧‧‧

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

55

圖

4-24 內梁 SB1 變形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56

圖

4-25 外梁 SG1 變形圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧57

圖

4-26 外側小梁 Sg1 中點垂直向變位與溫度關係圖‧‧‧58

圖

5-1 實尺寸鋼構實驗屋整體設施單自由度數學模型示意圖

圖

3-3

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

61

 

圖

5-2 激振器運作原理‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63

 

摘

要

關鍵詞：複合性災害、實尺寸鋼構造、火災、地震 一、研究緣起 「複合性災害」通常指一個主要災害事件的發生，所造成之損失極少侷限為單一 災害，往往會直接或間接衍生其他次要的災害，形成一種鏈結的關係。本研究之「複 合性災害」係定義為火災與震災的交互影響，即建築物受火害後尚未修復又遭受地震 災害，或遭受地震災害後尚未修復又受火害，並先從火害後之耐震影響進行研究。國 內外有關建築構件於火害下之耐火結構行為之試驗，鮮少進一步再對其進行耐震能力 評估，而主要是以單獨構件的形式來進行耐火試驗，將單獨構件以標準升溫曲線加熱， 藉以評估此單獨構件之耐火時效與其在火害下之結構行為與破壞模式，通常實際建築 的構件皆相互連接與接合，因此單獨構件的耐火試驗方法無法反應此種實際構件的邊 界條件，且傳統耐火試驗方法與實際建築結構受火害與地震複合性災害侵襲時，其內 部構件的耐火行為是否有所不同，值得做更深入之研究。因此，最符合實際建築構件 的複合性災害評估方式應該是在真實火災場景下，利用實尺寸實驗屋配合振動源進行 火災實驗來加以驗證與評估。本研究以設計與建構複合性災害實驗用實尺寸(full-scale) 鋼構屋，及研究災害前後鏈結影響之結構行為為主要目標。針對火災與地震交互作用 之複合性災害特性，規劃經濟可行之基礎設施與部分上部結構設施，並著重火害後耐 震行為現地試驗，分析模擬對基礎設施及上部結構設施之外載需求，進行配套之鋼構 實驗屋尺寸與構件之分析與設計，同時進行建構施工及監造事宜。以期建立實尺寸鋼 構實驗屋之結構分析模型並完成實尺寸鋼構實驗屋之設計及施工。建構日後鋼構建築 複合性災害作用下耐火科技研發計畫多層次研究需求之基礎實驗設施與測試平台。 二、研究方法及過程 基於火災與地震交互作用之複合性災害特性，並於有限的經費限制下，規劃經濟 可行之基礎設施與部分上部結構設施，並著重火害後耐震行為之現地試驗相關模擬與

X 與構件之分析與設計，並探討經濟有效的外力加載方式，以配合未來進行火害後耐震 能力評估之可行性研究，同時進行建構施工及監造事宜。 三、重要發現 本研究團隊在有限的經費限制下，根據兩次專家學者座談之委員建議事項，規劃 興建經濟可行之基礎設施與上部結構設施，並完成實尺寸壹層樓鋼構實驗屋火害前與 火害下的結構分析，亦完成實尺寸鋼構屋靜態及強迫振動加載設施之規畫評估，本研 究之重要發現如下： (1) 針對複合性災害實驗用試驗平台基礎設施的規劃，本研究團隊以未來研究案 最大可能構築之實尺寸五層樓鋼構造實驗屋做為需求，設計與興建基礎設施， 基礎設施上之柱位配置採用4×3 的柱位配置(即：3 跨×2 跨，12 根柱子)。 (2) 本研究在有限的經費下，設計與興建實尺寸壹層樓鋼構實驗屋。 (3) 本研究已建立實尺寸壹層樓鋼構實驗屋的三維非線性有限元素數值分析模 型，並完成實尺寸壹層樓鋼構實驗屋於高溫下之結構分析，在內梁承受 0.5 之彎矩載重比與內柱承受0.3 之軸力載重比下，此壹層樓鋼構實驗屋的破壞 由內柱的挫屈破壞來決定，其破壞溫度為654.8℃。 (4) 本研究完成實尺寸鋼構屋靜態及強迫振動加載設施之規畫評估，初步研究發 現在空台時，當摩擦係數為 0.015 時，其產生最大的位移極值約為 92cm， 當摩擦係數為0.004 時，其最大的位移極值約為 157cm；負載時，當摩擦係 數為0.015 時，其產生最大的位移極值約為 1cm，當摩擦係數為 0.004 時， 其最大的位移極值約為18cm。 四、主要建議事項 建議一 實尺寸鋼構屋之火害結構行為實驗：立即可行建議

主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國立成功大學、中鋼結構公司 國內外有關鋼構建築中的構件於火害下結構行為之試驗，主要是以單獨鋼構件來 進行耐火試驗，將單獨鋼構件以標準升溫曲線加熱，藉以評估此單獨鋼構件之耐火時 效與其結構行為，然而，最符合實際鋼構建築構件之耐火評估方式應該是在真實火災 場景下。 建議二 建立實尺寸鋼構屋火害前後識別參數及損壞指標研究：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、國家地震工程研究中心 無論是實驗室火害研究或是現場實尺寸實際火場試驗，傳統均以設計載重進行火 害前後之性能研究，惟該結構之耐震性能評估，可藉由複合性災害實驗用試驗平台， 進行火害前後之實尺寸鋼構屋參數識別，以釐清重要之動態參數與火害之關係，同時 可作為未來實尺寸鋼構屋火害後耐震補強研究之參考依據，並進而擴充至火害後鋼結 構安全評估準則研議。

XII

Abstract

Keywords: Complex Disasters, Full-Scale Steel-Framed Building, Fire, Earthquake

The definition of “complex disasters” generally refers to that the occurrence of a main disaster rarely causes the damages from a single disaster but usually from the direct disaster or the subsequent secondary disasters. The damages of “complex disasters” are from the chained-related multi-disasters. In this research, “complex disasters” refer to the interaction of fire and earthquake, such as the post-fire buildings subjected to an earthquake or the post-earthquake buildings subjected to fire. Taiwan locates in the earthquake zone of the Pacific Rim. The post-earthquake buildings are usually subjected to the followed fires. Fast assessment mechanism is needed to understand the usabilities of this kind of buildings subjected to complex disasters in order to reduce the secondary damages. The fire-resistant behaviors of building components in fire are mainly tested by single structural component subjected to the fire according to the standard elevating temperature-time curve. For more complicated buildings and fire scenarios, this kind of fire tests usually cannot provide the fire responses of the whole building. Besides, the temperature distribution of the heat flow field for a building in fire varies due to different fire ignition methods, fire spreading speeds and fire spreading scenarios. The temperature distribution of a structural component, such as beam or column, is not uniform in a building fire because of its relative location to floor and wall, and its exposed surfaces to fire. This special kind of thermal-stress condition causes the strength variation of a building structure after fire, and has a large influence for the structural safety of a post-fire building structure. Therefore, the best fire assessment method is to use the full-scale building structure subjected to the real fire scenarios for verification.

