鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(2/3)－耐震補強式接頭火害行為研究

震結 補構 強耐 式震 接韌 頭性 火梁 害柱 行接 為頭 研之 究耐 火 性 能 研 究 (2/3) 內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告 100 年 度

鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研

究(2/3)-耐震補強式接頭火害行為研究

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告

中華民國 100 年 11 月

100-301070000G-1045

鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能

研究(2/3)-耐震補強式接頭火害行為

研究

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告

中華民國 100 年 11 月

研 究 人 員 ： 李鎮宏 副研究員

Architecture and Building Research Institute, Ministry

of the Interior

Research Project Report

The Study of Fire Performance of Steel Seismic

Ductile Beam- Column Connections in Fire(2/3)-Fire

Behavior of Steel Retrofitted Connections with

Stiffeners

By

Chen-Hung, Lee

目次

表次………Ⅱ 圖次………Ⅲ 摘要………V 第一章 緒論………1 第一節 研究緣起與背景………1 第二節 文獻回顧 ………2 第三節 研究目的………8 第二章 梁柱接頭火害實驗規劃 ………13 第一節 前言………13 第二節 試體鋼材與銲材介紹………15 第三節 梁柱接頭試體製作………18 第四節 側板補強梁柱接頭………28 第五節 圓弧切削梁柱接頭………29 第三章 鋼結構梁柱接頭火害實驗結果 ………71 第一節 側板補強接頭火害實驗結果(試體 C)………71 第二節 圓弧切削接頭火害實驗結果(試體 D)………75 第三節 實驗結果 ………79 第四章 梁柱接頭火害分析與驗證 ………83 第一節 前言………83 第二節 火災-結構部份耦合數值分析 ………83

耐震補強式接頭火害行為研究 第四節 數值模擬與驗證………93 第四章 結論與建議………105 第一節 結論………105 第二節 建議………106 附錄一 CNS 12514建築物構造部分耐火試驗法建議增修條文內容………107 參考書目 ………109

表次

表 2-1 試體鋼材與銲材表...32 表 2-2 試體鋼材強度表...32 表 2-3 SN490B 鋼材之化學材料規格表 ...33 表 2-4 SN490B 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減...34 表 2-5 SN490B 鋼材在各溫度折減 ...34 表 2-6 SN490C 鋼材之化學材料規格表...35 表 2-7 SN490C-FR 鋼材之化學材料性質 ...35 表 2-8 SN490C-FR 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減 ...36 表 2-9 SN490C-FR 鋼材在各溫度折減 ...36 表 2-10 KF330×KW-3 銲材化學成份表...37 表 2-11 KF330×KW-3 銲材機械材料性質表...37 表 2-12 TWE-711 銲材化學成份表 ...37 表 2-13 TWE-711 銲材機械材料性質表 ...37 表 2-14 TWE-721 銲材化學成份表 ...37 表 2-15 TWE-721 銲材機械材料性質表 ...38 表 2-16 TL-76A1 銲材化學成份表 ...38 表 2-17 TL-76A1 銲材機械材料性質表 ...38 表 2-18 高溫試驗量測點位表...39 表 2-19 溫度量測點位明細表...39 表 2-20 LP-400FX 位移計規格表 ...40

耐震補強式接頭火害行為研究

表 2-22 扭力扳手規格表 ...40

表 4-1 ABAQUS/Standard 常用單位系統簡介 ...94

表 4-2 各溫度下螺栓預力折減係數...94

圖次

圖 1-1 接頭型式 10 圖 1-2Cardington 火場破壞照片 11 圖 1-3 汐止東方科學園區大火照片 11 圖 2-1 實尺寸試體示意圖 41 圖 2-2 中鋼公司 SN490B 鋼材證明 42 圖 2-3 SN490B 鋼材在各溫度下之極限強度與降伏強度 43 圖 2-4 SN490C-FR 鋼材在各溫度下之極限強度與降伏強度 43 圖 2-5SN490B 鋼材與 SN490C-FR 鋼材在各溫度下之楊氏模數 44 圖 2-6 試體箱型柱製作照片 45 圖 2-7 試體 D 梁柱接頭製作照片(切削前) 46 圖 2-8 試體 A、C-梁柱接頭製作照片 47 圖 2-9 試體 B-梁柱接頭製作照片 48 圖 2-10 試體 D 三視圖(切削前) 49 圖 2-11 試體 D 細部示意圖(a) 50 圖 2-12 試體 D 細部示意圖(b) 51 圖 2-13 試體 A、C(補強前) 三視圖 52 圖 2-14 試體 A、C 細部示意圖(a) 53 圖 2-15 試體 A、C 細部示意圖(b) 54 圖 2-16 試體 B 三視圖 55 圖 2-17 試體 B 細部示意圖(a) 56 圖 2-18 試體 B 細部示意圖(b) 57 圖 2-19 溫度量測點位 58 圖 2-20 高溫試體位移計量測點位 59 圖 2-21 2000 噸荷重元(Load Cell) 60 圖 2-22 反力鋼架與萬用球座 60

耐震補強式接頭火害行為研究 圖 2-23 加載設備與大型高溫複合爐 61 圖 2-24 LWH 系列位移計 61 圖 2-25 LP-400FX 位移計 62 圖 2-26 扭力扳手 62 圖 2-27 SCC-2345 資料收集器 62 圖 2-28 SCXI 資料收集器 63 圖 2-29 DA100 資料收集器 63 圖 2-30 輔助設備裝置圖 64 圖 2-31 試體安裝與測試流程 65 圖 2-32 彎矩容量投影圖 66 圖 2-33 側板處所提供之彎矩示意圖 66 圖 2-34 側板式補強示意圖 67 圖 2-35 圓弧切削接頭示意圖 67 圖 2-36 圓弧切削接頭與彎矩示意圖 68 圖 2-37 圓弧切削接頭相關參數 68 圖 2-38 圓弧切削接頭尺寸示意圖 69 圖 3-1 側板補強接頭安裝程序 72 圖 3-2 柱表面溫度歷時曲線 72 圖 3-3 梁表面溫度歷時曲線(TB1~4) 73 圖 3-4 梁表面溫度歷時曲線(TB5~8) 73 圖 3-5 側板補強試體試驗後變形圖 74 圖 3-6 圓弧切削接頭安裝程序 75 圖 3-7 柱表面溫度歷時曲線 76 圖 3-8 梁表面溫度歷時曲線(TB1~4) 77 圖 3-9 梁表面溫度歷時曲線(TB5~8) 77 圖 3-10 圓弧切削試體試驗後變形圖 78

圖 3-11 層間變位轉角歷時曲線圖 81 圖 3-12 梁端變位 DB4 歷時曲線圖 81 圖 4-1 部份耦合分析法流程 96 圖 4-2 SN490B 鋼材之工程應力-應變關係曲線 97 圖 4-3 SN490C-FR 鋼材之工程應力-應變關係曲線 97 圖 4-4 柱構件網格之示意圖 98 圖 4-5 連結鈑構件網格之示意圖 98 圖 4-6 螺栓構件網格之示意圖 99 圖 4-7 圓弧切削梁構件網格之示意圖 99 圖 4-8 側板補強構件網格之示意圖 100 圖 4-9 一般接頭層間變位轉角實驗與分析比對 100 圖 4-10 耐火接頭層間變位轉角實驗與分析比對 101 圖 4-11 側板接頭層間變位轉角實驗與分析比對 101 圖 4-12 圓弧切削接頭層間變位轉角實驗與分析比對 102 圖 4-13 試體 A 實驗與分析破壞模式比對 102 圖 4-14 試體 B 實驗與分析破壞模式比對 103 圖 4-15 試體 C 實驗與分析破壞模式比對 103 圖 4-16 試體 D 實驗與分析破壞模式比對 103

摘要

關鍵字：側板補強接頭、圓弧切削接頭、結構火害 一、研究緣起 一般而言，有綠建築之稱的鋼骨結構具有較佳韌性亦有可回收的好 處，在地震消能方面更有良好的表現，是耐震效果良好的結構系統。但 由北嶺地震與阪神地震發現鋼結構破壞多發生在梁柱接界面銲道附 近，結構在尚未進入塑性變形時即告破壞。傳統翼板銲接與腹板栓接的 鋼骨結構接頭並無法提供可靠的耐震需求，目前國內規範中，有多種耐 震韌性接頭在規範上被建議採用，包含補強式接頭與高韌性接頭等等。 於考量建築物發生火災時，其構件強度隨高溫而持續降低，值得加以探 討補強梁柱接頭與圓弧切削接頭火害破壞模式與行為，並建立耐震韌性 梁柱接頭耐火性能設計，本研究所涵蓋內容如下: 1. 探討補強式鋼結構梁柱接頭耐火性能。 2. 實尺寸側板補強梁柱構件於高溫作用下之實驗與分析。 3. 探討側板補強梁柱接頭高溫作用下之破壞模式與控制參數。 4. 利用結構有限元素分析軟體進行實驗與分析結果之比對，並加以參 數研究，應用有限實驗結果，延伸拓展本研究成果之應用性。 二、研究方法及過程 由文獻回顧可以發現，梁柱接頭火害實驗多注重於不同型式之螺栓接頭 火害研究，至於焊接式梁柱接頭，如翼板焊接腹板栓接等抗彎式接頭在 高溫下的實驗則較少見。另對於國內鋼結構常用之耐震補強或切削式梁 柱接頭之火害實驗更是不多，因此本研究主要目標包括: 1. 規劃進行全尺寸抗彎梁柱接頭火害實驗，包含耐震補強或切削式梁 柱接頭，以明瞭現階段國內常用梁柱接頭火害性能之差異。 2. 由於現行CNS12514結構耐火標準係針對單一構件梁或柱，進行火害

