實尺寸鋼構屋切削減弱式接頭鋼梁(RBS)與梁柱接頭之火害結構行為研究

實尺寸鋼構屋切削減弱式接頭鋼梁(RBS)

與梁柱接頭之火害結構行為研究

內政部建築研究所委託研究報告

中華民國 107 年 12 月

實尺寸鋼構屋切削減弱式接頭鋼梁(RBS)

與梁柱接頭之火害結構行為研究

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 ： 鍾興陽、朱世禹

研

究

員 ： 施健泰

研 究 助 理 ： 劉 文 竹 、 劉 泓 穎 、 蘇 暐 勝 、 康 展 榮 、

許碩庭、陳曜弋

研 究 期 程 ： 中華民國 107 年 1 月至 107 年 12 月

研 究 經 費 ： 新臺幣參佰玖拾萬元

內政部建築研究所委託研究報告

中華民國 107 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‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧V

圖次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧VII

摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧XIX

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‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧2

第三節 研究步驟流程與進度說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧3

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之行為‧‧‧‧‧‧‧‧‧7

第二節 鋼結構於高溫火害後之行為‧‧‧‧‧‧‧‧18

第三節 鋼結構建築動態行為相關研究‧‧‧‧‧‧‧21

第四節 鋼結構於火害後之鑑定‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧25

第五節 RBS 鋼梁於火害前中後之相關研究‧‧‧‧30

第三章 實尺寸鋼構屋切削減弱式接頭鋼梁與梁柱接頭之火害

實驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧33

第一節 鋼構實驗屋與火害實驗概述‧‧‧‧‧‧‧‧33

第二節 熱電偶佈設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧38

第三節 位移計佈設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51

第四節 隔間工程與防火被覆‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

第五節 火載設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧57

第六節 載重設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧60

第七節 實驗步驟與中止條件‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧61

第八節 實驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧62

第九節 小結‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧83

第四章 實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與分析‧‧‧‧‧‧‧‧85

第一節 實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與分析‧‧‧‧‧85

第二節 實驗及操作說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧88

第三節 實尺寸鋼構屋靜態加載實驗結果‧‧‧‧‧‧96

第四節 討論與結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧109

第五章 實尺寸鋼構屋動態加載實驗規劃與分析‧‧‧‧‧‧111

第一節 RBS 鋼梁與梁柱接頭火害前後動態加載實驗規

劃‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧111

第二節 RBS 鋼梁與梁柱接頭火害前動態加載實驗結果分

析‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧123

第三節 RBS 鋼梁與梁柱接頭火害後動態加載實驗結果分

析‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧131

第四節 火害前後識別結果與結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧134

第六章 實尺寸鋼構屋火害後之材料試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧137

第一節 樓板混凝土鑽心試體‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧137

第二節 樓板鋼筋試體‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧140

第三節 鋼材試片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧143

第四節 銲道試片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧147

第五節 小結‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧152

第七章 鋼結構火害後之檢測與安全評估‧‧‧‧‧‧‧‧‧153

第一節 鋼結構火害後之檢測初步指引‧‧‧‧‧‧‧154

第二節 鋼結構火害後之安全評估初步指引‧‧‧‧‧158

第八章 結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧163

附錄一 期初審查會議紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧167

附錄二 期中與期末審查會議紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧171

附錄三 專家學者座談意見回應‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧183

參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧191

 

 

表次

表

1-1 工作規劃甘特圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧4

表

2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【14】‧

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

9

表

2-2 英國 Cardington 七次火害實驗之部分結果【14】‧

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

9

表

2-3 建築鋼構件受害情形判定 (林慶元【60】)

‧‧‧

25

表

2-4 受火害構材之相關檢測實驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧27

表

4-1 火災前試驗載重‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧85

表

4-2 火災前後最終載重時桿件應變‧‧‧‧‧‧‧‧‧105

表

5-1 激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值(107/02/05)

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

123

表

5-2 激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值(107/02/06)

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

124

表

5-3 激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值(107/03/22)

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

128

表

5-4 激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值(107/07/25)

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

129

表

5-5 激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值(107/09/27)

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

131

表

5-6 激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值(107/09/28)

表

1-1

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

132

表

5-7 歷次試驗狀況之整理表格‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧135

表

6-1 樓板混凝土鑽心試體試值‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧138

表

6-2 鋼筋抗拉試值‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧141

表

6-3 火災前後鋼材抗拉試驗值‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧143

表

6-4 火災前後鋼材衝擊試驗值‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧143

表

6-5 火災前後銲道試片之抗拉試驗值‧‧‧‧‧‧‧‧149

圖次

圖

1-1 研究步驟與流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧3

圖

2-1 英國 Cardington 鋼構大樓之七次火害實驗範圍示意

圖

2-2

圖【14】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧8

圖

2-2 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖

圖

2-2

【55】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧11

圖

2-3 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗佈置圖

圖

2-2

【55】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧11

圖

2-4 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片【55】

‧

圖

2-2

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧12

圖

2-5 實驗區內南側小梁火害後照片【55】‧‧‧‧‧‧12

圖

2-6 實驗區樓板下方火害後照片【55】‧‧‧‧‧‧‧13

圖

2-7 實驗區樓板上方火害後照片【55】‧‧‧‧‧‧‧13

圖

2-8 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗

圖

2-2

示意圖【56】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15

圖

2-9 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗

圖

2-2

照片【56】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15

圖

2-10 2017 年台南歸仁 ABRI 火害實驗之 B 區西側大梁火

圖

2-2

害後照片【56】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16

圖

2-11 台南歸仁 ABRI 鋼構實驗屋火害前後靜載重實驗照

圖

2-2

片【55】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧20

圖

2-12 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害後小梁與樓板

圖

2-2

照片【55】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧20

圖

2-13 Reinstatement Survey Flow Chart (Smith【71】)‧29

圖

3-1 台南歸仁戶外實驗場之實尺寸鋼構實驗屋‧‧‧33

圖

3-2 本計畫預計實驗之切削減弱式接頭鋼梁(RBS 鋼梁)