Based on the complex disaster characteristic of fire-earthquake interaction and limited budget, this project planned the economical and feasible base facility and superstructure, and focused on the in-situ test related simulations and studies of the components’

earthquake-resistant behaviors. This project analyzed the loading requirements for the base facility and superstructure, proceeded the dimensions and member analysis and design for the related steel framed experimental house, and discussed the economical and effective loading methods to perform the feasibility study of the future earthquake-resistance evaluation after fire.

The important findings of this research project are as follows:

(1) For the needs of complex disaster experiments, a base facility, on which a full-scale five-story steel framed experimental building could be built in the future, was designed and constructed.

(2) With the limit budget, a one-story steel framed experimental house was designed and constructed.

(3) This research has developed the 3-D nonlinear finite-element numerical analysis model for the full-scale one-story steel framed experimental house, and completed the structural analysis of the one-story steel framed experimental house in high temperatures.

(4) This research has completed the planning evaluation of the static and forced vibration loading facility for the full-scale steel framed building.

This project comes to two immediate strategies. For the first immediate strategy:

1. Fire test for a full-scale steel framed building.

2. The fire-resistant behaviors of building components in fire are mainly tested by single structural component subjected to the fire according to the standard elevating temperature-time curve.

3. The fire-resistant time and behavior of a single component are evaluated by this method.

XIV

structure subjected to the real fire scenarios for verification. For the second immediate strategy:

1. Vibration characteristic study for a full-scale steel framed building before and after fire.

2. Typical performance evaluations of scale-down components or full-scale structures under fire damage are based on design or ultimate loading demands. 3. However, the seismic resistant performance of the full-scale steel model building

of current research subject can be evaluated through system identification of dynamic characteristics based on the established multi-hazard outdoor experimental facilities.

4. The relationships between those dynamic factors and the degradation of material properties subjected fire damage are important to perform seismic rehabilitation. 5. Furthermore, they can be expanded to be the evaluation guidelines for safety

第一章 緒

論

第一節

研究緣起與背景

臺灣位處環太平洋地震帶，地震後常伴隨重要設施如發電廠、醫療院所、重要維 生管線等場所火災之災情，且火害後結構之耐震能力亦需快速之評估機制，以早期掌 握複合性災害災後重建之能力評估，降低後續餘震造成之二次災損。「複合性災害」 通常指一個主要災害事件的發生，所造成之損失極少侷限為單一災害，往往會直接或 間接衍生其他次要的災害，形成一種鏈結的關係。本研究之「複合性災害」係定義為 火災與震災的交互影響，即建築物受火害後尚未修復又遭受地震災害，或遭受地震災 害後尚未修復又受火害，並先從火害後之耐震影響進行研究。國內外有關建築構件於 火害下之耐火結構行為之試驗，鮮少進一步再對其進行耐震能力評估，而主要是以單 獨構件的形式來進行耐火試驗，將單獨構件以標準升溫曲線加熱，藉以評估此單獨構 件之耐火時效與其在火害下之結構行為與破壞模式，通常實際建築的構件皆相互連接 與接合，因此單獨構件的耐火試驗方法無法反應此種實際構件的邊界條件，且傳統耐 火試驗方法與實際建築結構受火害與地震複合性災害侵襲時，其內部構件的耐火行為 是否有所不同，值得做更深入之研究。因此，最符合實際建築構件的複合性災害評估 方式應該是在真實火災場景下，利用實尺寸實驗屋配合振動源進行火災實驗來加以驗 證與評估。 本研究以設計與建構複合性災害實驗用實尺寸(full-scale)鋼構屋，及研究災害前 後鏈結影響之結構行為為主要目標。針對火災與地震交互作用之複合性災害特性，規 劃經濟可行之基礎設施與部分上部結構設施，並著重火害後耐震行為現地試驗，分析 模擬對基礎設施及上部結構設施之外載需求，進行配套之鋼構實驗屋尺寸與構件之分 析與設計，同時進行建構施工及監造事宜。以期建立實尺寸鋼構實驗屋之結構分析模 型並完成實尺寸鋼構實驗屋之設計及施工。建構日後鋼構建築複合性災害作用下耐火 科技研發計畫多層次研究需求之基礎實驗設施與測試平台。 國內外有關建築構件於火害下之耐火結構行為之試驗，主要是以單獨構件的形式 來進行耐火試驗，將單獨構件以標準升溫曲線加熱，藉以評估此單獨構件之耐火時效

2 害侵襲時，其內部構件的耐火行為是否有所不同，值得做更深入之研究，通常實際建 築的構件皆相互連接與接合，因此單獨構件的耐火試驗方法無法反映此種實際構件的 邊界條件，此外，實際建築受到火害侵襲時，不同的延燒方式與延燒速度將造成建築 內部空間熱流場分布之變化，因而對建築構件所受到的火害溫度分布造成影響，此與 單獨構件以標準升溫曲線加熱的耐火試驗方法不同。因此，最符合實際建築構件的火 害評估方式應該是在真實火災場景下，利用實尺寸實驗屋進行火災實驗來加以驗證與 評估。 另外，受過火害高溫侵襲而倖存的鋼結構建築是否耐震？一直是工程界與學界想 要解決的研究課題，尤其是在鋼結構建築數量日益增加且地震頻繁的我國，此研究課 題更顯重要。特別值得注意的是，鋼構建築的梁柱接頭處在受到火害高溫侵襲後，由 於鋼材、銲材、螺栓性質的改變，這些梁柱接頭在火害後是否仍能保有其韌性，更值 得做進一步的研究與探討。而如何在實尺寸實驗屋的條件限制下，進行火害後之耐震 能力評估，囿於傳統耐震評估與相關實驗的設施限制，國內、外鮮少有相關之研究與 實證，對於單獨實尺寸鋼構架屋之火害時驗，1998 年英國 BRE (British Research Establishment) 於 Cardington 所進行的八層樓實尺寸鋼構架屋火害實驗，為目前全球 所進行過最大型的實尺寸構架屋火害實驗，而火害後之耐震能力測試相關試驗，亦甫

於2011 年由加州州立大學聖地牙哥分校(UC San Diego)，利用其全球獨特之戶外振動

台，進行五層樓實尺寸鋼筋混凝土構架屋，相關非結構構件及維生管線火害後之耐震 實驗。顯然本研究主題所陳述之複合性災害相關研究議題，正逐漸被國際所重視。本 研究計畫相關設施之設計與建構，恰可提供國內外相關研究主題所需之測試平台。

