填充式箱型鋼柱防火性能設計研究
內政部建築研究所委託研究報告
中華民國 103 年 12 月
PG10301-0442
填充式箱型鋼柱防火性能設計研究
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
研究助理 ：曾暐琁 蔡旻諺
內政部建築研究所委託研究報告
目次
目次... I 表次... IV 圖次... VI 摘 要 ... IX 第一章 概論 ... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的 ... 1 第三節 研究方法 ... 2 第二章 規範與文獻回顧 ... 4 第一節 耐火試驗法 ... 4 第二節 填充式箱型鋼柱之火害行為 ... 5 第三節 防火設計 ... 7 第四節 防火性能設計 ... 13 第五節 耐火時間評估公式 ... 15 第三章 填充式箱型鋼柱耐火實驗 ... 18 第一節 試體設計與製作 ... 18 第二節 實驗設備與設置 ... 25 第三節 實驗步驟 ... 26 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 ... 37 第五章 含填充式箱型鋼柱建築結構柱載重比之分析 ... 41 第一節 分析規劃及流程 ... 41 第二節 建築結構模型 ... 42 第三節 建築結構模型之檢核 ... 52 第四節 載重比分析結果與討論 ... 54 第六章 填充式箱型鋼柱防火設計指南 ... 64 第一節 防火性能設計 ... 64第二節 填充式箱型鋼柱防火設計建議 ... 65 第七章 結論與建議 ... 75 第一節 結論 ... 75 第二節 建議 ... 76 附錄一 填充式箱型鋼柱試體強度估算 ... 79 附錄二 審查意見與答覆 ... 82 參考書目 ... 97
表次
表 2-1 建築物防火構造應具有之防火時效 ... 8 表 2-2 Eurocode 4 鋼管混凝土柱耐火要求 ... 11 表 3-1 試體規劃 ... 20 表 3-2 混凝土配比 ... 23 表 4-1 試體施加之軸向載重 ... 29 表 4-2 試驗結果之比較 ... 37 表 5-1 五層樓結構模型構件尺寸表 ... 45 表 5-2 五層樓模型各樓層所加載重 ... 45 表 5-3 十二層樓結構模型構件尺寸表 ... 48 表 5-4 十二層樓模型各樓層所加載重 ... 48 表 5-5 二十四層樓結構模型構件尺寸表 ... 51 表 5-6 二十四層樓模型各樓層所加載重 ... 52 表 6-1 日本法規令第 107 條要求柱構件防火時效 ... 68 表 6-2 填充式箱型鋼柱耐火研究成果 ... 70圖次
圖 2-1 標準升溫曲線 ... 5 圖 2-2 建築物防火性能驗證流程 ... 8 圖 2-3 日本耐火性能檢証法與法規 ... 9 圖 2-4 AIJ 建築物構造耐火設計流程 ... 10 圖 2-5 Eurocode 4 結構火設計步驟 ... 11 圖 2-6 ECCS 鋼管混凝土柱耐火要求 ... 12 圖 2-7 防火性能設計之項目與流程 ... 14 圖 3-1 填充式箱型鋼柱耐火時間 ... 18 圖 3-2 填充式箱型鋼柱斷面示意圖 ... 20 圖 3-3 箱型鋼柱斷面設計圖 ... 20 圖 3-4 填充式箱型鋼柱透氣孔配置示意圖 ... 21 圖 3-5 填充式箱型鋼柱試體端部設計圖 ... 22 圖 3-6 試體組裝 U 字形樣式 ... 23 圖 3-7 填充式箱型鋼柱試體之溫度測點分佈 ... 24 圖 3-8 試體內部熱電偶安裝 ... 25 圖 3-9 實驗試體設置示意圖 ... 26 圖 4-1 試體 B6N-.15 爐內升溫曲線 ... 30 圖 4-2 試體 B6N-.15 定載加溫之軸向變形-時間關係圖 ... 31 圖 4-3 試體 B6N-.15 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 31 圖 4-4 試體 B6N-.15 之混凝土測點溫度-時間關係 ... 32 圖 4-5 試體 B6N-.15 耐火試驗後外觀 ... 32 圖 4-6 試體 B6N-.15 柱板局部挫屈 ... 33 圖 4-7 試體 B6N-.20 定載加溫之軸向變形-時間關係圖 ... 34 圖 4-8 試體 B6N-.20 爐內升溫曲線 ... 34 圖 4-9 試體 B6N-.20 之鋼骨測點溫度-時間關係 ... 35 圖 4-10 試體 B6N-.20 耐火試驗後外觀 ... 36圖 4-13 試體於不同載重比之軸向變形-爐內平均溫度關係 ... 39 圖 5-1 建築結構模型設計分析流程圖 ... 42 圖 5-2 五層樓結構平面示意圖 ... 43 圖 5-3 五層樓結構短邊向立面示意圖 ... 44 圖 5-4 五層樓 3D 結構模型圖 ... 44 圖 5-5 十二層樓結構平面示意圖 ... 46 圖 5-6 十二層樓結構短邊向立面示意圖 ... 47 圖 5-7 十二層樓 3D 結構模型圖 ... 47 圖 5-8 二十四層樓結構平面示意圖 ... 49 圖 5-9 二十四層樓結構外層立面示意圖 ... 50 圖 5-10 二十四層樓 3D 結構模型圖 ... 50 圖 5-11 五層樓 4×3 柱位配置示意圖 ... 55 圖 5-12 十二層樓 5×7 柱位配置示意圖 ... 56 圖 5-13 二十四層樓非矩形柱位配置示意圖 ... 57 圖 5-14 5F 結構模型柱載重比 ... 59 圖 5-15 12F 結構模型柱載重比 ... 60 圖 5-16 24F 結構模型柱載重比 ... 62 圖 6-1 柱構件距地版面算起之高度 ... 68 圖 6-2 耐火性能合格時間與 P/Pc之關係 ... 71 圖 6-3 耐火性能合格時間與 P/Pn之關係 ... 71 圖 6-4 實驗結果與耐火時間評估公式計算結果 ... 73
摘 要
關鍵詞：火害、填充式箱型鋼柱、防火性能設計 一、研究緣起 建築物發生火災的持續時間將影響災害造成的損失程度，若建築結構因火災 高溫導致損壞或倒塌，將嚴重威脅人員生命安全甚至影響社會經濟，因此為確保 建築結構於火災持續時間仍能具有載重支撐能力，建築結構防火設計有其重要 性。由相關研究成果發現，鋼管混凝土柱之防火設計並不能完全適用於國內中高 樓層普遍採用之填充式箱型鋼柱，且國內尚無建築結構防火性能設計；基於防火 安全考量，填充式箱型鋼柱的防火性能設計建議將有其必要性。 二、研究方法與過程 研究為先蒐集與彙整相關文獻、規範與法規等，再以實驗與分析方法，探討 填充式箱型鋼柱火害下行為、耐火性能與使用狀態下之建築構件所承受的載重比 範圍；最後，依彙集相關資料與本研究成果，提出填充式箱型鋼柱防火性能設計 指南。 三、重要發現 填充式箱型鋼柱試體火害下行為為爐內升溫使之產生膨脹伸長變形，於達最 大伸長變形後即轉為壓縮變形，然因內填充混凝土仍處低溫，使軸向變形呈一段 穩定狀態之行為，隨後試體軸向壓縮速率增加至判定破壞。承受 0.2 倍以下載重 比之無防火被覆試體顯示，內填充混凝土有效延續填充式箱型鋼柱耐火性能，承 受較小載重比之柱構件具有較佳耐火性能。再由結構分析結果發現，低矮層、中 層或是高層建築結構物於使用性狀態下，各柱構件載重比最大皆不超過 0.5，其 中角柱與位於中高樓層之柱構件載重比皆小於 0.2。本研究建立填充式箱型鋼柱 防火設計指南，有助於進行構件防火設計與合理評估耐火性能時間。四、主要建議事項 建議一 受偏心載重填充式箱型鋼柱火害行為研究：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：科技部 建築物柱構件會因分佈位置不同，使承受不同型式的力，如角柱、邊柱與內 柱。由本研究成果發現，柱承受的載重大小明顯影響構件耐火性能，而角柱、邊 柱相對內柱承受的軸向載重為小；惟偏心載重會對填充式箱型鋼柱耐火性能造成 影響。因此探討偏心載重對填充式箱型鋼柱耐火性能影響程度將有其必要性。 建議二 「建築物構造防火性能驗證技術手冊」第三章屋內火災構造保有防火時效之計算 增加有關填充式箱型鋼柱計算方法：中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：財團法人台灣建築中心 目前「建築物構造防火性能驗證技術手冊」已有木構造柱、鋼骨構造柱與鋼 筋混凝土柱之保有耐火時間計算方法，但缺少填充式箱型鋼柱。經由本研究成果 所提受軸向載重無防火被覆填充式箱型鋼柱耐火時間評估公式，可讓設計者評估 其耐火時間，再依「建築技術規則」規定判定是否達需求防火時效；若未達要求， 則可另依內政部核可最小噴塗厚度之規定，於填充式箱型鋼柱表面覆以鐵絲網再 噴塗足夠厚度之防火被覆，或經中央主管建築機關認可覆以足夠厚度之磚、石或 空心磚。 建議三 填充式箱型鋼柱防火性能之模擬分析：中長期性建議