耐震補強式接頭火害行為研究 性能評估，而梁柱接頭部份之火害性能評估尚未提及，本研究將以 所進行之不同梁柱接頭火害實驗，建立火害下梁柱接頭之臨界破壞 溫度評估方法，並研提可行之判定基準與相關標準條文。 3. 建構3-D有限元素分析模式，利用結構有限元素分析軟體進行實驗 與分析結果之比對，並加以參數研究，應用有限實驗結果，延伸拓 展本研究成果之應用性，期能準確分析耐震抗彎接頭於高溫下之結 構行為。 4. 進行全尺寸耐震側板補強與圓弧切削接頭火害中定載加溫試驗。 三、重要發現 1. 在接頭彎矩設計達 0.6Mp 下之不同梁柱接頭型式，其破壞溫度亦不同。 2. 以 AISC 規定耐震韌性接頭需達 4 %層間側位移角為判定基準，一般 梁柱接頭(試體 A)、耐火鋼接頭(試體 B)、側板補強接頭(試體 C)與圓 弧切削接頭(試體 D)，其破壞溫度分別為一般梁柱接頭破壞溫度為 587OC、耐火鋼接頭為 695OC、側板補強接頭破壞溫度為 652OC、圓弧 切削接頭破壞溫度為 605O C，皆高於 CNS-12514 標準所定義之平均 500 O C，亦即標準所訂之破壞溫度較為保守。 3. 柱構件於整體試驗過程中，仍未達破壞，符合結構系統於火害時，不 可發生整體崩塌的設計，縱使梁柱接頭已破壞無法傳達梁所受之外力 至柱試體上。 4. 4 種不同接頭火害下之實驗結果，以耐火鋼接頭其破壞溫度最高。 5. 圓弧切削式接頭於梁上下翼板進行切削，雖梁勁度於常溫下有所折 減，然整體接頭火害實驗結果，其破壞溫度並未低於一般未切削式接 頭實驗結果。 6. 側板式梁柱耐震接頭實驗結果，其下翼板雖已進入塑性並發生局部挫 區，惟梁加載處因側稱系統失效，造成扭轉挫區大變形致實驗提早終 止，未讓梁接頭區腹板也進入塑性。

7. 文中所建分析模式，不管是臨界破壞溫度之模擬或高溫下層間變位轉 角之發展歷時皆與實驗數據近似，說明火害與結構部分耦合分析模式 之可行性。 四、主要建議事項 □立即可行之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：內政部建築研究所 側板式梁柱耐震接頭設計於接頭區所造成之遮蔽效應，接頭鋼梁溫度 明顯低於一般接頭，其破壞模式亦如預期發生於遠離接頭區，避免無法發 揮原有之韌性之行為，而經分析比對一般接頭與側板接頭火害行為可發 現，不論在梁端點變形或梁柱相對轉角上，不僅符合耐震要求，更可提升 結構耐火時效。本研究雖已進行該接頭火害實驗，惟過程中因側稱系統失 效，造成梁加載處局部扭轉挫區，與接頭局部挫區結果有異，建議再次規 劃進行該接頭與高韌性切削接頭火害實驗。。 □中長期性建議—火害下鋼結構梁柱接頭破壞溫度與判定基準之研議 主辦機關：經濟部標準檢驗局 協辦機關：內政部建築研究所 CNS 12514 標準內容已規定單一梁、柱構件於標準升溫火害實驗下，其 試驗方法、支承狀況與量測變位等相關規定，依其破壞溫度與承重能力來 判定其耐火時效。然回顧實際火場中鋼結構破壞之主要模式，係為接頭區 局部挫區或大變形所導致，故接頭火害實驗的方法與判定依據等須加以建 立，經由本研究歷年所進行國內常見 4 種實尺寸接頭之火害實驗結果，及 所提之破壞溫度判定依據與量測方法，可於該標準下增列梁柱接頭火害試 驗判定基準條文，草案如附錄一。

耐震補強式接頭火害行為研究

ABSTRACT

Keywords: Retrofitted Moment Connections with Stiffeners, Doggy Moment Connection, Structures in Fire

This research presented a series test of steel beam-to-column moment connections in fires. Four full-scale beam-to-column moment connection specimens were tested at elevated temperatures according to the standard ISO-834 fire to verify the feasibility of the proposed method. In addition, a detailed 3-D finite element model was developed to simulate the structural behavior of the column-tree moment connection specimens in fire. The fire test results show that the proposed method can effectively extend the fire endurance time, reduce structural deformation, and raise the critical temperature to failure for the beam-to-column moment connections. The numerical results obtained from the 3-D finite element analyses for the four specimens successfully simulated the fire test results.

Traditionally, to protect steel structures from fire damage, fire-protection materials such as thermal insulation components are required by the prescriptive-based fire protection design method. By applying the prescribed thicknesses of fire-protection material on steel members as surface coatings, the temperatures of steel members can be kept below the specified high temperatures for the given fire durations, and steel members can achieve the fire ratings required by code. However, this traditional method can add 30% to the construction cost of bare steelwork and increase the construction time for steel structures. Besides, these kinds of insulation materials are usually not recycled and consume the energy.

However, experimental investigations of beam-to-column connections made of full-scale structures are rarely reported in literature. The column-tree MRF is a common steel construction design used in some high seismic risk regions due to its better quality control in beam-to-column joint welding and its erection efficiency during construction. The feasibility of this research is examined by

four full-scale beam-to-column moment connection specimens in the experimental portion of this study.

第一章緒論

第一節 研究緣起與背景

壹、 研究緣起 美國北嶺地震及日本阪神地震發生後，甚多傳統式抗彎矩梁 柱接頭在強震下，發生梁柱接合區銲道或梁翼板處撕裂破壞，導 致鋼結構無法發揮原有之韌性行為等，顯示北嶺地震之前所設計 之鋼結構梁柱接頭，無法完全抵抗強震，縱使目前之銲接技術已 甚為成熟可靠，但梁柱接頭無法單純只藉由銲接技術來確保其韌 性行為，而耐震鋼結構中也已不容許採用此種接頭設計方式。回 顧歷年研究方向中，國內外學者及 FEMA-350[1]皆提出梁柱接頭 改良方法，並經過動態遲滯迴圈實驗證明，改良試體之塑性鉸需 能確實遠離柱面銲道，且塑性轉角容量大於 3％，以表示改良之梁 柱接頭能有效的抵抗強震，並達到消能目的。此類接頭設計邏輯 可利用補強或減弱之方式來達成，將梁柱接頭之塑性鉸移離柱 面，希望塑性鉸能避開銲接、螺栓接合，及幾何變化較大的區域， 亦即避開應力/應變集中處。 國內常見之改良梁柱接頭包含補強式接頭及減弱式接頭，其 中補強式接頭包括蓋板式、側板式、擴翼式、肋板式等；而減弱 式接頭包括圓弧式切削及高韌性切削等梁柱切削接頭，其國內外 常見及 FEMA-350 建議之梁柱接頭型式，如圖 1-1 所示。對於鋼 結構火害的行為，梁柱接頭扮演著重要的腳色，由於鋼材強度與 勁度隨著高溫折減，直接影響接頭是否能承受由梁傳遞外力至接 頭區與並提供伴隨而至的轉角變形量，進而將其移轉至其他結構 系統，將影響鋼結構系統於火害下的承載能力。

耐震補強式接頭火害行為研究 2001年雙子星大樓大樓年遭受911恐怖攻擊事件中顯示，由於 鋼結構建物處在高溫的環境下，經過長時間火害後，容易造成鋼 結構之材料性質改變，使得鋼材強度下降或軟化等行為，讓樓板 與內、外柱相接之接頭破壞，而無法支撐樓地板載重，最後導致 鋼結構建物倒塌，造成許多人員傷亡，由此可知，鋼結構之梁柱 接頭火害行為研究的重要性[2,3]。許多針對鋼結構物發生火災之 現場調查及Cardington在2000年於英國所作的八層樓實尺寸鋼結 構物火害實驗中，結構物因梁柱接頭處在火害時保有一定的強 度，使得梁身在高溫火害下發生懸垂效應時，尚未發生破壞現象， 表現出良好的行為並維持了結構的安全性，若梁柱接頭在高溫火 害下無法維持原有的功能而破壞時，便容易造成鋼梁掉落、樓板 坍塌及鋼柱挫屈等現象(圖1-2)，由此證明梁柱接頭在高溫火害下 存活與否對結構物的重要性；此外，在強震後常伴隨著火災的發 生，而鋼結構之梁柱接頭在經過強震侵襲後，是否能夠抵抗火害 所產生高溫，在火害中存活並維持整體結構物的安全，也是值得 研究探討的問題[4]。

第二節 文獻回顧

地震來襲時造成破壞的主要原因為梁柱接頭區所需要之彎矩 需求大，且由於斷面幾何的不連續，造成梁柱接頭區產生高應力 集中之現象，使得梁柱接頭區未發生預期的塑性變形來消釋能 量，即因高應力集中之現象造成脆性破壞。為了改善傳統梁柱接 頭之破壞行為，國內外學者提出了許多新形式的梁柱接頭，其中 主要分為減弱式及補強式接頭兩種，其目的均為使梁之塑性變形 遠離梁柱接頭區，避免梁柱接頭區因極高之應力集中現象而造成 脆性破壞。