第二節

研究目的與方法

基於火災與地震交互作用之複合性災害特性，並於有限的經費限制下，本研究主 要目的為規劃經濟可行之基礎設施與部分上部結構設施，並著重火害後耐震行為現地 試驗相關模擬與研究，分析模擬對基礎設施及上部結構設施之外載需求，進行配套之 鋼構實驗屋尺寸與構件之分析與設計，並探討經濟有效的外力加載方式，以進行火害 後耐震能力評估之可行性研究，同時進行建構施工及監造事宜。本研究計畫之具體研 究目的可歸納如下： (1) 建置實尺寸鋼構屋實驗設施。 (2) 模擬分析實尺寸鋼構實驗屋火災前之結構行為。 (3) 建構實尺寸鋼構實驗屋高溫下之結構分析模型。 (4) 完成實尺寸鋼構屋靜態及強迫振動加載設施之規畫評估。 基於以上之目的，本研究將先對「實尺寸鋼構實驗屋」之基地進行研究與調查， 向本校與建研所相關單位蒐集興建基地的地質鑽探報告，透過專業單位鑽探取得基地 的地質鑽探報告，以作為實尺寸鋼構實驗屋基礎設施設計使用。同時召開二次專家學 者座談會，密集與貴所長官與同仁討論以獲得此鋼構實驗屋的實際需求，即獲得此鋼 構實驗屋的構造方式、用途空間別、日後欲進行的實驗項目、實驗屋尺寸、結構基本 配置…等，之後再依貴所的需求設計此「實尺寸鋼構實驗屋」，以符合貴所日後的實 驗與研究需求，開展火害、震害、複合災害之相關實尺寸實驗與研究，以求其完善。 於建置試驗平台與鋼構實驗屋的同時，本研究亦同時開展鋼構實驗屋及其試驗平 台於火災前之結構行為分析，並建構實尺寸鋼構實驗屋於高溫火害前後結構行為之數 值分析模型，配合靜態及強迫振動加載設施之規畫評估，以事先模擬預估實驗屋之可 能行為，提供後續實際火害試驗之規劃參考。

4

第三節

研究步驟流程與進度說明

本研究之進行步驟流程如圖1-1 所示，其對應之工作規劃甘特圖與進度概述如表 1-1。目前除了已針對蒐集之文獻資料加以研讀整理，同時也分別於 104 年 4 月 24 日 及104 年 5 月 29 日，舉辦了兩場之專家學者座談會，邀集國內專家學者及產官學界 先進，根據研討之結論，針對複合性災害實驗用試驗平台，及其未來可能進行之實尺 寸鋼構屋規模與尺寸，進行定案討論與分析設計，本研究規劃之基礎設施已於 104 年8 月 18 日順利發包，並於 104 年 9 月 14 日開始施工，預計於 104 年 12 月 31 日完 成，基礎設施中的下半部筏式基礎與上半部RC 底座中間的 12 顆隔震系統裝置(雙向 滑動支承)亦獲得國內廠商贊助，本研究規劃之壹層樓鋼構造實驗屋之興建工程分為 兩期，第一期工程預計於104 年 12 月 31 日完成，第二期工程俟後續核定經費與合作 單位合作情形再進行興建。 有關數值分析研究部分，目前已建立並完成鋼構實驗屋於高溫火害中結構行為之 數值模型與分析，並完成強迫振動加載設施之規畫評估與耐震結構分析模型。詳細內 容請參考本報告第四章及第五章說明。

圖

1-1 研究流程

（本研究整理）

對「實尺寸鋼構實驗屋」之基地進 行研究與調查 委由專業技師監造 鋼構實驗屋 由專業技師依照我國鋼結構建築 設計規範進行鋼構實驗屋 之結構設計 與貴所討論「實尺寸鋼構實驗屋」 之實際需求(即：構造方式、用途 空間別、實驗屋尺寸與基本配置) 採公開招標方式發包與 興建鋼構實驗屋 蒐集國內外鋼構建築 火害實驗結構分析之 相關文獻資料 建構鋼構實驗屋於 高溫火害實驗之 結構分析模型 鋼構實驗屋之 完工與驗收 進行鋼構實驗屋於高溫 火害實驗結構行為之數 值模擬 蒐集國內外鋼構建築震 害或火害後震害實驗結 構分析之相關文獻資料 進行實尺寸鋼構屋靜態 加載設施之規畫評估與 結構分析模型 進行實尺寸鋼構屋強迫 振動加載設施之規畫評 估與耐震結構分析模型

6

表

1-1 工作規劃甘特圖與進度概述

（本研究整理）

月次 工作項目 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 工作內容進度概述 蒐集國內外鋼構建築火害實驗結構分析 相關文獻資料

    

蒐集相關文獻資料 蒐集國內外鋼構建築複合性災害實驗結 構分析相關文獻資料

    

蒐集相關文獻資料 進行基地研究與調查



場址調查與研究 第1 次座談會



研討實尺寸鋼構屋之_實際需求 鋼構實驗屋之結構設計

   

鋼構實驗屋結構設計 第2 次座談會



研討實尺寸鋼構屋之_施工界面 鋼構實驗屋之招標與發包

   

鋼構實驗屋開標 基礎設施施工

   

施作鋼構實驗屋基礎 期中報告撰寫

 

函送期中報告書(6/30，20 冊)



期中報告審查會議



上部結構施工

 

施作鋼構實驗屋上部_結構 建構鋼構實驗屋於高溫火害實驗之結構 分析模型

     

模型建立與研析 靜態加載設施之規畫評估與結構分析模 型

     

模型建立與研析 鋼構實驗屋於高溫火害實驗結構行為之 數值模擬

     

模型模擬 強迫振動加載設施之規畫評估與耐震結 構分析模型

     

模型建立與研析 期末報告撰寫

 

函送期末報告書(10/15 初稿，20 冊)



期末報告審查會議



函送成果報告書(12/21 60 冊成果報告， 2 份光碟)

  

預 定 進 度 ( 累 積 數 ) %5 10% 16% 33% 49% 59% 67% 77% 92% 97% 100%

第二章

資料蒐集與文獻回顧

第一節 鋼結構於高溫火害中後之行為研究

目前國內外有關鋼結構建築受火害在結構行為的實驗與研究，仍著重在鋼結構建 築之構件層級或次構件層級，研究有關柱、梁、樓版、梁柱接頭等重要構件在火害高 溫下的結構行為： Ng 和 Gardner【1】進行多組鋼柱試體於高溫下之挫屈試驗，其鋼 柱試體分別採用碳鋼與不鏽鋼，試驗後亦使用有限元素軟體進行數值模擬分析，並將 數值分析結果與試驗結果比較，以探討有限元素數值分析的準確度，結果顯示，由於 不鏽鋼內含耐高溫合金，故不鏽鋼柱之強度與勁度於高溫下皆較碳鋼柱為高，此外， 有限元素分析所得鋼柱臨界破壞溫度與試驗值相比較，誤差皆在 10%內；Uppfeldt 等人【2】研究冷軋不鏽鋼箱型短柱在高溫下的臨界破壞溫度，亦進行實驗與相關數 值模擬，並於數值模擬中考慮兩種幾何瑕疵，採用殼元素（S4R）以不同網格大小進 行收斂性分析，研究發現數值模擬的臨界破壞溫度值與實驗值的誤差在10%內；Wang 和Li【3】對於受束制並有部分防火被覆損壞的鋼柱，採用 ANSYS 有限元素軟體建 立其數值分析模型，並給予鋼柱初始擾動來進行其耐火性分析。

