包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究

包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究

(期末報告初稿)

內政部建築研究所委託研究報告

包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究

受委託者 ：國立交通大學

研究主持人：陳誠直 教授

研究員

：林政億

目次

表次... III  圖次... IV  摘 要... VII  第一章  概論... 1  第一節  研究緣起與背景... 1  第二節  研究目的... 3  第三節  研究方法... 3  第二章  規範與文獻回顧... 5  第ㄧ節  耐火試驗規範... 5  第二節  合成柱構件設計規範... 7  第三節  火害合成柱... 9  第四節  剪力釘影響... 13  第五節  混凝土含水率影響... 15  第三章  填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗... 17  第ㄧ節  試驗規劃... 17  第二節  試體規劃與製作... 17  第三節  實驗設備與設置... 25  第四節  實驗步驟... 27  第四章  實驗結果與討論... 29  第一節  實驗結果... 29  第二節  載重比影響... 54  第三節  剪力釘影響... 55  第五章  填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析... 57  第一節  分析方法及步驟... 57  第二節  材料之性質... 57  第三節  箱型鋼管混凝土柱受高溫下之模擬... 69  第四節  有限元素分析結果與討論... 75 

第七章  結論與建議... 85  第一節  結論... 85  第二節  建議... 86  附錄一  箱型鋼管混凝土柱試體強度計算... 87  附錄二  審查意見與答覆... 89  參考書目... 97 

表次

表3-1 實驗試體規劃 ... 18  表3-2 試體之內灌混凝土配比 ... 23  表4-1 試體 LR0.6-A 柱板局部挫屈位置 ... 35  表4-2 試體 LR0.6-B 柱板局部挫屈位置 ... 41  表4-3 試體 LR0.3-A 柱板局部挫屈位置 ... 46  表4-4 試體 LR0.3-B 柱板局部挫屈位置 ... 52  表4-5 耐火試驗結果 ... 53  表5-1 Eurocode 4 高溫下鋼材應力應變關係 ... 58  表5-2 Eurocode 4 高溫下鋼材力學性質折減係數 ... 60  表5-3 Eurocode 4 高溫下混凝土應變建議值 ... 62  表5-4 Eurocode 4 高溫下混凝土力學性質折減係數 ... 63  表5-5 Gr. 50 與 EC4 之鋼材受溫度影響力學性質折減係數 ... 71  表5-6 試體測點溫度與分析值比較 ... 77  表5-6 試體測點溫度與分析值比較(續)... 78  表5-7 試體 LR0.3 系列和 LR0.6 系列軸向變形之實驗與分析比較 ... 79  表5-8 分析試體 LR0.6 系列斷面橫向變形比較 ... 80  表6-1 預估箱型鋼管混凝土柱耐火時效 ... 84 

圖次

圖1-1 包覆型 SRC 柱斷面 ... 1  圖1-2 鋼管混凝土柱斷面 ... 2  圖1-3 內灌混凝土箱型柱 ... 2  圖2-1 CNS 12514 與 ASTM E119 之標準升溫曲線 ... 6  圖3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ... 18  圖3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖(續) ... 19  圖3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖(續) ... 20  圖3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖(續) ... 21  圖3-2 試體剪力釘配置 ... 21  圖3-3 箱型鋼管混凝土柱斷面之熱電偶測點分佈 ... 24  圖3-4 試體內部熱電偶之安裝 ... 25  圖3-5 複合耐火爐 ... 26  圖3-6 實驗試體設置示意圖 ... 27  圖4-1 試體 LR0.6-A 爐內升溫曲線 ... 31  圖4-2 試體 LR0.6-A 定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 31  圖4-3 試體 LR0.6-A 之鋼骨測點溫度與時間關係 ... 32  圖4-4 試體 LR0.6-A 之混凝土測點溫度與時間關係 ... 33  圖4-5 試體 LR0.6-A 之剪力釘測點溫度與時間關係 ... 34  圖4-6 試體 LR0.6-A 耐火試驗後之外觀 ... 34  圖4-7 試體 LR0.6-A 局部挫屈 ... 35  圖4-8 試體 LR0.6-B 爐內升溫曲線 ... 37 

圖4-16 試體 LR0.3-A 之鋼骨測點溫度與時間關係 ... 43  圖4-17 試體 LR0.3-A 之混凝土測點溫度與時間關係 ... 44  圖4-18 試體 LR0.3-A 之剪力釘測點溫度與時間關係 ... 45  圖4-19 試體 LR0.3-A 耐火試驗後之外觀 ... 45  圖4-20 試體 LR0.3-A 局部挫屈 ... 46  圖4-21 試體 LR0.3-B 爐內升溫曲線 ... 48  圖4-22 試體 LR0.3-B 定載加溫階段之軸向變形-時間關係 ... 48  圖4-23 試體 LR0.3-B 之鋼骨測點溫度與時間關係 ... 49  圖4-24 試體 LR0.3-B 之混凝土測點溫度與時間關係 ... 50  圖4-25 試體 LR0.3-B 耐火試驗後之外觀 ... 51  圖4-26 試體 LR0.3-B 局部挫屈 ... 51  圖4-27 試體於不同載重比之軸向變形-時間關係 ... 54  圖4-28 有無配置剪力釘試體之軸向變形-時間關係 ... 55  圖5-1 高溫下鋼材應力應變關係 ... 59  圖5-2 高溫下鋼材考慮應變硬化之應力應變關係 ... 59  圖5-3 Eurocode 4 高溫下鋼材力學性質折減係數 ... 61  圖5-4 Eurocode 4 高溫下混凝土應力應變關係 ... 62  圖5-5 Eurocode 4 溫度變化下混凝土應力應變關係 ... 63  圖5-6 Eurocode 4 高溫下混凝土力學性質折減係數 ... 64  圖5-7 Eurocode 4 溫度影響鋼材熱傳導 ... 65  圖5-8 Eurocode 4 溫度影響混凝土熱傳導 ... 66  圖5-9 Eurocode 4 溫度影響鋼材比熱 ... 67  圖5-10 Eurocode 4 溫度影響混凝土比熱 ... 68  圖5-11 箱型鋼管混凝土柱斷面示意圖 ... 70  圖5-12 有配置剪力釘試體分析模型 ... 73  圖5-13 無配置剪力釘試體分析模型 ... 74  圖5-14 分析模型之斷面溫度分佈 ... 76  圖5-15 試體 LR0.3 系列和 LR0.6 系列軸向變形之實驗與分析比較 ... 79  圖5-16 試體 LR0.6-A 之縱斷面橫向變形示意圖 ... 80 

圖5-18 試體 LR0.6-A 之 B-B 斷面橫向變形示意圖 ... 81  圖5-19 試體 LR0.6-B 斷面橫向變形示意圖 ... 82 

摘

要

關鍵詞：高溫、填充型鋼管混凝土柱、剪力釘 一、研究緣起 火災可能導致建築結構損壞或倒塌，嚴重危害人員生命安全。柱構件為主要 支撐建築物之結構構件，因此柱構件在建築防火設計有其重要性。近年來，國內 高樓建築普遍採用鋼骨鋼筋混凝土構造，在工程實務上常見內灌混凝土箱型鋼柱。 此種填充式箱型鋼管混凝土柱承受軸向載重與高溫時，因不同材料性質導致強度 損失及熱膨脹能力有所差異，此差異現象可能會影響填充式箱型鋼管混凝土柱構 件耐火能力。因此，本研究將探討設計參數於填充式箱型鋼管混凝土柱耐火性能 的影響。 二、研究方法與過程 本研究以實驗方式與有限元素分析探討填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力 於火害下之行為。實驗規畫四支試體，進行耐火性能試驗，以探討試體有無配置 剪力釘及施加不同軸向載重於高溫行為之影響。剪力釘之尺寸及配置間距乃參考 國內工程業界常用之設計，軸向載重分為0.3 倍及 0.6 倍試體之強度。有限元素 分析採熱傳分析與非線性應力分析，再以接續性耦合分析將溫度及載重效應結合， 以模擬試驗結果，並用以進行參數研究。 三、重要發現 試驗時熱膨脹變形與材料強度ㄧ同抵抗定額之軸向載重，故加載較小之軸向 力將使試體產生較大軸向伸長變形，且增加耐火時效；施加不同軸向載重明顯影 響軸向變形行為及耐火時效。剪力釘可些微增加填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓 力時之耐火時效。試體破壞模式為試體被壓縮、鋼板發生多處局部面外凸起、及 內部混凝土碎裂。以有限元素分析模擬試體於加載下且高溫下之行為，可合理的 計算試體斷面於各時間歷時的溫度分布，並準確的預測試體軸向變形趨勢。

四、主要建議事項 1. 建議一 填充型箱型鋼管混凝土柱耐火性能研究：短期性研究 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：學術研究單位 國內 SRC 構造設計規範構件的設計為基於強度疊加的觀念，故柱構件內並不需 要剪力釘；惟剪力釘的配置為使用於混凝土與鋼骨間傳遞剪力。本研究於填充式 箱型鋼管混凝土柱受軸壓力時，剪力釘僅可些微增加耐火時效；然而於填充式箱 型鋼管混凝土柱承受額外彎矩時，剪力釘是否影響耐火性能之研究將有其必要 性。 2. 建議二 鋼骨、鋼筋及混凝土於高溫下之材料研究：長期性研究 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：學術研究單位 不同配比與添加物之混凝土材料，於高溫中之力學及熱性質會有所不同，雖然目 前國內已有部分材料高溫試驗成果，但多屬各別單一之研究案例且其數量及數據 仍甚缺乏，因此研究與彙整鋼骨鋼筋混凝土材料高溫中之力學及熱性質，將可供 國內學界及業界等作為參考之依據。

Behavior of Encased and Filled Composite Steel Box

Columns in Fire

Cheng-Chih Chen, Jheng-Yi Lin, Tsung-Teng Ko, Yao-Kuang Hu

Abstract

Keywords: elevated temperature, filled composite column, shear stud

Fire may cause structural damage or collapse, and seriously endanger the human safety. Columns are main supporting members in structural systems, thus the columns play an important role in the fire safety. In recent years, the steel reinforced concrete structures are frequently used for medium- and high-rise buildings in Taiwan. Concrete filled steel box columns are usually used in engineering practice. Such filled composite columns behave different in strength degradation and thermal expansion due to different material properties while filled composite columns are subjected to axial compression at elevated temperature. The difference may influence fire resistance of the filled composite columns. This work investigates effects of design parameters on the fire resistance of the filled composite columns.