本研究提出填充式箱型鋼柱防火性能之耐火時間評估公式，為依標準升溫曲 線之耐火實驗成果建立，但建築物發生火災之火場劇烈程度與持續時間受各種不 確定因子影響。因此需有可靠的模擬分析，以考量火場各種不確定性。為完整建 立填充式箱型鋼柱防火性能設計指南，考量不同火場影響填充式箱型鋼柱之模擬 分析有其必要性。
Abstract
Keywords: fire, concrete-filled steel box column, fire performance-based design Duration of a building suffered a fire will affect the degree of losses caused by the disasters. If building structures are damaged or collapse due to the fire, it would seriously endangers the safety of human life and even influences the social economy. Therefore, fire-resistant design is important to ensure that the building structures still have capacity during the fire. The literature revealed that the fire resistance used for concrete-filled steel tubular columns cannot be fully applicable to the concrete-filled box columns (CFBCs) which are widely used in domestic medium- and high-rise buildings. Moreover, the performance-based design for fire is still lack in our country. Based on fire safety considerations, the recommendations of fire performance-based design for concrete-filled box columns is needed.
Research was conducted first to collect related literature, specifications and regulations. Then, this study was carried out experimentally and numerically to explore the fire behavior and fire resistance of the CFBCs, and load ratio of the building structures at service condition. Finally, fire performance-based design guidelines for the CFBCs are proposed based on the literature and results of this study.
The test results showed that the CFBC axially expanded and elongated due to the increase of furnace temperature. The elongation changed to shortening after the specimens reached their maximum elongation. However, the temperature of the concrete filled inside the box columns was still low, and the axial deformation of the specimens maintained a stable state. Finally, the rate of axial compressive deformation increased and the specimens reached their failure. The specimens subjected to load ratio of less than 0.2 revealed that the concrete filled inside the box columns effectively enhanced the fire resistance. The specimens with smaller load ratio resulted in a better fire resistance. Further, the results of the structural analysis demonstrated that all the load ratios of the columns designed for low-, medium- and high-rise buildings were less than 0.5. Moreover, the load ratios of the columns at
According to the research results, the following suggestions are proposed. For immediate strategy:
The calculations of the fire resistance of CFBCs can be added in Chapter 3 – “The Calculations of Fire Resistance of Interior Structures in Fire” in the “Technical Handbook of Fire Performance Verification of Building Structures.” The calculations of fire resistance for wood, steel and reinforced concrete structures have been included in the handbook; however, those for CFBCs are missing. These research results provide the calculations of fire resistance for CFBCs without fire-proofing material. When the fire rating is not satisfactory, fire-proofing materials are needed.
