鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證研究

全文

(1)鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證研究. 內政部建築研究所自行研究成果報告. 97 年度.

(2) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證研究. 內政部建築研究所自行研究成果報告中華民國 97 年 12 月.

(3) (本部計畫編號). 097301070000G2010. 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證研究. 執行單位：內政部建築研究所研究主持人：李鎮宏副研究員協同主持人：蔡銘儒研究員. 內政部建築研究所自行研究成果報告中華民國 97 年 12 月.

(4) 目次. 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 第二章數值分析與驗證 ........................................................... 7 第一節鋼材之高溫材料性質 ....................................... 7 第二節分析模式 ....................................................... 14 第三節參數設定 ....................................................... 19 第四節數值結果與討論 ........................................... 28 第三章火場受熱面結構行為分析 ........................................... 41 第一節前言 ............................................................... 41 第二節簡介與流程 ................................................... 43 第三節分析結果與探討 ........................................... 48 第四章火場模擬與結構行為分析. 77. 第一節前言 ............................................................... 77 第二節現況回顧 ....................................................... 78 第三節分析模式建立 ............................................... 80 第五章結論與建議 ................................................................. 89 參考書目 ................................................................................... 91 附錄一 ………………………………………………………97 附錄二 ………………………………………………….….101. I.

(5) 表次. 表次表 2-1 火害中螺栓滑動係數與預力損失試驗結果與正規化………………18 表 2-2 ABAQUS 單位係數統一覽表……………………………………………23 表 2-3 試驗各斷面與簡化區塊最終溫度對照表……………………………23. II.

(6) 圖次. 圖次圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖. 2-1 2-2 2-3 2-4 2-5 2-6 2-7 2-8 2-9 2-10 3-1 3-2 3-3 3-4 3-5 3-6 3-7 3-8 3-9 3-10 3-11 3-12 3-13 3-14 3-15 3-16 3-17 3-18 3-19 3-20 3-21 3-22 3-23 3-24 3-25. SN490B 之應力應變曲線圖 11 SN490C-FR 之應力應變曲線圖 11 SN490B 與 SN490C-FR 在各溫度下的彈性模數 12 各溫度對應的柏松比 12 單軸拉伸實驗下彈塑性材料的工程應力與應變關係 13 各溫度所對應的比熱值 13 各螺栓（bolt）的接觸行為 18 部分耦合分析 18 ABAQUS -分析流程圖 24 元素簡介 24 不同受火面(二面、三面與四面)之結構示意圖 45 兩面受熱之火害行為示意圖 46 三面受熱之火害行為示意圖 47 Type C 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐) 53 Type C 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐) 54 Type C 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐) 55 Type C 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐) 56 Type C 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐 57 Type C 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐) 58 Type C 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(有側撐 59 Type C 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(無側撐)59 Type C 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(有側撐) 60 Type C 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(無側撐) 60 Type C 四面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 61 Type C 三面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 61 Type C 兩面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 61 Type C 四面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 62 Type C 三面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 62 Type C 兩面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 62 Type C 二面受熱之有無側撐分析變形對照側視圖 63 Type C 二面受熱之有無側撐分析變形對照正視 63 Type D 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐) 64 Type D 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐) 65 Type D 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐) 66 Type D 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐) 67 III.

(7) 圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖圖. 3-26 3-27 3-28 3-29 3-30 3-31 3-32 3-33 3-34 3-35 3-36 3-37 3-38 3-39 4-1 4-2 4-3 4-4 4-5 4-6 4-7 4-8 4-9 4-10 4-11 4-12. Type D 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐) 68 Type D 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐) 69 Type D 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(有側撐)70 Type D 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(無側撐)70 Type D 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(有側撐) 71 Type D 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(無側撐) 71 Type D 四面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 72 Type D 三面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 72 Type D 兩面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 72 Type D 四面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 73 Type D 三面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 73 Type D 兩面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 73 Type D 二面受熱之有無側撐分析變形對照側視圖 74 Type D 二面受熱之有無側撐分析變形對照正視圖 74 試體配置圖 82 熱釋放率歷程 82 試體表面溫度測點佈設 83 變位量測位置 84 FDS 模擬耐火爐下視圖 84 應力-應變-溫度關係 85 耐火爐溫實驗與分析值比對 85 TC1~5 實驗與分析比對 86 TB1~5 實驗與分析比對 86 TB6~9 實驗與分析比對 87 FDS 模擬之耐火爐爐溫示意圖 87 非均勻試體表面溫度分布圖 88. IV.

(8) 摘要. 摘要關鍵字：熱傳分析、結構分析、火災模擬、溫度一、研究緣起本所96年協辦案已完成4組箱型柱與H型梁組合火害下結構行為高溫破壞實驗，除瞭解火害中鋼結構梁柱接頭結構行為外，亦有助於以往以單一構件耐火性能設計，應用於實際建築構造中所欠缺之組合構造火害行為之影響參數，有利於後續深入探討各參數影響之量化數據，作為建立採用鋼結構建築時耐火設計及安全評估之依據。由於前揭所進行之梁柱火害實驗係以四面受熱情形為主，惟實際火場中構件受熱情形依不同位置而有不同之受熱面，可分為邊柱梁(柱三面受熱、梁三面受熱)、角柱梁（柱二面受熱、梁二面受熱）與中間柱梁(柱四面受熱、梁三面受熱等)，且柱梁之依H型與箱型等型式不同有多種組合，如上述構件受熱形態與型式組皆須一一進行火害實驗，再行分析探討，則所需經費頗巨，也必須投入大量人力且所需研究期程長，無法因應所須；因此，本研究本年度將先以已完成之四面受熱2組梁柱組合火害實驗，建構數值模式與實驗數據驗證，以建構完整之鋼結構建築之火害行為數值計算模式，再 V.

(9) 以此數值模式先進行柱四面受熱與梁二面與三面受熱之不同受熱邊界之分析並比較其間之差異性，本研究結果將可做為性能設計法中此類型抗彎矩梁柱耐火設計之基礎，並期望能先藉由數值計算方式，供後續規劃鋼構造火害研究實驗之參考，以縮短究期程並可以少量實驗獲得最大成果。。二、研究方法及過程本文依實際結構尺寸，使用分析軟體，進行有限元素數值模擬，探討鋼結構彎矩梁柱接頭在高溫環境中的行為；在高溫環境下鋼材材料之組成律，採用 SN490B 耐震 B 級鋼與 SN490C-FR 耐震 C 級耐火鋼等兩種鋼材之材料性質，熱傳性質採用 Eurocode-3 與相關文獻建議之參數，透過本所 H 型梁-箱型柱彎矩接頭高溫試驗，擷取實驗溫度歷時資料，透過熱傳數值模擬試體表面溫度的分布差異，並接續熱傳數值模擬資料，進行結構數值模擬，以了解彎矩梁柱接頭在高溫環境下之行為，進行驗證本文數值模式之可行性，並考量側撐勁度的作用，藉此分析來探討不同受熱面下結構構件的火害行為三、重要發現透過不同受火面分析模擬發現，無論一般鋼材或是耐火鋼材，有側撐部份的防火時效先後為四面受熱方式<三面受熱方式<兩面受熱方式，無側撐部分的防火時效先後為兩面受熱方式<四面受熱方式<三面受熱方式，顯示不同受熱面結構行為確有差異。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：在本研究中由於三面受熱之結構行為與四面受熱之結構行為經分析結果差異不大（有、無側撐皆然），惟二面受熱(無側撐)之防火時效與三面或四面受熱行為有所差異，因尚無相關實驗資料可供比對，故建議進行 VI.

(10) 二面受熱之構件相關火害行為研究。中長期建議建築室內火災行為與結構安全之研究主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：自 911 雙子星大樓倒塌後，美國 NCST（National Construction Safety Team）彙整相關研究，建議未來應對於真實火災與結構行為間之電腦分析方法加以探討，包含火災發生時物件延燒、閃然發生至全盛期與降溫階段甚至結構倒塌等模擬，以建構完整對於火災－結構(FireStructure)分析介面與整合等有其必要性。摘要. ABSTRACT Key words: Thermal analysis, Structural analysis, Fire simulation, Temperature.. This thesis presents the results of a numerical study, using software to investigate the structural behavior of steel beam-to-column moment connection in fire environment in which two kinds of materials, SN490B and SN490C-FR, are considered. The material properties of steel at high temperature are proposed by material test and relevant documents in this study. The applicability of ABAQUS numerical simulation models have been identified by three full scale H-beam to box-column moment connection fire experiments in ABRI. Besides, the structural behavior in fire with different fire faces whether the specimens have the lateral supported stiffness or not, such as edge column and corner column, the ABAQUS numerical simulation models also have been analyzed and estimated in accordance with the structural safety. Simulation of the effects of severe fires on the structural integrity of buildings requires a close coupling between the gas phase energy release and transport phenomena and the stress analysis in the load-bearing materials. No powerful software packages have the capability to tackle a wide range of fire growth and structural analysis meanwhile. This paper presents the methodology how to communicate between the two interfaces in fire– structural behavior. Three strategies have been done to find the way of transferring thermal results from a VII.