Leston-Jones 等人【4】、Al-Jabri 等人【5】和 Wang 等人【6】的研究主要著重在 梁柱螺栓接頭在高溫火害中的行為；Qian 等人【7】以 400ºC、550ºC、700ºC 三種 高溫來測試六組梁柱十字接頭試體，而部分試體在梁的部分施加壓力來模擬梁所受的 軸向束制；Yu 等人【8】利用特殊的實驗裝置在高溫下施加剪力與軸力於梁柱接頭試 體的剪力片上，用以模擬鋼梁在火害高溫時所形成的懸垂效應；Chung 等人【9】亦 進行兩組實尺寸耐火鋼與普通鋼梁柱接頭次構件試體之火害實驗，實驗結果顯示耐火 鋼接頭在火害高溫中確實較普通鋼接頭擁有較佳的耐火能力；Choe 等人【10】進行 了11 組實尺寸 H 型鋼柱的火害實驗，用以瞭解 H 型鋼柱在不斷上升的高溫下之非彈 性挫屈行為和軸壓力-變形的反應；Ding 和 Wang【11】利用 H 形的梁柱次構件試體 的火害實驗來研究四種鋼梁與CFT 圓管柱接合的接頭，採用 H 形梁柱次構件試體， 主要可以用來更真實地模擬高溫時鋼梁所產生的軸向束制。 構件或次構件層級的火害實驗雖然可以獲得獨立的構件或次構件在火害高溫下

8

界條件所造成之影響難以在構件或次構件層級的火害實驗中顯現，因此利用實尺寸鋼 構架實驗屋來進行真實的火害實驗，實有其必要性，但由於實尺寸鋼構造屋的火害實

驗所費不貲，規模甚大，需要縝密地設計、安排與規劃，英國BRE (British Research

Establishment) 於 Cardington 所進行的八層樓實尺寸鋼構架屋火害實驗【12-13】為目 前全球所進行過最大型的實尺寸構架屋火害實驗，此大型火害實驗發現：由於此八層 樓鋼構建築在結構上所擁有超靜定，使其在所測試的火場情境中能展現穩定的結構行 為，此外，構件在實尺寸鋼構架屋火害實驗中的結構行為亦不同於傳統設計方法的理 解，此項發現顯示出實尺寸構造屋火害實驗之必要性與重要性。 Varma 等人【14】利用有限元素軟體，對於一棟平面配置為 3 跨　 5 跨的 10 層 樓鋼構大樓受高溫火害下之結構行為，進行三維非線性有限元素數值模擬，數值模型 中使用梁元素模擬梁柱構件，並以殼元素模擬混凝土樓板，所考慮的火場情境有兩種： 一為五樓整層樓一起升溫的火場，一為五樓的角落局部升溫的火場，數值模擬結果顯 示：由於內柱載重較大，因此挫屈破壞皆發生在內柱，在角落局部升溫的火場下，並 非全部內柱一起達到挫屈破壞，當部分內柱達挫屈破壞時，力量即重新分配到其餘未 破壞之鋼柱上，使得整棟大樓結構不致於崩塌。陳柏均【15】以三維非線性有限元素 軟體模擬一棟5 跨 X 3 跨的 7 層樓的鋼構大樓在一樓受高溫火害下之結構行為，並對 該鋼構架建築以耐火鋼的梁、柱構件進行不同的結構配置，藉以探討不同的耐火鋼構 件配置對提升構架耐火性能之效益，數值模擬結果顯示：整體鋼構大樓在高溫火害下， 因為力量的重新分配，可以大幅提升構架耐火能力，且能避免內柱崩潰式的破壞，整 體構架模型中所測試之兩種耐火鋼構件配置方法均能有效提升整體構架破壞溫度，其 中，以「內柱內梁採用耐火鋼」具有最佳的經濟效益。李祈安【16】利用三維非線性 有限元素軟體來模擬並探討受固定載重作用之鋼構架於火害高溫侵襲下，其箱型鋼柱 的高溫補強問題，研究結果顯示：鋼構架之箱型柱高溫補強，以耐火鋼加勁肢在箱型 柱內部呈十字形狀排列，所提升的溫度最多，但是若以經濟效益來看，以普通鋼加勁 肢在箱型柱內部呈十字形狀排列為最佳，而經由整體三維鋼構架的數值模擬結果驗證 了採用十字形排列加勁肢的可行性，並且發現整體三維鋼構架均為內梁與內柱達到破 壞。 目前國內外有關鋼結構於火害後行為的實驗與研究，仍著重在材料與構件層級或

次構件層級，Smith 等人【17】為瞭解鋼構架受火害後的使用性能，將 BS4360 Grade 43A 低強度鋼材與高強度鋼材、ASTM A572 Grade 50 鋼材與鍛鐵等鋼材製作成試體，

每種鋼材分別加熱至100℃、200℃、300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、 900℃、1000°C，然後自然冷卻至室溫，再進行單軸拉伸試驗與衝擊試驗，實驗結果 顯示：鋼材在加溫超過 600°C 時再冷卻至室溫後，鋼材內部組織可能改變造成強度 降低，並可能影響鋼結構的安全性。Qiang 等人【18】為了瞭解 S460 與 S690 高強度 鋼在受到火害後的機械性質變化，將兩種鋼材製作成單軸拉伸試驗用試體後，每種鋼 材亦分別加熱至100℃、200℃、300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900 ℃、1000°C，然後在空氣中冷卻至室溫，再進行單軸拉伸試驗，試驗結果顯示：受 火害溫度650°C 以上之試體降伏強度與拉伸曲線開始有明顯的折減，受 700°C 溫度 之試體降伏強度與拉伸曲線應力值折減更為明顯，同時也發現到強度較高的S690 鋼 材折減更明顯。林志宏【19】探討 SM490 鋼板在有無防火被覆之下受火害後的材質 變化，而火害溫度為538℃與 649°C，再將火害後的鋼材進行衝擊、硬度與標準拉伸 試驗等的巨觀試驗以及微觀的金相組織觀察，實驗結果顯示：不論鋼材是否有被覆， 其受火害後鋼材的硬度、降伏強度、抗拉強度都降低，但是衝擊值與延伸率都增加。 林世平【20】針對鋼結構的防火披覆進行研究，以常見之高強度鋼材與低強度鋼 材分別各以兩種厚度之防火披覆施作，並製成試體進行火害後與火害中的拉伸試驗， 結果顯示防火披覆雖能有效減低火害對鋼材的影響，但依舊可能因為藍脆現象使鋼材 脆化。王士銘【21】將實尺寸箱型柱與 H 型梁之梁柱銲接接頭，加工製作成小型之 梁柱接頭十字試體來進行火害後的拉力實驗，除了對照組試體（未受火害試體）以外， 其餘製作好的試體將放入高溫爐中加熱至900℃後，再分別以「空氣冷卻」及「水中 冷卻」來模擬梁柱銲接接頭火害後之兩種冷卻情形，三種溫度處理的試體，分別進行 標準拉伸試驗、硬度試驗和拉力實驗，藉以瞭解梁柱銲接接頭受火害後，鋼材機械性 質與破壞模式的變化，研究結果顯示：空氣冷卻試體均在母材處斷裂，與未受火害試 體破壞模式類似，水中冷卻試體均在梁翼板與柱翼板銲接之 FCAW 銲道處斷裂，此 與火害前銲材的碳含量比鋼材少，但在銲道高溫淬火後，其內部形成的麻田散鐵組織 較母材為少，故水冷後銲道強度亦母材為低。李旋瑋【22】建立三維非線性有限元素