The forces of columns in a building structure will vary depending on the location of the columns, such as corner, edge and interior columns. The results of this study found that the load ratio significantly affects the fire resistance, and the corner and edge columns have smaller load ratio than interior columns. However, eccentric axial load would affect the fire resistance of CFBCs. Further study is needed to explore the effect of eccentric axial load on CFBCs.
For long-term strategy:
The fire resistance formula proposed by this study is based on the test results in accordance with standard fire curve. However, severity and duration of a building fire affect by various uncertain factors. Thus, a reliable simulation analysis is required to consider the fire uncertainties. To completely establish the fire performance-based design guidelines for CFBCs, simulation analysis is needed to take into consideration the influence of different fire situation.
第一章 概論
第一節 研究緣起與背景
建築結構的設計與建造需滿足各種安全需求，如強度、穩定、使用性等的需 求。台灣位處地震帶，故耐震設計為重要的考量之一，耐震設計的方法於近十餘 年來已逐漸考量性能設計，依據建築結構的使用目標設定不同程度的需求。防火 設計亦為建築結構重要的安全需求之一，主要原因為火災伴隨著高溫、濃煙、有 毒氣體等，嚴重威脅人員生命安全、財產損失與建築結構損害，或進而危害公共 安全。因此防火設計法規皆須嚴格執行，以確保防止火災的發生或於火災發生後 減少對建築結構與人員造成的損害。 各國防火設計的方法主要為法規條例式的規定，以確保建築結構能符合防火 需求。近十餘年來防火性能設計亦逐漸被重視，設計方法為設定建築結構的防火 性能目標，依據工程上的分析方法與性能準則，用以設計結構構件與結構體，達 成各防火性能之目標。性能設計法的應用於綠建築與永續結構上將有其優勢。 鋼管混凝土柱與填充式箱型鋼柱(或稱內灌混凝土箱型鋼柱)，皆為採鋼材製 作成閉合斷面並於其內填充混凝土之柱構件。國外普遍採用鋼管混凝土柱，相關 研究涵蓋探討結構構件之耐火性能、影響參數，並依研究成果提出耐火時效評估 公式，部分國家亦已制訂鋼管混凝土柱之防火設計規範。填充式箱型鋼柱因其優 越的結構行為與耐震性能等，已被廣泛的應用於國內中高樓層建築物，但其火害 行為與鋼管混凝土柱有所差異，參考鋼管混凝土柱防火規定設計之填充式箱型鋼 柱試體，僅部分試體達規定之防火時效(陳誠直等人 2012, 2013)。因應防火性能 設計，建立本土化填充式箱型鋼柱的防火性能設計指南有其必要性。第二節 研究目的
本研究目的為以耐火實驗研究填充式箱型鋼柱火害下行為、耐火性能、防火 時效與破壞模式。再利用結構分軟體模擬低、中、高樓層建築，探討符合耐震設 計填充式箱型鋼柱所承受之載重比範圍。最後，彙整國內外相關火害研究成果與 本研究成果，提出填充式箱型鋼柱防火性能設計指南。第三節 研究方法
為明確探討國內普遍採用之填充式箱型鋼柱於火害下行為、耐火性能與其構 件於建築物中所承受之載重範圍，以提出填充式箱型鋼柱防火性能設計指南，因 此研究方法為蒐集與彙整相關建築結構防火設計規範與文獻，瞭解目前各國針對 填充式箱型鋼柱構件耐火設計或防火性能設計規定等。再基於國內外相關火害研 究尚缺乏之成果，規劃實尺寸填充式箱型鋼柱試體進行耐火試驗，探討試體斷面 溫度、軸向變形、破壞模式、耐火性能時間等。 由相關研究成果發現，柱試體承受軸向載重大小為主要影響柱構件耐火性能 之參數。國內結構設計構件尺寸與強度受地震力影響甚大，故將採分析方法模擬 不同樓層高度建築物，研究與探討填充式箱型鋼柱於建築結構使用狀態下之受力 範圍。最後，彙整相關火害研究成果與國內外建築構件防火規定等，提出填充式 箱型鋼柱防火性能設計指南。第二章 規範與文獻回顧
本章將彙整相關文獻與規範，瞭解目前火害填充式箱型鋼柱之研究進展等， 涵蓋各國研究學者正進行或已完成填充式箱型鋼柱火害下行為研究、耐火性能探 討與防火性能設計規定等，及部分國家已提出建築構件防火設計條規與規範。
第一節 耐火試驗法
國內外研究學者普遍依照 ASTM E119 (2000)，或 ISO 834 (1987)規定之標準 耐火試驗方法，進行構件耐火性能試驗研究。
壹、ASTM E119