This work elucidates experimentally and numerically to explore the behavior of axially loaded filled composite columns in fire. Four specimens were designed and tested at elevated temperatures to study the effects of shear studs and axial compression on fire behavior. The size and spacing of the shear studs are referred to engineering practice. Axial compression, corresponding to either 0.3 or 0.6 times column axial strength, was applied to the specimens. Finite element analyses were performed for both heat transfer and nonlinear static analyses, and, consequently, sequentially coupled thermal stress analysis was conducted to combine the effects from temperature and loading. The analysis models were used to simulate the test results and, furthermore, used to carry out parametric study.

During the test, both axial expansion of the columns and strengths provided by materials resisted the applied constant axial compressive force. Therefore, less axial compressive force resulted in greater axial elongation of the specimen and longer fire resistance time. Applied axial compression highly influences the axial deformation and fire resistance of the specimens. However, the shear studs increase slightly the

modes of failure of the specimens included shortening of the specimens, bulge of the column steel plate, and crushing of concrete inside the steel box. To simulate the test condition, finite element analysis reasonably calculated temperature distributions on the cross section in time history, and accurately predicted the tendency of the axial deformation of the specimens.

According to these research results, the following suggestions are proposed. For immediate strategy:

The design philosophy of domestic design codes for steel reinforced concrete members is based on the concept of superposition. This concept implies no need of shear studs although shear studs are used for shear transfer between concrete and structural steel. The findings of this work indicate that shear studs can increase slightly the fire resistance for axially loaded filled composite columns. The research is needed that whether the shear studs affect the fire resistance of filled composite columns subjected to additional flexural moment.

For long-term strategy:

The mechanical and thermal properties of concrete at elevated temperatures depend on concrete mix proportions and admixtures. These properties are lack for concrete used in domestic. It is needed that symmetrically study and collection of mechanical and thermal properties of materials used in steel reinforced concrete structures in order to be referenced in the research and practice.

第一章

概論

第一節

研究緣起與背景

近年來國內外發生數起高樓建築火災事件，而在發生災害10 分鐘內，火場 溫度將可能高達600°C 以上，若建築構件不能在持續高溫中仍具有承載能力，可 能導致建築損壞或倒塌，進而危害人員生命安全與周邊公共安全；導致此一現象 主要原因乃係構造之耐火設計不良。根據我國「建築技術規則」的建築設計施工 篇之「第三章：建築物之防火」，第70 條至 73 條中明訂建築構造之防火相關規 定，其包括柱、梁及承重牆等。柱構件為主要支撐建築物之結構構件，因此柱構 件耐火能力在建築防火設計中占舉足輕重之地位。 國內高樓建築不乏採用鋼骨鋼筋混凝土構造柱，依柱斷面型式分為包覆型鋼 骨鋼筋混凝土柱、填充型鋼管混凝土柱、及包覆填充型鋼管混凝土柱等，如圖 1-1 與圖 1-2 所示。包覆型鋼骨鋼筋混凝土柱構件研究成果(陳誠直等 2011)顯示， 混凝土保護層能有效延緩高溫傳入內部，使試體達法規規定之防火時效。因此包 覆填充型鋼管混凝土柱若鋼筋與鋼骨有足夠的混凝土保護層，其防火時效將無庸 置疑。

圖

1-1 包覆型 SRC 柱斷面

(資料來源：鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說) (b)包覆十字型 SRC 柱 (c)包覆 T 型 SRC 柱 (a)包覆 I 型 SRC 柱

圖

1-2 鋼管混凝土柱斷面

(資料來源：鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說) 填充型鋼管混凝土柱則須依鋼構造施作防火材，使達法規要求之防火時效； 惟於研究上將探討防火材失效後之耐火性能與行為。先前研究成果(Espinos et al. 2010、陳誠直等人 2010)發現，無防火被覆試體之鋼管軸向熱膨脹相較混凝土 大，其於高溫下達 0.0057 的伸長應變，此軸向膨脹差異現象可能影響鋼管混凝 土柱之耐火能力。國內工程實務上為使鋼骨與混凝土達到合成效果，常於鋼骨上 銲接剪力釘來增加鋼骨與混凝土間之結合能力，以確保柱構件之強度，如圖1-3 所示

。

然而，國內「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」於受軸壓柱構件之 設計中，未要求鋼骨須配置剪力釘，且目前相關火害文獻甚少針對剪力釘研究而 提出具體說明，剪力釘的設置是否影響填充型鋼管混凝土柱之耐火性能將有其研 究之必要性，因此本研究將進行填充型鋼管混凝土柱受不同軸向載重下，剪力釘 是否影響柱構件耐火能力及其破壞模式。 (a)填充型鋼管混凝土柱 (b)包覆填充型鋼管混凝土柱

第二節

研究目的

本研究目的主要探討填充型鋼管混凝土柱於不同軸向載重下，設置剪力釘對 柱構件於耐火設計之功效及耐火能力之影響。藉由軸向載重大小及有無配置剪力 釘之影響，以實驗方式探討試體斷面溫度分佈、材料強度因高溫損失之行為、軸 向變形、耐火時效及破壞模式，再以分析方法進行驗證及比對，建立正確分析模 型，進而提出柱構件耐火設計之建議。

第三節

研究方法

目前國內工程實務中，常於填充型鋼管混凝土柱之鋼骨上銲接剪力釘，以增 加其與混凝土之結合能力。首先，本研究進行蒐集和彙整國內外相關設計規範與 文獻。以實驗方法探討填充型鋼管混凝土柱有無配置剪力釘於火害下之行為，試 驗試體將依據國內「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」設計，並依照我國 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」相關規定，進行四支試體之高溫實驗 研究。 試驗試體藉由配置熱電偶測點，量測試體於加溫歷時之斷面溫度變化關係； 並於加溫爐外間接量測試體受火段之軸向變形行為，瞭解結構材料隨加溫歷時之 強度損失關係；參照 CNS 12514 判定柱構件耐火時效及觀察承重柱構件因高溫 損害結構之破壞模式；最後，比較不同參數試體之試驗結果，提出剪力釘於合成 柱構件之耐火設計建議。 再者，本研究也將利用有限元素分析軟體，模擬火害試驗行為。有限元素分 析將依實驗試體建立分析模型，輸入合理之材料性質，裁切適當網格元素大小， 進行模擬火害行為；最後，分析結果將與試驗結果驗證，以修正分析模型並呈現 實驗無法獲取之重要資訊。

第二章

規範與文獻回顧

第ㄧ節

耐火試驗規範

壹、

ISO 834

ISO 834 耐火試驗規範之標準升溫曲線為T 345 log (8t 1) 20= ₁₀ + + ，其中T 為 平均爐內溫度(°C)、t 為試驗經過時間(min)；試驗之室內溫度須介於 10°C~30°C， 初始平均爐溫小於 50°C；柱試體受熱長度，並無要求；性能基準評定以構件承 重能力判別，規定承重柱構造破壞條件為超過最大軸向壓縮量(C)，C=h/100 (mm)，與超過最大軸向壓縮速率(dC/dt)，dC/dt=3h/1000 (mm/min)，其中 h 為 柱試體高度。

貳、

BS 476

BS 476 耐火試驗規範之標準升溫曲線為T 345 log (8t 1) 20= ₁₀ + + ；試驗開始 之室內溫度與爐內溫度須介於5°C ~35°C；柱試體受熱長度要求 3 公尺以上；以 承重能力規定試體破壞條件為最大軸向壓縮量超過120 mm 與最大軸向壓縮速率 超過25 mm/min。

參、

CNS 12514

我國 CNS 12514 規範主要參考 ISO 834 規範修訂。標準升溫曲線為 10 T 345 log (8t 1) 20= + + ，其中T 為平均爐內溫度(°C)、t 為試驗經過時間(min)； 開始試驗前之室內溫度須介於 10~40°C，初始平均爐內溫度小於 50°C；柱試體 受熱長度須大於3 公尺以上；柱試體耐火性能以承重能力判定，其破壞條件為最 大 軸 向 壓 縮 量(C) ， C=h/100 (mm) ， 與 超 過 最 大 軸 向 壓 縮 速 率 (dC/dt) ， dC/dt=3h/1000 (mm/min)，其中 h 為柱試體高度；柱構件主要承力部分為鋼構造 者，耐火性能之破壞條件為鋼材最高溫度超過550°C 或平均溫度超過 500°C。