10 採用的型式相同，皆為國內常見的三種梁柱接頭(即：標準型梁柱接頭、側板補強型 梁柱接頭、梯形切削減弱型梁柱接頭)，數值分析結果顯示：在受到 800℃以上高溫火 害空氣冷卻後，梁柱接頭的柱面彎矩強度皆較火害前有明顯的下降，但仍能符合2010 年AISC 耐震規範的規定，在受到 800℃高溫以上的火害水冷後，梁柱接頭的柱面彎 矩強度皆較火害前有非常顯著的提升，但由於梁翼板與柱板接合處所受之應力過高， 可能造成銲道斷裂，無法符合4%層間位移角的規定。

第二節

結構試體耐震能力評估

目前常見的結構耐震試驗方法大概有下列幾種：(一)擬靜態載重試驗(Quasi-static

loading test method , QST)，(二)振動臺試驗(Shaking table testing method , STT)，(三) 擬動態試驗(Pseudo-dynamic testing method , PDT)及(四)即時擬動態試驗(Real-time pseudo-dynamic testing method , RTPDT)。在結構試驗技術中，擬靜態載重試驗(QST) 是最常見的，利用連續加載和卸載來觀察材料消能特性、韌性和極限強度等行為，但 無法反應結構或材料之動態行為。而振動臺試驗(STT)最大好處為提供結構在地震力 作用下真實行為，但若採用縮小尺寸的模型，受尺寸效應影響，會有無法模擬實尺寸 結構耐震行為的缺陷。但當採用大尺寸試體時，又需要大容量的千斤頂及油壓供應設 備，設置成本相當高。而且，大型或縮尺寸模型振動台試驗所需投入之資金及人力成 本相當龐大，所獲得資料型態與有完整量測佈設之真實結構量測所得相似，除非有進 一步針對每一根桿件進行損壞模式之控制，否則也不易獲得量化之比對基礎。 有鑑於此，1969年Hakuno【23】，1992 年Takanashi【24】及Nakashima【25】 等人先後提出擬動態試驗(PDT)的觀念，其優點為將實驗分為子結構實驗和主結構數 值模擬兩種要件，其中子結構部分為數學模型尚未能準確掌握之軟弱(critical)構件， 數值模擬部分為剩下的線性模型，並應用油壓千斤頂來對子結構施加變形，由荷重計 (Load cell)量測對應之反力，並回饋至數值積分模型以進行下一步階(time step)之位移 命令計算，由於試驗設備精度、油壓運作時間及數值積分的平衡與收斂種種因素的限 制，往往必須放慢實驗的速度，故又稱為慢速動態試驗。然而目前許多的隔減震系統， 多應用了阻尼器等高阻尼比構件，這些構件之反力和加載速率相關，必須即時完成整 段實驗，傳統擬動態試驗技術往往無法滿足這樣的需求。為了解決這樣的問題，開始 有即時擬動態試驗(RTPDT)的發展，即時擬動態試驗的方式和傳統的擬動態試驗基本 原理是相同的，唯一的不同是即時擬動態試驗並不放慢試驗的加載速率，簡單來說， 在數值積分流程中所使用的結構恢復力(restoring force)，直接由即時運動中之試體所 量測而得，在求解完本步階結構反應及下一步階結構位移後，即命令動態致動器將試 體在要求的時間下移動到目標位移，反覆此流程直到分析歷時結束。

12 於土木結構物健康狀況之識別中【26-27】。為測試目前已發展之結構損害識別和監 測技術，美國土木工程協會(ASCE)之結構健康診斷小組，亦曾經建立第一階段標竿 鋼結構(Phase-I Benchmark)振動台實驗資料庫，以供學者測試使用【28】。並於Journal of Engineering Mechanics期刊中出版特刊，在此特刊中介紹了許多利用該資料庫於時 間域進行識別之結果【29】。並利用實驗所得結果進行分析以了解識別方法是否可行 (Bernal 和 Gunes【30】, Caicedo【31】, Lus【32】)。針對時變系統，時間域之遞迴 最小平方法(recursive least -square estimation，簡稱RLS)識別理論漸趨成熟，Chu 和 Lo【33】並已成功應用於一系列鋼結構標竿模型之振動臺量測資料之參數識別，以及 臺東縣消防局大樓之損壞評估。 近年來，根據中央氣象局於結構物地震監測系統所量測之動態反應訊號，已有不 少的學者利用此數據進行震害後結構物強度變化與損壞評估等相關研究【34】。由於 加速度訊號量測較容易且直接，因此在識別方法之研究上多以加速度之量測為主，藉 由加速度訊號進行結構物模態特性之識別，觀察模態振動頻率或模態向量變化，據以 評估結構物之損壞程度。然而由結構動力理論可知，振動頻率為勁度除以質量開根號， 必須在勁度折減至相當程度時，模態振動頻率之改變才會明顯，因此對於較輕微之損 壞識別不易。尤其結構受到環境溫度及強風影響，或因材料非線性特性，結構模態振 動頻率或模態向量亦容易產生變化【35】，因此損壞誤判的狀況也必須特別注意。目 前根據結構物真實量測資料所進行之各種系統識別及損壞評估方式，若該建築在某一 地震序列作用下結構構件沒有明顯損壞，往往無法有具體量化的比對依據，僅能等待 該建築已有中等至嚴重的損壞時，依據真實勘災的結果，才能予以定性的參考及比對； 就好比病人已經中風住院，醫生才知道因為腦部血管受阻，造成血壓上升，引致身體 機能受損。由於結構內部各個構件以至於整體結構的損壞有一定的損壞模式，若能進 一步根據真實量測資料，於地震序列作用下反應出的動態特性變化模式予以量化研究， 應能提供該建築物更完整之損傷資料；亦即若能平時注意身體血壓變化，就能早期發 現病癥，早期予以適當的補救。 有鑑於此，許多時間域之識別模式亦大量被應用【36-38】；羅俊雄教授等【36】 應用振動台試驗資料，採用自適應式最小平方遞迴識別方法(Adaptive Fading Kalman Filter, AFKF)，針對非線性遲滯系統進行等值勁度與阻尼參數之時變特性識別，並以

類 神 經 網 路 來 修 正 非 線 性 自 我 迴 歸 移 動 平 均 識 別 模 式(Nonlinear AutoRegressive Moving Average, NARMA) 【37】之準確性。而洪李陵教授針對建築結構強震監測資 料於損壞識別的研究中【39】，建築物受震損壞時，若以時變系統來模擬與識別，可 以 藉 由 地 震 作 用 之 初 動 、 強 動 及 餘 動 階 段 的 勁 度 衰 減 指 標SSRI(Story Stiffness Reduction Index)，來觀察建築物受損的狀況；這些研究結果均說明了觀察建築物破壞 模式的重要性。由於簡化之數值模擬所提供的驗證，礙於實際強震加速度感應器裝設 位置及數量的限制，往往無法完全反應實際結構破壞的行為及程度；而真實結構長期 觀測之紀錄正可以提供觀察結構動態行為變化的依據，但是，未破壞之定量參考基準 卻不易界定。而對於損壞之程度及位置往往僅能藉由實際發生破壞的案例來驗證，多 屬於定性之描述。為達到量化分析及找出與破壞模式相關之動態特性參數，在人為可 控制破壞條件的實驗室進行大量的試驗可以提供所需的資料，用以驗證數值分析所獲 得的識別方式及損壞敏感指標【36】。