圖

2-2

與其梁柱接頭‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34

圖

3-3 實尺寸鋼構實驗屋之 RBS 鋼梁現況‧‧‧‧‧‧35

圖

3-4 火災區劃空間示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧36

圖

3-5 樓板之熱電偶線佈設平面示意圖‧‧‧‧‧‧‧38

圖

3-6 純樓板之熱電偶斷面佈設情形‧‧‧‧‧‧‧‧39

圖

3-7 小梁上方樓板之熱電偶斷面佈設情形‧‧‧‧‧40

圖

3-8 外大梁上方樓板之熱電偶斷面佈設情形‧‧‧‧41

圖

3-9 內大梁上方樓板之熱電偶斷面佈設情形‧‧‧‧42

圖

3-10 鋼構件熱電偶配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧43

圖

3-11 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之紅色

●

圓圈

)‧

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧44

圖

3-12 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之粉紅色

●

圓圈

)

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧44

圖

3-13 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之橘色

●

圓圈

)‧

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧44

圖

3-14 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之黃色●

圓圈

)‧

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧45

圖

3-15 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之薄荷綠色

●

圓

圖  2‐2

    圈)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧45

圖

3-16 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之藍色

●

圓圈

)‧

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧46

圖

3-17 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之灰色

●

圓圈

)‧

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧46

圖

3-18 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 3-10 之綠色

●

圓圈

)‧

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧47

圖

3-19 鋼構件熱電偶佈設之局部現況‧‧‧‧‧‧‧‧47

圖

3-20 熱電偶樹配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧48

圖

3-21 小梁下熱電偶樹垂直佈設圖(圖 3-20 之紅色

●

圓圈

)

圖  2‐ 

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧49

圖

3-22 鋼承板下熱電偶樹垂直佈設圖(圖 3-20 之綠色

●

圓

圖  2‐2

    圈)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧50

圖

3-23 位移計配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51

圖

3-24 量測用參考鋼架‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧52

圖

3-25 位移計之架設細部說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧53

圖

3-26 ALC 隔間工程平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

圖

3-27 火害實驗區之隔間工程現況‧‧‧‧‧‧‧‧‧55

圖

3-28 梁柱被覆工程平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56

圖

3-29 被覆工程之局部現況‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56

圖

3-30 木框架燃料堆構造示意圖 (單位：mm)‧‧‧‧57

圖

3-31 18 組木框架堆放位置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧58

圖

3-32 火場大氣平均溫度歷時曲線圖【88】‧‧‧‧‧‧59

圖

3-33 A 區之火害實驗照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧62

圖

3-34 C 區之火害實驗照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63

圖

3-35 RBS 大梁位移計佈設圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧64

圖

3-36 RBS 大梁與南側小梁連接處變位歷時曲線圖‧‧65

圖

3-37 RBS 大梁中點變位歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧66

圖

3-38 RBS 大梁與北側小梁連接處變位歷時曲線圖‧‧67

圖

3-39 RBS 大梁火害後照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧68

圖

3-40 RBS 大梁熱電耦佈設圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧70

圖

3-41 RBS 大梁與南側小梁連接處溫度歷時曲線圖‧‧71

圖

3-42 RBS 大梁與北側小梁連接處溫度歷時曲線圖‧‧71

圖

3-43 A 區樓板受火害後之情形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧73

圖

3-44 C 區樓板受火害後之情形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧74

圖

3-45 A 區樓板中點變位歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧75

圖

3-46 C 區樓板中點變位歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧75

圖

3-47 A 區樓板中點溫度歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧77

圖

3-48 C 區樓板中點溫度歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧78

圖

3-49 A 區目標鋼梁西側熱電耦樹之溫度歷時曲線圖‧79

圖

3-50 C 區目標鋼梁東側熱電耦樹之溫度歷時曲線圖‧81

圖

4-1 鋼構屋加載圖(使用水桶加水模擬載重)‧‧‧‧‧86

圖

4-2 由消防栓連至一樓頂水桶進行水加載‧‧‧‧‧87

圖

4-3 使用連通管自動上方進行水加載(水為湖水)‧‧‧87

圖

4-4 表面附油漆的構件‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧88

圖

4-5 黏貼完成之應變計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧89

圖

4-6 鋼構屋梁上應變計佈置 (紅色=106 年期末之應變計

圖  2‐2

    架設(B12-B27)，黑色=新增 17 個應變計(C1-C17))

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧90

圖

4-7 鋼構屋柱上應變計佈置立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧91

圖

4-8 鋼構屋位移計的佈置(共 13 支垂直位移計)‧‧‧91

圖

4-9 吊掛水桶‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧92

圖

4-10 依設定位置擺放水桶‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧93

圖

4-11 固定位移計於角鋼上‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧93

圖

4-12 架設角鋼並施作防水措施‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧94

圖

4-13 應變計之測量儀器架設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧94

圖

4-14 位移計之量測儀器架設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧95

圖

4-20 火災前外小梁 1/2 處 C1 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    7.7E-5) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧96

圖

4-21 火災前內小梁 1/2 處 C2 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    1.0E-4) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧97

圖

4-22 火災前內小梁 1/2 處 C4 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    1.08E-4) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧97

圖

4-23 火災前外大梁 1/2 處 C6 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    6.4E-5) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧98

圖

4-24 火災前大梁 1/2 處 C7 應變歷時圖(最終應變:6.8E-5)

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧98

圖

4-25 火災前中央大梁 1/2 處 C8 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    0.8E-4)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧99

圖

4-26 火災前外大梁 1/2 處 C9 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    9.0E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧99

圖

4-27 火災前中央大梁 1/3 處 C10 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    0.90E-4)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧100

圖

4-28 火災前邊大梁 1/3 處 C15 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    0.48E-4)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧100

圖

4-29 火災前外側中央柱處 C16 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    1.17E-4)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧101

圖

4-30 火災後外小梁 1/2 處 C1 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    7.2E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧101

圖

4-31 火災後內小梁 1/2 處 C2 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    7.02E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧102

圖

4-32 火災後內小梁 1/2 處 C3 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    9.65E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧102