或電線走火導致火災，此時不管是補強式或切削式梁柱接頭，將 承受火災所帶來的額外危害。因此，確保鋼梁柱接頭於火害下之 承載能力為歷年來之研究目標；惟相關梁柱接頭之耐震火害行為 探討，多以考量地震發生時梁柱接頭遲滯圈所能消耗之能量試驗 為主，而梁柱接頭之火害行為由常以一般剪力或彎矩接頭為主， 相關補強或切削接頭之火害行為較少見於以往研究中，故僅將相 關研究文獻資料分述如下: 壹、常溫下補強式梁柱接頭： Engelhardt和Sabol[5]提出蓋板梁柱接頭試體，其設計為上側之 蓋板採用梯形削切能穩定的由蓋板傳遞並減少應力集中之效應， 而下側蓋板則採用矩形板以方便銲接，經12組試體測試結果顯 示，其中10組試體可發揮較高之塑性轉角。C.H. Lee and C.M. Uang[6]提出於梁下翼板加置一塊托梁式T形補強板，其實驗結果顯 示，試體均能發揮良好的韌性行為且層問側位移角均可達到4%以 上。Chen和Lin[7]之肋板補強是於梁上下翼板外側，對應於腹板之 扇形開口處各加置一塊平行於腹板之鋼板，以降低梁腹扇形開口 之應力集中效應，並提高梁柱接頭區之彎矩容量，使塑角移至肋 板圓弧末端。而Chen和Lin共製作了6組試體，試驗結果顯示，最 大塑性轉角介於3.19%至4.01%。國內部分，李智民[8]針對傳統式 梁柱接頭，提出擴大接頭處梁翼板寬度，改善扇形開孔處與梁翼 全滲透銲道之應力集中現象，並製作6組試體進行試驗，實驗結果 顯示，試體皆可於擴翼圓弧末端產生塑性鉸，並提供優良且穩定 之極限彎矩強度及韌性能力。饒智凱[9]探討鋼骨梁柱接頭於梁翼 板內側加置加勁板之耐震行為，並製作9組實尺寸接頭進行試驗， 目的為提高梁柱接頭區之彎矩容量，使塑鉸移至加勁板端部附 近，結果顯示，其中5組內側加勁補強接頭試驗後行為良好，足以

耐震補強式接頭火害行為研究 承受AISC規定之4 %層間側位移角，並建議提高加勁板厚度，以 提高接頭彎矩容量。陳紀勛[10]進行5組鋼梁接H 型鋼柱試體，於 鋼梁腹板塑性區開圓形孔並加入補強方式探討其耐震行為，結果 顯示，試體進入非彈性行為時，在鋼梁腹板開孔處皆可達彎矩與 剪力互制之強度，且於極限狀態試體皆能達鋼梁之標稱塑性彎矩 強度。 貳、常溫下耐震切削梁柱接頭： 北嶺地震後，為了讓傳統梁柱接頭之韌性與耐震消能之行為 能獲得改善，工程界對於梁柱接頭之改良提出了許多方法，其中 一種即為切削減弱式梁柱接頭。Plumier[11]最先提出切削減弱式接 頭之概念，其切削形式包含了於翼鈑進行均勻切削以及在翼版進 鑽孔減弱，藉由切削與減弱來降低此處的彎矩強度，讓切削減弱 區域於外力加載時先達到降伏，使得塑性鉸之位置能遠離梁柱接 頭以避開銲接的熱影響區之影響，來穩定發展耐震消能之能力。 以切削減弱的概念為出發點，所發展出的圓弧切削接頭以及高韌 性接頭則是目前兩種常見的切削減弱式接頭形式。圓弧切削接頭 由Popov教授與Engelhardt教授所提出，將原本Plumier教授所提出 的翼鈑進行均勻切削改成圓弧形式，塑性鉸之發展與均勻切削類 似，由單點進入降伏後，其餘切削斷面也慢慢的開始進入降伏。 Engelhardt [12]針對五組實尺寸切削接頭試體進行試驗，五組切削 試體當中，一組為Plumier教授所提出之翼鈑均勻切削形式，其餘 四組則為圓弧切削形式，試驗結果發現翼鈑均勻切削之接頭之塑 性轉角僅為0.02弧度，無法達到規範所要求之0.03弧度，而四組圓 弧切削接頭皆達到規範所要求的0.03弧度，顯示出圓弧切削接頭之 韌性明顯優於翼鈑均勻切削之接頭。有別於翼鈑均勻切削接頭與 圓弧切削接頭，由台灣科技大學陳生金教授所提出的高韌性接頭

[13]將彎矩梯度納入切削設計中作為考量，依照彎矩梯度來進行切 削。相較於前兩種切削接頭之塑性鉸為單點形成，高韌性接頭可 產生切削區大範圍的降伏，相關文獻中的試驗結果也驗證高韌性 接頭優異的韌性消能能力，塑性轉角達0.04弧度以上。陳誠直[14] 針對四組實尺寸圓弧切削接頭進行試驗，探討圓弧切削接頭之極 限彎矩強度與韌性，結果顯示圓弧切削接頭擁有優良的極限彎矩 強度與韌性，其梁端總塑性轉角均超過國內規範建議的0.03弧度以 上，甚至能達0.04弧度以上。 叁、鋼結構火害行為研究 對於鋼結構火害的行為，梁柱接頭扮演著重要的腳色，由於 鋼材強度與勁度隨著高溫折減，直接影響接頭是否能承受由梁傳 遞外力至接頭區與並提供伴隨而至的轉角變形量，進而將其移轉 至其他結構系統，將影響鋼結構系統於火害下的承載能力。 從雙子星大樓大樓於2001年遭受911恐怖攻擊事件中顯示，火 場中鋼結構梁柱接頭的重要性[15,16]。許多針對鋼結構物發生火 災之現場調查及Cardington在2000年於英國所作的八層樓實尺寸 鋼結構物火害實驗中，亦可發現梁柱接頭如何讓結構系統避免更 近一步的倒蹋[17]，同年間汐止東方科學園區大樓發生大火，該 場火災並未造成人員傷亡，但卻造成將近數十億新台幣的財物損 失。由圖1-3中，可看出該大樓梁、柱與梁柱接頭雖有防火披覆但 仍舊造成破壞，間接地透露出鋼結構建築物於火災中防火設計之 問題。因此如何避免鋼結構梁柱接頭在火害下破壞是一重要研究 課題。 傳統而言，為了避免鋼結構於火場中破壞，條例式法規皆規 定相對應所需防火時效之被覆材厚度，來延緩熱擴散至結構元件 的時間，以確保在該防火時效內結構元件得以保持住其強度與勁

耐震補強式接頭火害行為研究

度。然而該方法約需增加30%的營建成本[18]，且防火被覆材因使 用時，易經外力碰撞剝落且多屬非再生建材，於目前推廣綠能環 保議題上有所出入。因此，除了前揭方法外，Sakumoto et al.[19] 與 Kelly and Sha [20] 提出耐火鋼高溫下機械性質實驗成果的優 異性及應用耐火鋼於結構體上可有效降低所需防火被覆或塗料的 厚度。更者，在一些溫度未達6000 C特殊火害情境下，以耐火鋼構 建的結構體在無加以噴塗防火被覆下，亦保持住其結構穩定與安 全。然而有關耐火鋼在梁柱接頭火害行為之實驗研究鮮少見於文 獻中，這或許是因為接頭火害實驗建置不易及接頭型式的多樣 化。此外耐火鋼價格比一般鋼高昂，所以如何有效率的使用耐火 鋼便極為重要，也就是說，未於整個結構元件皆採用耐火鋼，取 而代之的是僅於結構重要部位或可預期的火害最嚴重處採用耐火 鋼而其餘部分仍採用一般鋼。 過去幾年許多梁柱接頭在高溫下進行火害實驗，以了解該接頭 火害下行為，大部分試體皆著重於栓接且未納入整體梁柱構架系 統[21-23]。不像前揭所示的研究方法，Ding and Wang [24]採用整 體橄欖球門形狀梁柱系統，四種不同接頭型式之鋼梁與填充式混 凝土柱，該H型梁柱構架系統可提供接頭區軸向束制，反應真實火 害下之接頭受力行為。Qian et al. [25]進行6次裸鋼梁柱十字型端 板，在三種固定高溫下實驗(4000 C; 5500C and 7000C)。為了模擬梁 軸向束制的影響，有些試體是在承受不同軸向壓力下進行，Yu et al.[26]進行一系列共計14次之平板式接頭於懸垂效應下之高溫試 驗。 鋼材之材料性質及構造擁有地域性，無法將國外研究結果套 入國內做應用，有鑑於此，內政部建築研究所針對 I 型梁-I 型柱之 梁柱接頭，以定溫加載與定載加溫方式，進行裸鋼與防火被覆於

高溫環境下之載重實驗(2005)，並於隔年又進行 I 型梁-箱型柱彎矩 接頭高溫試驗(2007)。蘇文傑[27]針對 H 型梁-箱型柱彎矩接頭進 行實尺寸高溫試驗，探討此種彎矩接頭於高溫環境下之行為與破 壞溫度，並比較普通鋼與耐火剛托梁接頭，驗證耐火鋼於高溫下 之性能。林日增[28]利用 ABAQUS 有限元素模型來模擬實尺寸 H 型梁-箱型柱接合之耐火鋼與普通鋼彎矩接頭試體構件於高溫下行 為模式，並與實驗結果做比較，驗證其有限元素模型之模擬準確 性。結果顯示，所建立有限元素模型不論在結構變形、挫屈發生 位置與破壞溫度上的模擬皆有不錯的精準度，也發現耐火鋼於高 溫環境中擁有較普通鋼更佳的耐火性能與時效。林振吉[29]也利用 ABAQUS 有限元素模型來模擬實尺寸 H 型梁-箱型柱接合之耐火 鋼與普通鋼彎矩接頭試體構件於高溫下行為模式，驗證其正確 性，並模擬實際高溫環境下，不同受熱面結構型式（邊柱與角柱） 之行為模式，預測在高溫環境下接頭結構的防火時效，作為日後 評估結構安全的依據。(Mao and Chiou[30]以 ANSYS 軟體針對三 面受火情形下梁柱接頭各種幾何參數之影響進行分析，並建立一 估算三面受火情形下梁柱接頭熱膨脹旋轉角之簡易估算式，經驗 證該估算式確實可以準確估算三面受火情形下梁柱接頭熱膨脹旋 轉角。Lien 等人[31]應用向量式有限元素法(VFINE)建立的數值模 式，與梁、柱、剛架等結構的耐火試驗驗證，顯示分析結果良好， 可有效模擬與預測鋼結構在火害中，歷經升溫與冷卻降溫過程的 行為。Chung[32]則分別進行一般鋼與耐火鋼之全尺寸梁柱接頭火 害實驗與分析，發現採用耐火鋼所製之梁柱接頭確能提高火害下 之臨界破壞溫度，且所用 ABAQUS 軟體分析結果亦能與實驗破壞 溫度與模式發展一致。