(11) fire simulation to a thermal analysis and make the heat transfer results simulating from a heat transient analysis modeled with solid elements to a structural analysis. An experiment of steel beam-column sub-frame at elevated temperature followed ISO-834 standard fire curve in the furnace will be evaluated. The Fire Dynamics Simulator (FDS) and Finite Element Method (FEM) have been used to model the arrangement of testing. In comparison with the experimental test data, a good correlation with the FDS and FEM analysis is achieved. Consequently, the methodology can be used for a variety of fire simulation, thermal, and structural analysis in fire. VIII.

(12) 第一章緒論. 第一章緒論第一節研究緣起與背景有鑑於幾十年前 1989 年舊金山大地震、1994 年美國洛杉磯北嶺之強烈地震與 1995 年日本神戶地區阪神大地震，以及近幾年 1999 年台灣集集大地震，鋼構造和混凝土建築物甚多遭受破壞現象，並發現皆有梁柱接頭損傷現象，由此可知鋼骨結構的主要破壞幾乎集中於梁柱接頭區。國外大型火場鑑定報告（如：美國 WTC 世貿大樓大火和英國 Cardington 火場研究）皆證實梁柱接頭和大、小梁接頭在火害高溫下破壞所造成的嚴重後果，諸如鋼梁掉落、樓鈑坍塌、鋼柱失去側撐而挫屈破壞…等等。鋼結構的梁跟柱構件在受到火害高溫作用下，材料強度快速的折減，撓度持續的增加，進而產生大變形，導致許多梁柱接頭因此造成破壞，此種破壞形式，在國內外火場中常見。梁柱接頭在整體大型結構中扮演著重要的角色，加上梁柱接頭在溫度變化下，其力學行為隨溫度變化極為複雜，導致梁柱接頭成為鋼結構耐火性能研究分析的重點。研究鋼結構梁柱接頭高溫下實驗，首要面對的問題是實驗設備昂貴、耗時、費力、安全性且相關數據難以量測，若能建立合理的有限元素分析模型、分析流程和假設合理參數來進行模擬預測實驗的趨勢，將可減少因實驗設計不當、重複試驗所造成時間與人力資源的耗費，藉由有限元素法分析和試驗相輔相成，可以提供實際鋼結構在高溫行為下的參考。又傳統 1.

(13) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 的分析過程是一項耗時且繁雜的工作，必須經過不斷改進，評估以獲得最佳的答案。藉由現今電腦科技的發展及各領域理論研究的成果，傳統的工作已能由電腦來完成，並得到合理的答案。 H 型梁-箱型柱的接合型式，是國內鋼結構建築裡重要的抗彎矩梁柱構件連接方式，本文主要針對國內鋼構造建築常見的 H 型梁-箱型柱接合之抗彎矩接頭，依照國內現行鋼構規範設計之實際鋼結構建築中的部分實尺寸梁柱接頭構件，移至大型複合爐中，施以固定載重，藉由複合爐之燃燒來模擬火害中 H 型梁-箱型柱接合之接頭受高溫而破壞的結構行為，並檢討現今規範下梁柱接頭在高溫下的設計考量。本文主要建立結構數值分析模式，並藉由實驗所得數據驗證分析結果，期能利用本文所建立之分析模式探討其他狀況下的結構分析，以替代實驗所需的大量花費。此外，為求實驗與分析的完整性，再加入不同受熱面模式下的模擬比對，以切合實際環境下的真實梁柱接頭對照，除了配合實驗所作的內柱受火分析，另針對邊柱、角柱的受火效應影響，作一系列的模擬研究。. 第二節文獻回顧鋼結構雖然有自重輕、韌性佳與高耐震能力等諸多優異的性能，但是卻有在高溫環境中材料強度迅速軟化的現象，以至於諸多火災事故中，發生鋼梁掉落、樓板坍塌、鋼柱失去側撐而挫屈破壞等行為。. 2.

(14) 第一章緒論. 過去國內外對鋼結構在高溫環境中的研究，受限於實驗設備，泰半探討梁或柱等單一構件。Rubert 與 Schaumann [19]曾對簡支梁之不同細長比的梁斷面以及不同載重率，並採用不同升溫速率進行實驗，以了解梁在高溫下結構的撓度變化。Iu 與 Chan [13]及連寬宏 [33]則針對 Rubert 與 Schaumann [19]之實驗的簡支梁結構，以不同載重率參照 ECCS [ 9]、Eurocode-1 [10]與 Eurocode-3 [11]等規範建議之材料參數，進行分析與實驗的比較。Yin 與 Wang [24,25]針對構架上對梁的束制狀況，在梁端點採用不同的彈性軸向束制與彈性彎矩束制，搭配不同梁跨度型式，使用均佈和非均佈的溫度與不同載重率，進行梁的懸垂效應與撓度之分析。唯單一構件無法代表結構體連續性與端部束制的複雜行為，近年來陸續有學者注意複合構件之高溫行為研究。Liu [15]等人使用等參數有限元素（Shell Element）來模擬大規模實驗，其中包含材料可塑性的考量、溫度的影響，及斷面受熱的非線性膨脹與高溫下的大變形等細節考量，並以時間域觀點計算結構的應力大小，以及試體受其影響的各部分溫度變化率；另外也針對門型構架，進行升溫與冷卻的實驗以瞭解梁的懸垂效應與軸向束制對撓度的影響。Elghazouli [18]等人闡述接頭結構以不同的載重型式與變形程度，更考慮勁度和強度性質的影響，由結構學理論的基礎方程式運算出其平衡條件，進而得到理想狀況下的溫度-強度相互影響曲線，雖仍需要以實驗結果來驗證，但目前已可快速地模擬不同強度下相互影響曲線的狀況，包括不同材料性質組成接頭的相互影響限制。 Al-Jabri [ 2, 3, 4, 5, 6]等人日前曾參與 Cardington 全規模結構火害實驗， 3.

(15) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 體悟到火害下接頭結構驗證的重要性，加上現行的設計規範仍屬不充分的佐證，必須透過實驗修正不同型式的彎矩-轉角-溫度曲線；因此著手研究高溫下鋼結構梁柱接頭強度衰退的預測；並進行內柱十字形梁柱結構的實驗，探討半剛性接頭之彎矩-轉角-溫度關係，並建立轉角與彎矩的數學關係式；近期使用 ABAQUS 程式結合使用有限元素法所獲得的應力-應變關係，加上使用 Von Mises 降伏判斷準則來模擬升溫下螺栓接合的材料性質，包括螺栓的降伏及極限應力；由於火害實驗是昂貴且複雜的，所以開始著手建立日前已完成實驗（接頭尺寸、載重類型與溫度分佈）的高溫分析模式，並與實驗數據作對照，期許能夠更瞭解火害下對真實接頭結構的熱效應特性，才能減低火災意外的迫害程度。 Bailey [ 7, 8]等人於 1996～2007 年期間從火害實驗研究火害中（升溫作用）與火害後（冷卻效應）的考量下進行分析，建立試體之受力與梁端垂直變位關係的 2D 模式模擬，對協助評估火害後鋼結構的補救及能夠同時預測火害後結構的殘餘應力與位移考量，更是佔有一席之地；並進階嘗試實際 3D 模式模擬，使用先前發生過的真實火災案例，結合簡易設計法則來簡化評估，除了低載重率的案例外，大都獲得很高的評價。Silva [21]等人以過去的實驗數據預測火害下可能發生的彎矩-轉角相互反應，包含隨著溫度增加導致不同組成接頭的降伏應力與楊氏模數發生變化，採用雙線性近似法描述結構受力變形，如應用在不同載重型式採用螺栓接合方式的十字形鋼結構梁柱接頭試驗分析。 4.

(16) 第一章緒論. Jowsey [14]等人考量鋼結構於高溫下的應用，透過火災動態模擬裝置（FDS）的流體動力計算程式與 ABAQUS 有限元素模型來探討很多實際無法控制的火災事件。Vimonsatit [22]等人透過很多大規模鋼鈑梁實驗發現都有明顯的剪力破壞現象，遂分析考量剪力因素，包含研究鋼材的剪力挫屈行為、促使結構產生斜張力效應及接合鈑的塑絞作用，建立適當的模擬並與實驗結果比較。Sarraj [20]等人使用 ABAQUS∕ Standard 模式建立簡支梁接頭結構受剪挫屈的 3D 模組行為，其中分析模式已涉獵的考量包括對接頭結構材料組成律的非線性特質、以及規範下的幾何結構非線性與接觸行為的相互影響，並引導結構所有接觸表面間的互制行為、讓梁腹鈑與鋼鈑間的剪力和螺栓頭與螺栓孔間的挫屈與實驗結果一致，並試著以剛接點間的強度與勁度效應，描述出試體的挫屈作用與螺栓的單剪行為。不過，鋼材之高溫材料性質頗具地域性，國外之研究結果無法直接移植國內應用，國內對鋼結構耐火性能研究亦有迫切需求。本所針對 H 型梁-H 型柱的梁柱接頭，分別以定溫加載與定載加溫，進行裸鋼與防火被覆的高溫載重實驗 [29]。林岳山華 [30]、許晉瑋 [36]與蕭博勳 [39] 亦針對梁柱接頭結構之高溫反應進行數值模擬分析。至於螺栓結合的分析考量，則参照方朝俊 [26]、洪健晉 [32]研究分析鋼材的螺栓行為影響，已有相當的涉獵程度與發展。對於大尺寸構件實驗的升溫模式，雖然於技術上已經能達到爐溫上升 5.