圖

4-33 火災後內小梁 1/2 處 C4 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    9.1E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧103

圖

4-34 火災後外大梁中央處 C5 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    4.73E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧103

圖

4-35 火災後外大梁中央處 C6 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    3.6E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧104

圖

4-36 火災後中央大梁 1/2 處 C8 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    8.32E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧104

圖

4-37 火災後中央大梁 1/3 處 C10 應變歷時圖(最終應變:

圖  2‐2

    8.38E-5)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧105

圖

4-38 火害前位移計最終(水桶滿水位時)變位實驗結果(單

圖  2‐2

    位：mm) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧107

圖

4-39 火害後位移計最終(水桶滿水位時)變位實驗結果(單

圖  2‐2

    位：mm) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧107

圖

4-40 火害後位移計最終(水桶洩水無水時)變位實驗結果

圖  2‐2

    (單位：mm)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧108

圖

5-1 實驗平台與鋼構實驗屋比例關係及區劃命名示意圖

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧111

圖

5-2 RBS 鋼梁與梁柱接頭預計進行之火害方案示意圖

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧111

圖

5-3 激振器於實驗平台架設位置‧‧‧‧‧‧‧‧‧113

圖

5-4 動態加載實驗加速規架設示意圖 (107/02/05、

圖  2‐2

    107/02/06)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧113

圖

5-5 動態加載實驗加速規架設示意圖 (107/03/22、

圖  2‐2

    107/09/27、107/09/28)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧114

圖

5-6 動態加載實驗加速規架設示意圖 (107/02/05、

圖  2‐2

    107/02/06)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧114

圖

5-7 MK-155U 離心質量激振器預組立後各元件示意圖

圖

2-2

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧116

圖

5-8 加速度量測系統‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧117

圖

5-9 加速度計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧117

圖

5-10 A/D 轉換器資料擷取卡‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧118

圖

5-11 積分器‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧118

圖

5-12 TOSHIBA Tosvert VF-S9 小型變頻器‧‧‧‧‧119

圖

5-13 107/02/05 及 107/02/06 實驗鋼構屋北側現況圖

圖  2‐2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧119

圖

5-14 107/02/05 及 107/02/06 實驗鋼構屋西側現況圖‧‧120

圖

5-15 量測架與實驗鋼構屋被防火綿覆蓋及填塞‧‧‧121

圖

5-16 實驗鋼構屋下方隔震平台之隔震墊被不明人士焊住

圖  2‐2

    固定‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧122

圖

5-17 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/02/05)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧122

圖

5-18 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/02/06)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧124

圖

5-19 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/02/06)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧127

圖

5-20 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/03/22)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧129

圖

5-21 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/07/25)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧130

圖

5-22 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/09/27)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧132

圖

5-23 各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函數

圖  2‐2

    (107/09/28)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧133

圖

6-1 樓版混凝土鑽心取樣點‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧138

圖

6-2 樓板混凝土鑽心試體抗壓試驗之應力-夾頭應變曲

圖  2-2

    線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧139

圖

6-3 樓版鋼筋取樣位置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧140

圖

6-4 樓版#3、#4 鋼筋試體編號‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧141

圖

6-5 樓版#3、#4 鋼筋拉力試驗之應力-夾頭應變曲線‧142

圖

6-6 火害前鋼材顯微組織金相試驗‧‧‧‧‧‧‧‧144

圖

6-7 火害後鋼材顯微組織金相試驗‧‧‧‧‧‧‧‧145

圖

6-8 火害後鋼材顯微組織金相試驗‧‧‧‧‧‧‧‧146

圖

6-9 銲道試片取樣位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧147

圖

6-10 火害前後銲道試片之里氏硬度分布圖‧‧‧‧‧148

圖

6-11 火害前銲道試片顯微組織金相試驗‧‧‧‧‧‧150

圖

6-12 火害後銲道試片顯微組織金相試驗‧‧‧‧‧‧151

圖

7-1 火害結構安全鑑定作業流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧153

圖

7-2 火害後檢測作業流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧154

圖

7-3 鋼構屋小梁及 Deck 樓版拆卸與取樣位置平面圖‧‧ 

圖  2-2

    ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧156

圖

7-4 以大梁中心線為切割線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧157

圖

7-5 火害後安全評估作業流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧158

圖

7-6 主要火害之小梁及次要火害之鋼承樓版圖示‧‧160

圖

7-7 小梁新設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧161

圖

7-8 剪力釘及 Deck 版新設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧161

 

摘 要

關鍵詞：切削減弱式接頭、梁柱接頭、實尺寸鋼構實驗屋、火害實驗 一、研究緣起 鋼構建築因為施工快速、耐震性能優良，已廣為我國中、高層建築與大型購物商 場所採用，為了符合我國鋼結構耐震設計規範中，對於韌性抗彎矩構架之梁柱接頭的 塑性轉角或層間位移角之要求，國內業界對於大梁，在其梁柱接頭處多採用切削減弱 式接頭(Reduced Beam Section，簡稱 RBS 接頭)，此種接頭主要針對大梁於梁柱接頭 處之梁翼板進行圓弧形或梯形切削，使得地震發生時，其大梁在兩端之切削減弱處先 形成塑性鉸，吸收能量，讓塑性鉸移離柱面，進而達到保護大梁與鋼柱接合之銲道， 避免產生 1994 年美國北嶺地震，造成梁柱接頭銲道斷裂之破壞。 切削減弱式梁柱接頭具有良好的塑性變形能力與韌性，且較為經濟，能有效提升 鋼構建築之耐震能力，因此廣為國內業界所採用；火害時，因鋼柱與大梁相連接，將 提供大梁束制，火害初期，大梁因熱膨脹而承受軸壓力與負彎矩，火害後期，大梁則 受到懸垂拉力與收縮拉力，由於減弱式梁柱接頭主要在梁翼板進行切削處理，造成大 梁在切削減弱處之側向(弱軸)勁度減弱與大梁斷面縮減，是否會影響大梁的耐火性能， 值得注意與研究，將可透過實尺寸鋼構屋的火害實驗，探討切削減弱式大梁於火害下 真實的結構行為與破壞模式。另外，從英國 BRE 所進行的 Cardington 大型火害實驗 結果得知：鋼梁在受到懸垂效應與冷卻收縮時，梁柱接頭的銲道與螺栓強度將直接影 響鋼構建築火害中的安全，由於國內鋼構建築之梁柱接頭形式，及其銲接與栓接方法 與歐洲不同，因此我國常用之梁柱接頭的銲道與螺栓在火害中之行為與耐火能力，亦 可透過實尺寸鋼構屋的火害實驗加以研究。且透過火害實驗前後的靜態與動態載重實 驗與分析，探討切削減弱式大梁與梁柱接頭之鋼柱部分受到火害後，對鋼構實驗屋載 重能力與結構系統參數之影響。 二、研究方法及過程 本計畫主要針對實尺寸鋼構實驗屋內的「切削減弱式接頭鋼梁(RBS 鋼梁)」和「梁 柱接頭」來進行火害相關的研究，因此，本研究團隊將在實尺寸鋼構實驗屋內包含切 削減弱式接頭鋼梁與其梁柱接頭的部分區劃空間，進行火災實驗，探討切削減弱式接 頭鋼梁與其梁柱接頭於真實結構束制情況下的真實火害行為，另為研究鋼構實驗屋在