肆、

ASTM E119

ASTM E119 耐火試驗規範之升溫條件為 5 分鐘爐內平均溫度須達 538°C， 30 分鐘須達到 843°C，1 小時須達到 927°C，2 小時須達到 1010°C，4 小時須達

不得小於2.7 公尺，而無加載具防火被覆鋼柱受熱長度至少 2.4 公尺，且試體各 面均需受熱；試體耐火性能為依試驗類別要求，與鋼骨溫度判定構件是否破壞， 如鋼材平均溫度超過538°C 或任一鋼材量測點之溫度超過 649°C，則試體發生破 壞。

伍、

UL 263

UL 263 規範之標準升溫條件為 5 分鐘須達到 538°C，10 分鐘須達到 704°C， 30 分鐘須達 843°C，1 小時須達到 927°C，2 小時須達到 1010°C，4 小時須達到 1093°C；開始試驗之室溫規定為 10°C ~32°C；承重柱試體受熱長度要求大於 2.7 公尺，而未加載具防火被覆之鋼柱受熱長度規定至少2.4 公尺，且試驗時試體受 熱段各面皆須受熱；關於柱試體耐火性能基準評定，乃根據不同試驗分類來要 求，但未加載且具防火被覆之鋼柱則要求熱電偶測點溫度超過 649°C 或平均溫 度超過538°C，即判定試體破壞。 由上述說明得知，ISO 834、BS 476 和 CNS 12514 規範之標準升溫曲線為依 公式計算，而ASTM E119 和 UL 263 規範之標準升溫曲線相同，乃以時間規定 爐內溫度，如圖2-1 所示。 400 600 800 1000 1200 T emperature ( o C) 1000 1500 2000 Tem p er ature ( o F)

第二節

合成柱構件設計規範

壹、鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說

根據我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」設計填充型箱型鋼管混凝 土柱，其試體斷面鋼骨比須大於全斷面積之 2%，且斷面最小尺寸不得小於 30 cm，及其與斷面另ㄧ垂直方向尺寸之比值不得小於 0.4；對於鋼骨斷面之寬厚比 (b/t)規定，耐震設計與結實斷面之肢材寬厚比之上限分別為λ_pd = 3E / F_{s ys} 及 p 61 λ = ；對於箱型銲接組成鋼管柱之相鄰鋼板間之銲接須沿柱之全長採全滲透 銲接。在計算鋼管混凝土柱之設計受壓強度乃採「強度疊加法」，如公式(2-1)所 示。 c nP cs nsP crc nrcP φ = φ + φ (2-1) 其中φcs 為鋼骨部分強度折減係數(0.85)，Pns為鋼骨部份標稱受壓強度，φcrc 為鋼筋混凝土部份之強度折減係數(填充型鋼管混凝土柱為 0.75)，Pnrc 為鋼筋混 凝土部份標稱受壓強度。

貳、

American institute of steel construction (AISC)

依照 AISC(2010)規範規定，合成構件斷面標稱強度可依塑性應力分佈法或 應變協合法計算，且忽略混凝土張力強度之影響。合成構件之材料規定與限制， 如：一般混凝土抗壓強度須介於21 MPa 至 70 MPa，而鋼骨與鋼筋之降伏強度小 於525 MPa。對於填充型合成構件規定，斷面鋼骨與全斷面積之比值須大於 1%； 考慮局部挫屈之影響，斷面肢材寬厚比(b/t)最大上限為5.0 E / F_y 且須符合 p y λ =2.26 E / F 或λ_r =3.0 E / F_y 。對於雙軸對稱填充型合成構件之設計受壓強 度(LRFD)及容許受壓強度(ASD)分別為φ_{c n}P 和P / Ω_{n c}；其中φ_c為受壓構件折減係 數(0.75)，Ω_c為受壓構件安全係數(2)，Pn為標稱受壓強度；標稱受壓強度由公式 (2-2)及(2-3)規定計算。 當P / P_{n 0 e} ≤2.25； n 0 e P P n n0 P =P ⎡⎢0.658 ⎤⎥ ⎢ ⎥ ⎣ ⎦ (2-2)

其中 Pe為彈性臨界挫屈載重，Pe =π (EI ) / (KL)2 eff 2 (2-4) EIeff為填充型合成斷面有效勁度，EIeff =E Is s+E Is sr+C E I3 c c (2-5) C3為有效剛度係數，C3 =0.6 2 A / (A+

[

s c+A )s

]

≤0.9 K 為有效長度因子 另外，Pn0 為不考慮構件長度影響，雙軸對稱填充型合成柱構件受軸力之受 壓強度，其依公式(2-6)至(2-11)修正計算。 1. 結實斷面(compact sections) n 0 p P =P (2-6) 2. 非結實斷面(noncompact sections) p y 2 n 0 p ₂ p r p P P P P (λ λ ) (λ λ ) − = − − − (2-7) 3. 細長斷面(slender sections) ' s n0 cr s c c sr c E P F A 0.7f (A A ) E = + + (2-8) 其中 ' s p y s 2 c c sr c E P F A C f (A A ) E = + + (2-9) C2為考慮混凝土受斷面形狀影響；斷面為矩形及圓形，則分別為0.85 與 0.95

般混凝土強度介於C20/25 至 C50/60 等級之間。以簡易模式計算受壓合成柱構件 之規定與限制須符合，如：鋼骨貢獻比(δ)介於 0.2 至 0.9 之間，δ (A f ) / N= _{a yd pl,Rd}； 斷面寬厚比上限值(b / t)_max =52 235 / f_y ；構件斷面尺寸限制為0.2≤斷面寬深比 (b/h)≤5.0；細長比(λ)− 小於等於2，λ− = N_pl,Rk / N_cr ；其中Aa為鋼骨斷面積，fyd 為鋼骨降伏強度之設計值，fy為鋼骨降伏強度之標稱值，Npl,Rd及Npl,Rk為受壓合 成斷面之塑性抵抗強度，Ncr 為彈性臨界強度。對於受軸壓合成柱構件之設計強 度須符合公式(2-13)之計算。 Ed pl,Rd N 1.0 χN ≤ (2-12) 其中 NEd為設計受壓強度 χ 為考慮挫屈影響之折減係數，依照 EN 1993-1-1 規定計算 pl,Rd a yd c cd s sd N =A f +A f +A f (2-13) Ac為混凝土斷面積；fcd為混凝土圓柱抗壓強度之設計值 As為鋼筋斷面積；fsd為鋼筋降伏強度之設計值 另外，根據Eurocode 4(EN 1994-1-2)受壓合成柱構件於火場下之計算方法與 Eurocode 4(EN 1994-1-1)雷同，其受壓合成構件於火場之塑性抵抗強度之計算， 如公式(2-14)所示。

fi,pl,Rd a,θ ay,θ M,fi,a s,θ sy,θ M,fi,s c,θ c,θ M,fi,c

j k m

N =

∑

(A f ) / γ +

∑

(A f ) / γ +

∑

(A f ) / γ (2-14) 其中，式中下標θ為考慮溫度影響，γM,fi,a、γM,fi,s及 γM,fi,c分別為鋼骨強度、

鋼筋強度及混凝土強度於火場下之係數。

第三節

火害合成柱

知，柱試體斷面形狀多以圓形、方形和矩形為主，斷面尺寸介於100 mm 至 500 mm 之間；試體高度約為400 mm 至 5200 mm 之間；以實驗及分析方法探討斷面溫 度分佈、試體軸向變形行為、破壞模式、有效耐火時效及材料受溫度之影響或不 同材料間之介面影響等，如下述之學者研究成果。 Chung 等人(2008)以數值分析研究火害方形鋼管混凝土柱受軸向載重之行 為，並與實驗結果相互比對。對於數值分析乃先以二維熱傳數值分析，計算試體 斷面溫度，並採四種鋼與混凝土之材料模型進行模擬；再以非線性應力分析計算 試體軸向變形行為。由結果顯示，數值分析能合理模擬實驗結果；承重試體受熱 先膨脹變形後壓縮變形；鋼材因高溫強度迅速降低，使混凝土支撐能力成為影響 試體耐火時效之關鍵。

Ding 和 Wang (2008)為利用有限元素分析軟體 Anysis 模擬受軸向和偏心載重 鋼管混凝土柱於火害下之熱反應、軸向變形和側向變形行為。分析模擬有考慮鋼 和混凝土材料介面間之接觸影響，並與實驗結果比對，顯示兩材料間有滑移而非 完全握裹；建議鋼和混凝土介面間受熱對流影響，其為200 W/m2 K，使分析混 凝土溫度結果與實驗溫度更接近。 Espinos 等人(2010)以有限元素分析軟體-ABAQUS 建立 3-D 模型，模擬火害 圓形鋼管混凝土柱之行為。分析結果與實驗比對，再進行參數研究，如材料間介 面接觸和熱對流因素、材料性質、混凝土濕度和試體初始不平整等影響；最後， 根據Eurocode 4 簡易計算模式，計算試體有效耐火能力。對於混凝土之模擬，由 於鈣酸質混凝土內部溼度較矽酸質混凝土更不易損失，因此模擬鈣酸質混凝土將 採用Eurocode 4 規定 10%溼度之建議，而模擬矽酸質混凝土將以 Eurocode 4 規 定 3%溼度之規定。由承重試體於火害下之軸向變形-時間關係與載重比-時間關