耐震補強式接頭火害行為研究

第三節 研究目的

一般而言，有綠建築之稱的鋼骨結構具有較佳韌性亦有可回 收的好處，在地震消能方面更有良好的表現，是耐震效果良好的 結構系統。但由北嶺地震與阪神地震發現鋼結構破壞多發生在梁 柱接界面銲道附近，結構在尚未進入塑性變形時即告破壞。傳統 翼板銲接與腹板栓接的鋼骨結構接頭並無法提供可靠的耐震需 求，目前國內規範中，有多種耐震韌性接頭在規範上被建議採用， 包含補強式接頭與高韌性接頭…等等，耐震韌性接頭之設計重點 在於使得塑性鉸移離柱面銲道密集處來增強梁柱接頭的耐震能力 與韌性，對於補強式接頭其可以加強接頭區的強度以避免桿件破 壞發生在梁柱接合面，理論上蓋板對補強區的強度增加使得梁構 件彎矩容量變化，因此構架在受側力作用下時，接頭在補強與未 補強交界處會先形成塑性角，最後在此破壞。而高韌性接頭其改 良重點在於將梁柱發生塑性行為的位置遠離梁柱交界面，以減小 銲接瑕疵或銲接施工時在接頭附近產生熱影響區與殘留應力之效 應，同時亦可提供較大的塑性區以吸收強震的能量。 從前面文獻回顧可以發現，梁柱接頭火害實驗多注重於不同 型式之螺栓接頭火害研究，至於焊接式梁柱接頭，如翼板焊接腹 板栓接等抗彎式接頭在高溫下的實驗則較少見。另對於國內鋼結 構常用之耐震補強或切削式梁柱接頭之火害實驗更是不多，因此 本研究主要目標包括: 1. 規劃進行全尺寸抗彎梁柱接頭火害實驗，包含耐震補強或切 削式梁柱接頭，以明瞭現階段國內常用梁柱接頭火害性能之 差異。 2. 由於現行CNS12514結構耐火標準係針對單一構件梁或柱，進

及，本研究將以所進行之不同梁柱接頭火害實驗，建立火害 下梁柱接頭之臨界破壞溫度評估方法，並研提可行之判定基 準與相關標準條文。 3. 建構3-D有限元素分析模式，利用結構有限元素分析軟體進行 實驗與分析結果之比對，並加以參數研究，應用有限實驗結 果，延伸拓展本研究成果之應用性，期能準確分析耐震抗彎 接頭於高溫下之結構行為。

耐震補強式接頭火害行為研究 蓋板式 擴翼式接頭 側板式 肋板式 （a）補強式接頭 圓弧式切削接頭 高韌性切削接頭 （b）減弱式接頭 圖1-1 接頭型式 (資料來源:參考書目[9])

圖1-2 Cardington火場破壞照片 (資料來源:參考書目[17]) 圖 1-3 汐止東方科學園區大火照片 (資料來源:參考書目[28]) 下翼板挫屈 下翼板挫屈

第二章 梁柱接頭火害實驗規劃

第一節 前言

本研究之目的在以實尺寸梁柱接頭次構件之高溫試驗來探討 H 型梁-箱型柱之彎矩接頭在火害中之結構行為，因受限於實驗設 備無法模擬整棟鋼構建築物在火害中之情況，且梁柱接頭次構件 可於實驗中模擬與真實梁柱接頭在承受靜載重作用下相似之彎 矩，如圖2-1 所示。 一般抗彎構架之耐震設計原理，乃以強柱弱梁之概念作為出 發點，讓構架在遭受地震力之作用下，於梁端產生塑性鉸，藉此 消散地震時輸入結構之能量，達到耐震消能的效果。但在北嶺及 阪神地震之後，發現許多梁柱接頭卻在尚未產生塑性變形前就已 先達破壞，突顯出傳統銲接及施工方法之缺陷，以及傳統梁柱接 合方式無法提供梁柱接頭足夠韌性與強度。 若要將梁柱接頭的耐震消能之優點有所發揮，首先應防止梁 柱接頭在進入塑性變形前發生破壞，而由地震後構架破壞情形中 得知，破壞處往往發生於梁柱接合面，此處不但是銲接所造成之 熱影響區，也為地震側力作用下發生最大彎矩的位置，故造成脆 性破壞之因素較多，若構架在設計時能將塑性鉸移離應力複雜之 梁柱接合面，將有利於構件發展塑性消能機制，達到抵抗地震力 作用之效果。國內外學者及 FEMA-350（2000）提出梁柱接頭改良 方法，並經過動態遲滯迴圈實驗證明，改良試體之塑性鉸需確實 能遠離柱面銲道，且塑性轉角容量大於 3％，表示改良之梁柱接頭 能有效的抵抗強震，並達到消能目的。 本研究之實尺寸彎矩接頭尺寸乃參照國內某鋼結構大樓，配 合其分析結果之彎矩圖，將梁之反曲點到梁柱接合面設定為試體

耐震補強式接頭火害行為研究 之梁長，其長度為1900（mm），試體柱高則是柱彎矩反曲點間的 高度，其高度為4350（mm）。其梁柱斷面形式乃採用國內最常見 的 H 型梁以及箱型柱作設計依據，梁斷面尺寸為 488×300×11×18 （mm），柱之斷面尺寸則為 BOX 600×600×25×25（mm），相關 的梁柱尺寸以及斷面尺寸示意圖如2-1 所示。 國內常見之梁柱接頭主要有兩種，分別是普通彎矩接頭與托 梁式彎矩接頭。本文所指的普通彎矩接頭之接合型式為鋼梁翼板 以全滲透槽銲與柱翼板接合，剪力片與梁腹板採高拉力螺栓栓 接，通常多在工地現場直接梁柱接合。其優點為施工快速、梁不 必分段接合。但銲接品質因工地銲接而不易管控為其缺點；托梁 式彎矩接頭之接合方式為托梁以全滲透銲與柱翼板接合，通常在 鋼構廠內製作托梁與鋼柱接合，再於工地現場進行托梁與連接梁 接合。此種接合型式具有銲接品質較佳之優點，唯梁需分段續接 與施工較繁複為其缺點。故在決定試體尺寸後，選擇上述兩種國 內常見之鋼構梁柱接合方式做為試體梁柱接合之型式。 本研究整體規劃試驗共製作 4 組梁柱接頭試體以進行高溫火 害實驗。其中梁柱試體分別編號為： 試體 A-普通鋼托梁式彎矩接頭 試體 B-耐火鋼托梁式彎矩接頭 試體 C-側板補強彎矩接頭 試體 D-圓弧切削彎矩接頭 其中試體 A 與 B 之火害試驗已於 97 年進行完成，相關研究成 果發表於文獻[32,33]中，對於前揭試驗部分，本文則不予過多贅 述，僅擷取試驗結果與數值分析部分與本(100)年進行之試體 C 與 D 火害實驗結果相互比對。由於試體 C 與 D 之接頭形式需另行設 計，故於本文中另闢章節說明相關設計之方法。

第二節 試體鋼材與銲接

試 體 箱 型 柱 係 採 鋼 板 銲 接 方 式 組 立 ， 斷 面 型 號 為 BOX600×25t，所使用的鋼板為中鋼公司生產之 SN490B 鋼板，材 料證明如圖2-2 所示，梁的部份採用東和鋼鐵公司生產 SN490B 材 質之 RH488×300×11×18 型鋼；托梁部份：普通鋼托梁亦採用 SN490B 材質之 RH488×300×11×18 型鋼，耐火鋼托梁則因國內尚 未 生 產 耐 火 鋼 之 H 型 熱 軋 型 鋼 ， 先 行 使 用 中 鋼 公 司 生 產 SN490C-FR 鋼板組立成 BH488×300×11×18 型鋼。試體栓接所使用 螺栓為春雨公司生產S10T M24 扭矩控制型螺栓(斷尾螺栓)，試體 銲接所使用銲材為天泰公司生產之TWE721、TWE711、 TL-76A1 銲材與廣泰公司生產KF330×KW-3 銲材。試體所使用鋼材與銲材 如表2-1 所示，試體鋼材強度如表 2-2 所示。 2.1 SN490B 鋼材 SN 級鋼材專用於建築結構耐震設計，其符合 CNS 13812 G3262-03 建築結構用鋼標準，而 SN 級鋼材依照銲接性與耐震性 能的好壞又有 A、B、C 的等級之分，以 C 等級最佳；SN 級的鋼 材較一般構造用SS 級鋼材(CNS G3039-92)與銲接結構用 SM 級鋼 材(CNS 2947 G3057-03)在化學成份與碳當量上的要求較嚴格，表 2-3 為 SN490B 的化學材料規格表。 鋼材在銲接過程中，於高束制接合位置很容易產生層狀撕裂 現象(Lamellar tearing)，及梁柱接頭在承受地震反覆應力後，於銲 接熱影響區內、外均易發生脆性撕裂現象，以及柱續接處易發生 受拉斷裂等情形，為避免發生這些現象必須提高鋼結構之可銲 性、衝擊韌性及耐震性。影響鋼材之耐震性能之主要因素歸納如 下：