ASTM E119 (2000)為建築物構造與材料之標準火試驗方法，主要規定火爐升 溫速率、試驗試體(柱、梁、牆、樓版與其他建築構件)要求、試體破壞判定等。 標準火升溫條件為 5 分鐘爐內平均溫度須達 538°C，10 分鐘須達到 704°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 小時須達到 1093°C，如圖 2-1 所示。對於承重柱構件，試體受熱段長度不得小於 2.7 公尺， 而試體頂端鉸支承、底端未限定，但無明確要求試體需量測溫度。貳、ISO 834
ISO 834 (1999)為建築物構件耐火試驗規定試驗設備、標準升溫曲線、溫度 量測裝置、試驗條件、試驗步驟及性能判定等。我國 CNS 12514「建築物構造部 分耐火試驗法」(2010)主要參考 ISO 834 修訂。於進行耐火試驗，室內溫度須介 於 10~40°C 且初始平均爐內溫度小於 50°C，而爐內升溫須符合標準升溫曲線
10 T345 log 8t 1 20，如圖 2-1 所示。對於承重柱構件之規定，試體受熱長 度須大於 3 公尺以上，柱兩端邊界束制條件依實際邊界條件模擬，且試體於試驗 過程中須量測溫度及變形。耐火性能判定以軸向壓縮量(C)及軸向壓縮速率 (dC/dt)限制， Ch /100(mm)； dC / dt3h /1000 (mm/min)，其中 h 為柱試體高0 30 60 90 120 150 180 210 240 Time (min) 0 200 400 600 800 1000 1200 T em p er a tu re ( o C ) CNS 12514 ASTM E119 500 1000 1500 2000 T em p er a tu re ( o F )
圖 2-1 標準升溫曲線
(資料來源：本研究整理)第二節 填充式箱型鋼柱之火害行為
以閉合鋼材斷面內灌入混凝土或鋼筋混凝土的柱構件，其閉合斷面可為鋼管 或由鋼板銲接之箱型斷面；火害高溫下之相關研究文獻主要以實驗與分析方法進 行研究與探討，重要相關研究成果如下。 Han 等人(2003)以 11 支矩、方形鋼管混凝土柱試體，進行耐火實驗研究，探 討不同斷面尺寸、偏心載重與防火被覆對耐火性能之影響。研究結果顯示，較大 斷面尺寸之試體斷面溫度上升較為緩慢，試體低溫部分仍具有載重支撐能力，可 持續抵抗載重，以延長耐火時效；偏心載重影響不顯著，然增加載重則降低耐火 性能；增加防火被覆厚度，明顯提升試體耐火時效。 Kim 等人(2005)採 10 支圓及方形鋼管混凝土柱進行耐火實驗，探討試體斷 面溫度分佈、軸向變形行為、耐火時效與火害後試體行為。結果顯示，鋼管升溫 速度較混凝土為快速，而試體約於試驗 15~20 分鐘達最大軸向伸長變形，此時鋼 管溫度約為 500~600°C；試體施加載重大小明顯影響耐火時效。 Kodur (2007)彙整不同型式之鋼管混凝土柱受火害之研究文獻，比較不同斷 面形狀、不同填充物對柱構件耐火性能之影響，並提出耐火時效評估公式。斷面 形狀為圓形、方形，內填充物分為純混凝土、鋼筋混凝土和鋼纖維混凝土。研究 結果發現，圓形斷面試體耐火性能相較方形斷面為佳；鋼管柱內為鋼筋混凝土之試體耐火能力最好，其次為鋼纖維混凝土和純混凝土。 Lu 等人(2009)藉由耐火實驗與有限元素分析研究方形鋼管混凝土短柱之火 害行為；混凝土採自充填混凝土，於試驗時之混凝土強度高達 99 MPa。由實驗 結果發現，試體軸向變形行為可分為(a)試體溫度增加產生膨脹變形，(b)鋼與混 凝土材料強度因高溫折減導致試體轉變為壓縮變形，(c)試體破壞壓縮變形驟增 之三個階段行為。試體破壞模式為鋼管局部挫屈與混凝土碎裂。載重比明顯影響 試體耐火性能，試體承受較小載重可增加耐火時效。採 ABAQUS 分析軟體可合 理模擬實驗行為，且一般和高強度混凝土材料性質可適用於模擬高強度自充填混 凝土模型。 何明錦等人(2012)研究填充式箱型鋼柱試體火害高溫下之行為，並探討箱型 鋼柱板銲接型式對柱構件耐火性能的影響。實驗結果得知，試體皆承受相同定額 軸向載重作用下，柱板採不同銲接型式(全滲透與半滲透銲接)僅些微影響試體耐 火性能，但柱板採半滲透銲接之試體破壞時，會發生柱板銲接處開裂現象。 陳誠直等人(2010)針對國內採用之填充式箱型鋼柱，進行耐火實驗，探討防 火被覆對試體之耐火影響、比較試體斷面溫度分佈、試體強度與勁度變化、變形 行為(變形與變形速率)與破壞模式等。研究結果顯示，試體防火被覆噴覆核可厚 度皆可達預期防火時效；無噴覆防火被覆試體於耐火試驗期間，試體混凝土發出 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(2012)利用實驗與分析方法，探討有無配置剪力釘及施加不同軸 向載重之填充式箱型鋼柱高溫下行為。研究結果發現，承重柱構件所承受之載重 大小，明顯影響火害下試體軸向變形行為及耐火性能；試體配置剪力釘可略微增 加柱構件之耐火性能；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可合理預測試體斷面溫度分與軸向變形趨 勢。 陳誠直等人(2013)依前期研究成果規劃填充式箱型鋼柱試體，探討箱型鋼柱