部分區劃空間受到火害對整體結構安全影響，本計畫於火害前後進行靜態與動態加載 實驗與分析，藉以探討整體鋼構實驗屋和切削減弱式接頭鋼梁與其梁柱接頭於真實火 害前後的載重能力變化。 三、重要發現 (1) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗在 40 kg/m2木條(即 604 MJ/m2 )所組成 18 個木堆 的火載量(43488 MJ)平分在兩個火害區間燃燒下，其中 RBS 大梁、小梁與樓板的 撓曲變位值皆未超過我國 CNS 標準所規定撓曲量的破壞判定值。 (2) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗發現：火害中 RBS 大梁之兩端下翼板切削處變 形大，造成連接板與下翼板切削處的錯動，顯示 RBS 鋼梁在切削處之防火被覆 厚度與防火時效應妥善設計，其防火被覆應予以加厚。南側邊柱翼板發生局部挫 屈顯示鋼柱為結構物承重的主角，必須有良好的防火措施，而避免直接受火。 (3) 比較 A 區(未受火害區)與 C 區(105 年 11 月火害實驗後修復區)鋼承樓板之變位歷 時曲線，可知 C 區的殘餘變位比 A 區小得多，其原因為 C 區的鋼承樓板與小梁 是由雙排剪力釘連接，C 區鋼承樓板與小梁的複合作用較佳，隨溫度降到室溫， 強度與勁度恢復佳，故回彈量較多。 (4) 鋼構實驗屋的靜態加載實驗結果顯示：火害後大梁、小梁與柱之應變均略小於火 害前之結果。在火害後應變計的量測中 A 區(未受火害區)與 C 區(105 年 11 月火 害實驗後修復區)的小梁應變相差不大，但變位卻相差很大，此亦說明火災後 A 區混凝土版與小梁之間的剪力釘應已破壞，混凝土版與小梁之間已有間隙。 (5) 鋼構實驗屋的動態加載實驗結果顯示：RBS 大梁與梁柱接頭受火害而損壞時， 整體鋼構實驗屋結構的自然頻率會小幅降低，約為 2.4%。 (6) 火害後樓板混凝土強度之損失受到樓板構件受火害的溫度與火害後的取樣時間 所影響，B 區(106 年 5 月火害實驗區)混凝土強度損失量約為 17%，而 C 區(105 年 11 月火害實驗區)混凝土強度損失量約為 10%，其原因為 C 區的火害實驗較 B 區早約 5 個月進行，因此 C 區的混凝土中有較長的時間吸收水份，使得強度恢 復較佳。樓板鋼筋試體受混凝土保護，樓板鋼筋所受到的最高溫度皆未超過 500℃，未達鋼材之變態點溫度(723℃)，且火場高溫並未持續太久，故抗拉強度 與伸長率與未受火害的試體差異不大。

(7) 火害區之小梁鋼材因受到 1000℃以上之火害高溫影響，使得鋼材在火害後的強 度有顯著的損失，降伏強度下降約 18%，抗拉強度下降約 9%。火害後鋼材之衝 擊試驗吸收能的平均值上升約 20%，顯示鋼材在火害後的韌性比火害前高。 (8) 火害區之小梁鋼材火害前後的金相試驗結果顯示：火害後鋼材之晶粒組織較火害 前為大，其原因為小梁鋼材在火害時最高溫達 1000℃以上，高於鋼材之變態點 溫度 723℃，當其慢慢冷卻回到常溫時，鋼材之晶粒組織因再結晶而有變粗大之 現象。 (9) 銲道試片的抗拉試驗結果顯示：火害後抗拉強度略微下降，火害後抗拉強度平均 下降約 1.4%。 (10) 本計畫建立火害後混凝土、鋼材、鋼筋與銲道等材料性質資料，可供業界參考運 用，另提出鋼結構火害後檢測與安全評估初步指引之作業流程與與注意事項。 四、主要建議事項 建議一 實尺寸鋼構屋之鋼柱火害行為研究：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國立成功大學、中國鋼鐵結構股份有限公司 鋼柱是鋼構建築中最重要之構件，其在火場中的耐火能力對整體建築結構之安全 影響甚鉅，依照鋼柱在建築中的位置常可區分為角柱、邊柱、內柱，此三種鋼柱與鋼 梁的連接方式不同，因此形成不同的柱端束制邊界條件，一般標準爐採簡支端的鋼柱 耐火實驗無法真實瞭解角柱、邊柱、內柱的耐火能力，因此，研究鋼柱於實際鋼構建 築真實束制邊界條件下之火害行為，實有其必要性。 建議二 實尺寸鋼構屋構架與梁柱接頭於火害前後動態行為之研究：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、國家地震工程研究中心