(17) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 依照預定升溫方式進行，然而經內政部建築研究所在 2005～2006 年針對 H 型梁-H 型柱的接頭結構實驗 [29]顯示，爐溫與構件表面溫度差異甚大。Gardner 與 Ng [12]探討不鏽鋼結構暴露於高溫環境中溫度變化，其結果顯示熱效應會影響溫度分布。Al-Jabri [ 2, 3, 4, 5, 6]等人發現梁柱結構在高溫環境中，各部位溫度有不同的上升趨勢，因此分析給予結構各部位的表面溫度並不相同，必須有不同程度的折減比例。再加上方朝俊 [26]、洪健晉 [32]的栓接與螺栓行為相關研究，針對螺栓與接頭接合的接觸行為，使得分析能夠更確實模擬接頭的實際情形。這些結果顯示熱傳分析的重要性，尤其必須考量熱傳導對各部分構件的接觸，其中梁柱結構與螺栓接合的介面，將在本文的實驗與分析中扮演很重要的角色. 6.

(18) 第二章數值分析與驗證. 第二章數值分析與驗證本文數值模擬利用鋼材 SN490B 與 SN490C-FR 的實際材料試驗結果，並配合 Eurocode-3 [ 9]與 William [23]等人所建議之材料參數補足材料試驗未提供的數據進行結構分析，同時參考 Eurocode-1 [10]、Eurocode-3 [11]、 Gardner 與 Ng [12]所建議之熱傳分析所需相關係數，並結合 Sarraj 等人 [20] 的有限元素法應用於 ABAQUS 套裝軟體之文獻，其中提到接觸面的運用、力與面之間的相互作用以及螺栓帽與孔間力跟束制方向的取捨，建立本文彎矩梁柱接頭在高溫環境中之行為研究。. 第一節鋼材之高溫材料性質本文所探討的試體材料以 SN490B 耐震級鋼及 SN490CFR 耐火級鋼為主，文中模擬所使用的高溫材料性質係採用林子賓 [31]與陳諺輝 [34]於 2006 年針對材料實驗的需求，送請中鋼材料實驗室測試 SN490B 耐震級鋼及 SN490CFR 耐火級鋼等兩種鋼材進行高溫材料試驗，所得之各溫度下的應力應變關係的結果（圖 2-1 與 2-2）。在林子賓]與陳諺輝文中也提到，實驗研究所用的耐火鋼係由中鋼公司自行研發而成的 SN490C-FR 耐火級鋼材，不僅保有 SN490C 耐震級鋼材的耐震特性，並具有鋼材溫度達到 600°C 時，仍保有室溫強度三分之二的耐火特性，在未來鋼結構耐火設計上有其應用之潛力；SN490C-FR 耐火級鋼材之耐火機制主要是在其化學組成中加入了耐高溫的鉬、鈮、釩、鈦等金屬元素， 7.

(19) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 使得在高溫下這些元素與碳所化合的碳化物，特別是鉬與鈮的碳化物產物，能鎖定差排（Dislocation），並阻止鋼材內的差排在一定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，也有助於增強鋼材在一定高溫下抗潛變的能力。然而這一系列的相關研究，對於耐火鋼在高溫時的行為，在莊有清 [35] 文中也提到，耐火鋼在常溫狀態下與一般鋼的性能差不多，在高溫時才會顯現其耐火特性，同時在，Li [16]等人的實驗數據中也有此種現象，足以說明耐火鋼與一般鋼的差異。. 1.彈性模數實驗所使用的 SN490B 與 SN490C-FR 的兩種鋼材，其材料性質是經由中鋼實驗室進行高溫材料試驗所得，分別為 20℃、100℃、200℃、300℃、 400℃、500℃、600℃、700℃及 800℃等各溫度所對應之彈性模數（Elastic Modulus），同時以這些材料性質作為本文數值模擬之參數使用，其實驗後楊氏彈性模數結果如圖 2-3 所示：. 2.柏松比常溫下鋼材柏松比之值為 v = 0.288，一般最常當成 0.3 使用。圖 2-4 表示鋼材在各溫度下所對應柏松比的關係圖，由圖上可以看出鋼材柏松比與溫度關係的趨勢，在常溫至 400℃之間約線性增加。超過 400℃之後，柏松比隨著溫度的增加有曲線上升的趨勢。 8.

(20) 第二章數值分析與驗證. 3.塑性性質鋼材的塑性為當應力超過降伏點後，能產生顯著的殘餘變形（塑性變形）而不立即斷裂的性質。換句話說，塑性是材料能保持其永久形狀或變形而不發生破壞的性質，為彈性的反義。因此，塑性在預測材料破壞形式上為一重要之特性。圖 2-5 為單軸拉伸實驗示意圖，說明一般彈塑性材料在各個應力應變階段的行為，圖中顯示在曲線在降伏點（Yield Point）之前，材料具有線彈性行為，過降伏點（Yield Point）後的應變硬化（Hardening）與應變緊縮（Necking）階段，材料具有非線性與非彈性行為。這說明彈塑性材料在高應力（和應變）下，具有非線性與非彈性行為，金屬材料的性質正是屬於這類的彈塑性材料，而具有非線性、非彈性行為的部份，稱為塑性區段。 SN490B 與 SN490C-FR 兩種金屬材料在圖 2-1 與 2-2 可以看出，也明顯的具有塑性性質的現象。. 4.熱效應熱傳導係數（Thermal Conductivity）- k 的計算非常繁雜，依 Eurocode-3 [11]規範所建議的計算公式如下 C T 800 C 時， k 54 3.33 102 T 當 20 C T 1200 C 時， k 27.3 當 800. W / mC. 其中 T 為鋼材的溫度 (℃) 9. W / mC. （2-1a）（2-1b）.

(21) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 5.其他材料參數本文是利用鋼材所做的結構實驗，故使用鋼材的材料參數，來做後續的模擬。除了上述參數外，尚有其他一般的參數，但礙於目前國內的現有資料不多，因此決定參考 Eurocode-3 [11]所建議的這些材料參數數值。密度（Density-ρ）因為業界所認定的密度值不同但差異不大，而國內工會係採用歐美公會的公認值，故使用 Eurocode-3 [11]規範建議採用鋼材密度ρ =7850 kg/m3。鋼材膨脹係數（Expension Cofficient-α）則依Eurocode-3 [11]規範所建議，熱膨脹係數採用α= 14×10-6。單位質量物質升高 1℃時所需的熱能稱為該物質的比熱容量，簡稱『比熱』（Specific Heat- C ），亦是試體的材料特性，圖 2-6 為各鋼材於各溫度下的比熱値，依規範所建議的計算公式如下： C T 600 C 時，當 20 C 4257.73101T 1.69 103T 2 2.22 106 T 3. J / kgC. （2-2a）. C T 735 C 時，當 600 13002 C 666  738 T. （2-2b）. J / kgC. C T 900  C 時，當 735  17820 C 545  T 731. （2-2c）. J / kgC. C T 1200 C 時，當 900 C 950. （2-2d）. J / kgC. 其中 T 為鋼材的溫度（℃）. 10.

(22) 第二章數值分析與驗證. SN490B應力應變曲線圖. 600. RT 100℃ 200℃ 300℃ 400℃ 500℃ 600℃ 650℃ 700℃ 750℃ 800℃. Stress (MPa). 500 400. RT. 200 300 100. 300. 400. 200. 500. 600. 650. 100. 700. 800. 750. 0 0. 0.2. 0.4. 0.6 Strain (mm/mm). 0.8. 1. 圖 2-1. SN490B 之應力應變曲線圖. 1.2. SN490C-FR應力應變曲線圖 700 600. RT 100℃ 200℃ 300℃ 400℃ 500℃ 550℃ 600℃ 650℃ 700℃ 750℃ 800℃. 300 100 200. Stress (MPa). 500 400. 500 550. 300. 600. 400 RT. 200. 650 700. 100. 750 800. 0 0. 0.2. 圖 2-2. 0.4. 0.6 Strain (mm/mm). 0.8. SN490C-FR 之應力應變曲線圖. 11. 1. 1.2.

(23) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證 SN490B&SN490C-FR彈性模數 3.0E+05. 彈性模數E(MPa). 2.5E+05 2.0E+05 1.5E+05 1.0E+05 5.0E+04. SN490B SN490C-FR. 0.0E+00 0. 100. 圖 2-3. 200. 300. 400 500 溫度(℃). 600. 700. 800. 900. SN490B 與 SN490C-FR 在各溫度下的彈性模數. 各溫度對應之柏松比 0.320. poisson's ratio 0.315. 柏松比. 0.310. 0.305. 0.300. 0.295. 0.290. 0.285 0. 100. 200. 300. 400. 500. 溫度(℃). 圖 2-4. 各溫度對應的柏松比. 12. 600. 700. 800.