14

第三節

鋼結構建築火害後之結構系統識別

而針對火害後之耐震能力之複合性災害相關試驗，甫於2011年由加州州立大學聖 地牙哥分校(UC San Diego) Hutchinson【40】等人，利用其全球獨特之戶外振動台， 進行五層樓實尺寸鋼筋混凝土構架屋，相關非結構構件及維生管線火害後之耐震實驗。 董毓利【41】以2跨×2跨之兩層鋼框(構)架樓在固定荷重與火災影響的共同作用下進 行試驗，發現：(1)鋼柱在四面受火時，翼板和腹板溫度皆無明顯差異，故分析時可 採單一溫度做計算，但是單面受火的鋼柱其翼板和腹板溫度有明顯差異，故須按照熱 傳導作分析，較為複雜，(2)由於鋼的比熱較混凝土小，故混凝土樓板對鋼梁有約束 作用，如升溫時限制鋼梁膨脹、降溫時限制鋼梁收縮，也因此在試驗後發現混凝土樓 板中有許多裂縫，(3)組合梁的抗火能力較鋼柱來得好，故在考慮火災情形下應針對 鋼柱以及梁柱節點進行保護。 呂俊利【42】認為以往鋼結構受火害之試驗大多只考慮單一構件，如門型柱、簡 支梁等，這樣的試驗得出的結果過於保守，而實際上須考慮整體的相互影響，例如梁 端的約束情形、樓板的剛性造成柱的側向束制，以及柱單向受火及四面受火的不同。 本研究為3跨×3跨之三層鋼框(構)架樓在正常使用載重和火災影響的共同作用下的試 驗，研究結果顯示：鋼梁在火災初期變形發生反拱向上位移的現象，隨著溫度提高， 鋼梁向下變形慢慢恢復，但最後仍產生殘留向上的變形；鋼柱在火災初期軸向應變為 正，隨著溫度升高，應變慢慢變小，最後應變為負；四面受火鋼柱產生了扭轉破壞， 單面受火鋼柱及角柱則無明顯破壞。 Kamath等人【43】以1跨×1跨之一層實尺寸鋼筋混凝土RC結構為試驗研究對象， 目的為探討地震災害後的火災對RC結構所造成的影響。研究中發現所研究RC結構的 第一個塑性鉸發生於大梁之梁端，此RC結構之整體損壞不嚴重，其整體應力及勁度 並無大幅下降，整體RC構架未崩塌，屋頂板受到最大的火災損傷，其次是柱子，屋 頂板下方梁，地梁，位於隔間後方的梁和柱所受到的損害大於位於隔間前方的梁和柱， 地震對RC構件所造成的裂縫並未在火災中惡化，然而這些裂縫讓梁柱構件於火災中 加速高溫的傳導，梁構件與柱構件的中段受到較高的溫度侵襲，因為較靠近火源，另

外，在實際火場中，其構件所受之溫度於各個時間點皆為非均勻的，因此採用構件均 勻升溫的假設來做分析較為粗略。

第三章

複合性災害實尺寸鋼構屋實驗設施之設計與施工

第一節

對於擬設場址之瞭解

本研究在蒐集數個國內外具有代表性的鋼構造案場後，進行相關研究與分析，在 考量未來實尺寸鋼構造實驗屋的興建成本、研究經費及實驗場址的面積限制(24.5m × 90m)等因素下，初步發現採用 4×3 的柱位配置(即：3 跨×2 跨，12 根柱子)，最適合本 計畫所需實尺寸鋼構造實驗屋之柱位配置，如圖3-1 所示。圖 3-2 則顯示 4×3 柱位配 置的實驗屋設置於實驗場址的平面比例關係圖。經過研析，實驗屋若採用4×3 的柱位 配置，其在結構上的柱系統能形成基本的內柱、外柱、角柱的區分，而在梁系統能形 成基本的內梁、外梁的分別。由於內柱、外柱、角柱和內梁、外梁所受的結構束制條 件與垂直載重不同。因此，採用4×3 的柱位配置的實驗屋在火害時，將能觀測到柱系 統與梁系統不同的高溫火害行為與破壞模式。

圖

3-1 實尺寸鋼構造實驗屋之柱位配置規劃設計示意圖

（本研究整理）

18

圖

3-2 實尺寸鋼構造實驗屋與實驗場址之平面比例關係圖

（本研究整理）

3.1.1 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施之設計

本研究以設計與建構複合性災害實驗用實尺寸(full-scale)鋼構屋與試驗平台，及 研究災害前後鏈結影響之結構行為為主要目標。針對火災與地震交互作用之複合性災 害特性，規劃經濟可行上部構架屋與RC 底座。為了使實尺寸鋼構造實驗屋的梁柱尺 寸具有代表性，針對實尺寸鋼構實驗屋基礎設施之規畫，本研究團隊依照國內建築法 規、鋼結構規範、耐震規範以及國內常用之鋼構建築型式，以未來研究案可能所需之 實尺寸鋼構造，採最大需求五層實驗屋模擬分析與設計。圖3-3 顯示由五層樓實尺寸 鋼構造實驗屋的平立面模型示意圖，圖3-4 為五層樓實尺寸鋼構造實驗屋的 3D 模型 圖。 (a)平面圖 4×3 柱位配置實驗屋

(面積=18m×12m)

(b)立面圖

圖

3-3 基礎設施規畫五層樓實尺寸鋼構造實驗屋之平立面模型圖

（本研究整理）

20 圖3-5 及圖 3-6 為實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部 RC 基礎及上半部 RC 底座 結構平面圖。圖3-7 為基礎設施規畫時最大需求：五層樓實尺寸鋼構造實驗屋各層結 構平面圖，X 方向有 2 跨，每跨 6 m，X 方向總長 12m；Y 方向有 2 跨，每跨 6m，Y 方向總長12 m。圖 3-8(a)及圖 3-8(b)為實尺寸鋼構實驗屋基礎設施的剖視圖，其中隔 震系統裝置設於下半部筏式基礎與上半部 RC 底座之間， 基礎設施規畫時最大需求 之各層樓的樓高均為4.0 m。隔震系統裝置（150T 雙向滑動支承）之上視圖及剖面圖 如圖3-9 及圖 3-10。表 3-1 及表 3-2 為實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部基礎與上半 部底座RC 之梁、柱、版斷面尺寸，表 3-3 為基礎設施規畫時最大需求之五層樓實尺 寸鋼構造實驗屋各層結構梁、柱、版斷面尺寸。 (unit: mm)

圖

3-5 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部 RC 基礎結構平面圖

（本研究整理）

(unit: mm)

圖

3-6 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施上半部 RC 底座結構平面圖

（本研究整理）

(unit: mm)