耐震補強式接頭火害行為研究 1. 降伏強度上、下限(狹降伏強度) 降伏強度上、下限的規定可以控制鋼材降伏強度的變異性。鋼 材降伏強度變異性過大時會導致如下的顧慮：（1）強柱弱梁 的設計理念無法落實；（2）三維構架在非彈性階段可能產生 額外的地震力偏心或扭矩；（3）可能引致接合強度不足；（4） 容量設計的理念無法落實。SN-B系列鋼材厚度在12mm 以上之 B 級鋼板及厚度在16mm 以上之C 級鋼板，其降伏強度有上 限及下限之規定(3.3~4.5tf/cm2)，抗拉強度範圍限制(5~6.2 tf/cm2) 2. 降伏比上限 鋼材之降伏比為實測降伏強度與實測抗拉強度之比值。鋼材降 伏比較低可使梁柱接頭的塑性鉸區增長，這樣除可減少應力集 中現象外，亦可增加塑性轉角容量，提升梁-柱接頭之延展性及 消能容量。日本JIS 規範規定降伏比不得大於0.8；美國ASTM 則規定不得大於0.85。另一個影響梁-柱接頭延展性及消能容量 的重要因素為梁-柱接頭型式，美國對梁-柱接頭型式有明確的 規定（如切削式或補強式梁-柱接頭），鋼材降伏比則採用比日 本稍微寬鬆的規定，不得大於0.85。國內SN-B系列之型鋼或鋼 板其降伏比須小於0.8。

3. Charpy 衝擊值(Charpy V-notch 簡稱CVN)

鋼材雖具有高強度與甚佳之延展性，但仍無法避免應力集中所 產生的疲勞裂縫，及阻止裂縫急速延伸。為確保鋼材之韌性及 抗疲勞性，並提高阻止裂縫急速延伸的能力，除從接頭及附加 構件之接合細部設計上，須避免產生應力集中現象及降低載重 所產生的最大及最小應力的差值(或應力幅stress range)外，鋼 材之衝擊韌性 (Charpy V-notch 簡稱CVN)吸收能量值一般須

達27J (焦耳) (亦即2.8kgf-m)以上，才能有效阻止裂縫的急速延 伸。衝擊值越高表示產生相同斷裂面所需的能量越高，衝擊值 越高就越不容易產生不穩定的裂縫成長（或稱脆性斷裂），因 此對銲接瑕疵的容忍度也較高。Charpy 衝擊值受測試時的溫 度及加載速率（loading rate）的影響很大，測試時的溫度越低， 加載速率越高，試驗所得之Charpy 衝擊值越小。 4. 厚度方向斷面縮率 厚度方向斷面縮率指的是拉伸試片受力後，在厚度方向上產生 頸縮斷裂後，斷裂面的斷面積縮率。斷面縮率越高表示鋼材厚 度方向的延展性或韌性越高。梁-柱接頭區柱翼板與梁翼板交接 處，柱翼板在厚度方向承受由梁塑性鉸區傳遞過來的應力，此 應力可能超過梁翼板的降伏強度而進入應變硬化階段。此外柱 構材還要承受本身的軸向力以及彎矩，因此柱翼板在與梁翼板 的交接處有很嚴重的應力集中現象，其中又以柱翼板厚度方向 的應力最大。為調節這種局部區域的應力集中現象並避免導致 脆性斷裂或層狀撕裂，柱翼板厚度方向需要具有良好的延展性 或韌性。 5. 碳當量 若要使用經濟而方便的銲接方法進行鋼結構的銲接，母材的碳 當量必須受到限制。碳當量主要在反應鋼材銲接後的冷裂敏感 性，母材碳當量過高容易在銲接後的熱影響區產生脆硬的麻田 散鐵，麻田散鐵很容易補捉氫原子，加上殘留應力的牽引，氫 原子聚集形成氫分子(氫氣)進而構成裂縫，造成銲接缺陷。此 種裂縫一般在銲道溫度下降至室溫後才產生，因此稱為冷裂； 又這種裂縫肇因於氫的聚集，因此又稱為氫裂，此種缺陷往往 在 銲 後 一 段 時 間 才 產 生 ， 所 以 又 稱 為 延 遲 破 裂(delayed fracture)。

耐震補強式接頭火害行為研究 SN 鋼材在B 級及C 級均有規定碳當量值或以銲接冷裂敏感 指數)替代碳當量值，用以確保鋼材之可銲性。SN 鋼材之碳當 量及銲接冷裂敏感指數之計算可參考下式： 碳當量(%)= 14 V 4 Mo 5 Cr 40 Ni 24 Si 6 Mn C+ + + + + + 銲接冷裂敏感指數 5B 20 Cu 10 V 15 Mo 20 Cr 60 Ni 30 Si 20 Mn C+ + + + + + + + = 6.磷(Phosphorus) 結構鋼中磷的含量一般均保持在0.03%以下為宜，若超過0.04%則 必須特別處理。其量之多寡影響鋼材機械性質如下： (1) 磷有極佳的肥粒鐵強化(Ferrite Strengthening)效應，使鋼材之 硬度及強度增加。但在延展性及韌性方面却相對不利。 (2) 適量的磷(如 0.1%)有助鋼材之切削性及抗蝕性及耐磨性 (Wear Resistance)，但因其偏析傾向極大，不易以熱處理消 除，且和氧之親和力較強，不利於鋼之銲接性。 7.硫(Sulphur)) 硫在鋼中為有害元素，在煉鋼過程中無法完全去除。硫在結構 鋼中的含量一般均保持在0.035%以下為宜，若超過0.05%則必須 特別處理。在高級結構鋼中含硫量之規定有低於0.008%以下 者。其量之多寡影響鋼材機械性質如下： (1) 硫在鋼中有利於切削性(Machinability)。 (2) 硫含量太高對鋼材的韌性有不利的影響。硫一般多以硫化錳 (MnS)存在於鋼材中，其中硫化錳則屬有害之夾雜物，硫化 錳在鋼板軋延過程當中，會延軋延方向伸長成長條狀，因此 對於鋼板機械性質之影響會有方向性。如果鋼材中硫含量太 高，則會形成硫化鐵(FeS)，硫化鐵是低熔點夾雜物，當鋼材 溫度高於985℃時，此低熔點夾雜物先熔融而形成晶粒間液 態薄膜，以致造成熱脆性(Hot Shortness)。

(3) 随著含硫量增加，鋼材的銲接性(Weldability)會随著下降。 本研究自試驗所使用之SN490B 材質的 RH488×300×11×18 型 鋼上取樣，製作拉伸試驗所需試體，並進行各溫度下之拉伸試 驗，得到在各溫度下的楊氏模數、降伏強度與極限強度折減如表 2-4、表 2-5、圖 2-3 與圖 2-5 所示。可發現 SN490B 鋼材在 300 度時因藍脆現象，其抗拉強度大於常溫時的強度。而在600 度時 SN490B 鋼材強度已剩下不到常溫時的 1/3，過 600 度後 SN490B 鋼材強度開始大幅衰退，隨著試驗溫度的上昇，降伏強度與極限 強度的差距已逐漸縮小。 2.2 SN490C－FR 鋼材 不論耐火鋼或傳統鋼材其降伏強度均隨著溫度上升而下降， 而耐火鋼材之下降趨勢較緩。傳統鋼材在超過 500oC 後降伏強度 已開始大幅地下降，到 600oC 時，強度僅只有常溫下之 0.4 倍； 而耐火鋼材在溫度超過600oC 後，降伏強度才開始下降，在 600oC 時強度尚能維持在原有強度的 0.6 倍左右，0.6 倍的降伏強度為不 考慮斷面應力重分配時鋼構件之最大容許應力，即在600℃時之降 伏強度（約相當於常溫降伏強度之 2/3）約為鋼骨結構所設計之長 期荷重應力。 由於高溫下鋼材內差排容易移動，會造成鋼材軟化，而必須以 冶金的原理控制差排移動。耐火鋼的耐火原理，主要於成分中添 加了鉬、鉻、鈮、釩等合金元素（其中鉬為主要添加元素，添加 量約0.30～0.90%），藉由高溫時生成碳氮化合物之析出強化，以 增加鋼材的高溫強度，本試驗所使用的耐火鋼是由中鋼公司自行 研發生產而成的SN490C-FR 耐火級鋼材，其化學性質與機械材料 性質如表 2-6、表 2-7 所示。在高溫下 SN490C-FR 鋼材中的這些 元素與碳所形成的碳化物，特別是鉬與鈮的碳化物，能鎖定住差

耐震補強式接頭火害行為研究 排(dislocation)，並阻止鋼材內的差排在一定的高溫下因受力而移 動，進而延遲鋼材降伏時機的發生，而這些耐高溫合金的添加， 也有助於增加鋼材在一定高溫下抗潛變的能力。 由中鋼實驗室在各溫度下進行SN490C-FR 鋼材拉伸試驗所得 之之在各溫度下的楊氏模數、降伏強度與極限強度折減如表2-8、 表 2-9 圖 2-4 與圖 2-5 所示，可發現在 300 度時因藍脆現象使得 SN490C-FR 鋼材之極限強度大於常溫時之抗拉強度。過了 300 度 後，鋼材強度開始衰退，到 600 度時，鋼材強度已為常溫時的 60 ％。這是因耐火鋼內鉬、鈮、釩、鈦等耐高溫合金的作用，使得 耐火鋼在高溫下強度折減的趨勢變緩且強度折減的量值也變少。 2.3 銲材 大致上試體製作因施作位置不同採用了四種不同之焊接工法 1.潛弧銲(SAW) 2. 電熱氣體電弧銲(EGW) 3.包葯銲線電弧銲接(FCAW) 4.遮蔽金屬電弧銲(SMAW) 所用銲材可由表 2-1 對應找出，以箱型柱而言其係由 25mm 之鋼板經由潛弧銲(SAW)銲接而成，箱型柱內隔板銲接為(EGW)、 鋼梁加勁板銲接(FCAW)、上、下翼板開槽銲(FCAW)與托梁翼、 腹板全滲透銲(SMAW)等。 KF330×KW-3 銲材為 50kg 級高張力鋼單層銲接用之潛弧銲銲 線。TWE-711 銲材為為 490N/mm2級高張力鋼用之氣體遮護包藥