(24) 第二章數值分析與驗證. Ultimate strength. Yield point Nominal Stress. Hardenin g. 1. Necking. Young’ s modulus,E. Material Unloading curve par al l e l t oYo ung ’ s modulus Nominal. 圖 2-5. 單軸拉伸實驗下彈塑性材料的工程應力與應變關係. 各溫度下的比熱值 5.0E+03. Specific heat. 4.5E+03. Specific heat(J/kgK). 4.0E+03 3.5E+03 3.0E+03 2.5E+03 2.0E+03 1.5E+03 1.0E+03 5.0E+02 0.0E+00 0. 100. 200. 300. 400. 500. 600. 700. 800. Temperature(℃). 圖 2-6. 各溫度所對應的比熱值. 13. 900. 1000 1100 1200.

(25) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 第二節分析模式本文應用 ABAQUS 套裝軟體，針對鋼結構彎梁柱接頭在高溫環境下之行為模擬分析，考量熱效應導致結構膨脹產生熱應力的影響，所用到的分析考量分別有熱傳分析、接觸分析、非線性結構分析，以及結合熱傳、結構部分耦合分析。. 1.熱傳分析本文分析所採用的溫度為實驗試體的表面溫度值，故著重於熱傳導的效應產生。熱傳導（Thermal Conductivity）在三維的等方向均勻介質裡的傳播方式可用以下方程式表示：  T 2T 2T 2T k ( 2  2  2 ) k (Txx Tyy Tzz )  t  x  y  z. （2-3）. 其中 T T  t , x, y , z  表溫度，為時間 t 與空間 ( x, y, z ) 之變數函數。  T / t 是空間中一點的溫度對時間的變化率。. Txx , Tyy , Tzz 的溫度對三個空間座標軸的二次導數。. （2-3）式為有限元素固體熱傳數值模擬模型計算依據，依此分析可求得在任何的時間點上，每個元素節點之溫度值，以提供非線性結構分析時所需任何時間點中每個元素節點所對應的溫度值，進而決定相對應的各溫度對應的材料性質藉以執行非線性結構分析。. 14.

(26) 第二章數值分析與驗證. 2.接觸分析在 ABAQUS∕Standard 程式中，試體各部份的接觸可分做兩部分-熱傳行為與結構行為，其中前者為在分佈面（Set）建立各時間下的溫度影響數值，後者則在表面（Surface）建立力與結構體間的邊界效應，並導入溫度影響因素，兩者都讓可能發生互相接觸的表面成對，然後再定義支配各表面的力學行為模式。定義接觸面之間的性質又分為兩部份：法線方向（Normal Behavior）作用與切線方向（Tangent Behavior）作用。在法線方向的接觸，主要為兩兩接觸面間所受應力的傳遞，包含硬接觸（Hard Contact）與軟接觸（Softened Contact）兩種行為。其中硬接觸（Hard Contact）指的就是面與面之間隙為零時，也就代表每個面皆有法向接觸的應力產生，然而當接觸面間的應力為零或負值時，兩個接觸面將會分離並且解除限制。至於軟接觸（Softened Contact）行為，則涵蓋線性接觸（Linear Contact）與指數接觸（Exponential Contact），使用線性趨勢與指數曲率來描述面與面的間隙大小與接觸應力之關係，所以當接觸面皆脫離限制後，接觸面間的接觸應力並不至於會立刻解除（或釋放），而是以線性回歸或指數遞減方式逐漸解除。故本文的分析模型都使用硬接觸模式來模擬。至於切線方向的接觸行為可分成 -無摩擦（ Frictionless）、罰函數（Penalty）、粗糙（Rough）與拉格朗日乘數法（Lagrange Multiplier）等模式，各有各所適當的摩擦狀態。選用適當的切向計演算法則是重要的，其中無摩擦與粗糙為接觸中兩種極極端的狀態，前者意指無摩擦狀態下的結 15.

(27) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 構體，保持全系統內之能量守恆，亦即表示整個結構的動能變化量與位能變化量之和為零，僅只有應力傳遞，後者呈現的接觸面極度粗糙，並且不允許結構體產生相對移動。而拉格朗日乘數法分析較適用在兩兩高勁度結構體表面間重複的停滯（Stick）與滑動（Slip），透過增加自由度的數目與提升高計算成本花費達到收斂。反觀罰函數演算法架構簡易明確，然而較拉格朗日乘數法的計算成本還低，比起無摩擦與粗糙模式，更能代表實際環境下的結構體行為，所以本研究使用罰函數摩擦係數公式。本文中的抗彎梁柱接頭之接觸行為區域包含螺栓柄（shank）與螺栓孔（hole）間、螺栓頭（head）與剪力片（shear plate）間、螺栓帽（nut）與梁腹鈑間以及剪力片（shear plate）與梁腹鈑（beam web）間的表面，如圖 2-7 所示。螺栓柄（shank）、螺栓頭（head），以及螺栓帽（nut）的接觸表面積為主屬表面（螺栓部分為較硬的材料），而其他的接觸面都是從屬表面（較軟材料性質）。在螺栓部分並考量預力與接觸的影響則參照文獻 [26] 如表 2.1 所示，預拉力與摩擦係數 隨著溫度變化而有所不同。. 3.部分耦合分析鋼結構彎矩梁柱接頭在火爐內從常溫到高溫加熱進行中，其鋼材因受高溫加熱而產生結構變形行為，試體實際上所受的載重型態有結構載重與熱載重，且這兩種載重型態是同時進行；其中結構載重包括試體自重與外力載重，而熱載重的施加過程為梁柱接頭受熱時之溫度分佈歷時。. 16.

(28) 第二章數值分析與驗證. 如圖 2-8 所示，本文採用熱傳分析未受非線性結構分析影響的部分耦合分析（Sequential Coupling Field Analysis），數值模擬分析時先做熱傳分析求得試體受熱中每個元素節點之溫度歷時之結果，以提供非線性結構分析中熱載重的施加模擬，最後得到試體在火爐內從常溫到高溫加熱進行中之結構變形行為。由此可知，若可針對不同的受熱面區塊模式進行模擬，建立不同的接頭結構型式，使其模擬結果契合實際火場下的真實行為，對日後鋼結構後續之研究將是一大助益。. 17.

(29) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 表 2-1 溫度 (℃) 室溫 200 400 600 800. 火害中螺栓滑動係數與預力損失試驗結果與正規化. 滑動載重預力大小滑動係數滑動係數正規化 (t) (t) 15.6 23.64 0.33 1.00 15.9 24.09 14.7 27.20 0.27 0.82 15.1 27.96 12.5 25 0.25 0.76 12.7 25.4 2.2 3.14 0.35 1.06 2.1 3.00 1.0 0.6 0.83 2.52 1.1 0.66. Shear plate. Contact element. Nut. Centre-node Beam web. Box column surface 圖 2-7. 預力正規化. 各螺栓（bolt）的接觸行為. 18. 1.00 1.156 1.056 0.129 0.026.

(30) 第二章數值分析與驗證. Thermal. Analysis. 分析結果導入 File of thermal analysis result Nonlinear. Structural. Analysis. File of nonlinear structural analysis is result. 圖 2-8 部分耦合分析. 第三節參數設定如圖 2-9 所示，本文參照 ABAQUS 使用手冊 [1]，使用 ABAQUS 軟體的數值模擬 CAE 介面，建立試體之幾何尺寸、材料組成律、載重方式、邊界條件以及其他必須考量的設定，完成前處理各項動作之後進行熱傳分析，再重複前面步驟，同時將熱傳分析結果導入非線性結構分析中進行部分耦合之非線性結構分析，最後將分析結果進行後處理。 1 參數輸入本文參數輸入採用 SI（mm）單位系統，因此必須將輸入的參數換算成該單位系統，若輸出結果須用國內常用單位系統表示，則需再另行作單位換算（見表 2-2）。. 19.

(31) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 在 ABAQUS 中定義塑性資料時採用真實應力（True Stress）與真實應變（True Strain），然而材料實驗室輸出的資料通常是工程應力（Engineering stress）與工程應變（Engineering strain），因此在 ABAQUS 的使用上，參照 ABAQUS 實務入門引導 [37]首須將工程應力與工程應變轉換成真實應力與真實應變（(2-4)與(2-5）。 ln(1 nom ). (2-4). nom (1 nom ). (2-5). 其中 為真實應變（True Strain）， nom 為工程應變（即名義應變： Nominal Strain）， 為真實應力（True Stress）， nom 為工程應力（即名義應力：Nominal Stress）。另外 ABAQUS 在材料的塑性應變（Plastic Strain）部分以下式計算之。在材料試驗中用來定義塑性行為的數據所提供之應變，並非是材料中的塑性應變，而是材料中的總應變，因此必須將總應變分解為彈性和塑性應變分量。 pl t el t / E. (2-6). 其中 pl 為真實塑性應變（True Plastic Strain）， t 為真實總應變（Total True Strain）， el 為真實彈性應變（True Elastic Strain）， 為真實應力（True Stress）， E 為彈性模數（Elastic Modulus）。. 20.