鋼構建築受到火災侵襲後，其構件與梁柱接頭之銲道、螺栓，常因火場的高溫與 冷卻方式(消防水柱噴灑冷卻或自然冷卻)造成材質變化，瞭解此種材質變化是否會影 響鋼構建築的耐震能力至為重要，吾人可透過火害後實尺寸鋼構屋構架的振動台實驗 進行相關研究。

Abstract

Keywords: RBS Connections, Beam-to-Column Connections, Full-Scale Steel Experimental Building, Fire Test

Due to fast construction and superior seismic resistance, steel structures have been widely used in the middle and high rise buildings and the shopping malls in Taiwan. In order to meet the plastic rotation and inter-story drift angle requirements for beam-to-column connections of special moment frames in our country’s seismic design code for steel structures, Reduced Beam Section (RBS) connections are frequently used in the girder-to-column connections of steel buildings by the domestic industry. This kind of connections mainly make the radius-cut or tapered-cut profile in the beam flanges near a beam-to-column connection as the reduced beam section. When an earthquake occurs, the reduced beam sections might form plastic hinges to absorb energy and to keep the plastic hinge away from the column face so as to protect the weld pass connecting beam flanges and column faces. This kind of RBS connections could effectively prevent the weld pass fractures in the beam-to-column connections occurred in the 1994 Northridge Earthquake in the US.

The RBS connections, which possess good plastic deformation ability and toughness and are more economic, could effectively improve the seismic resistance of steel buildings. Hence, this kind of beam-to-column connections are widely adopted in our domestic steel construction industry. In fire, steel columns will provide restraints for steel girders. Due to thermal expansion, in the initial stage of fire, the steel girders are subjected to axial compressions and negative moments in the connections. In the later stage of fire, the steel girders are usually subjected to tensions from catenary effect and cooling shrinkage. Because RBS connections have weaker lateral (weak-axis) stiffness and small section area, it is worth noticing and studying whether the reduced section will affect the fire resistance of the girders using RBS connections. Therefore, through the real fire test of a steel experimental house, we can study the real structural behavior and failure modes of the girder using RBS connections. Besides, the UK BRE Cardington fire tests show that the weld pass strength and bolt strength of steel girders in the catenary effect and cooling shrinkage will directly affect the fire safety of steel structures. The beam-to-column connection types used in our country are different from those used in Europe, so the behaviors and fire resistance of welds and bolts in fire can be studied through the fire tests

system parameter variations of the steel experimental building due to the RBS girder before and after fire can be obtained from the static and dynamic loading experiments for the full-scale steel experimental house.

The important findings of this research project are as follows:

(1) Two zones (A-zone & C-zone) in the experimental building were burned by the fire load of 43488 MJ, which was composed of eighteen wood cribs stacked by the wood strips of 40 kg/m2 (i.e. 604 MJ/m2) in weight. The downward displacements of the RBS girder, beams and slabs in the two zones did not exceed the failure displacement limits determined by the CNS Standards of our country.

(2) The fire test result of the experimental steel building showed that the reduced bottom flange part in both ends of the RBS girder had large deformation in fire. This result indicated that thicker fireproofing and longer fire rate were needed in the RBS connections. In addition, the steel column in the south end of the RBS girder had flange local buckling in fire. This result showed that steel columns must have good fireproofing to avoid fire damage.

(3) The slab displacement-time curves of A-zone and C-zone in fire showed that the residual slab displacement of C-zone was much smaller than that of A-zone. This is due to twice number of shear studs were utilized in C-zone between slab and steel beams, and the composite effect of C-zone slab and steel beams were better. The strength and stiffness of C-zone slab recovered much better when temperature decreased back to room temperature. As a result, the slab displacement of C-zone rebounded more.

(4) The static loading test result of the experimental steel building showed that the strain gauge results from post-fire girders, beams and columns were slightly smaller than those of pre-fire girders, beams and columns. Besides, the strain gauge measurements of post-fire steel beams in A-zone and C-zone were similar, but the displacement measurements of post-fire steel beams in A-zone and C-zone had big differences. This result showed that some shear studs between concrete slab and steel beams in A-zone had broken.

(5) The dynamic loading test result of the experimental steel building showed that the natural frequency of the whole experimental steel building decreased 2.4% when the RBS girder and its girder-to-column connections were fire damaged.

(6) The post-fire concrete strength loss of slab was affected by the high temperature in fire and the time to test the sample. The concrete strength loss of B-zone slab was about 17% and the concrete strength loss of C-zone slab was about 10%. Because the C-zone fire test was earlier than the B-zone fire test for five months, the concrete slab in C-zone had longer time to absorb water and the strength recovered better. Besides, the highest temperatures of rebars in concrete slab were lower than 500℃ and the duration of highest temperatures did not last long in fire, so the tensile strength and elongation of post-fire rebar were similar to those of pre-fire rebar.

(7) Because the steel beam material in the fire zone was exposed to 1000℃ high temperature, the post-fire strength of steel beam material decreased significantly. The yield strength decreased 18% and the tensile strength decreased 9%. The averaged absorbed energy of the post-fire steel beam material in the Charpy V-notch test increased 20%. This test result indicated that the toughness of post-fire steel beam material was higher than that of pre-fire steel beam material.

(8) The metallographic test results of pre-fire and post-fire steel beam material showed that the grain sizes of post-fire steel were larger than those of pre-fire steel. It is due to the steel beam temperature in fire was greater than 1000℃ which was greater than the phase transformation temperature (723℃). The grains of steel recrystallized and grew bigger when the steel cooled down slowly back to room temperature.

(9) The tensile test results of weld pass specimens showed that the averaged tensile strength of the post-fire weld pass specimens decreased 1.4% in this fire test.

(10) This project developed the post-fire material property database of concrete, steel, rebar and weld pass for the reference of industry, and also proposed the preliminary guidelines of inspections and safety evaluations for post-fire steel structures.

This project proposes two immediate strategies.