銲線。TWE-721 銲材符合 AWS A5.26 EG72T-1 標準，其銲線優點 為具自遮護性毋需外加保護氣體，垂直立銲單道高速銲接熔填速 率高、母材組配簡便，是一極佳之高速垂直立銲銲接用銲材。

性能優異，最適宜在 500 度高溫中使用 C-Mo 鋼的銲接。採用此 種銲材之原因，係考量耐火鋼托梁與柱面接合處若採用一般銲材 可能無法承受高溫，導致試驗結果為銲接處破壞，所以選用此銲 材以滿足耐火鋼母材與銲材間的匹配性與合理性。

第三節 梁柱接頭試體製作

3.1 普通彎矩接頭試體製作 圓弧切削試體 D 屬於普通彎矩接頭，其箱型柱製作、鋼梁加 工與梁柱接頭製作皆委由中國鋼鐵結構公司高雄廠製作，試體均 通過UT 檢驗並經中國鋼鐵結構公司品管合格。試體製作程序分別 分為箱型柱製作、鋼梁製作與梁柱接合製作，細節如下列所述。 箱型柱製作: (1) 鋼板放樣及切割。 (2) 組立 U 型鋼柱，如圖 2-6(a)所示。 (3) U 型鋼柱內部隔板電銲。 (4) 氬銲內部熱電耦線，如圖 2-6(a)所示。 (5) 鋼柱蓋板組立。 (6) 銲道打底。 (7) 潛弧銲，銲接鋼板角偶處，如圖 2-6(b)所示。 (8) UT 檢驗。 (9) 電熱氣體電弧銲(EGW)位置鑽孔。 (10) 電熱氣體電弧銲(EGW)，銲接箱型柱內隔板，如圖 2-6(c) 所示。 (11) 端銑箱型柱上下端，如圖 2-6(d)所示。 (12) 透氣孔開孔，如圖 2-6(e)所示。 (13) 組立上下端板，如圖 2-6(g)所示。

耐震補強式接頭火害行為研究 (14) 組立加勁板，如圖 2-6(h)所示。 梁製作: (1) 型鋼鋼梁裁切。 (2) 梁腹板鑽孔及上下翼板開槽，如圖 2-7(a)所示。 (3) 梁加勁板組立，如圖 2-7(b)所示。 梁柱接合製作: (1) 於鋼柱上放樣，組立剪力連接片，如圖 2-6(f)所示。 (2) 吊放鋼梁於柱上定位。 (3) 定位後，鎖斷高拉力螺栓，如圖 2-7(c)、(d)所示。 (4) 銲接背墊板，如圖 2-7(e)所示。 (5) 上下翼板開槽銲，如圖 2-7(f)、(g)所示。 3.2 托梁式彎矩接頭試體製作 試驗之試體 A、B、C 均屬於托梁式彎矩接頭，其箱型柱製作、 鋼梁加工與梁柱接頭製作皆委由中國鋼鐵結構公司(CSSC)高雄廠 製作，試體均通過UT 檢驗並經中國鋼鐵結構公司品管合格。試體 製作程序分別分為箱型柱製作、鋼梁製作與梁柱接合製作，細節 如下列所述。 箱型柱製作: (1) 鋼板放樣及切割。 (2) 組立 U 型，如圖 2-6(a)所示。 (3) U 型內部隔板電銲。 (4) 氬銲內部熱電耦線，如圖 2-6(a)所示。 (5) 蓋板組立。 (6) 銲道打底。 (7) 潛弧銲，銲接鋼板角偶處，如圖 2-6(b)所示。

(8) UT 檢驗。 (9) 電熱氣體電弧銲銲(EGW)位置鑽孔。 (10) 電熱氣體電弧銲(EGW)，銲接箱型柱內隔板，如圖 2-6(c) 所示。 (11) 端銑箱型柱上下端，如圖 2-6(d)所示。 (12) 透氣孔開孔，如圖 2-6(e)所示。 (13) 組立上下端板，如圖 2-6(g)所示。 (14) 組立加勁板，如圖 2-6(h)所示。 鋼梁製作: 托梁式接頭試體製作部份，分為普通鋼托梁與耐火鋼托梁兩 部份。其中普通鋼托梁的製作過程同普通彎矩接頭試體梁製作。 而耐火鋼部份，因國內尚未生產耐火鋼材質之 H 型鋼，故採鋼板 以銲接方式組立H 型鋼梁組成所需托梁。 製作過程為： (1) 鋼板裁切。 (2) 組立 H 型梁。 (3) 鋼梁鑽孔與開槽，如圖 2-8(a)與圖 2-9(a)所示。 梁柱接合製作: 如圖 2-8、圖 2-9 所示。 (1) 托梁定位。 (2) 上下翼板及腹板全滲透銲。 (3) 續接鋼梁吊放定位。 (4) 螺栓鎖斷。 (5) 背墊板點銲。 (6) 托梁與續接鋼梁上下翼板全滲透銲。 所有試體尺寸圖與細部圖如圖2-10~圖 2-18 所示。

耐震補強式接頭火害行為研究 3.3 試體量測計劃 3.3.1 量測點位說明 在本試驗中，為量測梁柱接頭在加載下所產生之變形，架設 多種感測儀器以量測試體之變形。受限於在高溫環境下，感測儀 器無法直接碰觸試體，因此採用耐熱陶瓷管直接碰觸試體，再架 設感測儀器於陶瓷管後方，使感測儀器能量測得陶瓷管之移動， 以此間接方式量測試體之變形。 高溫試驗，架設多組位移計以量測試體梁、柱之變形；並另 外設置位移計量測上下柱端板之變形；溫度量測則佈設 83 個點 位。高溫試驗量測點位如表2-10 所示。本文中使用 δ 表示變形量， 各測點編號及所求位移量如下列小節所述。 3.3.1.1 溫度點位 試驗中的溫度量測點位佈置乃依據 CNS12514 規定外並另外 按照試驗需求增加量測溫度點位，梁點位佈設38 個，柱點位佈設 45 個，總共設置 83 個溫度點位，詳細點位如表 2-11、圖 2-19 所 示。 3.3.1.2 梁端點位 梁的量測點位分為 4 個，分別量測加載點變位、梁中段變位、 柱中間處變形，如圖2-20 所示。梁端測位點編號為 DB1－DB4， 位移量編號δDB1、δDB2、δDB3、δDB4。 3.3.1.3 柱端點位 柱的量測點位分為 4 個，分別量測柱上部變位、梁柱接頭區變 位及柱下部變位，柱端測位點編號為 DC1－DC4，位移量編號為 δDC1、δDC2、δDC3和 δDC4。並另外使用 4 組位移計量測上下柱端板

之變形量，端板測點編號為DE1－DE4。位移量編號為 δDE1、δDE2、

3.4 試驗設備儀器介紹 3.4.1 加載設備與反力鋼架 本試驗之加載設備主要包含2000 噸油壓千斤頂 1 具、100 噸 油壓千斤頂1 具、油壓設備、反力鋼架與萬用球座。 3.4.1.1 2000 噸油壓千斤頂 2000 公噸千斤頂係使用於進行柱加載，該裝置設於高溫試驗 爐下方，透過油壓設備供應油的進出以控制千斤頂之衝程。試體 柱所受荷載值則經由裝設於反力鋼架上方荷重元(Load Cell)讀取 加載值，如圖2-21 所示。 3.4.1.2 100 噸油壓千斤頂 100 噸油壓千斤頂則使用於梁加載，該千斤頂裝設在一加載鋼 架上方，千斤頂下方裝設加載桿，加載桿桿頭為球形。100 噸油壓 千斤頂之加載，由位於高溫試驗爐下方之油壓設備供應油的進出 以控制千斤頂之衝程，試體梁荷載值則由裝置千斤頂中的荷重元 (Load Cell)讀取。 3.4.1.3 油壓設備 本油壓設備是由數個油壓單元所組成，設置於高溫試驗爐下 前方，於本試驗中分別供應1 具 2000 噸千斤頂與 1 具 100 噸千斤 頂操作，其最大供應能量可同時提供 1 具 2000 噸千斤頂與 4 具 50 噸千斤頂進行加載。該設備可選擇於現場控制台手動操作或是經 由控制室遠端電腦操作，電腦操作則可設定加載時間、加載流程 與加載荷重值等。此油壓設備僅能進行力控制試驗。 3.4.1.4 反力鋼架 此平衡反力鋼架由Ｈ型鋼與Ⅱ型組合斷面型鋼所組成，其中 梁的部份採用Ⅱ型組合斷面型鋼，並增加縱向加勁板與橫向加勁 板；柱的部份採用大尺寸之Ｈ型鋼以承受加載時之反力荷載，另 外主要承受2000 噸千斤頂反力之主柱採雙柱加設橫梁之方式以因

耐震補強式接頭火害行為研究 應試驗之需求。該構架見圖2-22 所示。 3.4.1.5 萬用球座 此球座各設置於 2000 噸千斤頂上方與 2000 噸反力鋼架上 方。該球座可模擬鉸接與固接狀態，提供試驗所需之邊界條件。 3.4.2 大型複合實驗爐 本試驗所使用之複合高溫實驗爐，如圖2-23 所示，其加熱方 式係為燃燒瓦斯之方式，可進行CNS12514 或 ISO 834 標準升溫曲 線試驗或ASTM –E119 標準升溫曲線試驗。該爐內部全長為 8 公 尺，寬度為 4 公尺，高溫爐內部又分為柱爐與梁爐兩部份，其中 柱爐部份尺寸：高度3.63 公尺，長 4 公尺，寬 4 公尺；梁爐部份 尺寸：高度2.43 公尺，長 4 公尺，寬 4 公尺。爐體外部係由鋼架 及鋼板所組成，內部以耐火磚、耐火棉及耐火水泥，構成高溫爐 內牆面及高溫爐底部。 3.4.3 感測儀器 本 試 驗 所 使 用 之 感 測 儀 器 主 要 有 位 移 計 (potentiometer) 、 LVDT(Linear Variable Differential Transformer)、熱電耦式(Thermal Couple)溫度計分別量測試體位移、溫度。 3.4.3.1 位移計(potentiometer) 試 驗 使 用 兩 種 不 同 廠 牌 位 移 計 以 量 測 試 體 位 移 。 使 用 NOVOtechnik 公司生產之 LWH 系列位移計用以量測梁與柱變 位，如圖 2-24 所示。LWH 系列位移計使用 225mm、400mm 及 900mm 三種規格共 8 組，規格如表 2-20 所示。另外使用 Midori 公司生產LP-400FX 位移計量測上下柱端板變位，如圖 2-25 所示。 LP-400FX 位移計僅使用 400mm 規格共 4 組，規格如表 2-12 所示。 位移計作用原理為利用拉桿升長或縮短造成內部電阻改變進 而產生電子訊號，並透過資料截取器讀取該訊號轉成數值。