研究結果顯示，試體於加熱 20 分鐘後，陸續發出混凝土爆裂聲響；軸向載重大 小明顯影響填充式箱型鋼柱構件之耐火性能，其次為配置縱向鋼筋，斷面尺寸影 響則較為不顯著。 王天志(2014)與湯兆緯(2014)皆研究斷面 400400 mm，鋼板厚度 12 mm 之 填充式箱型鋼柱火害行為，探討箱型鋼柱內填充物對耐火性能之影響；前者於箱 型鋼與混凝土間有無設置剪力釘；後者試體皆有設置剪力釘，而分別填充純混凝 土、添加纖維混凝土與添加纖維之鋼筋混凝土。實驗結果顯示，設置剪力釘與採 用聚丙烯纖維混凝土僅些微影響柱構件耐火性能，而設置縱向主筋則有助於提升 耐火性能。 謝哲民(2014)藉由填充型箱型鋼柱耐火實驗，研究柱構件火害行為與參數對 耐火性能的影響。並建立分析計算公式以模擬試體軸向變形，進而探討箱型鋼柱 與內填充混凝土於火害過程中之載重分擔關係。結果顯示，試體箱型鋼柱升溫速 度較內填充混凝土為快速，鋼骨與混凝土產生軸向變形差異，箱型鋼柱分擔之軸 向載重亦逐漸增加。爾後高溫使鋼骨強度折減，箱型鋼柱承載能力喪失，載重轉 移至內填充混凝土承擔，而混凝土無法提供足夠載重支撐能力，壓縮變形驟增， 試體破壞。
第三節 防火設計
建築結構構件除須滿足常溫下之強度與使用性要求外，亦須考量火災高溫造 成結構安全性之影響，以滿足不同需求之目標。目前各國已於建築結構設計規範 增設防火設計章節與制訂法規條例式的規定，相關防火設計如下所述。壹、建築技術規則
「建築技術規則」(2012)為我國建築設計和施工之依據，於建築構造篇第七 章鋼骨鋼筋混凝土構造規定，如設計原則、材料、構材設計、接合設計施工等條 文；其中，第 507 條規定，鋼管混凝土柱為指鋼管內部填充混凝土之柱。建築物 構件防火要求與應具之防火時效，則參考建築設計施工篇-建築物之防火規定， 如表 2-1 所示；針對柱構件之防火設計須符合第 70 條至 73 條規定。表 2-1 建築物防火構造應具有之防火時效
主要構造部分 自頂層算起不超 過四層之各樓層 自頂層算起超過 第四層至第十四層 之各樓層 自頂層算起 第十五層以上 之各樓層 承重牆壁 1 小時 1 小時 2 小時 梁 1 小時 2 小時 3 小時 柱 1 小時 2 小時 3 小時 樓地版 1 小時 2 小時 2 小時 (資料來源：建築技術規則)貳、建築物構造防火性能驗證技術手冊
「建築物構造防火性能驗證技術手冊」(2008)提供木構造、鋼骨構造、鋼筋 混凝土構造之梁與柱，或牆和樓版等建築物構造防火性能、驗證方法與驗證計算 例說明，讓設計者於依我國相關規定要求完成防火設計後，再依手冊進行驗證。 對於防火性能之定義，該手冊說明為防止建築物內的延燒擴大及建築物主體的損 壞；其防止延燒擴大稱為防火區劃設計，而防止建築損壞稱為構造防火設計，如 圖 2-2 所示。除此之外，手冊亦提供火災繼續時間與構造保有防火時效之計算方 法與說明等。參、日本耐火性能檢証法之解說與計算例解說
日本耐火性能檢証法之解說與計算例解說(2001)考量不同情況下火災程度 與配合日本建築基準法規，提供發生火災建築物之梁、柱、牆與樓版等構造耐火 性能計算(檢驗)方法、計算解說與計算範例，使設計者可更加瞭解火災安全設 計，使達建造安全建築物之目的；耐火性能檢証法與日本建築基準法規之相互關 係，如圖 2-3 所示。另外，我國「建築物構造防火性能驗證技術手冊」為參照日 本「耐火性能檢証法之解說與計算例解說」而建立。圖 2-3 日本耐火性能檢証法與法規
(資料來源：耐火性能檢証法之解說與計算例解說)肆、日本建築協會(Architectural Institute of Japan, AIJ)
AIJ (1997)提出填充式箱型鋼柱構造設計施工指針，除規定常溫下填充式箱 型鋼柱構件力學特性、變形能力、設計方式、施工製作、梁柱接合等要求外，亦 有火災下相關設計規定要求之章節。對於耐火設計章節包括斷面溫度計算、構件 火害下行為、鋼骨與混凝土材料性質、耐火設計流程與設計範例。填充式箱型鋼
柱構造耐火設計流程，如圖 2-4 所示。
圖 2-4 AIJ 建築物構造耐火設計流程
(資料來源：AIJ)
伍、歐洲規範(Eurocode 4, EC 4)
Eurocode 4 Part1-2 (EN 1994-1-2:2005)屬鋼骨與混凝土結構火設計規範，並 規定高溫下材料性質、受火結構構件之設計步驟與詳細設計規定；設計步驟，如 圖 2-5 所示。對於鋼管混凝土柱構件受火災影響之設計方法可分為查表法 (tabulated data)、簡易計算法(simple calculation models)及進階計算法(advanced calculation models)。如表 2-2 所示，查表法明定鋼管混凝土柱之載重比(ηfi,t)、
斷面尺寸、鋼板厚度、鋼筋比及主筋保護層厚度(us)等規定，使達到要求之耐火
圖 2-5 Eurocode 4 結構火設計步驟
(資料來源：Eurocode 4)
表 2-2 Eurocode 4 鋼管混凝土柱耐火要求
陸、ECCS-Technical Committee 3
歐洲鋼結構協會 European Convention for Constructional Steelwork-Technical Committee 3 (ECCS- Technical Committee 3) (1988)介紹 4 種不同型式鋼與混凝土 組成之柱構件曝露於標準火場之耐火計算規定。耐火計算規定，如試體斷面溫度 計算方法、常溫下與火場下試體載重支撐能力計算方法、試體設計與限制要求 等。對於鋼管混凝土柱構件，斷面可為方形或圓形，其耐火能力可採建議之方法 計算或參考 ECCS 附錄 C 查圖表。ECCS 附錄 C 規定構件材料性質、斷面尺寸、 鋼筋尺寸、鋼筋比、保護層厚度、挫屈長度等，並分別以試體達 60、90、120 分鐘耐火時間，限制試體之承載挫屈載重及挫屈長度，圖 2-6 為其中一例。
圖 2-6 ECCS 鋼管混凝土柱耐火要求
(資料來源：ECCS- Technical Committee 3)
柒、American institute of steel construction (AISC)