For the first immediate strategy:

Columns are the most important components in steel buildings. The fire-resistant performances of steel columns in fire play a very important role in building’s structural safety. According to the locations in buildings, steel columns are usually categorized into three types, which are corner columns, exterior columns and interior columns. The three types of columns have different ways to connect with girders and result in different column end restraint boundary conditions. Testing simply connected steel columns in a standard furnace cannot understand the realistic fire-resistant performances of corner columns, exterior columns and interior columns. Hence, it is necessary to study the structural behaviors of steel columns with realistic restraint boundary conditions in a realistic steel building in fire.

For the second immediate strategy:

After fire attacking a steel building, the high temperatures and cooling methods (water cooling or air cooling) may result in the material property variations of the structural components and weld passes and bolts in the beam-to-column connections. It is very important to understand whether this kind of material property variations will influence the seismic-resistant performance of the steel building. We can perform the shake table tests for the post-fire full-scale steel building frames to study the post-fire seismic-resistant performance of steel buildings.

第一章

緒論

第一節

研究緣起與背景

鋼構建築因為施工快速、耐震性能優良，已廣為我國中、高層建築與大型購物商 場所採用，為了符合我國鋼結構耐震設計規範中，對於韌性抗彎矩構架之梁柱接頭的 塑性轉角或層間位移角之要求，國內業界對於大梁，在其梁柱接頭處多採用切削減弱 式接頭(Reduced Beam Section，簡稱 RBS 接頭)，此種接頭主要針對大梁於梁柱接頭 處之梁翼板進行圓弧形或梯形切削，使得地震發生時，其大梁在兩端之切削減弱處先 形成塑性鉸，吸收能量，讓塑性鉸移離柱面，進而達到保護大梁與鋼柱接合之銲道， 避免產生1994 年美國北嶺地震，造成梁柱接頭銲道斷裂之破壞。 切削減弱式梁柱接頭具有良好的塑性變形能力與韌性，且較為經濟，能有效提升 鋼構建築之耐震能力，因此廣為國內業界所採用；火害時，因鋼柱與大梁相連接，將 提供大梁束制，火害初期，大梁因熱膨脹而承受軸壓力與負彎矩，火害後期，大梁則 受到懸垂拉力與收縮拉力，由於減弱式梁柱接頭主要在梁翼板進行切削處理，造成大 梁在切削減弱處之側向(弱軸)勁度減弱與大梁斷面縮減，是否會影響大梁的耐火性能， 值得注意與研究，將可透過實尺寸鋼構屋的火害實驗，探討切削減弱式大梁於火害下 真實的結構行為與破壞模式。另外，從英國BRE 所進行的 Cardington 大型火害實驗 結果得知：鋼梁在受到懸垂效應與冷卻收縮時，梁柱接頭的銲道與螺栓強度將直接影 響鋼構建築火害中的安全，由於國內鋼構建築之梁柱接頭形式，及其銲接與栓接方法 與歐洲不同，因此我國常用之梁柱接頭的銲道與螺栓在火害中之行為與耐火能力，亦 可透過實尺寸鋼構屋的火害實驗加以研究。且透過火害實驗前後的靜態與動態載重實 驗與分析，探討切削減弱式大梁與梁柱接頭之鋼柱部分受到火害後，對鋼構實驗屋載 重能力與結構系統參數之影響。

第二節

研究目的與方法

本計畫的主題是針對貴所在台南歸仁戶外實驗場中既有的實尺寸鋼構實驗屋內 的「切削減弱式接頭鋼梁(RBS 鋼梁)」和「梁柱接頭」來進行火害相關的研究，因此， 本研究團隊將在實尺寸鋼構實驗屋內包含切削減弱式接頭鋼梁與其梁柱接頭的部分 區劃空間，進行火災實驗，藉以研究此區劃空間內切削減弱式接頭鋼梁與其梁柱接頭 於真實的結構束制情況下受真實火害之行為，此外，為了研究此鋼構實驗屋在部分區 間受到火害後對整體結構之影響，本計畫亦將於火害前後對此鋼構實驗屋進行靜態與 動態加載實驗與分析，藉以探討整體鋼構實驗屋和切削減弱式接頭鋼梁與其梁柱接頭 於真實火害前後的載重能力變化。本研究計畫之具體研究目的可歸納如下： (1) 進行實尺寸鋼構屋內切削減弱式大梁(RBS)之火害實驗。 (2) 進行實尺寸鋼構屋之梁柱接頭火害實驗。 (3) 進行鋼構屋切削減弱式大梁與梁柱接頭火害後之靜態結構行為之研究。 (4) 進行鋼構屋切削減弱式大梁與梁柱接頭火害後之動態結構行為之研究。 (5) 進行鋼結構火害後檢測與安全評估初步指引之研議。 (6) 建立火害後混凝土、鋼材、鋼筋與螺栓等材料性質資料，供業界參考。 本計畫將進行實尺寸鋼構造實驗屋內「切削減弱式接頭鋼梁(RBS 鋼梁)」和「梁 柱接頭」的真實火害實驗、鋼構造實驗屋之靜態載重實驗與動態載重實驗等大型結構 實驗，由於實驗規模大，動員之人力與物力多，各實驗皆有其需注意之細節與問題， 因此研究團隊將在本計畫執行之初召開 1 至 2 次專家學者座談會議，邀請建研所長 官、火災實驗專家學者、大型結構實驗專家學者參加，特別針對 RBS 鋼梁與其梁柱 接頭在火害中的可能行為、火害實驗之中止條件實驗、火災區劃空間設計、火載量、 開口設計、儀器量測…等重要問題進行討論，以期在各項實驗前有充分之準備，有關 本計畫將進行的「實尺寸鋼構屋靜態加載實驗」、「實尺寸鋼構屋動態加載實驗」、 「實尺寸鋼構屋之切削減弱式接頭鋼梁(RBS)與梁柱接頭之火害實驗」等三種大型實 驗的研究與實驗方法，將分別於本報告之第三章、第四章、第五章詳細敘述，而本計 畫的主要研究方法、步驟與進度將於下一節說明。

第三節

研究步驟流程與進度說明

圖

1-1 研究步驟與流程

(本研究整理)