3.4.3.2 LVDT

試驗所使用之LVDT(Linear Variable Differential Transformer)

為G. L.Collins公司所生產之LMT 系列線性差動變壓器，如圖 3-42 所示。LVDT 由一個圓柱形之不鏽鋼管及一個具透磁性之管狀鐵 心所構成，其運作原理為圓柱形之不鏽鋼管為一變壓器，其內部 包含了一個置於一對且相同之次級線圈中間的初級線圈，此初級 線圈和次級線圈之間具有對稱的行間。這些線圈是纏繞在一個中 空之熱塑性玻璃纖維的強化型聚合物上，為了防止受濕氣影響， 外部再包上一層高透磁性的隔離物，然後密封在一個圓柱形之不 銹鋼管內。而管狀鐵心為一可在不銹鋼管中移動之元件，透過管 狀鐵心的移動造成電壓差的改變，再經由電子回路的處理，轉換 為高準位的直流電壓或電流傳遞到資料截取器上。該 LVDT 最大 量測範圍為33 公分。 3.4.3.3 熱電耦式溫度計 試 驗 所 使 用 之 熱 電 耦 式(Thermal Couple) 溫 度 計 種 類 為 K-Type 型，其耐熱溫度最高可達 1260℃，因此廣泛地使用於工業 上。其正電耦元素含量為90％Ni 與 9％Cr，負電耦元素含量為 94 ％Ni 和矽、錳、鋁、鐵、鈷的合金，而本試驗分別將單一熱電耦 溫度計上的正負兩端以敲擊入方式鑲接於試體表面之上，用以量 測試體表面溫度。 3.4.4 資料截取器 試驗所使用資料截取器為 PF-M2、SCXI-1000 及 DA-100，其 中SCXI-1000 配合 NI LabView 程式可同步進行資料截取和記錄。 DA-100 則與 PF-M2 搭配進行試驗資料收集與記錄；這三組資料 截取器主要使用於位移計資料截取、LVDT 資料截取及溫度資料 截取之用。 3.4.4.1 PF-M2 微電腦型數字設定錶

耐震補強式接頭火害行為研究 可用以量測交直流電壓、電流、電阻、壓力、荷重元件、溫 度(熱電耦)等信號如圖 2-26 所示，經由實驗前先行將所量得電壓 與實際 LVDT 變位進行轉換計算，於 DA-100 中納入比例常數設 定，便可得到即時變位數據。 3.4.4.2 SCXI－1000 SCXI-1000為美商NI公司生產之高效能訊號處理和切換資料 收集器，可選用各種類比輸入、類比輸出、數位 I/O和切換模組， 以選擇符合實際應用所需。本試驗採用之SCXI系統是採單一機箱 配置，搭配LVDT、位移計與熱電耦模組以進行試驗所需之資料截 取工作。運作方式為訊號經LVDT、位移計與熱電耦模組取樣後， 再經機箱整合訊號利用傳輸線及PCI介面資料截取卡將訊號傳至 個人電腦，結合LabVIEW程式進行讀取數值及資料記錄。 本試驗中搭配 SCXI-1540 LVDT 輸入模組、SCXI-1520 通用 應變規輸入模組與 SCXI-1102 熱電耦輸入模組做為讀取 LVDT、 位移計與熱電耦之訊號，如圖2-27 所示。 3.4.4.3 DA100 DA100 為日商 Yokogawa 公司生產之多功能資訊收集器，具 有量測溫度、應變、流速等多個項目能力。該資訊收集器之運作 係藉由電壓或電流的改變關係配合不同模組讀取電壓或電流值 後，再利用GPIB 介面與個人電腦聯接後，透過軟體讀取數值。本 試驗主要用來讀取溫度與位移計之試驗值。如圖2-28 所示。 3.4.5 輔助設備 3.4.5.1 側撐鋼架 側撐鋼架是由 RH400×400×13×21 之 H 型鋼組立而成，其功能 在於提供梁側向支撐，避免產生側向扭轉破壞。如圖2-29 所示。 高溫試驗時，為避免鋼架在高溫環境下強度與勁度衰退，鋼架除

原有之防火被覆外，更在鋼架外部以防火棉包裹以提供防火保護。 3.4.5.2 萬能角鋼 萬能角鋼為一種輕型角鋼，具有簡易組立、質輕之特性，在 本試驗中主要使用於輔助位移計架設。 3.5 試驗流程 3.5.1 試驗準備 試體於中鋼構公司高雄廠製作完畢後，運回本所防火試驗中 心。於試驗場進行銲接試體外部熱電耦，並測試熱電耦訊號是否 正常。接著進行以下試驗前置作業： (1) 試體吊入複合爐中固定，並安裝 2000 噸油壓千斤頂反 力鋼架。 (2) 吊裝側撐鋼架及 100 噸梁加載鋼架。 (3) 吊裝上部爐蓋及填塞防火棉。 (3) 裝設各式感測儀器並注意訊號線防火隔熱措施。 (4) 加載設備測試並同時測試各感測儀器作動與訊號是否正 常。 3.5.2 試驗步驟 試體安裝定位、感測儀器裝設完畢後，逐一進行以下試驗步驟： (1) 將試驗所使用之資料截取器 PF-M25、SCXI-1000 及 DA-100 啟動，並開啟量測程式，注意此時各感測儀器訊 號是否正常。同時亦備妥記錄表格以供人工記錄之用。 (2) 進行柱加載：分 5 個階段加載至 500 噸，每次加載 100 噸。 (3) 進行梁加載：梁加載位置距柱端 1.7 公尺處。於加載初 期，每次加載10 噸，最後加載至梁端彎矩為 0.6Mp。 (4) 進入爐內檢察試體與陶瓷管有無異狀，並最後察看內部 防火棉是否有遺漏未填塞之處。

耐震補強式接頭火害行為研究 (5) 封閉爐門，爐內灌入高壓空氣以測試複合爐上部防火棉 是否填塞緊密、完全。 (6) 燃燒機點火，開始進行高溫試驗。 (7) 試驗結束關鍵由兩點因素控制： (a) 當加載桿位移量超過 50 公分時。 (b) 加載桿與梁之加載面有高低落差時，此時會因加載 設備的自我保護功能，將停止加載，試驗結束。試 驗流程如圖2-30 所示。 (8) 試驗結束後，燃燒機停止點火，100 噸油壓千斤頂自 36.8 噸卸載至0 噸，2000 噸油壓千斤頂自 500 噸卸載至 0 噸。 資料截取器停止記錄，試驗資料存檔。

第四節 側板補強梁柱接頭

本節主要介紹試體 C 側板式梁柱接頭設計，梁為 H488×300× 11×18、全長為 8100mm，其步驟則參考饒智凱[9]所設計，如下所 示： (1) 依梁斷面計算出梁本身之塑性彎矩M ： _pb y b y pb R Z M =

σ

（2-1） R_y 為材料變異係數、Z_b 為梁之塑性模數、

σ

_y為鋼材之降伏 強度，而本研究先前已委託中鋼構鋼試驗室進行 SN490B 鋼材 之材料試驗，並且確定材料之力學性質等，所以上式之R_y 材 料變異係數可帶1.0，設計梁之塑性模數為 3130cm3、鋼材降伏 強度為396.56MPa，經過計算之M =126.53（t-m）。 _pb (2) 假設塑性鉸發生在離柱面d_b/4 位置，計算此處塑性鉸彎矩 M ：

M_ph =

β

M _pb （2-2） y u y

σ

σ

σ

β

2 + = （2-3） b d 為梁深（488mm）、

σ

_u為鋼材極限強度、

β

為塑鉸超強因 子，依FEMA-350 建議

β

≧1.2，經過計算之M_ph=131.7（t-m）。 (3) 將塑性鉸之彎矩投影至柱面，如圖 2-31 所示，並設計柱面需求 之彎矩M_dem： ) d (L L M L M b s b ph b dem 4 + = （2-4） b L 為實尺寸梁跨距之半（4050mm），L_s為加勁板長度（300mm） ≧b_f 梁翼板寬度（300mm），經過計算之M_dem=148.39（t-m）。 (4) 依圖2-32所示，可計算出加勁板所提供之塑性彎矩M_ps：

(

d t

)

t M_{ps b} 2 _f 2

σ

_{y s} 2 1 − = （2-5） f t 為梁翼板厚度（18mm）、t_s為加勁板厚度，假設加勁板厚 度為 18mm，代入上式後可得M =64.47（t-m） 。 _ps (5) 計算梁身經側板補強後之彎矩容量M_cap： ps pb cap M M M = + （2-6） 將梁與加勁板之彎矩相加，可得M_cap=191（t-m）。隨後利用 側板補強之彎矩容量M_cap，計算出下節之蓋板補強厚度。 (6) 檢核彎矩強度需求比 '