料性質、結構溫度計算、受火結構強度需求與變形限制等。
捌、Society of Fire Protection Engineers (SFPE)
SFPE (2000, 2002)防火工程手冊主要為探討火災發展與行為、危險評估、消 防設備設計與結構材料受高溫影響之行為，與火災危害風險分析等。火災發展過 程為點燃、成長、閃燃、完全發展與衰弱，於過程中扮隨著高溫、煙霧、毒氣， 而火災中溫度變化過程會因房間尺寸、牆壁結構、窗戶面積與空氣流通等影響。 考量火災發展、人的行為反應與不確定因素等，適當地設計與設置消防設備使可 保障生命安全、降低損失等。
第四節 防火性能設計
火災會危害人員生命與造成建築結構損害倒塌；各國除已制訂建築防火要求 與規定外，亦逐漸發展建築物構造防火性能設計。性能設計涵蓋多方向研究範圍 考量各種可能影響，使達到火安全與降低災害損失，相關文獻簡述如下。 Eurocode 4 Part1-2 (2005)規定構件、構架、整體結構之耐火設計，設計步驟 分 為 兩 部 分 ， 一 為 規 範 條 例 (Prescriptive Rules) ， 另 一 為 性 能 法 規 (Performance-Based Code)，如圖 2-5 所示。性能法規之設計流程大致與規範條例 相同，而性能法規要求較為謹慎，其須選擇火發展模型與採進階計算法。NIST Special Publication 1061 (2006) 建立性能化防火安全設計，其研究重點 為(1)增進防火系統於火場升溫與燃燒之預測；(2)評估災害之不確定性，並將其 納入危害及風險分析裡；(3)建立建築設計與建築物安全間之關係；(4)建築物材 料和幾何形狀的改變對於火災發展及燃燒產物之影響；(5)預測結構體發生火災 之反應。性能基準設計可使建築設計與防火安全設計兩者達平衡，有效降低建築 物施工設計之成本，減少火災發生時災害損失。 SFPE (2000)主要以流程圖的形式，架構建立建築防火性能設計指南，如圖 2-7 所示；對於防火性能設計之架構，首先須確定建築防火性能設計之目標、適 用範圍與限制，再制定性能標準(考量火災場景、建築物特徵與居住者特徵等)，
並以試驗評估是否滿足性能標準，最後確定建築防火性能設計。
圖 2-7 防火性能設計之項目與流程
(資料來源：Society of Fire Protection Engineers)
結構物之性能基準設計(Performance-based design, PBD)可應用於結構防火 工程(Lange 等人 2012)，分析模型包含(1)危害程度：考量地震和火害參數來描述 災害發生時之危害程度，如地表最大加速度、升溫速率、受熱時間及火場最高溫 度等，並建立災害曲線；(2)結構系統：結構物梁柱構件因受熱形式不同造成內 部溫度差異，造成軸向壓力及彎矩發生，而樓版系統受載重作用則有變形產生； (3)損失評估：利用災害分析結果來評估地震造成損失的影響，如停工時間、修 繕金額及修繕時間等。由研究結果顯示此種分析方法可以簡單描述各階段反應、 較佳之適用性與考量不確定性等優勢，因此可使結構物防火工程與結構工程相互 平衡，達最佳性能基準設計與經濟性。
第五節 耐火時間評估公式
由相關研究成果建立之耐火性能時間評估公式，屬防火性能設計步驟之一， 可提供設計者快速計算結構構件耐火時間、驗證構件設計達防火需求。各國研究 學者提出之鋼管混凝土柱構件之耐火性能評估公式，如下所示。
Harada (2004)論述日本 Building Standards Law of Japan 建築構件耐火性能設 計及規定，並於文中討論 Association of New Urban Housing Technology 所建議之 圓形和矩形鋼管混凝土耐火時效公式。矩形鋼管混凝土耐火時間評估公式，如公 式(2-1)所示。 3 1.735 0.225 c c c P (3.06 10 F t 1) A F (2-1) 其中，P 為施加載重(N)，Ac 為混凝土斷面積(mm2)，Fc 為混凝土強度(MPa)，t 為時間(min)。 Kodur (1999)以實驗研究圓形和方形鋼管混凝土柱火害行為與耐火性能，再 以數值分析進行影響耐火性能參數研究，提出耐火時間評估公式，如公式(2-2) 所示。 ' 2 c (f 20) D R f D (KL 1000) C (2-2) 其中，R 為耐火時間(min)， ' c f 為 28 天混凝土強度(MPa)，D 為柱斷面尺寸(mm)， C 為柱構件施加之載重(kN)，K 為有效長度因子，L 為未支撐柱長(mm)，f 為鋼 管內填充物和骨材影響係數(方形鋼管柱內填充矽質骨材之混凝土，f 為 0.06；方 形鋼管柱內填充碳酸質骨材之混凝土，f 為 0.07)。另外，對於方形鋼管內填充純 混凝土柱之公式使用限制為 R≤120 min，20≤ ' c f ≤40 MPa，140≤D≤305 mm， 2000≤KL≤4000 mm。 Park 等人(2007)探討方形鋼管混凝土柱受火害高溫之影響，並依研究結果提 出耐火時間計算公式(2-3)。作者提出公式：
3 c ck c D N 10 t (172.7 50.8 ) ln( ) 10 f A (2-3) 其中，t 為耐火時間(min)，Dc為填充混凝土之寬度(mm)，N 為施加載重(kN)， fck為 28 天混凝土圓柱抗壓強度(MPa)，Ac為填充混凝土之斷面積(mm2)。
第三章 填充式箱型鋼柱耐火實驗
為探討填充式箱型鋼柱火害行為、耐火性能與耐火時間，本研究將依據我國 CNS 12514「建築物構造部分耐火試驗法」之相關規定進行耐火試驗。第一節 試體設計與製作