析能合理預測實驗結果，但使用Eurocode 4 簡易計算火害受偏心載重之結果非常 保守；若試體受軸向載重且兩端支承皆為鉸接以及細長比超過 0.4，則計算結果 較實際上不安全。 Han 等人(2003)以實驗研究有無防火被覆之方形和矩形鋼管混凝土柱受軸向 或偏心載重下之火害行為，並建立試體火害後殘餘強度計算公式。由研究結果得 知，影響柱構件耐火能力與判定之參數包括：鋼材極限溫度、斷面尺寸、加載型 式和防火被覆厚度；當試體之鋼材溫度達500°C~786°C，其已無載重支撐能力； 試體斷面尺寸越大，則構件抵抗火害能力較好；試體受偏心載重之耐火能力較受 純軸向載重來得低；較厚的防火被覆，能增加耐火時效。 Kodur (1998)以實驗研究不同混凝土影響鋼管混凝土柱之耐火性能與耐火時 效，其混凝土分別為普通強度混凝土、高強度混凝土和含鋼纖維高強度混凝土。 實驗結果顯示，承重試體於加溫初期，鋼材溫度相較混凝土高，因此鋼管承受大 部分載重；當鋼材因高溫而強度損失，則載重轉由混凝土承受；而混凝土低熱傳 導性和高熱容量特性將延續鋼管混凝土柱構件耐火能力。灌入不同型式之混凝土 會影響柱構件之耐火能力，其由高至低依序為灌入含鋼纖維高強度混凝土、灌入 普通強度混凝土、灌入高強度混凝土；在相同溫度下，高強度混凝土相對普通強 度混凝土更容易產生開裂破壞，但加入鋼纖維將有助高強度混凝土之耐火能力。 Kodur (2007)為回顧和彙整相關文獻，提出混凝土灌入圓形和方形鋼柱之耐 火設計建議，並比較空心型鋼柱於空心處設置三種不同型式混凝土之耐火性能， 如灌入純混凝土(Plain concrete, PC)、設置鋼筋混凝土(Bar-rinforced concrete, RC) 和灌入含鋼纖維混凝土(Steel fiber-reinforced concrete, FC)。由實驗和分析結果得 知，灌入純混凝土和含鋼纖維混凝土，試體破壞原因為混凝土開裂，而設置鋼筋 混凝土試體破壞原因為鋼筋降伏；合成柱試體耐火時效由高至低依序為設置鋼筋 混凝土、灌入含鋼纖維混凝土和灌入純混凝土。對於試體斷面形狀之影響，相同 斷面積之柱構件，圓形斷面較方形更具耐火能力。 Lie 與 Irwin (1995)以實驗及計算公式探討鋼管混凝土柱，藉由升溫溫曲線及 軸向變形以評估耐火時效。比較後發現，實驗結果與計算結果相近，因此作者認 為研究結果可評估方形鋼管混凝土柱之耐火時效。

Lu 等人(2009)以實驗方法和有限元素軟體分析，進行火害方形鋼管灌入高強 度自充填混凝土柱構件之研究。藉由實驗過程瞭解試體於高溫火害中，失去載重 支 撐 能 力 之 原 因 為 外 圍 鋼 管 局 部 挫 屈 以 及 內 灌 混 凝 土 碎 裂 或 開 裂 ； 利 用 ABAQUS 軟體模擬實際實驗情況，其分析模型有考慮混凝土因高溫產生碎裂情 形及鋼和混凝土介面接觸影響。由研究結果得知，以有限元素分析軟體-ABAQUS 可以合理模擬實驗行為，且模擬一般和高強度混凝土之分析模型，也可用於模擬 高強度自充填混凝土分析模型。 Park 等人(2007)以實驗和數值分析研究方形鋼管混凝土柱於火害環境下之 行為，並比較相關文獻或規範之耐火時效計算公式。依照Kim 等人(2005)之實驗 結果，與作者數值分析計算結果比對；而數值分析計算依序進行有限差分熱分析 和非限性熱應力分析。研究結果得知，數值分析可以合理計算試體斷面溫度和變 形能力；較大的斷面與低載重比，有助於增加方形鋼管混凝土柱之耐火時效。 陳誠直等人(2010)藉由大尺寸試體，以實驗方法和有限元素分析模擬，研究 有無防火被覆之承重銲接組合箱型鋼內灌自充填混凝土柱於火害下之行為；探討 有無防火被覆之影響、比較試體斷面溫度分佈、試體強度與勁度之變化、變形行 為(變形與變形速率)與破壞模式等，並建立合理之分析模型。由研究結果顯示， 具防火被覆試體皆能達到預期之防火時效，而火害後之試體軸向勁度稍為增大且 呈線彈性行為；未具防火被覆試體於火害期間持續有混凝土爆裂的聲音，惟因箱 型鋼板提供圍束導致試體未立即破壞，直到鋼板局部的鼓起與內部混凝土的碎 裂。 陳誠直等人(2011)以實驗方法和有限元素分析模擬，研究鋼骨鋼筋混凝土柱 於火害下之斷面溫度分佈、材料強度折減關係及防火時效。研究結果顯示，試體

試體高；對於高溫試驗，採全滲透銲接試體之耐火時效較部分滲透銲接多；對於 柱板採部分滲透銲接試體表現較差之原因為柱板因軸壓發生局部挫屈進而發生 銲道開裂。

第四節

剪力釘影響

鋼骨與混凝土組成之合成構件，常以設置剪力釘來增加兩材料間之結合能 力，進而提升構件整體強度。目前國內外相關研究主要以push-out 試驗，探討剪 力釘強度及其提供之支撐能力。研究參數包括鋼骨厚度、剪力釘尺寸、混凝土強 度及鋼骨和剪力釘間之銲接方法等。破壞模式主要分為混凝土壓碎或劈裂破壞、 鋼材破壞與兩者同時破壞；其中鋼材又可細分為剪力釘剪切破壞、拔出破壞及剪 力釘與鋼骨間之銲接破壞。相關文獻成果，如下述所示。 Globe (1968)發現鋼板厚度影響剪力釘之強度；當鋼板厚度較薄時，破壞模 式將由鋼板控制，並於低載重下展現出較好的彈性行為。作者藉由實驗結果發 現，試體之d / t_{s f} =2.7為產生剪力釘剪切破壞模式(Stud shear failure)及翼板因剪 力釘拔出產生之破壞模式(Flange pull out failure)之分界；依兩種破壞模式分別提 出計算剪力釘強度之建議公式，發生剪力釘剪切破壞為q_u =Cd_s2 f_c' 及發生鋼骨 拔出破壞為q_u =C t d f_{p f s}2 _u。其中，C 為 882(常數)，ds為剪力釘直徑(in.)、fc'為混

凝土圓柱試體抗壓強度(psi)、Cp為 4.7 (1/in)，tf為鋼板厚度(in.)，fu為鋼板之極

限強度(ksi)。

Nguyen 與 Kim (2009)以有限元素分析軟體(ABAQUS)模擬剪力釘於 push-out 試驗之行為，以比對現行規範；分析模型分別設定鋼與混凝土接觸介面為有及無 摩擦之影響，藉此瞭解剪力破壞和拔出破壞將不會同時出現，且探討其中之差 異。由分析結果發現，LRFD 明顯地高估剪力釘強度約 27%；以 EC4 規範預估 直徑22 及 25 mm 之剪力釘強度與分析接近，但對於直徑 27 mm 則些微高估， 另外直徑 30 mm 剪力釘配置於高強度混凝土(50~60Mpa)中之強度值高出約 8.7%。

種：一為其與鋼板銲接處之剪切破壞；另一為包覆剪力釘周圍之混凝土的破壞， 且此兩種破壞模式之剪力釘強度接近。比較剪力釘配置於輕質混凝土和常重混凝 土之試驗結果發現，混凝土之性質對剪力釘行為有很大的影響，如剪力釘變形狀 態。剪力釘於輕質混凝土中之強度較於常重混凝土減少15 至 20%，並發現剪力 釘強度和斷面大小成比例關係。最後，Ollgaard 等人參考 Viest(1956)所提供之剪 力釘計算公式發現有不保守的情形，因此經由分析實驗數據及與各參數的關係， 提出剪力釘之強度為Q_u =0.5A f E_{s c}' _c 。其中，As 為剪力釘斷面積(in.2)，fc'為混

凝土抗壓強度(ksi)，Ec為混凝土彈性模數(ksi)。

Pallares 及 Hajjar (2010)彙整相關文獻共 391 個試體之結果，並與規範所建議 之剪力釘強度計算公式進行探討與比較，其規範如AISC (2005)、EC 4 (2004)、 ACI 318-08 Appendix D 和 PCI 6th edition (PCI, 2004)。彙整文獻之試驗成果顯示， 試體主要破壞模式分別為剪力釘破壞、剪力釘與鋼板銲接處破壞及剪力釘周圍包 覆之混凝土破壞；探討剪力釘長度與直徑比值之影響，如比值大於4 較易發生剪 力釘或銲接處破壞，反之為混凝土破壞；依規範建議公式計算發現，AISC 規範 計算結果較EC 4、ACI 318 及 PCI 規範不保守，進而針對各規範提出建議之修正 公式。 Wang (2012)利用有限元素分析軟體(ABAQUS)模擬試體於常溫及高溫下之 push-out 試驗，探討剪力釘與混凝土所造成之影響。試體受高溫產生熱膨脹位移 再轉變為壓縮位移，而常溫試驗無此行為，進而探討鋼與混凝土材料熱膨脹係數 差異及混凝土體積對熱膨脹位移之影響；兩材料熱膨脹係數相同，則熱膨脹位移 較係數不同時大；試體之混凝土體積較大，熱膨脹位移也相對較大。另外，試體 於高溫下，剪力釘之溫度相較周圍包覆混凝土溫度高，使剪力釘強度下降而產生