α

： dem cap M M '=

α

（2-7）

耐震補強式接頭火害行為研究 將M_cap及M_dem代入，可得

α

'=1.287 大於建議值 1.15。 (7) 最後可得側板尺寸，如圖 2-32 所示。

第五節 圓弧切削梁柱接頭

切削式接頭其原理則是在梁翼鈑上選定一塊區域進行部份的 切除，此區域需距離梁柱接合面一段距離，避開銲接所造成之熱 影響區，以免影響到塑性消能機制的發展。梁翼鈑為梁抵抗外力 彎矩的主要部份，若在梁翼鈑進行切削，則梁之抗彎矩能力將會 降低，而使得切削區於外力作用下先達降伏，以達到將塑性鉸遠 離梁柱接合面以及耐震消能之目的。由於切削式接頭只需作額外 的切除作業，故沒有蓋鈑補強式接頭的銲接及施工上問題，也較 具經濟效益，若建築物要進行梁柱接頭相關改善時，切削式接頭 也較補強式接頭來的簡易許多。而許多學者所提出的切削形式與 方法也不盡相同，本文主要針對圓弧切削接頭探討其火害行為。 圓弧切削接頭，即為以一圓弧來決定切削形狀，如圖 2-2-34 所示。圓弧切削接頭在只受到地震側力之作用下，理論上會於圓 弧最大切削量靠柱面處(如圖 2-32-35)產生最大應力，並於此點先 達到降伏狀態，再逐漸發展降伏區域。 關於圓弧切削接頭設計部分，本文參照 Engelhardt 與陳生金 教授所著所建議之公式[34]，將文中所提到未考慮垂直載重之圓弧 切削接頭設計步驟整理成幾點，如下所示：

假設作用於梁上之外力彎矩梯度為線性分佈，並在梁中央將形成 反曲點。 1. 切削起始點距柱面約 0.5 ~ 0.75 倍之梁翼鈑寬度，所得即為 a 值。 2. 切削目標區長度約 0.65 ~ 0.85 倍之梁深，此為 b 值。 3. 切削量

(

)

_f f f b 25 . 0 L 15 . 1 b 5 . 0 a L 1 ) t d ( t 2 Z c _⎢⎣⎡ −α − − _⎥⎦⎤≤ − ≥ 其中，Z：梁斷面塑性模數 t ：梁翼板厚度 _f bf：梁翼板寬度 d ：梁深 L ：柱面至梁上反曲點之距離 α:設計彎矩與塑性彎矩之比值(0.85~1) 4. 切削半徑 8c b 4c R 2 2 ₊ = 將以上幾點所列之參數 a、b、c 以及 R 繪於圓弧切削接頭圖作為 相關標示，如圖 2-36。將梁尺寸代入上述公式及步驟，並作為相 關參數選擇，則可得下列相關參數之數值： 1. 切削區起始點與柱面距離取0.6 倍之梁翼鈑寬度，得a = 0.6×300 = 180 (mm) 2. 切削目標區長度則取0.85倍梁深，得 b = 0.85×488 =414.8

耐震補強式接頭火害行為研究

（mm）

3. 取簡易公式=0.2bf，可得切削量=60mm：所設計出之圓

表 2-1 試體鋼材與銲材表 銲材 試 體 編 號 接頭型 式 箱型柱 H 型梁 H 型托梁 螺栓 潛弧銲 (SAW) 電熱氣體 電弧銲 (EGW) 包葯銲線 電弧銲接 (FCAW) 遮蔽金屬 電弧銲 (SMAW) A 普通鋼 托梁式 彎矩 SN490B SN490B SN490B S10T KF330×KW-3 TWE721 TWE711 － B 耐火鋼 托梁式 彎矩

SN490B SN490B SN490C-FR S10T KF330×KW-3 TWE721 TWE711 TL-76A1 C 側板補 強彎矩 SN490B SN490B SN490B S10T KF330×KW-3 TWE721 TWE711 － D 圓弧切 削彎矩 SN490B SN490B － S10T KF330×KW-3 TWE721 TWE711 － (資料來源:本研究) 表 2-2 試體鋼材強度表 試體編號 構件 鋼材 製造商 Fy(MPa) Fu(MPa) 箱型鋼柱 SN490B 中國鋼鐵 398 534 托梁 SN490B 東和鋼鐵 396.56 524.59 A 鋼梁 SN490B 東和鋼鐵 396.56 524.59 箱型鋼柱 SN490B 中國鋼鐵 343 494.8 托梁 SN490C-FR 中國鋼鐵 449.1 562.72 B 鋼梁 SN490B 東和鋼鐵 396.56 524.59 箱型鋼柱 SN490B 中國鋼鐵 398 534 托梁 SN490B 東和鋼鐵 396.56 524.59 C 鋼梁 SN490B 東和鋼鐵 396.56 524.59 箱型鋼柱 SN490B 中國鋼鐵 398 534 D _{鋼梁 SN490B} 東和鋼鐵 396.56 524.59 (資料來源:本研究)

耐震補強式接頭火害行為研究 表 2-3 SN490B 鋼材之化學材料規格表 化學成分(％) 機械性質 拉伸試驗 彎曲試驗 厚度範 圍 伸長率 厚度方 向 試 驗 溫 度 衝 擊 值 種類符 號 mm 碳 C 矽 Si 錳 Mn 磷 P 硫 S 碳 當 量 Ceq 降伏強 度 Mpa 抗拉強 度 Mpa 降 服 比 ％ 試 片 ％ 三 個 試 片 之 平 均 單 一 試 驗 值 ℃ J 試片 6 以上 未滿12 325.000 -12 以上 未滿16 325~445 80 以 下 16.000 325~445 80 以 下 1A 號 17 以 上 超過 16,40 以 下 0.44 以 下 325~445 80 以 下 1A 號 或4 號 23 以 上 超過 40,50 以 下 0.18 以 下 SN490B 超過 50,100 以下 0.20 以 下 0.55 以 下 1.60 以 下 0.03 以 下 0.015 以下 0.46 以 下 295~415 490~610 80 以 下 4 號 23 以 上 25% - 0 27 長度 55mm 高度 與寬 度 10mm (資料來源:中鋼公司)

表 2-4 SN490B 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減 溫度 (℃) 楊氏模數 (MPa) 折減係 數 (％) 20.00 213625.00 1.00 100.00 191142.26 0.89 300.00 163616.75 0.77 400.00 166325.14 0.78 500.00 124919.02 0.58 600.00 75211.29 0.35 700.00 51430.15 0.24 800.00 10282.25 0.05 (資料來源: 中鋼公司) 表 2-5 SN490B 鋼材在各溫度折減 Fy Fu 溫度(℃) 強度(MPa) 折減(％) 強度(MPa) 折減(％) 20.00 396.56 1.00 524.59 1.00 100.00 364.84 0.92 466.89 0.89 200.00 333.11 0.84 493.11 0.94 300.00 285.52 0.72 508.85 0.97 400.00 265.70 0.67 456.39 0.87 500.00 230.00 0.58 325.25 0.62 600.00 154.66 0.39 183.61 0.35 650.00 107.07 0.27 131.15 0.25 700.00 67.42 0.17 83.93 0.16 750.00 47.59 0.12 62.95 0.12 800.00 35.69 0.09 57.70 0.11 (資料來源: 中鋼公司)

耐震補強式接頭火害行為研究 表 2-6 SN490C 鋼材之化學材料規格表 化學成分(％) 機械性質 拉伸試驗 彎曲試驗 厚度範 圍 伸長率 厚度方 向 試 驗 溫 度 衝 擊 值 `種類符 號 mm 碳 C 矽 Si 錳 Mn 磷 P 硫 S 碳 當 量 Ceq 降伏強 度 Mpa 抗拉強 度 Mpa 降 服 比 ％ 試 片 ％ 三 個 試 片 之 平 均 單 一 試 驗 值 ℃ J 試 片 6 以上 未滿12 -12 以上 未滿16 -16.000 325~445 80 以 下 1A 號 17 以 上 超過 16,40 以 下 0.44 以 下 325~445 80 以 下 1A 號 或4 號 23 以 上 超過 40,50 以 下 0.18 以下 SN490C 超過 50,100 以下 0.22 以下 0.55 以 下 1.60 以 下 0.02 以 下 0.008 以下 0.46 以 下 295~415 490~610 80 以 下 4 號 23 以 上 25 以 上 15 以 上 0 27 以 上 四 號 軋 延 方 向 (資料來源: 中鋼公司) 表 2-7 SN490C-FR 鋼材之化學材料性質 化學成分(％) 材質 C Si Mn Mo Nb V Ti SN490C-FR 0.080 0.230 0.900 0.330 0.024 0.036 0.015 (資料來源:參考書目[27])

表 2-8 SN490C-FR 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減 溫度 (℃) 楊氏模 數 (MPa) 折減係 數 (％) 20 225919 1.00 100 225683.9 0.99 200 215556.2 0.95 300 173303.2 0.77 400 138556.8 0.61 500 162031.9 0.72 550 157992.5 0.70 600 124210.6 0.55 650 119127.4 0.53 700 95221.32 0.42 750 56411.62 0.25 800 20995.42 0.09 (資料來源: 中鋼公司) 表 2-9 SN490C-FR 鋼材在各溫度折減 Fy Fu 溫度(℃) 強度(MPa) 折減(％) 強度(MPa) 折減(％) 20.00 449.10 1.00 562.72 1.00 100.00 426.59 0.95 531.80 0.94 200.00 426.40 0.95 560.48 0.99 300.00 392.64 0.87 580.07 1.03 400.00 371.77 0.83 518.16 0.92 500.00 332.21 0.74 423.43 0.75 550.00 299.24 0.67 373.99 0.66 600.00 256.93 0.57 313.93 0.55 650.00 191.23 0.43 228.80 0.40 700.00 124.05 0.28 156.86 0.27 750.00 72.26 0.16 90.30 0.16 800.00 32.88 0.07 52.97 0.09 (資料來源: 中鋼公司)