壹、試體規劃與設計
柱為支撐建築物樓層構造之主要結構構件，除了須承受靜載重、活載重等， 亦須考量火災高溫造成的影響。由承重填充式箱型鋼柱構件受火害之研究文獻發 現，承重構件會因溫度導致材料強度降低，使構件逐漸喪失載重支撐能力。影響 填充式箱型鋼柱構件耐火性能參數為斷面尺寸、軸向載重大小和內填充物等，其 中以載重大小之影響最為顯著。再者，由陳誠直等人(2013)彙整一系列之研究成 果顯示(圖 3-1)，尚缺乏承受較小軸向載重之火害研究成果，因此本研究試體延 續前期研究尚缺少之成果，規劃 2 支填充式箱型鋼柱試體，如表 3-1 所示。 註：P 為施加載重，Pc與 Pr分別為混凝土與縱向主筋之軸壓強度。圖 3-1 填充式箱型鋼柱耐火時間
填充式箱型鋼柱試體設計主要參考我國「鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解 說」，且需滿足耐震設計要求。試體為四片鋼板柱銲接成箱型鋼柱，並於其內填 充混凝土所組合而成，如圖 3-2 所示。箱型鋼柱之鋼骨採用 A572 Grade 50 規格 鋼材，柱板厚 19 mm，長 3060 mm，柱板銲接採單斜槽開槽銲接型式，開槽角 度為 35 度，根部間隙為 7 mm，如圖 3-3 所示。另外，為考量試體灌漿時內部空 氣排除及高溫下混凝土水汽遷移等因素，於柱板各面沿縱向預設數個直徑 20 mm 透氣孔，如圖 3-4 所示。試體內填充混凝土將採國內工程業界常用施工工作度較 高之自充填混凝土；試體端板設計，如圖 3-5 所示。
表 3-1 試體規劃
試體編號 斷面尺寸 B×H×t (mm) 載重比 (P/Pn) B6N-.15 □600×600×19 0.15 B6N-.20 □600×600×19 0.20 備註： P 為施加載重 Pn為試體標稱軸壓強度，相關計算如附錄一所示 (資料來源：本研究整理)圖 3-2 填充式箱型鋼柱斷面示意圖
(資料來源：本研究整理)圖 3-3 箱型鋼柱斷面設計圖
(資料來源：本研究整理) 600 600 19 9 19 FB 12×25 7 35° TYP. unit：mm 箱型鋼 內填充混凝土圖 3-4 填充式箱型鋼柱透氣孔配置示意圖
(資料來源：本研究整理) 50 4 0 390 5@440=2200 390 40 20 透氣孔 熱電偶 線孔位 unit：mm (a) 前視圖 (b) 右側視圖圖 3-5 填充式箱型鋼柱試體端部設計圖
(資料來源：本研究整理)貳、試體製作
試體製作程序如下： 1. 依所規劃之試體設計圖裁切鋼板、鑽孔及開槽； 2. 將柱板組立為 U 字形，再與兩端端板銲接接合； 3. 佈設與安裝試體內部熱電偶測點； 4. 試體第四面柱板與 U 字形肢材組裝銲接施工； 5. 混凝土灌漿作業； 6. 混凝土養護； 7. 安裝柱面熱電偶測點。 委託鋼鐵廠依設計圖樣製作試體，製作步驟如上述。組裝 U 字形，如圖 3-6 所示。試體內部溫度測點安裝至預定位置，並將熱電偶線延著試體縱向方向，再 經由試體頂端柱板預留之孔延伸出試體外，且確定各測點訊號正常。試體各柱板 全滲透銲接處皆利用超音波檢測確保銲道無缺陷，再進行混凝土灌漿作業。 TYP. 850 8 8 8 8 15 TYP. TYP. 15 100 15 100 25 25 16 850 292 292 292 292 850 unit：mm準圓柱試體抗壓強度為 580.3 kgf/cm2；混凝土配比，如表 3-2 所示。
圖 3-6 試體組裝 U 字形樣式
(資料來源：本研究整理)表 3-2 混凝土配比
(資料來源：本研究整理)參、試體溫度測點規劃與佈設
依據 CNS 12514 規定建議，承重柱構件於耐火試驗過程中須量測試體變形 與溫度。試體溫度量測儀器採用 0.75 級性能以上及直徑 0.65 mm 之 K 型熱電偶， 熱電偶佈設於試體受熱段(2800 mm)內之 3 個斷面高度。試體斷面溫度測點規 劃，主要為依不同材料及距試體表面深度佈設；試體斷面之鋼骨於箱型鋼外側中 央與角隅處，以及箱型鋼內側中央設置 3 個測點；混凝土 4 個測點設置於距混凝 土表面 40、120、200 與中心處。詳細試體溫度測點分佈，如圖 3-7 所示；實際 材料用量(kg/m3) 水泥 爐粉 飛灰 粗骨材 細骨材 水 化學掺劑 329 66 44 780 992 175 7.03 備柱： 設計空氣含量為 1.5% 最大骨材粒徑為 19 mm 水膠比為 0.3977試體內部熱電偶安裝樣式，如圖 3-8 所示。
圖 3-7 填充式箱型鋼柱試體之溫度測點分佈
(資料來源：本研究整理) A A B B C C V 3060 630 600 630 1230 C1 C2 C3 S1 S2 C4 S3 300 281 40 80 80 281 600 81 562 ：混凝土溫度測點 ：鋼骨溫度測點 unit：mm圖 3-8 試體內部熱電偶安裝
(資料來源：本研究整理)第二節 實驗設備與設置
研究試體將於內政部建築研究所防火實驗中心之複合耐火爐進行耐火實 驗，複合耐火爐為兼具加溫與加載之實驗設備。加溫設備以數位控制方式，可模 擬 CNS 12514 標準升溫曲線之升溫速率及溫度，並藉由加溫爐東、西兩側之噴 火孔以雙向對流形式使爐內溫度均勻分佈。加載設備具 2000 噸加載能力，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。 實驗設置如圖 3-9 所示，實驗設置之程序為將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；試體兩端利用螺栓分別與柱礅 及支撐短柱連接固定，再以防火棉包覆不受熱處；最後連接熱電偶線至資料擷取 器、蓋上加溫爐頂端爐蓋板，及架設量測試體軸向變形之位移計。圖 3-9 實驗試體設置示意圖