(32) 第二章數值分析與驗證. 2.元素選擇由於金屬塑性變形具有體積不可壓縮的性質，這限制了彈塑性模擬分析時可使用的元素類型，因為體積不可壓縮限制元素積分點處的體積保持常數，可是當某些元素類型加入不可壓縮的約束，使得元素過度約束，一旦元素不能消除這些約束時，就會造成體積自鎖（Volumetric Locking）的現象，導致分析行為過於剛硬。本文選擇 C3D8 元素，如圖 2-10（a）所示，此元素屬一階線性元素，其積分點只有元素中心ㄧ點，在每個方向都以線性內插的方式來處理。除了本實驗的試體外，其餘各種結構分析實際所用的元素也都以此為基本型式。 1.熱傳分析：輸入實驗所得之梁柱表面溫度，進行熱傳分析到試體內部，僅考慮試體表面的熱傳導效應，則分析採用 DC3D8 元素，除了具有 C3D8 基本元素的特性外，亦可用於熱傳導的計算，此元素符號介紹如圖 2-10（b）。 2.非線性結構分析：通常認定元素節點越多的，模擬效果越佳，但是金屬材料具有體積不可壓縮性，當分析模型材料具有不可壓縮性時，ABAQUS∕Standard 中的完全積分二次實體元素對體積自鎖（Volumetric Locking）非常敏感，因此不能用於彈－塑性問題模擬，本研究分析抗彎矩梁柱接頭在高溫環境下的行為，分析所採用的是 C3D8I 元素，如圖 2-10（c），此元素為非協調模式元素，可用來計算結構產生彎曲變形的力學行為，同時也可導入熱傳分析 21.

(33) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 得到的溫度資料，進行各溫度下力學行為分析，同時可避免體積自鎖現象。在本次實驗計畫中，在 ABAQUS 分析程式，試驗Ⅰ、Ⅱ與Ⅲ皆為高溫試驗，必須考慮熱傳分析，為便於程式分析，簡化鋼材表面溫度，將採用實驗計畫中的試體平均表面溫度，其溫度分佈圖區分如圖 2-11，對照由試驗各斷面的最終溫度值簡化為各區塊的最終溫度(見表 2-3)，並附上試驗 Ⅰ、Ⅱ之各部分的實驗平均溫度（包含爐溫資料）歷時圖為圖 2-12～2-15，作相關的檢核與校正。. 22.

(34) 第二章數值分析與驗證. 表 2-2. ABAQUS 單位係數統一覽表. 量. SI. SI(mm). US Unit(ft). US Unit(inch). 長度. m. mm. ft. in. 力. N. N. lbf. lbf. 質量時間應力能量密度. kg sec Pa(N/m2) J kg/m3. tonne(103kg) sec MPa(N/mm2) mJ(10-3J) tonne/mm3. slug sec lbf/ft2 ft lbf slug/ft3. lbf s2/in sec psi(lbf/in2) in lbf lbf s2/in4. 表 2-3. 試驗各斷面與簡化區塊最終溫度對照表. 各試驗斷面最終溫度值(℃) Type B Type C Type D 斷面 max min max min max min OC3A 561 495 514 468 633 322 OC4A 371 167 555 417 603 516 OC3B 184 154 553 266 617 579 OC4B 381 177 577 454 623 490 OC3C 477 256 566 383 608 346 B2A 460 395 563 459 729 536 B1a 566 333 638 593 729 691 B1b 695 270 643 600 701 674 B2B 586 154 595 386 653 403 B1c 601 447 600 386 658 619 B1d 616 198 595 264 640 404 B1e 642 444 668 208 706 483 B1f 650 402 638 294 729 408 B1g 702 702 740 633 769 701. 23. 簡化區塊最終平均溫度值(℃) 區塊 Type B Type C Type D 上柱. 492. 492. 379. 接頭. 232. 471. 553. 下柱接合. 374 334. 497 509. 520 626. 左梁. 459. 563. 643. 右梁. 550. 502. 602.

(35) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 繪製構架元 Mesh 及決定分析元素建立材料參數並定義到各個元件. 進行熱傳分析. 將各個構架元件組成. 進行接觸及非線性結構. 決定分析步驟與分析加入部分耦合分析設定邊界條件及承載狀結果輸出與整理圖 2-9. ABAQUS -分析流程圖. Linear element 8-node brick， C3D8 (a). C 3D 8. D C 3D 8. I. Incompatible 八個節點三維元素實體元素. 八個節點三維元素實體元素熱傳導元素 (b). (c) 圖 2-10. 元素簡介. 24.

(36) 第二章數值分析與驗證. A. 3. 上柱 (Column Top). Type B 接合方式. 接頭. A. 4. B. 3. B. 4. (Connection). 2 A 接合 (Link). 1 a. 1 b. 2 B. 右梁. (Right Beam). Type C&D 接合方式(托. 1 c. 1 d. 1 e. 下柱 (Column Bottom). C 3. 圖 2-11. 簡化分析之分區示意圖. 25. 左梁. (Left Beam). 1 f. 1 g.

(37) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. TypeC(Column portion)-Time&Temperature 850. Column Top Connection Column Bottom 平均爐溫. 800 750 700 650. Temperature(℃ ). 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. Time(min). 圖 2-12. Type C-柱部份溫度歷時關係圖. TypeC(Beam portion)-Time&Temperature 850 800. Link. 750. Left Beam. 700. Right Beam. 650. 平均爐溫. 600. Temperature(℃ ). 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. Time(min). 圖 2-13 Type C-梁部份溫度歷時關係圖. 26. 22. 24. 26.

(38) 第二章數值分析與驗證 TypeD(Column portion)-Tme&Temperature 850. Column Top Connection. 800 750. Column Bottom 平均爐溫. 700 650. Temperature(℃ ). 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 28. Time(min). 圖 2-14 Type D-柱部份溫度歷時關係圖. TypeD(Beam portion)-Tme&Temperature 850. Link. 800. Left Beam Right Beam 平均爐溫. 750 700 650. Temperature(℃ ). 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. Time(min). 圖 2-15 Type D-梁部份溫度歷時關係圖. 27. 24. 26. 28.

(39) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 第四節數值結果與討論本研究高溫實驗驗證對象分別為：(Ⅰ) 一般鋼托梁式接頭於升溫下定載加溫試驗[Type C]，及(Ⅱ) 部分耐火鋼托梁式接頭於升溫下定載加溫試驗 [Type D]。在熱傳部分皆以熱傳模式分析，而結構分析加以考慮螺栓接合的作用，依序分析步驟為給予螺栓預力、柱加載軸力、梁施於固定載重，以及開始加熱升溫等階段，除了檢視外力加載後的結構示意相容性外，也考量到試體各部分局部破壞的相符性，亦將梁是否產生側向扭轉挫屈（Lateral-Torsional Buckling）再次驗證。以下就試驗Ⅰ、Ⅱ實驗數據與分析數值作比較與討論：（Ⅰ）一般鋼托梁式接頭於升溫下定載加溫試驗[Type C] （1）ㄧ般鋼托梁式梁柱接頭在加溫狀態下，梁柱接頭的溫度-梁端變位（DB4）關係（圖 2-16）而言，分析所得破壞溫度數值結果約為 500℃，而試驗所測得的破壞溫度為 510℃，其誤差為 2%，兩者趨勢相符；若以升溫時間與變位（圖 2-17）來看，實驗在 24 分鐘多發生破壞，分析則在 25 分鐘左右產生，誤差約 1 分鐘左右。（2）在本試驗裡，就溫度-梁端變位（DB3）關係曲線（圖 2-18）來. 28.

(40) 第二章數值分析與驗證. 說，（DB3）變位之分析得破壞溫度達 500℃，而試驗則在加熱溫度約 500℃左右開始破壞，兩者趨勢亦相符；若以升溫時間-變位（圖 2-19）關係探討，分析數值與實驗數據的破壞時間皆為 24 分鐘左右開始發生劇烈變位，亦符合預期結果。（3）論以梁柱接頭的相對轉角而言，由溫度或時間與其關係圖（圖 2-20 與 2-21）來看，產生大變形的溫度大致上皆在 500℃左右，而破壞時間都在 24 分鐘左右，都符合預期性破壞結果。（4）圖 2-22 為一般鋼材托梁式梁柱接頭試驗的試體施加螺栓預力、柱施加軸載重與梁端加載後的試體分析示意圖，接著再導入溫度效應後，所得的試體變形結果（如圖 2-23 與 2-24），顯示出接頭結構並沒有產生扭轉，唯梁下翼鈑發生挫屈變形，實驗與分析兩者比較相符；另外，分析亦有考量螺栓預力作用的效應，如圖 2-25。（Ⅱ）部分耐火鋼托梁式接頭於升溫下定載加溫試驗[Type D] （1）部分耐火鋼托梁式梁柱接頭在加溫狀態下，梁柱接頭的溫度梁端位移（DB4）的關係（圖 2-26）而言，析所得破壞溫度數值結果約為 610℃，而試驗所測得的破壞溫度為 610℃，兩者趨勢相符；若以時間-梁端位移（DB4）曲線（圖 2-27）對照，其分析與實驗曲線幾乎重合，兩者皆在升溫時間為為 29 分鐘時發生破壞。 29.