進行專家學者座談討論實尺寸鋼 構實驗屋之「火害實驗」、「靜態 載重實驗」、「動態載重實驗」的 問題 進行各項實驗所需的設計規劃 與實驗相關之準備工作與工程 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「動態載重實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋內RBS 鋼 梁與其梁柱接頭之「火害實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「靜態載重實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「動態載重實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「靜態載重實驗」 資料整理與綜合研析 蒐集國外實尺寸鋼構屋之「火害 實驗」、「靜態載重實驗」、「動態 載重實驗」的相關文獻資料

表

1-1 工作規劃甘特圖

月次 工作項目 第 1 個 月 第 2 個 月 第 3 個 月 第 4 個 月 第 5 個 月 第 6 個 月 第 7 個 月 第 8 個 月 第 9 個 月 第 10 個 月 第 11 個 月 備 註 蒐集國外實尺寸鋼構屋之 「火害實驗」、「靜態載重實 驗」、「動態載重實驗」的相 關文獻資料



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進行專家學者座談

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實尺寸鋼構屋「靜態載重實 驗」之各項準備工作

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實尺寸鋼構屋「動態載重實 驗」之各項準備工作

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RBS 鋼梁與其梁柱接頭「火害 實驗」之各項準備工作

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期中報告撰寫

 

進行火害前實尺寸鋼構屋之 「靜態載重實驗」

 

進行火害前實尺寸鋼構屋之 「動態載重實驗」

 

進行 RBS 鋼梁與其梁柱接頭 之「火害實驗」

 

進行火害後實尺寸鋼構屋之 「靜態載重實驗」

 

進行火害後實尺寸鋼構屋之 「動態載重實驗」

 

期末報告和成果報告撰寫

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



預 定 進 度 ( 累 積 數 ) 8 % 18 % 26 % 36 % 46 % 58 % 72 % 86 % 96 % 98 % 100 % 說明：１工作項目請視計畫性質及需要自行訂定，預定研究進度以粗線表示其起訖日 期。 ２預定研究進度百分比一欄，係為配合追蹤考核作業所設計。請以每 1 小格粗 組線為 1 分，統計求得本計畫之總分，再將各月份工作項目之累積得分(與 之前各月加總)除以總分，即為各月份之預定進度。 ３科技計畫請註明查核點，作為每 1 季所預定完成工作項目之查核依據。

(本研究整理)

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，本研究團隊已完成火害前實 尺寸鋼構屋的「靜態加載實驗」和「動態加載實驗」，有關實尺寸鋼構屋內「RBS 鋼梁與其梁柱接頭的火害實驗」，目前已完成火害實驗區的隔間、鋼構件與鋼承樓 板熱電耦線的佈設、熱電耦樹的組裝、位移計之佈設…等大部分的火害實驗佈置工 作，並於2018 年 6 月 15 日，舉辦了第一次專家學者座談會，邀集國內專家學者， 與貴所長官和同仁進行研討，與會長官與專家學者提供本計畫在「實尺寸鋼構屋靜 態加載實驗」、「實尺寸鋼構屋動態加載實驗」、「實尺寸鋼構屋之RBS 鋼梁與其 梁柱接頭的火害實驗」等三個大型實驗許多寶貴意見，本研究之現地火害實驗已於 2018 年 8 月 10 日完成。

第二章 資料蒐集與文獻回顧

第一節

鋼結構於高溫火害中之行為

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 的行為與強度，但這些構件或次構件在鋼結構建築中與其他構件相連接，其真實的邊 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 的八層樓實尺寸鋼構架屋在 1993 年至 2003 年之間進行 了七次火害實驗【12,13,14】，此為目前全球所進行過最大型的實尺寸構架屋火害實 驗，各次實驗範圍如圖2-1 所示，各次實驗所採用的區劃空間面積、火載量、載重如 表2-1 所示，七次實驗的部分結果如表 2-2 所示，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，此外，英國鋼構建築 之梁柱接頭為end-plate connection、小梁與大梁接頭為 fin-plate connection 皆與我國 不盡相同，因此本土實尺寸鋼構建築火害實驗有其必要。

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2-1 英國 Cardington 鋼構大樓之七次火害實驗範圍示意圖【14】

(本研究整理)

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2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【14】

(本研究整理)

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2-2 英國 Cardington 七次火害實驗之部分結果【14】

(本研究整理)

2016 年鍾興陽等人【55】在成大歸仁校區之貴所戶外實驗場進行我國第一次的 現地實尺寸鋼構實驗屋的火害實驗，此火害實驗之目的在研究實尺寸鋼構實驗屋內受 到真實束制條件的部分剪力連接複合鋼梁(複合小梁)在真實火災中的結構行為，因此， 研究團隊在實尺寸鋼構實驗屋內的進行局部區劃空間的隔間，並在此局部區劃空間內 進行複合小梁的真實火災實驗，圖2-2 與圖 2-3 為該次火害實驗之示意圖與佈置情形， 該次實驗以48 個大水桶置於鋼構實驗屋頂樓做為加載容器(如圖 2-3(a)所示)，火害實 驗區內以 9 組木條組成之木框架做為燃料(如圖 2-3(b)所示)，圖 2-4 為火害實驗之照 片，本次針對剪力連接複合鋼梁所進行的實尺寸鋼構實驗屋現地火害實驗所獲致的結 論如下: (1) 在 40kg/m2_{木條(即：604 MJ/m}2_{)所組成 9 個木堆的火載量(21744 MJ)燃燒下，} 小梁與樓板下陷的變位值皆未超過我國 CNS 規範所規定下陷量的破壞判定值； 火害實驗中，小梁中點的最大變位量為82 mm，樓板中點的最大變位量為 94