第五節

混凝土含水率影響

混凝土由水、水泥、骨材及其它摻料或膠結材所組成，會因溫度影響使其於 高溫中產生開裂或爆裂現象，至使結構承載能力下降；造成混凝土開裂或爆裂現 象主要原因為熱應力或孔隙壓力大於混凝土張力強度，而試體內部產生熱應力及 孔隙壓力之因素為試體加溫速率和時間、混凝土形狀和尺寸、混凝土配比和含水 率及加載等。雖然混凝土內部含水將隨齡期增加而逐漸減少，但鋼管混凝土因鋼 骨包覆延緩內部混凝土水份消散，使混凝土於高溫中將可能會發生爆裂現象；混 凝土內部含水之影響，如Debicki 等人(2012)、Khoury 與 Anderberg (2000)及李榮 濤(2012)等研究文獻所述。 Debicki 等人(2012)研究有、無添加聚合纖維之高性能混凝土於高溫下，以試 體溫度、尺寸、重量損失及壓力，探討混凝土於高溫發生爆裂現象。研究成果顯 示，混凝土因高溫發生爆裂現象乃因熱-力學效應及熱-含水效應；前者為溫度梯 度造成試體變形而產生熱應力，後者為水份遷移使試體飽和區之孔隙水壓力增 加。另外，試體尺寸、加溫速率及混凝土有、無添加聚合纖維皆會影響混凝土發 生爆裂的機率。 Khoury 與 Anderberg (2000)為蒐集和彙整各國對於高溫下混凝土之研究，並 探討影響混凝土發生開裂或爆裂現象之原因。混凝土於高溫下產生開裂之型式分 為骨材開裂、角隅開裂、表面開裂及爆裂，其發生於加溫7 至 90 分鐘之間；然 而，影響混凝土發生爆裂現象之原因為加溫速率、試體尺寸、含水率及混凝土配 比等因素。對於混凝土內部含水常以重量百分比或相對溼度百分比呈現；由許多 文獻研究成果發現，混凝土內部含水率小於3%則較不易發生爆裂現象，但高強 度混凝土因高緻密及低滲透能力，即使含水率低於3%也可能發生爆裂現象。 張焱與徐志勝(2010)以耐火性能及結構變形，論述含溼量對混凝土結構於高 溫下之影響。混凝土於加溫過程中，高溫傳遞至試體內部，使試體斷面溫度呈梯 度分佈。試體內部自由水受溫度影響，水汽產生遷移現象，使試體斷面濕度也呈 梯度分佈；濕度差會產生蒸氣壓力，若蒸氣壓力聚集於試體某處，則容易引起混 凝土產生爆裂現象(蒸氣壓力大於混凝土拉力強度)，直接影響結構力學性能；因

外，以軟體分析考慮混凝土含濕量之作法為假設混凝土為乾燥，或修正混凝土熱 性質，以補償混凝土內部含水率所造成之影響。 李榮濤(2012)為彙整及探討各國混凝土結構於高溫下之爆裂之原因及型 式，並藉由影響混凝土發生爆裂之因素，建立混凝土結構高溫爆裂評估方式。混 凝土受高溫產生爆裂現象，乃受試體孔隙壓力與熱應力影響，而影響二者之因素 為混凝土強度、含水率、骨材種類、水灰比及溫度等；其中，含水率為混凝土於 高溫中產生爆裂行為之主要因素。作者認為一般強度混凝土含水率低於3%，則 較不易發生混凝土爆裂現象；另外，混凝土含水率為3%類似於混凝土相對濕度 為75%。

第三章

填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗

第ㄧ節

試驗規劃

本計畫藉由有無配置剪力釘及不同軸向載重之主要研究參數，深入探討與比 較填充式箱型鋼管混凝土柱於火害下之行為。實驗試體考量內政部建築研究所防 火實驗中心之實驗設備及容量限制，再根據我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範 與解說」設計和製作。對於試體於火災高溫之升溫情況、試驗程序、破壞判定等， 依據CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」之相關規定進行火害試驗。

第二節

試體規劃與製作

壹、試體設計

本研究規劃4 支填充式箱型鋼管混凝土柱，2 支試體配置剪力釘，另 2 支試 體無配置剪力釘；試體分別施加載重比為0.3 及 0.6 倍之軸向載重，如表 3-1 所 示。柱試體之鋼材採A572 Grade 50 規格之鋼種，斷面尺寸為 400×400 mm，乃 4 片厚19 mm、長 3360 mm 鋼板以全滲透開槽銲接接合而成；開槽型式為單斜槽， 開槽角度為35 度，根部間隙為 7 mm，如圖 3-1 所示。考量火害試驗之規劃，試 體設置於加溫爐內並與加載設備連接；為使軸向載重能均勻的傳遞等因素，試體 上下兩端以銲接接合端板及加勁板。另外，考慮箱型鋼管灌注混凝土時之內部空 氣排除、混凝土於養護或高溫中之水份蒸發等因素，於試體4 面柱板縱向預設數 個直徑20 mm 之透氣孔，如圖 3-1 所示。 考量實務設計時填充式箱型鋼管混凝土柱應用於中高層建築物，內灌混凝土 採高流動混凝土。試體剪力釘之配置將參考實務上剪力釘的配置為 19φ×76 mm LG@200 mm，如圖 3-2 所示。

表

3-1 實驗試體規劃

試體編號 試體尺寸 載重比 剪力釘 LR0.6-A _{×19×19×3360 mm} □ 400×400 0.6 有 LR0.3-A _{×19×19×3360 mm} □ 400×400 0.3 有 LR0.6-B _{×19×19×3360 mm} □ 400×400 0.6 無 LR0.3-B □ 400×400 ×19×19×3360 mm 0.3 無 (資料來源：本研究整理)

圖

3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖

(資料來源：本研究整理) 7 TYP. 35° 400 19 19 400 unit：mm 箱型鋼斷面 FB 12×25

圖

3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖(續)

(資料來源：本研究整理) 30×30 熱電偶線孔位 (僅前及左視圖) φ20 灌漿透氣孔 φ20 灌漿透氣孔 125 400 125 400 400 400 φ20 透氣孔 x6 φ20 透氣孔 x6 箱型鋼柱前、後視圖 箱型鋼柱左、右視圖 131 650 1200 200 3360 5@480=2400 3420 30 30 20 30 unit：mm

圖

3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖(續)

(資料來源：本研究整理) 上部加勁板設計圖 上部加勁板設計A-A 斷面圖 下部加勁板設計圖 下部加勁板設計B-B 斷面圖 15 16 8 8 TYP.TYP. TYP. 100 15 650 A A 100 15 30 650 192 192 650 192 192 16 1200 300 15 88 15 16 B B 100 15 ₃₀ TYP. TYP. TYP. 1200 1200 192 192 1200 192 192 16 unit：mm

圖

3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖(續)

(資料來源：本研究整理)

圖

3-2 試體剪力釘配置

(資料來源：本研究整理) 19φ×76 LG@200 mm 3360 80 80 16@200=3200 400 60 60 19 400 60 60 19 35°7 TYP. unit: mm 600 650 70 3@170=510 70 1200 60 90 3@300=900 90 60 下部端板尺寸圖 unit: mm 上部端板尺寸圖 650 3@170=510 70 245 φ33 螺栓孔 φ150 灌漿孔 ~ 30 3@300=900 60 90 1200 90 φ33 螺栓孔 ~ 30

貳、試體製作

試體製作程序如下： 1. 依設計圖裁切鋼板、鑽孔及開槽。 2. 柱板及兩端端板以銲接接合固定成 U 字型。 3. 安裝熱電偶至預定量測位置。 4. 柱體組裝銲接施工。 5. 混凝土灌漿作業。 6. 混凝土養護 7. 安裝柱面熱電偶測點 試體於鋼鐵廠依設計圖樣進行製作。當柱板組立成 U 字型並與兩端端板接 合，即進行安裝試體內部熱電偶測點；試體測點位置將於本章節之溫度測點設置 詳述。試體內部測點之熱電偶線分別經由試體頂、底部柱板之熱電偶孔延伸出試 體外，確定測點訊號正常，進行組裝銲接試體柱板和其它肢材；試體銲接處為全 滲透銲，則進行超音波檢測以確保銲道無缺陷後，再進行混凝土灌漿作業。 試體LR0.6 及 LR0.3 系列之內灌混凝土採高流動性混凝土，其 28 天標準混 凝土圓柱試體之平均抗壓強度為465 kgf/cm2；混凝土配比，如表3-2 所示。試體 之柱板鋼骨採A572 Grade 50 等級，其平均降伏強度為 4.25 tf/cm2，平均抗拉強 度為5.51 tf/cm2。

表

3-2 試體之內灌混凝土配比

每1 m3混凝土配比用量(kg) 水泥 爐石 飛灰 水 附加劑 粗砂 細砂 3/4"石 3/8"石 253 161 46 124 5.52 186 742 84 756 總重 2358 備註 1. 設計強度為 350 kgf/cm2 2. 設計坍度為 25 cm 3. 設計空氣含量為 2.0% 4. 骨材最大粒徑為 19 mm 5. 水膠比為 0.282 (資料來源：本研究整理)