(41) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. （2）在本試驗裡，就溫度-梁端變位（DB3）關係曲線（圖 2-28）來說，梁端變位（DB3）之分析得破壞溫度約至 620℃，而部分耐火鋼托梁式接頭試驗加熱溫度達 620℃開始破壞，兩者趨勢幾乎重合；若以時間-梁端變位（DB3）之相互關係（圖 2-29），破壞時間皆為 29 分鐘開始產生，而未達破壞之前的階段期間，因為托梁為較硬鋼材(耐火鋼)，而連接梁為較軟鋼材(一般鋼) 故在定載加溫破壞前，DB3 為靠近托梁螺栓接合處，受到托梁的耐火鋼材較佳抗彎強度特性抑制所致。（3）由分析與實驗的相對轉角來探討，不論在溫度或是時間上，分析出的相對轉角結果，都能跟實驗數據相吻合，其趨勢符合預期性結果(如圖 2-30 與 2-31)。（4）圖 2-32 為耐火鋼材托梁式梁柱接頭試驗的試體施加螺栓預力、柱施加軸載重與梁端加載後的試體分析示意圖，接著再導入溫度效應後，所得的試體變形結果（如圖 2-33 與 2-34），顯示出接頭結構並無產生扭轉，只有在梁之下翼鈑處發生挫屈變形，並且比試驗（Ⅱ）之變形較遠離梁柱接合面，實驗與分析兩者相符，表示耐火鋼確實比一般鋼更能提升在高溫下的抗彎性能；同樣地，本分析亦有考量螺栓預力作用的效應，如圖 2-35。. 30.

(42) 第二章數值分析與驗證. TypeC(DB4)-Temperature&Beam-end deflection Temperature(℃) 0. 50. 100. 150. 200. 250. 300. 350. 400. 450. 500. 550. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜). 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260. Test Data. 280. ABAQUS Analysis. 300. 圖 2-16 Type C 溫度-梁端位移(DB4)比較圖. TypeC(DB4)-Time&Beam-end deflection Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜ ). 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260. Test Data. 280. ABAQUS Analysis. 300. 圖 2-17 Type C 時間-梁端位移(DB4)比較圖. 31. 22. 24. 26.

(43) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證 TypeC(DB3)-Temperature&Deflection Temperature(℃) 0. 50. 100. 150. 200. 250. 300. 350. 400. 450. 500. 550. 0 10 20 30 40. Deflection(㎜ ). 50 60 70 80 90 100 110 120 130. Test Data. 140. ABAQUS Analysis. 150. 圖 2-18 Type C 溫度-梁端位移(DB3)比較圖. TypeC(DB3)-Time&Deflection Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 0 10 20 30 40. Deflection(㎜ ). 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140. Test Data ABAQUS Analysis. 150. 圖 2-19 Type C 時間-梁端位移(DB3)比較圖. 32. 22. 24. 26.

(44) 第二章數值分析與驗證 TypeC(Connection)-Temperature&Rotation Temperature(℃) 0. 50. 100. 150. 200. 250. 300. 350. 400. 450. 500. 550. 0 10 20 30. Rotation(Millirads). 40 50 60 70 80 90 100. Test Data. 110. ABAQUS Analysis. 120. 圖 2-20 Type C 溫度-相對轉角(Connection)比較圖. TypeC(Connection)-Time&Rotation Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 0 10 20. Rotation(Millirads). 30 40 50 60 70 80 90 100 110. Test Data ABAQUS Analysis. 120. 圖 2-21 Type C 時間-相對轉角(Connection)比較圖. 33. 24. 26.

(45) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 圖 2-22 Type C 加載前示意圖. 實驗照片. 數值分析. 圖 2-23 Type C 實驗後試體變形全視圖. 34.

(46) 第二章數值分析與驗證. 實驗照片. 數值分析. 圖 2-24 Type C 實驗後試體翼鈑局部挫屈變形圖. 實驗照片. 數值分析. 圖 2-25 Type C 加載後試體螺栓預力變化圖. 35.

(47) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證 TypeD(DB4)-Temperature&Deflection Temperature(℃) 0. 50. 100. 150. 200. 250. 300. 350. 400. 450. 500. 550. 600. 650. 0 20 40 60 80. Deflection(㎜ ). 100 120 140 160 180 200 220 240 260. Test Data. 280. ABAQUS Analysis. 300. 圖 2-26 Type D 溫度-梁端位移(DB4)比較圖. TypeD(DB4)-Time&Beam-end deflection Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 0 20 40 60. Beam-end deflection(㎜). 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260. Test Data. 280. ABAQUS Analysis. 300. 圖 2-27 Type D 時間-梁端位移(DB4)比較圖. 36. 26. 28. 30.

(48) 第二章數值分析與驗證 TypeD(DB3)-Temperature&Deflection Temperature(℃) 0. 50. 100. 150. 200. 250. 300. 350. 400. 450. 500. 550. 600. 650. 0 10 20 30 40. Deflection(㎜). 50 60 70 80 90 100 110 120 130. Test Data. 140. ABAQUS Analysis. 150. 圖 2-28 Type D 溫度-梁端位移(DB3)比較圖. TypeD(DB3)-Time&Deflection Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 0 10 20 30 40. Deflection(㎜ ). 50 60 70 80 90 100 110 120 130. Test Data. 140. ABAQUS Analysis. 150. 圖 2-29 Type D 時間-梁端位移(DB3)比較圖. 37. 26. 28. 30.

(49) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證 TypeD(Connection)-Temperature&Rotation Temperature(℃) 0. 50. 100. 150. 200. 250. 300. 350. 400. 450. 500. 550. 600. 650. 0 10 20 30 40. Rotation(Millirads). 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140. Test Data. 150. ABAQUS Analysis. 160. 圖 2-30 Type D 溫度-相對轉角(Connection)比較圖. TypeD(Connection)-Time&Rotation Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 10 20 30 40. Rotation(Millirads). 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140. Test Data. 150. ABAQUS Analysis. 160. 圖 2-31 Type D 時間-相對轉角(Connection)比較圖. 38. 28. 30.

(50) 第二章數值分析與驗證. 圖 2-32 Type D 加載前分析示意圖. 實驗照片. 數值分析. 圖 2-33 Type D 實驗後試體變形全視圖. 39.

(51) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 實驗照片. 數值分析. 圖 2-34 Type D 實驗後試體翼鈑局部挫屈變形圖. 實驗照片. 數值分析. 圖 2-35 Type D 加載後試體螺栓預力變化圖. 40.

(52) 第三章火場受熱面結構行為分析. 第三章火場受熱面結構行為分析第一節前言根據建築技術規則防火安全有關規定增修訂之研究[38]，配合內政部營建署全球資訊網站建築技術規則[28]於 2007 年最新修訂鈑，已說明目前建築物有防火時效之規定，對於使用鋼結構之高層建築而言，梁柱構件在最上面四層樓中，須有 1 小時之防火時效；由頂層向下算起五至十四層樓中須有 2 小時之防火時效；由頂層向下算起十五層樓以下須有 3 小時的防效，然而目前工程上多使用防火被覆來阻絕鋼材溫度之上升，進而達到建築技術規則之要求，以確保人民生命財產安全，可是鋼材在高溫環境下的極限強度與勁度，仍然是影響結構破壞行為的重要因素，而且這種純粹以防火披覆材的方式達到規定之防火時效，對於目前環保觀念之推動，顯然有所違背，因此對於鋼結構在高溫環境下之行為研究，仍然有其必要性。目前建築法規乃依據建築技術規則增修訂之研究，並基於工程原理及試驗資料並經由結構失敗經驗修訂發展而成。要讓功能式法規的適當效益（基本上包含基本法規、專業檔和設計規範的使用）能夠被廣泛使用，但似乎仍需要進行相同的發展工作，意指實驗與分析同步。所以依據如此的準則仍需要相關試驗與模型分析驗證後，方可發展成熟供業界來使用。以本研究之試體試驗情形，為實際建築物的內柱模式，不足以替代於全部實際結構物內的情形，而且內柱型式通常只為大型建築物所使用，反 41.

(53) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 而實際環境下的邊柱與角柱模式，是目前國內建築結構較常見的梁柱接頭應用。將於下文依照本實驗所規劃的結構試體設計型式，針對不同受熱面情形之梁柱接頭，試著預測邊柱與角柱方式的模擬火害行為。. 42.

(54) 第三章火場受熱面結構行為分析. 第二節簡介與流程由於目前建築法規乃基於工程原理及結構失敗經驗發展而成，即必須採用規範要求的準則為底，加上對照所需要的相關試驗與模型分析驗證後，方可讓業界有所依憑並供作為使用考量。九一一世貿中心倒塌事件（2001）已經強調火害下的結構行為需要有更深入的了解。此火害事件的分析細節與結構行為導致學術上認定結構設計是否安全與工程師普遍使用的規範法則在學問上產生分歧與不可靠。本文前述之實驗數據與模型分析比較後，所得結果皆在採用之規範容許範圍內，但僅僅為單一情況下的梁柱接頭模式，還無法以其概論所有結構模式的火害行為。本研究之試體受熱表面的實驗情形，仍是試體全曝面（裸鋼）的受熱方式，亦即本文實驗梁柱接頭試體結構於四面受熱之狀況，不足以替代於全部實際結構物內的情形，將於下文針對不同受熱面情形之梁柱接頭，試著模擬三面受熱與兩面受熱方式的火害行為。由圖 3-1 看出，此結構依柱所在位置不同，可分為下列三種不同類型之受力狀態： 1.柱 a：內柱（Interior Column），表示為四面受熱情形。 2.柱 b：邊柱（Edge Column），表示為三面受熱情形。 3.柱 c：角柱（Corner Column），表示為兩面受熱情形。分析以上不同受熱面的數值模擬，仍屬於高溫環境下定載加溫分析模式。然而在進行模擬之前，可依照前述的試驗數據與數值分析比較，遵循 43.