22 (unit: mm) (a) X 向剖視圖 (unit: mm) (b) Y 向剖視圖

圖

3-8 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施之剖視圖

（本研究整理）

(unit: mm)

圖

3-9 盤式支承上視圖

（本研究整理）

(unit: mm)

圖

3-10 盤式支承 A-A 剖面圖(unit: mm)

（本研究整理）

24

表

3-1 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部筏式基礎尺寸表

構件

編號

尺寸 (mm)

f

_c'

_{（kgf/cm2）}

柱

FC1

RC 650×650

280

基礎樑

FB1,FB2

RC 500×1400

280

FG1,FG2

RC 500×1400

280

版

1S0

RC T: 120

280

FS1,CFS

RC T: 450

280

（本研究整理）

表

3-2 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施上半部 RC 底座尺寸表

構件

編號

尺寸 (mm)

f

_c'

（kgf/cm2）

柱

BC1

RC 1350×1350

350

樑

1B1,1B2

RC 500×800

350

1G1,1G2

RC 500×800

350

1g1,1b1,Cb,Cg

RC 400×800

350

版

1S1,CS

RC T: 200

350

（本研究整理）

表

3-3 基礎設施設計階段地上各層梁柱版尺寸表(LL=500kgf/m

2

)

構件

編號

尺寸 (mm)

材質

柱

SC1

RH -350×350×12t×19t

SN490B

SC2

RH -350×350×12t×19t

SN490B

梁

SB1

RH -482×300×11t×15t

SN490B

SB2

RH -390×300×10t×16t

SN400

SG1

RH -400×200×8t×13t

SN400

Sg1

RH -300×150×6.5t×9t

SN400 或 A36

版

DS1

3W-Deck T:150

（本研究整理）

為確保未來上半部RC 底座與下半部筏式基礎間之滑動範圍，不致超出滑動支承 之設計位移，基礎設施規畫時設置防落拉耳於上半部RC 底座與下半部筏式基礎間；

座，分別配置於上半部RC 底座之柱位及大梁與小梁和小梁與小梁之交接處，如圖 3-11

及圖3-12 之建築平面圖所示。

(unit: mm)

圖

3-11 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施下半部 RC 基礎建築平面圖

26 (unit: mm)

圖

3-12 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施上半部 RC 底座建築平面圖

（本研究整理）

上述之防落拉耳之分別預埋於下半部筏式基礎之 FC1，以及上半部 RC 底座之 BC1，其詳圖如圖 3-13 所示。而兩種支承基座，分別以實尺寸支點基座(如圖 3-14) 及縮尺寸支點基座(如圖 3-15)代表。 (unit: mm)

圖

3-13 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施防落拉耳剖視圖

（本研究整理）

(unit: mm)

圖

3-14 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施實尺寸支點基座剖視圖

（本研究整理）

(unit: mm)

28

3.1.2 實尺寸鋼構實驗屋基礎設施之施作

前一小節所規劃設計之基礎設施工程，其詳細之施工項目如表3-4 所示，歷經財 團法人成大研究發展基金會分別於104 年 7 月 30 日、104 年 8 月 11 日及 104 年 8 月 18 日進行三次公開招標過程，於 104 年 8 月 18 日順利發包，本案基礎設施工程於 104 年9 月 14 日順利開工，隨後即按照既定之施工項目與進度進行，進行：基地之放樣、 土方開挖、基礎設施大底之鋼筋綁紮、模板組立、大底混凝土之澆置、地梁放樣、地 梁鋼筋綁紮、地梁模板組立、地梁灌漿、FB1 回填土並夯實、1S0 地坪 PC 澆置、1S0 地坪鋼筋綁紮、隔震器(滑動支承)安裝、FC1 柱頭模板組立、FC1 柱頭灌漿、FC1 柱 頭拆模、上半部梁柱鋼筋綁紮、上半部 M36 錨錠螺栓安裝、上半部梁柱模板組立、 1S1 地坪鋼筋綁紮、1S1 地坪灌漿、1S1 地坪粉光、回填整理場地。本案基礎設施工 程中之隔震器(滑動支承)共計十二座，由劦承精密股份有限公司贊助提供。施工過程 中，皆有專業技師與研究助理進行現場之監造事宜，本案基礎設施工程預計於 104 年12 月 31 日完成。

表

3-4 實尺寸鋼構實驗屋基礎設之施工項目

項

次

施工項目

項

次

施工項目

1

基地放樣

15

1S0 地坪 PC 澆置

2

開挖土方

16

1S0 地坪鋼筋綁紮

3

澆置PC

₁₇

隔震器按裝

4

大底放樣

18

FC1 柱頭模板組立

5

鋼筋綁紮

19

FC1 柱頭灌漿

6

大底模板組立

20

FC1 柱頭拆模

7

大底灌漿

₂₁

上半部梁柱鋼筋綁

8

地梁放樣

22

上半部M36 錨錠螺栓安裝

9

地梁腰筋綁紮

23

上半部梁柱模板組立

10

地梁模板組立

24

1S1 地坪鋼筋綁紮

11

地梁灌漿

₂₅

1S1 地坪灌漿

12

地梁拆模

26

1S1 地坪粉光

13

靜置養護

27

回填整理場地

14

FB1 回填土並夯實

28

申報完工

（本研究整理）

第二節

實尺寸鋼構實驗屋上部結構設施

本計畫所興建的上部結構設施，即實尺寸鋼構造實驗屋本體係以 2 跨×2 跨、9 根柱子、每跨6m 的兩層樓鋼構屋所受之載重與外力進行結構設計，再以此結構設計 結果，取其第一層樓之梁、柱、版，興建壹層樓的實尺寸鋼構實驗屋，此壹層樓的鋼 構實驗屋之梁柱尺寸與前一節(3.1 節)中為了設計基礎設施所假想的五層樓鋼構屋之 梁柱尺寸(表 3-3)不同，由於此壹層樓的鋼構實驗屋之梁柱尺寸來自兩層樓鋼構屋的 結構設計，因此其梁柱尺寸較五層樓鋼構屋之梁柱尺寸為小。 本研究團隊中的專業技師依照國內建築法規、鋼結構規範、耐震規範以及國內常 用之鋼構建築型式，所設計之壹層樓鋼構實驗屋的立面圖與平面圖如圖3-16 與圖 3-17 所示，此鋼構造實驗屋為2 跨×2 跨的 1 層樓建築，樓層高度 4m，其平面 X 方向有 2 跨，每跨6m，總長 12m，其平面 Y 方向有 2 跨，每跨 6m，總長 12 m。所有鋼柱下 端底板將以高強度錨定螺栓固定於上半結構RC 底座，鋼柱上端將延伸至 1 樓頂版上 方1.1m 處，以利後續增建與加載之用。此壹層樓鋼構實驗屋之梁、柱、版構件尺寸 如表3-5 所示。鋼構造實驗屋與基礎設施、激振器的相對關係如圖 3-18 所示。 此壹層樓鋼構造實驗屋之興建工程分為兩期，如圖3-16 與圖 3-17 所示，第一期 工程預計於104 年 12 月 31 日完成，第二期工程俟後續核定經費與合作單位合作情形 再進行興建。