參、溫度測點設置

根據我國建築物構造部分耐火試驗法規定，柱構造試體須設置熱電偶量測溫 度，熱電偶將採用0.75 級性能以上及直徑 0.65 mm 之 K 型熱電偶，且所設置之 熱電偶有效數量須為實做數量之3/4 以上。本研究柱試體熱電偶設置將參照 CNS 12514 規定，分別位於試體受熱段之 4 個斷面高度設置熱電偶測點，且試體內部 設置熱電偶測點須有16 個以上；試體受熱段依本研究實驗設備及試體規劃計算 為3100 mm，兩端不受火段長度為 130 mm。 本研究熱電偶將設置於試體之鋼骨、剪力釘及混凝土部分，依設置之斷面可 區分為斷面無剪力釘及斷面有剪力釘。對於斷面無剪力釘，熱電偶分別於鋼骨及 混凝土不同位置處設置7 個測點，共 14 個測點；而斷面有剪力釘之鋼骨及混凝 土測點與斷面無剪力釘相同，並於剪力釘處設置6 個熱電偶測點，共 20 個測點， 如圖3-3 所示。本研究試體 LR0.6-A 及 LR0.3-A 之 4 個斷面高度為 2 個斷面無剪 力釘(A-A 及 D-D 斷面)，另 2 個斷面有剪力釘(B-B 及 C-C 斷面) ，如圖 3-3 所示； 試體LR0.6-B 及 LR0.3-B 之 4 個斷面高度皆為斷面無剪力釘；其主要乃為瞭解有 無剪力釘對柱試體斷面溫度分佈情形。實際試體內部熱電偶安裝樣式，如圖3-4 所示。

圖

3-3 箱型鋼管混凝土柱斷面之熱電偶測點分佈

(資料來源：本研究整理) 400 362 362 76 60 60 _60.5 60.5 121 60.5 (a) 斷面無剪力釘 A A B B C C D D 130 130 3100 ( 受熱段 ) 780 500 500 780 3420 800 ●混凝土測點；▲鋼骨測點；×剪力釘測點 (b) 斷面有剪力釘 unit: mm 400 362 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 362 400 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 400 H1 H2 H3 H4 H5 H6 60.5 60 200

圖

3-4 試體內部熱電偶之安裝

(資料來源：本研究整理)

第三節

實驗設備與設置

壹、實驗設備

本研究試體於內政部建築研究所防火實驗中心之複合耐火爐進行火害試 驗；複合耐火爐之加載設備具2000 噸加載能力，其行程為 500 mm；加載介面以 萬向球座設計，轉角可達15°以上，亦可選擇無旋轉之固定座方式連接；加溫爐 對柱試體限制為最大斷面尺寸1 m×1 m、長度介於 4~5 m 之間、端板尺寸 1 m ×1 m。複合耐火爐之加溫設備可以數位控制方式，藉由加溫爐之噴火孔提升加溫爐 內溫度，以模擬 CNS 12514 標準升溫曲線之升溫速率及溫度；噴火孔位於加溫 爐之東、西兩側，噴火孔間距約為1300 mm，以雙向對流型式使爐內溫度能均勻 分佈，如圖3-5 所示。 (b) 無配置剪力釘試體 (a) 有配置剪力釘試體

圖

3-5 複合耐火爐

(資料來源：內政部建築研究所防火實驗中心)

貳、實驗設置

試體進行火害試驗前，須先於加載設備頂端及底端分別加裝支撐短柱和柱 礅，再將試體吊裝至複合耐火爐內，藉由螺栓與柱礅和支撐短柱連接固定，並以 防火棉包覆加溫爐內之試體預定不受火段處及熱電偶線；熱電偶線與資料擷取器 連接。最後蓋上加溫爐頂端爐蓋板，及架設量測試體受火段之位移計。試驗設置 如圖3-6 所示。

圖

3-6 實驗試體設置示意圖

(資料來源：本研究整理)

第四節

實驗步驟

根據CNS 12514 規定，試驗步驟如下所示： 1. 試驗開始前 試驗開始前分兩部分規定，ㄧ為溫度要求，其室內溫度須在 10~40°C 範圍 內，爐內溫度須小於 50°C，且熱電偶之初始值須持續記錄並檢查一致性；另ㄧ 為試體加載，加載載重須於試驗開始前15 分鐘加載至試體，保持加載不變直至 試體變形不再增加，並記錄軸向變形量。 支撐短柱 防火棉 4560 600 540 3420 unit: mm 試體 3100 受熱段 柱礅

2. 試驗過程 試驗開始之際，試體內部初始平均溫度和非加熱面溫度須與初始室內溫度相 差 5°C 範圍內，並依標準加熱溫度-時間曲線進行加熱試驗，其加熱函數為 10 T=345log (8t+1)+20，如圖2-1 所示。加熱試驗過程中須維持固定載重，試體加 載之載重依據「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說」計算，並考量試驗之容量。 3. 量測與觀察 試體在整個試驗中之溫度和變形須加以記錄；對於所有固定之熱電偶在試驗 期間應每隔不超過1 分鐘即量測ㄧ次；試體垂直或柱中心之水平變形量依量測設 備狀況，每間隔一段時間進行量測，變形速率將以實驗之變形量推算而得。試驗 結束後，須觀察試體之變形模式並詳實記錄之。 4. 試驗終止 根據規定，試驗終止條件包括：(1) 試體達到性能基準指標，或試驗時間已 達預定時間；(2) 因人員安全或設備可能遭受破壞之因素。 垂直承重構造之性能基準判定，最大軸向壓縮量(mm)：C h /100= ；最大軸 向壓縮速率(mm/min)：dC / dt 3h /1000= ，其中h 為試體初始高度。

第四章

實驗結果與討論

根據前章節所述，當試體設置於加溫爐內並確定量測儀器訊號正常，則分別 進行 4 支試體耐火性能試驗；實驗試體分別為 LR0.6-A、LR0.6-B、LR0.3-A 及 LR0.3-B，編號 LR0.6 及 LR0.3 分別為施加 0.6 倍試體強度之軸向載重及 0.3 倍軸 向載重，編號A 與 B 分別為試體有配置剪力釘及無配置剪力釘。試體進行耐火 試驗步驟：(1) 加載階段，施加軸向載重，保持加載不變直至試體變形不再增加， 持壓約 30 分鐘。(2) 定載加溫階段，試體所加載定額軸向載重乃依試體強度決 定，而加溫爐內溫度及升溫速率乃參考標準升溫曲線進行加溫。

第一節

實驗結果

試體於試驗時測得之混凝土強度為 515 kfg/cm2_{，依國內鋼骨鋼筋混凝土規} 範計算試體強度，其標稱強度約為 1642 tf；因此試體 LR0.6 系列於試驗時施加 軸向載重約為985 tf，LR0.3 系列施加約為 492.5 tf。

壹、試體

LR0.6-A

試驗時，實驗室室溫約為 30.4°C；配置剪力釘試體 LR0.6-A 施加 985 噸軸 向載重，持壓約30 分鐘後，即進行定載加溫試驗。加溫爐內平均升溫曲線，如 圖4-1 所示；柱試體於定載加溫階段之軸向變形與時間關係，如圖 4-2 所示；試 體各斷面之鋼骨測點溫度與時間關係，如圖4-3 所示；混凝土測點溫度與時間關 係，如圖4-4 所示；剪力釘測點溫度與時間關係，如圖 4-5 所示。 爐內高溫使試體發生軸向伸長變形行為；當試驗進行12 分鐘時，爐內溫度 約為708°C，試體到達第ㄧ次最大熱膨脹伸長為 2.49 mm；此時試體外側鋼骨平 均溫度為206°C，內側鋼骨與混凝土交界處之鋼骨平均溫度為 133°C，距試體表 面57 mm 及 95 mm 之剪力釘平均溫度分別為 92°C 和 62°C，距試體表面 79 mm、 139 mm 及試體斷面中心之混凝土平均溫度皆低於 40°C。第ㄧ次最大伸長變形後， 試體即轉變為壓縮變形至加溫16 分鐘後，再轉變為伸長變形；加溫 16 分鐘，試

當加溫21 分鐘，試體再度達第二次最大伸長變形(2.01 mm)，此時爐內溫度 為787°C，外側鋼骨平均溫度為 358°C，內側鋼骨平均溫度為 254°C，距試體表 面57 mm 及 95 mm 之剪力釘平均溫度分別為 150°C 和 102°C，距試體表面 79 mm、 139 mm 及試體斷面中心之混凝土平均溫度皆低於 80°C；試驗進行至 21 分鐘後， 試體呈現壓縮變形直至試體破壞，且試體於試驗期間無發現加溫爐內發出異聲。 根據CNS 12514 規定，試驗進行約 31 分鐘，試體 LR0.6-A 達性能基準上限 之規定，中止試驗，最大軸向壓縮速率大於 10.08 mm/min。此時，爐內溫度為 842°C，外側鋼骨平均溫度為 498°C，內側鋼骨與混凝土交界平均溫度為 409°C， 距試體表面57 mm 及 95 mm 之剪力釘平均溫度分別為 202°C 和 122°C，距試體 表面79 mm 之混凝土平均溫度為 105°C，而距試體表面 139 mm 及試體斷面中心 之混凝土平均溫度皆低於50°C。 試驗結束待加溫爐內溫度下降至室溫，以進行試體觀察與記錄，如圖4-6 及 圖4-7 所示。試體 LR0.6-A 各面柱板不同高度位置皆產生局部挫屈變形，挫屈處 呈面外突起；各處突起量介於4 至 23.5 mm，最大突起 23.5 mm 位於試體東面柱 板距底端2550 mm 處，，而最小突起為西面柱板距底端 384 mm 處；詳細試體 局部挫屈位置，如表4-1 所示。另外，試體柱板與柱板間之全滲透銲接皆無銲道 開裂現象，且部分柱板透氣孔有水漬痕跡。