(55) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 同樣的邏輯推演，預測在不同受熱面的狀況下，梁柱接頭結構大致上可能會出現的反應，以提供模擬結果正確性的判斷準則依據，因此彎矩梁柱接頭進行模擬時，將特別著重於以下各階段的反應歷時。模擬進行時，仍依循前述的實驗與數值分析步驟，依序為給予螺栓預力、施加向上的柱軸力、在梁端加勁鈑處施加梁載重，以及加熱模式同樣採用實驗四面受熱所得的溫度數據，依照第二章分析所採用之簡化示意區塊升溫。以上步驟皆與實尺寸實驗的數值分析ㄧ致，唯改變試體表面受熱面區域，而衍生出角柱與邊柱的模式，如圖 3-2 與 3-3，亦代表兩面受熱與三面受熱方式。. 44.

(56) 第三章火場受熱面結構行為分析. Y. 兩面受熱. P Q. ly. c (角柱) ～. a (內柱). ly. b (邊柱). X. lx. lx. 三面受熱. 圖 3-1. 四面受熱(實驗). 不同受火面(二面、三面與四面)之結構示意圖. 45.

(57) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁柱受熱面. 兩面受熱方式梁柱受熱面梁柱砌牆介面. 圖 3-2. 兩面受熱之火害行為示意圖. 46.

(58) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁柱受熱面. 三面受熱方式. 梁柱受熱面梁柱砌牆介面. 圖 3-3. 三面受熱之火害行為示意圖. 47.

(59) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 第三節分析結果與探討根據 3.2 節的簡介與流程，所作的高溫模擬分析針對不同鋼材的托梁式梁柱接頭結構（Type C&D）皆屬於定載加溫模式，其分析步驟為須先進行實驗所得溫度值輸入試體表面的熱傳分析，再將熱傳分析結果導入結構分析中，所以透過不同受熱面的熱傳分析更是在後續結構分析模式裡佔有舉足輕重的角色。比照與實驗同樣的數值分析，依照試體表面溫度的熱傳導效應，依序在常溫狀態下給予螺栓預力、施加柱軸力 500 ton 以及梁施加集中載重 36.8 ton（約該斷面最大極限彎矩 M P 的 0.6 倍），之後進行升溫動作直到梁柱接頭判定為破壞為止。本章所探討的不同受熱面托梁式接頭結構分析，將依據前述的實驗數值分析模式，採梁端位移（DB4）與梁柱接頭的相對轉角的結果進行討論。. 1、一般鋼托梁式梁柱接頭（Type C）高溫試驗（1）由不同受火面之挫屈變形流程圖（圖 3-4～3-9）中，除了個別做四面、三面與兩面的受熱方式，考量到有無側撐的影響。無論有無側撐裝置（圖 3-4～3-5 與圖 3-7～3-8）時，四面受熱與三面受熱除了起初的微振動位移，直到 20 min 以後才會有明顯的變位產生，顯示已從彈性區段進入塑性區段，並於 25 min 左右開始結構發生劇烈的挫屈變形。反觀兩面受熱方式，可以明顯看出側撐的影響，有側撐的兩面受熱分析（圖 3-6）由於受熱面與非受熱面的比例相差不遠，使得試體熱傳導需要一段時間，約在 23 min 左右開始有微小位移產生，且持續遞增位移量，直到 25 min 時發生挫屈變形；若為無側撐的兩面受熱分析（圖 48.

(60) 第三章火場受熱面結構行為分析. 3-9），由於試體表面受熱不均勻，加上沒有側撐的作用限制，使得受熱面勁度變小，非受熱面勁度變化較慢，試體受熱程度有差異，導致構件受力再分配，發生側向扭轉挫屈現象（ Lateral-Torsional Buckling）。（2）由不同受火面之梁端位移-歷時關係曲線（圖 3-10 與 3-11）中，而且所有的熱傳模擬分析皆採用四面受熱（實驗）數據的溫度，並於結構模擬分析下考量有無側撐的影響。當分析提供側撐裝置（圖 3-10）時，其破壞時間先後為四面受熱＜三面受熱＜兩面受熱，然而四面受熱與三面受熱的曲線非常接近，因為只差在上翼鈑勁度折減速率，其所得結果差異有限；若分析為無側撐裝置（圖 3-11）時，因為兩面受熱發生側向扭轉挫屈現象（Lateral-Torsional Buckling），故破壞時間會提早發生，而四面受熱與三面受熱方式僅差在上翼鈑勁度有無，因此結果與有側撐裝置的結果雷同。（3）從不同受火面的相對轉角-歷時關係圖（圖 3-12 與 3-13）看出，有側撐部分的破壞時間先後為四面受熱＜三面受熱＜兩面受熱，與梁端位移-歷時關係曲線趨勢相同；而無側撐的兩面受熱部分因為梁柱接頭發生扭轉作用而提早發生破壞，四面受熱與三面受熱所呈現的結果誤差不大。（4）針對有無側撐作用（圖 3-14～3-19）來比較，無論是梁端位移-歷時曲線或是相對轉角-歷時曲線，四面受熱方式顯示出差異不大，三面受熱 49.

(61) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 方式幾乎重合，皆只發生挫屈變形，而兩面受熱方式因為產生的變形現象不同而有明顯的差異（圖 3-20 與 3-21），有側撐部分僅發生挫屈變形，無側撐部分則發生側向扭轉挫屈現象，故無側撐的兩面受熱方式會較有側撐的兩面受熱方式更容易提早破壞。 2、部分耐火鋼托梁式梁柱接頭（Type D）高溫試驗Ⅲ （1）由不同受火面之挫屈變形流程圖（圖 3-22～3-27）中，除了個別做四面、三面與兩面的受熱方式，更考量到有無側撐的影響。起初四面受熱方式的微小位移量的發生時間，有側撐部分比無側撐部分延遲約半分鐘（圖 3-22 與 3-25）時，兩者直到 24 min 以後才會有明顯的變位產生，顯示已從彈性區段進入塑性區段，並於 27 min 左右開始結構發生劇烈的挫屈變形。而三面受熱方式（圖 3-23 與 3-26）不管有無側撐所呈現的破壞時間幾乎重合，唯只有破壞變形的位置略微不同，有側撐部分的變形位置離接頭柱面約 20 公分（cm）左右，無側撐部分則較靠近柱面，顯示側撐可以提升鋼材的受力狀況，進而改變變形位置。反觀兩面受熱方式（圖 3-24 與 3-27），更可以明顯看出側撐的影響，有側撐的兩面受熱分析（圖 3-22）由於受熱面與非受熱面的比例相差不遠，起初約在 11 min 左右開始有微小位移產生，之後耐火鋼強度發揮作用，加上試體導熱需要依段時間，使得位移量受到控制，直到 30 min 時才發生較劇烈的挫屈變形；若為無側撐的兩面受熱分析（圖 3-27），由於試體表面受熱不均勻，加上沒有側撐作用的限制， 50.

(62) 第三章火場受熱面結構行為分析. 導致受熱面極限強度變軟，非受熱面極限強度不變，則試體受熱程度有差異，只靠耐火鋼本身較強的特性抑制而延遲破壞，然而最終仍與一般鋼托梁式梁柱接頭相同，亦發生側向扭轉挫屈現象（Lateral-Torsion Buckling）。（2）由不同受火面之梁端位移-歷時關係曲線（圖 3-28 與 3-29）中，而且所有的熱傳模擬分析皆採用四面受熱（實驗）數據的溫度，並於結構模擬分析下考量有無側撐的影響。當分析提供側撐裝置（圖 3-28）時，更可以凸顯耐火鋼材本身強度的提升，其破壞時間先後為四面受熱＜三面受熱＜兩面受熱，且三者的防火時效都有顯著的區隔；若分析為無側撐裝置（圖 3-29）時，因為兩面受熱發生側向扭轉挫屈現象（Lateral-Torsion Buckling），故破壞時間會提早發生，而四面受熱與三面受熱方式雖然僅差在上翼鈑勁度有無，但因為耐火鋼材本身強度的提升，導致結果亦有不同。（3）從不同受火面的相對轉角-歷時關係圖（圖 3-30 與 3-31）看出，有側撐部分的破壞時間先後為四面受熱＜三面受熱＜兩面受熱，與梁端位移-歷時關係曲線趨勢相同；而無側撐的兩面受熱部分因為梁柱接頭發生扭轉作用而提早發生破壞，四面受熱與三面受熱所呈現的結果則因為鋼材強度提升而有些微的差距。（4）針對有無側撐作用（圖 3-32～3-37）來比較，無論是梁端位移-歷時曲線或是相對轉角-歷時曲線，雖然耐火鋼的強度提升防火時效，但與一 51.