30

圖

3-16 上部結構設施所規畫壹層樓鋼構造實驗屋之立面設計圖

（本研究整理）

圖

3-17 上部結構設施所規畫壹層樓鋼構造實驗屋之平面設計圖

構件 編號 構件尺寸(mm) 材質 柱 SC1 SC2 RH-3003001015 CNS SN490B 或同等級鋼材 梁 SB1 RH-3903001016 CNS SN490B 或同等級鋼材 SB2 RH-400200813 CNS SN490B 或同等級鋼材 SG1 RH-294200812 CNS SN490B 或同等級鋼材 Sg1 RH-3001506.59 CNS SN490B或A572 或同等級鋼材 版 SS1 t = 150 備註 上半實驗屋係以2F建物分析所得斷面， 本階段僅取地上壹層樓梁柱結構。

（本研究整理）

圖

3-18 壹層樓鋼構造實驗屋與基礎設施和激振器之平面關係圖

第四章

實尺寸鋼構實驗屋高溫下之結構分析模型

第一節 基本假設

本模型為單層兩跨×兩跨之鋼結構實驗屋，包含了鋼構架與混凝土樓板。其基本 假設如下：  鋼材為均質性、均向性材料。  不考慮鋼材施工過中產生之殘餘應力。  不考慮熱傳導、熱對流與熱輻射之影響於力學分析中。  所有的銲接行為皆以束縛約束(Tie)來模擬。例如梁柱接頭、大梁與小梁之連 接板銲接。  假設鋼構架均為裸鋼。  火場模擬是以 ISO-834 升溫曲線來進行溫度模擬，並且整體結構亦以 ISO-834 升溫曲線進行定載升溫。  升溫過程忽略熱對流與熱輻射等影響。  初步數值模型先假設混凝土之熱膨脹係數與鋼材相等，以克服收斂問題。  混凝土樓板與鋼梁之連結以束縛約束(Tie)來模擬，且忽略剪力釘。

34

第二節

材料參數

本研究使用兩種材料，SN490B 鋼材與抗壓強度為 27.5MPa 的混凝土材料。

4.2.1彈性模數

SN490B 鋼材於不同溫度下之彈性模數，使用陳諺輝【48】文獻中試驗所得之楊 式模數為依據，如圖4-1 所示。

圖

4-1 SN490B 鋼材各溫度之彈性模數比較【48】

（本研究整理）

混凝土材料 =27.5MPa，使用 Eurocode-2【44】建議之公式，得到混凝土於不 同溫度下之彈性模數，如圖4-2 所示。

圖

4-2 混凝土材料( =27.5MPa)在各溫度下之彈性模數【44】

（本研究整理）

4.2.2塑性應力-應變曲線

本研究之 SN490B 鋼材的應力應變曲線，參考陳諺輝【48】文獻中之試驗所得 知工程應力應變曲線，如圖4-3 所示。

圖

4-3 SN490B 鋼材各溫度之工程應力-應變圖【48】

（本研究整理）

36 但使用程式模擬須把工程應力-應變曲線，透過材料力學公式轉換為真實應力-應 變曲線如圖4-4，方能於有限元素軟體中使用。

圖

4-4

SN490B 鋼材各溫度之真實應力-應變曲線【48】

（本研究整理）

混凝土材料 =27.5MPa，透過 Eurocode-2 中之建議公式，換算混凝土材料在不 同溫度下的工程應力應變曲線，如圖4-5 所示。

圖

4-5 混凝土材料( =27.5MPa)各溫度之工程應力-應變曲線【44】

（本研究整理）

透過材料力學公式把工程應力-應變曲線轉換成真實應力-應變曲線，如圖 4-6。

38

4.2.3 柏松比

本研究使用之 SN490B 鋼材於不同溫度下的柏松比 ν，是依據 Luecke 【46】所 作之鋼材在高溫環境下之柏松比試驗。文獻把鋼材之柏松比與溫度T 關係近似為一四 次多項式表示如下。 ν(T) = n0 + n1T + n2T2 + n3T3 + n4T4 (4-1) 其中，n0 = 0.28737362 n1 = 2.5302417 × 10-5 (℃-1) n2 = 2.6333384 × 10-8 (℃-2) n3 = －9.9419588 × 10-11 (℃-3) n4 = 1.261779 × 10-13 (℃-4) 如圖4-7 所示。

圖

4-7 鋼材各溫度下之柏松比【46】

（本研究整理）

4.2.4 熱膨脹係數

本研究使用SN490B 鋼材之熱膨脹係數為α = 1.4 × 10 (℃ )，參考 Eurocode-3 【45】規範中之建議值。 混凝土之熱膨脹係數不同種類不一，其值約在 0.6× 10-5 與 1.4 × 10-5 (℃-1)之 間。但使用有限元素軟體做三維空間分析複合材料，如果兩材料之膨脹程度不同，會 導致收斂問題。所以本研究初步數值模型之混凝土的熱膨脹係數先採用與鋼材相同的 α =1.4 × 10-5 來做分析。

4.2.5 熱傳導係數

本

研究使用之 SN490B 鋼材，在不同溫度下的熱傳導係數 k，使用 Eurocode-3 規範【45】中之公式建議如下。 當20℃≦T≦800℃，k=54-3.33 × 10-2T (W/m℃) (4-2) 當800℃≦T≦1200℃，k=27.3 (W/m℃) (4-3) 如圖4-8 所示。

圖

4-8 鋼材各溫度下之熱傳導係數【45】

（本研究整理）

40 當溫度 20℃≦T≦1200℃ 上限: k = 2-0.2451(T/100)+0.0107(T/100)2 (W/m℃) (4-4) 下限: k = 1.36-0.136(T/100)+0.0057(T/100)2 (W/m℃) (4-5) 由以上公式得到混凝土在各溫度下之熱傳導係數，如圖4-9 所示。

圖

4-9 混凝土材料各溫度下之熱傳導係數【44】

（本研究整理）

4.2.6 比熱

本研究之SN490B 鋼材，其比熱參考 Eurocode-3 規範【45】，不同溫度下之鋼材 比熱Cs與溫度關係建議公式，如下： Cs (T)=425+7.73×10-1T-1.69×10-3T2+2.22×10-6T3 (J/kg℃) (4-6) 其中T 為鋼材溫度(℃) 上述公式所得之鋼材比熱與溫度關係，如圖4-10。

圖

4-10 鋼材各溫度下之比熱【45】

（本研究整理）

混凝土在各溫度下之比熱Cc，使用Eurocode-2【44】中建議之公式計算求得，分 成四部份，公式如下： 當 20℃≦T≦100℃，Cc(T)=900 (J/kg℃) (4-7) 當100℃≦T≦200℃，Cc(T)=900+(T-100) (J/kg℃) (4-8) 當200℃≦T≦400℃，Cc(T)=1000+(T-200)/2 (J/kg℃) (4-9) 當400℃≦T≦1200℃，Cc(T)=1100 (J/kg℃) (4-10) 其中，T 為混凝土之溫度(℃) 經由上述公式計算所得混凝土在各溫度下之比熱，如圖4-11 所示。

42

圖

4-11 混凝土材料各溫度下之比熱【44】