圖

4-1 試體 LR0.6-A 爐內升溫曲線

(資料來源：本研究整理)

圖

4-2 試體 LR0.6-A 定載加溫階段之軸向變形-時間關係

(資料來源：本研究整理) 0 5 10 15 20 25 30 35 Time (min) -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 LR0.6-A

圖

4-3 試體 LR0.6-A 之鋼骨測點溫度與時間關係

(a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) B-B 斷面之鋼骨溫度

圖

4-4 試體 LR0.6-A 之混凝土測點溫度與時間關係

(資料來源：本研究整理)

(a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) B-B 斷面之混凝土溫度

圖

4-5 試體 LR0.6-A 之剪力釘測點溫度與時間關係

(資料來源：本研究整理)

圖

4-7 試體 LR0.6-A 局部挫屈

(資料來源：本研究整理)

表

4-1 試體 LR0.6-A 柱板局部挫屈位置

局部挫屈位置 (距試體底端端板) 東面突起量 (mm) 西面突起量 (mm) 南面突起量 (mm) 北面突起量 (mm) 384 － 4.0 － － 395 － － 5.0 － 1560 － － 7.0 － 1735 － 6.5 － － 2548 － － － 9.5 2550 23.5 － － － 2715 － － － 6.5 2720 － 14.0 － － 2745 － － 17.5 － 備註； 1. 突起量為平均值。 2. 火害後，試體平均長度為 3302 mm(原長為 3360 mm)。 (資料來源：本研究整理) (a) 東和北面 (b) 西和南面

貳、試體

LR0.6-B

試體 LR0.6-B 進行試驗時，實驗室室溫約為 31.4°C，其與試體 LR0.6-A 加 載相同軸向載重並持壓約30 分鐘後，進行定載加溫試驗。加溫爐內平均升溫曲 線，如圖4-8 所示；試體於試驗期間之軸向變形與時間關係，如圖 4-9 所示；試 體各斷面之鋼骨及混凝土測點溫度與時間關係，如圖4-10 及圖 4-11 所示。 試驗初期，試體軸向變形為膨脹伸長狀態，並於加溫 11 分鐘到達第ㄧ次最 大伸長量2.46 mm，其略小於試體 LR0.6-A。在溫度方面，爐內溫度為 682°C， 外側鋼骨平均溫度為211°C，內側鋼骨平均溫度為 141°C；混凝土為距試體表面 79 mm、139 mm 及試體斷面中心之平均溫度仍為室溫。 加溫11 至 14 分鐘，試體軸向變形為壓縮狀態，由原本軸向伸長 2.46 mm 下 降至伸長剩1.65 mm，其壓縮量約為 0.81 mm；隨後試體轉變為伸長變形，至加 溫 18 分鐘到達最大。當試體加溫 18 分鐘時，試體達第二次最大軸向伸長變形 1.79 mm，隨後伸長變形轉變為壓縮變形，直至試體破壞；在加溫 18 分鐘時之爐 內溫度為771°C，外側鋼骨平均溫度為 382°C，內側鋼骨平均溫度為 274°C；混 凝土為距試體表面79 mm、139 mm 及試體斷面中心之平均溫度皆低於 45°C。試 體LR0.6-B 於試驗期間無發現任何異樣聲音，並於試驗進行 26 分鐘後到達 CNS 12514 規定之性能基準，最大軸向壓縮速率大於 10.08 mm/min，中止試驗。 試體LR0.6-B 於試驗結束，待冷卻後觀察試體發現，試體各面柱板多處產生 局部挫屈，其與試體LR0.6-A 相同皆為面外突起變形，但局部挫屈變形皆產生於 柱板透氣孔處，且造成柱板突起量介於9 至 37.5 mm；試體各面柱板局部挫屈變 形及位置，如圖 4-12、圖 4-13 及表 4-2 所示。試體鋼骨銲接處皆無發生銲道開 裂現象，且各面柱板透氣孔略呈橢圓形。

圖

4-8 試體 LR0.6-B 爐內升溫曲線

(資料來源：本研究整理)

圖

4-9 試體 LR0.6-B 定載加溫階段之軸向變形-時間關係

(資料來源：本研究整理) 0 5 10 15 20 25 30 35 Time (min) -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 LR0.6-B

圖

4-10 試體 LR0.6-B 之鋼骨測點溫度與時間關係

(a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) B-B 斷面之鋼骨溫度

圖

4-11 試體 LR0.6-B 之混凝土測點溫度與時間關係

(資料來源：本研究整理)

(a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) B-B 斷面之混凝土溫度

圖

4-12 試體 LR0.6-B 耐火試驗後之外觀

(資料來源：本研究整理)

表

4-2 試體 LR0.6-B 柱板局部挫屈位置

局部挫屈位置 (距試體底端端板) 東面突起量 (mm) 西面突起量 (mm) 南面突起量 (mm) 北面突起量 (mm) 960 － 16.0 － 13.0 1440 28.0 － 37.5 － 2400 － 9.0 9.0 － 2880 － 25.0 － － 備註； 1. 凸起量為平均值。 2. 火害後，試體平均長度為 3291 mm(原長為 3360 mm)。 (資料來源：本研究整理)

參、試體

LR0.3-A

試體LR0.3-A 進行定載加溫試驗前，試體先施加軸向載重至 492.5 噸，持壓 約30 分鐘後進行試驗，其室內平均溫度為 32.4°C。加溫爐藉由東和西面各 9 個 噴火孔，以對流形式使爐內溫度及升溫速率趨近於 CNS 12514 規定之標準升溫 曲線，如圖4-14 所示。試驗期間，試體因軸向載重及溫度使試體產生軸向變形， 其軸向變形與時間關係，如圖 4-15 所示。此外，試體軸向變形也會受試體本身 溫度影響，因此試體各斷面之鋼骨、剪力釘及內灌混凝土溫度，如圖 4-16 至圖 4-18 所示。 本試體共進行46 分鐘定載加溫試驗；試驗開始至加溫 28 分鐘，試體為膨脹 狀態之軸向伸長變形，並於加溫28 分鐘時達最大，其軸向伸長變形為 15.64 mm； 隨後試體軸向變形轉變為壓縮變形直至加溫45 分鐘後，試體達 CNS 12514 規定 之判定破壞基準，最大軸向壓縮速率大於10.08 mm/min，中止試驗；除此之外， 試驗開始至結束皆無發現試體內灌混凝土因高溫爆裂產生之聲音。當試驗進行 28 分鐘時，爐內溫度為 833°C，外側鋼骨平均溫度為 477°C，內側鋼骨與混凝土 交界處之鋼骨平均溫度為361°C；剪力釘分別為距試體表面 57 mm 及 95 mm 處 之平均溫度為185°C 和 114°C；混凝土為距試體表面 79 mm、139 mm 及試體斷 面中心之混凝土平均溫度皆低於85°C。

相同產生局部挫屈變形，但挫屈位置與試體LR0.6-A 相同發生於配置剪力釘間之 柱板；本試體於透氣孔發現有水漬痕跡，且試體各面柱板表面皆有剝離現象產生； 詳細試體變形形狀及位置，如圖4-19、圖 4-20 及表 4-3 所示。

圖

4-14 試體 LR0.3-A 爐內升溫曲線

(資料來源：本研究整理) 5 10 15 20

圖

4-16 試體 LR0.3-A 之鋼骨測點溫度與時間關係

(資料來源：本研究整理)

(a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) B-B 斷面之鋼骨溫度

圖

4-17 試體 LR0.3-A 之混凝土測點溫度與時間關係

(a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) B-B 斷面之混凝土溫度

圖

4-18 試體 LR0.3-A 之剪力釘測點溫度與時間關係

(資料來源：本研究整理)

圖

4-19 試體 LR0.3-A 耐火試驗後之外觀

(資料來源：本研究整理)

圖

4-20 試體 LR0.3-A 局部挫屈

(資料來源：本研究整理)

表

4-3 試體 LR0.3-A 柱板局部挫屈位置

局部挫屈位置 (距試體底端端板) 東面突起量 (mm) 西面突起量 (mm) 南面突起量 (mm) 北面突起量 (mm) 1390 － 22.5 － － 1550 － 28.5 － － 1560 29.5 － 42.0 20.5 2690 － － － 8.5 備註； 1. 突起量為平均值。 2. 火害後，試體平均長度為 3279 mm(原長為 3360 mm)。 (a) 東和北面 (b) 西和南面