(63) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 般鋼托梁式接頭變形結果差異不大，其中四面受熱方式顯示出幾乎重合，三面受熱方式差異不大，以上皆只發生挫屈變形，而兩面受熱方式因為產生的變形現象不同而有明顯的差異（圖 3-38 與 3-39），有側撐部分僅發生挫屈變形，無側撐部分則發生側向扭轉挫屈現象，故無側撐的兩面受熱方式會較有側撐的兩面受熱方式更容易提早破壞，與一般鋼托梁式接頭變形結果雷同。. 52.

(64) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁端位移下降 10mm 變形(2.867min). 梁端位移下降 50mm 變形(22.80min). 梁端位移下降 100mm 變形(24.60min). 梁端位移下降 150mm 變形(25.15min). 梁端位移下降 200mm 變形(25.15min). 梁端位移下降 250mm 變形(25.15min). 梁端位移下降 300mm 變形(25.15min). 梁端位移最終變形(25.15min). 圖 3-4. Type C 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐). 53.

(65) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁端位移下降 10mm 變形(4.317min). 梁端位移下降 50mm 變形(23.18min). 梁端位移下降 100mm 變形(24.75min). 梁端位移下降 150mm 變形(25.3min). 梁端位移下降 200mm 變形(25.3min). 梁端位移下降 250mm 變形(25.3min). 梁端位移下降 300mm 變形(25.3min) 梁端位移最終變形(25.3min) 圖 3-5 Type C 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐). 54.

(66) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁端位移下降 10mm 變形(23.22min). 梁端位移下降 50mm 變形(25.45min). 梁端位移下降 100mm 變形(25.73min). 梁端位移下降 150mm 變形(25.73min). 梁端位移下降 200mm 變形(25.73min). 梁端位移下降 250mm 變形(25.73min). 梁端位移下降 300mm 變形(25.73min) 梁端位移最終變形(25.73min) 圖 3-6 Type C 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐). 55.

(67) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁端位移下降 10mm 變形(2.867min). 梁端位移下降 50mm 變形(22.87min). 梁端位移下降 100mm 變形(24.62min). 梁端位移下降 150mm 變形(25.28min). 梁端位移下降 200mm 變形(25.28min). 梁端位移下降 250mm 變形(25.28min). 梁端位移下降 300mm 變形(25.28min) 梁端位移最終變形(25.28min) 圖 3-7 Type C 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐). 56.

(68) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁端位移下降 10mm 變形(4.317min). 梁端位移下降 50mm 變形(23.18min). 梁端位移下降 100mm 變形(24.75min). 梁端位移下降 150mm 變形(25.3min). 梁端位移下降 200mm 變形(25.3min). 梁端位移下降 250mm 變形(25.3min). 梁端位移下降 300mm 變形(25.3min) 梁端位移最終變形(25.3min) 圖 3-8 Type C 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐). 57.

(69) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁端位移下降 10mm 變形(17.07min). 梁端位移下降 50mm 變形(24.38min). 梁端位移下降 100mm 變形(24.48min). 梁端位移下降 150mm 變形(24.48min). 梁端位移下降 200mm 變形(24.48min). 梁端位移下降 250mm 變形(24.48min). 梁端位移下降 300mm 變形(24.48min) 梁端位移最終變形(24.48min) 圖 3-9 Type C 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐). 58.

(70) 第三章火場受熱面結構行為分析 Type C 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(有側撐) Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜ ). 80 100 120 140 160 180 200 220 240. 4-face(typeC-y) 3-face(typeC-y) 2-face(typeC-y). 260 280 300. 圖 3-10 Type C 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(有側撐). Type C 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(無側撐) Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜ ). 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280. 4-face(type C-n) 3-face(type C-n) 2-face(type C-n). 300. 圖 3-11 Type C 不同受火面之梁端位移(DB4)-歷時關係圖(無側撐). 59.

(71) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證 Type C 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(有側撐) Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 10 20. Rotation(Millirads). 30 40 50 60 70 80 90 100. 4-face(typeC-y) 3-face(typeC-y) 2-face(typeC-y). 110 120. 圖 3-12 Type C 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(有側撐). Type C 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(無側撐) Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 0 10 20. Rotation(Millirads). 30 40 50 60 70 80 90 100 110. 4-face(typeC-n) 3-face(typeC-n) 2-face(typeC-n). 120. 圖 3-13 Type C 不同受火面之相對轉角-歷時關係圖(無側撐). 60. 26.

(72) 第三章火場受熱面結構行為分析 TypeC 四面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜ ). 80 100 120 140 160 180 200 220 240. 4-face(Type C-y) 4-face(Type C-n). 260 280 300. 圖 3-14 Type C 四面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 TypeC 三面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜ ). 80 100 120 140 160 180 200 220 240. 3-face(Type C-y) 3-face(Type C-n). 260 280 300. 圖 3-15 Type C 三面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 TypeC 兩面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖 Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 20 40 60. Beam-deflection(㎜ ). 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280. 2-face(Type C-y) 2-face(Type C-n). 300. 圖 3-16 Type C 兩面受火有無側撐之梁端位移(DB4)歷時關係圖. 61.

(73) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證 TypeC 四面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 10 20. Rotation(Millirads). 30 40 50 60 70 80 90 100. 4-face(Type C-y) 4-face(Type C-n). 110 120. 圖 3-17 Type C 四面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 TypeC 三面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 10 20. Rotation(Millirads). 30 40 50 60 70 80 90 100. 3-face(Type C-y) 3-face(Type C-n). 110 120. 圖 3-18 Type C 三面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 TypeC 兩面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖 Time(min) 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. 0 10 20. Rotation(Millirads). 30 40 50 60 70 80 90 100 110. 2-face(Type C-y) 2-face(Type C-n). 120. 圖 3-19 Type C 兩面受火有無側撐之相對轉角-歷時關係圖. 62.

(74) 第三章火場受熱面結構行為分析. 有側撐之變形. 無側撐之變形. 圖 3-20 Type C 二面受熱之有無側撐分析變形對照側視圖. 有側撐之變形. 無側撐之變形. 圖 3-21 Type C 二面受熱之有無側撐分析變形對照正視圖. 63.

(75) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁端位移下降 10mm 變形(1.267min). 梁端位移下降 50mm 變形(24.88min). 梁端位移下降 100mm 變形(26.38min). 梁端位移下降 150mm 變形(26.4min). 梁端位移下降 200mm 變形(26.4min). 梁端位移下降 250mm 變形(26.4min). 梁端位移下降 300mm 變形(26.4min) 梁端位移最終變形(26.4min) 圖 3-22 Type D 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐). 64.

(76) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁端位移下降 10mm 變形(9.917min). 梁端位移下降 50mm 變形(28.78min). 梁端位移下降 100mm 變形(30.18min). 梁端位移下降 150mm 變形(30.22min). 梁端位移下降 200mm 變形(30.22min). 梁端位移下降 250mm 變形(30.22min). 梁端位移下降 300mm 變形(30.22min) 梁端位移最終變形(30.22min) 圖 3-23 Type D 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐). 65.

(77) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁端位移下降 10mm 變形(11.14min). 梁端位移下降 50mm 變形(30.74min). 梁端位移下降 100mm 變形(30.74min). 梁端位移下降 150mm 變形(30.74min). 梁端位移下降 200mm 變形(30.74min). 梁端位移下降 250mm 變形(30.74min). 梁端位移下降 300mm 變形(30.74min) 梁端位移最終變形(30.74min) 圖 3-24 Type D 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(有側撐). 66.

(78) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁端位移下降 10mm 變形(0.833min). 梁端位移下降 50mm 變形(24.93min). 梁端位移下降 100mm 變形(24.93min). 梁端位移下降 150mm 變形(26.4min). 梁端位移下降 200mm 變形(26.4min). 梁端位移下降 250mm 變形(26.4min). 梁端位移下降 300mm 變形(26.4min) 梁端位移最終變形(26.4min) 圖 3-25 Type D 各階段之四面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐). 67.

(79) 鋼結構梁柱組合火害行為數值分析與驗證. 梁端位移下降 10mm 變形(9.717min). 梁端位移下降 50mm 變形(24.52min). 梁端位移下降 100mm 變形(30.23min). 梁端位移下降 150mm 變形(30.23min). 梁端位移下降 200mm 變形(30.23min). 梁端位移下降 250mm 變形(30.23min). 梁端位移下降 300mm 變形(30.23min) 梁端位移最終變形(30.23min) 圖 3-26 Type D 各階段之三面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐). 68.

(80) 第三章火場受熱面結構行為分析. 梁端位移下降 10mm 變形(9.717min). 梁端位移下降 50mm 變形(27.87min). 梁端位移下降 100mm 變形(27.88min). 梁端位移下降 150mm 變形(27.88min). 梁端位移下降 200mm 變形(27.88min). 梁端位移下降 250mm 變形(27.88min). 梁端位移下降 300mm 變形(27.88min) 梁端位移最終變形(27.88min) 圖 3-27 Type D 各階段之二面受熱分析挫屈變形流程圖(無側撐). 69.