mm，火害實驗後，小梁中點的變位量回彈至約 43 mm，樓板中點的變位量回 彈至約50 mm，本實驗的樓板內埋設有拉力鋼筋與雙向的溫度鋼筋。 (2) 在真實剪力連接束制條件下的複合小梁受火害的結構行為與單一無束制簡支 承複合小梁在標準爐中進行火害試驗之結構行為有所不同。以本實驗為例，真 實剪力連接束制條件的複合小梁在火害初期因受熱膨脹而先向外伸長，但在膨 脹伸長的同時也受到小梁兩端與大梁剪力接合所產生之束制壓力，另外，由於 小梁西側連接內大梁，東側連接外大梁，因此西側內大梁端的束制力較強，造 成小梁西側的下翼板有明顯的側向扭轉挫曲現象發生，之後，由於火害高溫造 成小梁的勁度與強度折減，小梁垂直向產生大變位，形成懸垂效應。 (3) 初步觀察小梁兩端接頭火害後的情形發現：小梁兩端由剪力片與腹板螺栓接合 所形成剪力接頭，在火害初期小梁膨脹伸長時，剪力片與腹板之間的摩阻力應 該已被克服，之後，小梁在垂直向發生大變位，形成懸垂效應，使得小梁兩端 向中央移動，以上行為可以由剪力片與腹板接觸面摩擦的痕跡看出，此外，剪 力片與小梁的腹板之間可以看出明顯的間隙，說明螺栓在火害後可能已經有鬆 弛的現象，如圖2-5 所示。 (4) 初步觀察樓板火害後的情況發現：樓板下方的鋼承版發生局部挫屈，以及鋼承 版接縫處受熱膨脹擠壓出空隙，可從縫隙中看出混凝土與鋼承版已分離，而自 實驗區上方樓板觀察可以明顯看到混凝土開裂之裂縫，初步發現裂縫大致發生 在樓板的角隅與四周，如圖2-6 與圖 2-7 所示。

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2-2 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖【55】

(本研究整理)

(a) 頂樓之大水桶加載 (b) 燃料用木框架 (c) 火害實驗區內之兩支小梁 (d) 火害實驗前之佈置

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2-3 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗佈置圖【55】

(本研究整理)

(a) 點火後 18 分 57 秒 (b) 點火後 31 分 12 秒

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2-4 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片【55】

(本研究整理)

(a) 全梁段變位 (b) 東側接頭 (c) 西側接頭

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2-5 實驗區內南側小梁火害後照片【55】

(本研究整理)

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2-6 實驗區樓板下方火害後照片【55】

(本研究整理)

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2-7 實驗區樓板上方火害後照片【55】

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2017 年鍾興陽等人【56】繼續在成大歸仁校區之貴所戶外實驗場進行現地實尺 寸鋼構實驗屋的火害實驗，此火害實驗之主要目的在研究實尺寸鋼構實驗屋內受到真 實束制條件的部分有被覆和無被覆之彎矩連接鋼梁(大梁)和剪力連接鋼梁(小梁)在真 實火災中的結構行為，圖 2-8 為本次火害實驗之示意圖，本次實驗亦採用 48 個大水 桶置於鋼構實驗屋頂樓做為加載容器，如 2016 年火害實驗【55】之圖 2-3(a)所示， 火害實驗區內以18 組木框架(9 組2)做為燃料，兩個火害實驗區(B 區與 D 區)各佈置 9 組，每區之排列如 2016 年火害實驗【55】之圖 2-3(b)所示，圖 2-9 為火害實驗之照 片，本次針對彎矩連接鋼梁(大梁)所進行的實尺寸鋼構實驗屋現地火害實驗所獲致的 結論如下: (1) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗在 40 kg/m2 木條(即：604 MJ/m2)所組成 18 個木堆的火載量(43488 MJ)平分在兩個火害區間燃燒下，其中之大梁、小梁與 樓板下陷的變位值皆未超過我國 CNS 標準所規定下陷量的破壞判定值；火害

實驗中，無防火被覆之大梁中點的最大變位量為10 mm，有防火被覆之大梁中 點的最大變位量為6.11 mm，無防火被覆之小梁中點的最大變位量為 68 mm， 有防火被覆之小梁中點的最大變位量為12.5 mm，無防火被覆小梁之樓板中點 的最大變位量為 70.5 mm，有防火被覆小梁之樓板中點的最大變位量為 15.1 mm；火害實驗後，有防火被覆之大梁、小梁與樓板皆回彈至火害實驗前的平 衡位置，無防火被覆大梁中點的變位量上拱至14 mm，無防火被覆小梁中點的 變位量回彈至29 mm，無防火被覆小梁的樓板中點的變位量回彈至 24.7 mm， 本實驗的樓板內埋設有拉力鋼筋與雙向溫度鋼筋。 (2) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗發現：在真實彎矩連接束制條件下的大梁受火 害的結構行為與單一無束制的鋼梁在標準爐中進行火害試驗之結構行為有所 不同。以本實驗為例，真實彎矩連接束制條件的大梁(邊梁)在火害初期因受熱 而膨脹，但在膨脹時亦會受到大梁兩端與鋼柱彎矩接合所產生之束制軸向壓力， 由於大梁之一端連接角柱，另一端連接邊柱，火害中邊柱端給予大梁的束制壓 力較強，再加上原先樓板載重施予大梁接頭負彎矩所產生之壓應力，因而造成 大梁下翼板的局部挫屈，此外，大梁(邊梁)的中段與兩支小梁連接處，因受到 兩支小梁受高溫火害後變形伸長，也有輕微向外的側向扭轉挫屈發生，當大梁 冷卻到常溫時，整體大梁亦被發現到有上拱之現象，圖3-10 為 B 區西側大梁 火害後之情形。

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2-8 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖【56】

(本研究整理)

(a) B 區點火後 11 分 45 秒 (b) D 區點火後 16 分 22 秒

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2-9 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片【56】

(本研究整理)

(a) 全梁段變位 (b) 北端接頭 (c) 南端接頭

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2-10 2017 年台南歸仁 ABRI 火害實驗之 B 區西側大梁火害後照片【56】

(本研究整理)

Varma 等人【15】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【16】以三維非線性有限元素 軟體模擬一棟5 跨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【17】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。

第二節

鋼結構於高溫火害後之行為

如同前一節「鋼結構於高溫火害中之行為」之研究，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【18】 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【19】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【20】 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【21】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【22】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，