肆、試體

LR0.3-B

無配置剪力釘試體 LR0.3-B 於定載加溫試驗前，施加與試體 LR0.3-A 相同 之軸向載重，並持壓約 30 分鐘後進行試驗，其試驗前之室內溫度約為 32.1°C； 加溫爐內平均升溫曲線，如圖 4-21 所示；試體於試驗期間之軸向變形與時間關 係，如圖4-22 所示；試體各斷面之鋼骨及混凝土測點溫度與時間關係，如圖 4-23 和圖4-24 所示。 試驗開始爐內溫度隨之增加，試體因爐內升溫產生軸向伸長變形，至加溫 24 分鐘達最大伸長變形為 15.43 mm，此時爐內平均溫度為 831°C，外側鋼骨平 均溫度為480°C，內側鋼骨平均溫度為 330°C；混凝土為距試體表面 79 mm、139 mm 及試體斷面中心之平均溫度皆低於 86°C。試驗進行約 25 分，試體軸向變形 轉變為壓縮變形至加溫44 分鐘停止試驗，而試體於試驗 42 分鐘後達 CNS 12514 規定之最大軸向壓縮速率大於10.08 mm/min，判定試體破壞，中止試驗；另外， 本試體於試驗28 至 32 分鐘期間，加溫爐處發出砰砰聲響；有異聲期間之試體外 側鋼骨平均溫度為550°C，內側鋼骨平均溫度為 409°C；混凝土為距試體表面 79 mm、139 mm 及試體斷面中心之平均溫度皆低於 90°C，但距試體表面 19 mm 至 79 mm 間之混凝土溫度可能已高於 100°C。 試體LR0.3-B 與前述試體相同皆於柱板多處發現局部挫屈變形，且為面外突 起，而其與試體LR0.6-B 相同之挫屈位置多發生於各面柱板透氣孔處；試體柱板 發生局部挫屈位置，如圖 4-25、圖 4-26 及表 4-4 所示。另外，試體各面受火面 之鋼骨表面產生剝離現象，此與試體LR0.3-A 相同。

圖

4-21 試體 LR0.3-B 爐內升溫曲線

圖

4-23 試體 LR0.3-B 之鋼骨測點溫度與時間關係

(資料來源：本研究整理)

(a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) B-B 斷面之鋼骨溫度

圖

4-24 試體 LR0.3-B 之混凝土測點溫度與時間關係

(a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) B-B 斷面之混凝土溫度

圖

4-25 試體 LR0.3-B 耐火試驗後之外觀

(資料來源：本研究整理)

圖

4-26 試體 LR0.3-B 局部挫屈

(資料來源：本研究整理)

表

4-4 試體 LR0.3-B 柱板局部挫屈位置

局部挫屈位置 (距試體底端端板) 東面凸起量 西面凸起量 南面凸起量 北面凸起量 1600 － 14.0 － － 2400 26.5 60.0 33.0 38.5 2880 54.5 31.5 18.5 42.5 備註； 1. 凸起量為平均值。 2. 火害後，試體平均長度為 3258.7 mm(原長為 3360 mm)。 (資料來源：本研究整理) 總結本節實驗結果，試體LR0.6 系列於試驗 12 分鐘，達最大軸向伸長變形， 其約為2.5 mm，而軸向應變約為 0.0007；試體表面鋼骨溫度約為 200°C，而混 凝土測點溫度仍低40°C；試驗進行 29 分鐘，判定試體已無承載能力。試體 LR0.3 系列進形27 分鐘，軸向伸長約為 15.5 mm(達最大伸長變形)，軸向應變約為 0.0046； 試體表面鋼骨約為479°C，而混凝土測點溫度仍低 90°C；當試驗進行約 44 分鐘 時，達CNS12514 規定之破壞標準。另外，試體破壞模式皆為受火段處之箱型鋼 骨發生局部挫屈，且達性能指標時之混凝土測點溫度低於120°C。各試體之軸向 變形、溫度、破壞模式及試驗後試體觀察，如表4-5 所示。

表

4-5 耐火試驗結果

試驗結果 LR0.6-A LR0.6-B LR0.3-A LR0.3-B 施加載重(tf) 985 985 492.5 492.5 試驗時間(min) 32 29 46 44 最大軸向伸長量(mm) 2.49 2.46 15.64 15.43 達最大伸長對應之時間(min) 12 11 28 25 最大伸長時試體表面鋼骨平均 溫度(°C) 206 211 477 480 最大伸長時距試體表面57 mm 之剪力釘平均溫度(°C) 92 － 185 － 最大伸長時距試體表面95 mm 之剪力釘平均溫度(°C) 62 － 145 － 最大伸長時距試體表面79 mm 之混凝土平均溫度(°C) 39 33 84 86 最 大 伸 長 時 距 試 體 表 面 139 mm 之混凝土平均溫度(°C) 30 31 53 47 最大伸長時試體中心處之混凝 土平均溫度(°C) 30 31 42 36 有效耐火時效-承載失敗(min) 31 26 45 42 破壞模式 柱 壓 縮 ， 鋼 板 局 部 挫屈 柱 壓 縮 ， 鋼 板 局 部 挫屈 柱 壓 縮 ， 鋼 板 局 部 挫屈 柱 壓 縮 ， 鋼 板 局 部 挫屈 破壞時柱板最大突起量(mm) 23.5 37.5 42 60 破壞時試體透氣孔有無水漬 有 無 有 無 破壞時試體表面鋼骨平均溫度 (°C) 498 520 648 621 破壞時距試體表面57 mm 之剪 力釘平均溫度(°C) 202 － 348 － 破壞時距試體表面95 mm 之剪 力釘平均溫度(°C) 122 － 206 － 破壞時距試體表面79 mm 之混 凝土平均溫度(°C) 105 63 107 99 破壞時距試體表面79 mm 之混 凝土平均溫度(°C) 43 37 76 69 破壞時試體中心處之混凝土平 均溫度(°C) 33 32 63 40 備註： (資料來源：本研究整理)

第二節

載重比影響

試體於定載加溫試驗初期，爐內升溫使試體皆產生軸向伸長變形，試體 LR0.6 系列最大軸向伸長變形約為 3 mm，試體 LR0.3 系列約為 16 mm；試驗後 期之試體鋼骨溫度超過400°C，軸向伸長變形將轉變為壓縮變形至試體破壞，鋼 骨強度約剩餘0.7 倍常溫時之強度以下。 然而，試體於試驗期間所施加之定額軸向載重大小會影響軸向伸長變形量， 並更進一步影響柱構件之有效耐火時效，如圖4-27 所示；其中，圖 4-27 (a)為有 配置剪力釘試體於不同載重比下之軸向變形，圖4-27 (b)為無配置剪力釘之試體。 由圖4-27 發現，當試體承受 0.6 倍試體強度之軸向載重，產生之伸長變形小於承 受0.3 倍之試體；載重比為 0.6 之試體達最大伸長變形後，試體膨脹力與軸向載 重相互抵抗達8 分鐘後才轉變為壓縮變形，但 0.3 之試體達最大伸長變形，試體 隨即轉為壓縮變形；載重比 0.6 之試體有效耐火時效約為 28 分鐘，而載重比為 0.3 之試體為 43 分鐘，因此柱構件承受較小軸向載重會增加軸向伸長變形及耐火 時效。 (a) 試體有配置剪力釘 (b) 試體無配置剪力釘

第三節

剪力釘影響

由第一節有、無配置剪力釘試體溫度測點得知，剪力釘會些微提高周圍混凝 土溫度，如混凝土測點 C3、C5 及 C7。有配置剪力釘試體之箱型鋼骨溫度相較 無配置剪力釘略低，其可能原因為剪力釘與混凝土間有空隙，並因剪力釘的存在， 使試體內部混凝土之水氣能經由柱板透氣孔排出；試體於試驗後發現柱板透氣孔 有水漬殘留痕跡(無配置剪力釘試體透氣孔無水漬)，此將證明剪力釘能提高內部 混凝土之溫度進而造成水氣之排出。另外，有配置剪力釘試體產生略大之熱膨脹 伸長變形並些微延長柱構件之有效耐火時效，如圖4-28 所示。

圖

4-28 有無配置剪力釘試體之軸向變形-時間關係

(資料來源：本研究整理) (a) LR0.6 系列 (b) LR0.3 系列

第五章

填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析

第一節

分析方法及步驟

本試驗分析方法為利用有限元素軟體 ABAQUS，模擬試體 LR0.6 系列及 LR0.3 系列於火害下之行為，並取得實驗儀器設備受限高溫無法量測之資料。材 料性質會影響試體於高溫下之行為，因此採用有限元素分析軟體分析時，須先瞭 解試體之鋼材與混凝土材料性質；材料性質分為力學性質(Mechanical property)： 材料於常溫與受溫度影響下有效降伏強度、彈性模數、極限拉力強度與抗壓強度 等折減參數，及熱性質(Thermal property)：材料於不同溫度下之比熱(Specific heat)、熱傳導性(Thermal conductivity)與熱膨脹性(Thermal expansion)等參數。有 限元素分析軟體之分析步驟為熱傳分析、非線性應力分析及接續性耦合分析。

第二節

材料之性質

壹、受溫度影響之應力及應變關係

1. 鋼骨材料 依據Eurocode 4 之內容規定，鋼材受熱於 2 至 50 K/min 之加溫速率，會產 生應力與應變關係。如表5-1 和圖 5-1 所示。對於鋼材溫度小於 400°C，且應變 已進入降伏應變與極限降伏應變(εau, θ)之間時，將考慮應變硬化之影響，而應變 硬化區域介於應變為0.02 到 0.04 之間，如圖 5-2，且相關對應圖 5-2 的參數如公 式(5-1)至(5-7)所示。其中，θa為鋼材溫度(°C)，f 為常溫下之鋼材降伏強度，ay fay, θ 為受溫度影響下之有效降伏強度，fau, θ為受溫度影響下之鋼材極限張力強度， a, θ ε 為受溫度影響下之鋼材應變，σa, θ為受溫度影響下之鋼材應力。 張力強度 當θa ≤300°C； fau,θ =1.25fay (5-1) 當300<θa≤400°C； fau,θ =f (2 0.0025θ )ay,θ − a (5-2) ≥ =