(資料來源：本研究整理)第三節 實驗步驟
承重柱構件耐火實驗為依據 CNS 12514 規定進行，試驗步驟如下所示： 試驗開始前預備事項 1. 室內氣溫須在 10~40°C 範圍內，爐內溫度須小於 50°C； 2. 承重構造試體之載重於加載後，等待 15 分鐘保持加載不變直至試體變形 不再增加，並記錄變形量； 支撐短柱 防火棉 4250 600 540 31 10 unit: mm 試體 2800 受熱段 柱礅 束制墊塊耐火試驗過程 1. 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； 2. 加 溫 爐 依 標 準 加 熱 溫 度 - 時 間 曲 線 進 行 升 溫 ， 加 熱 函 數 為
10 T345 log 8t 1 20，如圖 2-1 所示； 3. 試體承受之載重須保持不變，且當試體發生進一步變形時，加載系統應 有即時反應能力，以保持穩定之加載值； 4. 爐內溫度與試體溫度之熱電偶測點，應每隔不超過 1 分鐘即量測ㄧ次； 5. 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； 6. 試驗結束後，須觀察試體之變形模式並詳實記錄之。 耐火試驗終止條件 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)：Ch /100；最大軸 向壓縮速率(mm/min)：dC / dt3h /1000，其中 h 為試體初始高度。本試驗防火 時效容許之最大軸向壓縮量為 28 mm，最大軸向壓縮速率為 8.4 mm/min。第四章 實驗結果與討論
本章節呈現 B6N-.15 及 B6N-.20 兩支試體耐火性能試驗結果，再根據試驗結 果討論施加軸向載重大小對於填充式箱型鋼柱耐火性能之影響。試體於試驗前測 得混凝土抗壓強度為 626 kgf/cm2，鋼材實際降伏強度為 3.85 tf/cm2，抗拉強度為 5.23 tf/cm2。以國內鋼骨鋼筋混凝土規範計算試體標稱強度約為 3106.2 tf，依試 驗規劃兩支試體施加之軸向載重 P，如表 4-1 所示；試體標稱軸壓強度 Pn計算如 附錄一所示。表 4-1 試體施加之軸向載重
試體編號 載重比 (P/Pn) 施加載重 (tf) B6N-.15 0.15 463.3 B6N-.20 0.20 617.8 (資料來源：本研究整理)第一節 實驗結果
壹、試體 B6N-.15
實驗開始時室內溫度約為 33°C，試體平均溫度約為 33.7°C；試體施加軸向 載重 463.3 tf 並持壓超過 15 分鐘後，即開始進行定載加溫試驗。試驗初期，爐 內升溫使試體受熱產生膨脹伸長變形行為。 加溫爐內平均升溫曲線與 CNS 標準升溫曲線之關係如圖 4-1 所示。試體軸 向變形與時間之關係如圖 4-2 所示，試體鋼骨及混凝土測點溫度分別如圖 4-3 與 圖 4-4 所示；由於 C 斷面混凝土測點及 CS1 測點於試驗開始 40 分鐘後異常升溫， 且部分測點於加溫 80 分鐘後訊號異常，因此將不在此討論異常之測點溫度。 試驗進行至 28 分鐘時，加爐內傳出巨大聲響，試體軸向變形亦為伸長變形 趨勢，爾後仍傳出幾聲大小不等之爆裂聲。加熱至 30 分鐘時，試體達到最大軸 向伸長量 18.6 mm，此時爐內平均溫度約為 841°C，試體柱板表面鋼骨平均溫度 為 563.7°C，混凝土除最外側之 C4 測點平均溫度已上升至 74.3°C 外，其餘測點 皆無明顯變化，如圖 4-3 與圖 4-4 所示。加熱至 31 分鐘後，試體軸向變形由伸試體南面柱板透氣孔(距試體底部 1310 mm 處)有出水現象產生，出水現象持續至 加熱 46 分鐘停止。 加熱 49 分鐘，加溫爐內傳出巨大爆裂聲，試體軸向壓縮變形逐漸趨緩使呈 現變形穩定之情況，此變形穩定情況持續約為 96 分鐘，直至加熱 146 分鐘後， 試體軸向壓縮速率漸增，而於加熱 166 分鐘達 CNS 12514 之最大軸向壓縮速率 8.4 mm/min 規定，判定試體失去承重能力，停止試驗。此試體 B6N-.15 耐火性 能滿足我國「建築技術規則」規定之兩小時以上防火時效。 圖 4-5 為耐火試驗後試體之外觀；試驗後，試體箱型鋼柱板間之全滲透銲接 處皆無銲道開裂現象，但試體四面柱板多處產生局部挫屈變形，局部挫屈變形為 鋼板向外凸出，且試體柱板上半部局部挫屈變形較下半部明顯，其中最大凸起量 為 72.5 mm (南面柱板距底部 2515 mm 處)，其餘凸起量均介於 9 mm 至 37 mm， 如圖 4-6 所示。
圖 4-1 試體 B6N-.15 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-2 試體 B6N-.15 定載加溫之軸向變形-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-3 試體 B6N-.15 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理) (a) A-A 斷面鋼骨溫度 (b) B-B 斷面鋼骨溫度 (c) C-C 斷面鋼骨溫度圖 4-4 試體 B6N-.15 之混凝土測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)圖 4-5 試體 B6N-.15 耐火試驗後外觀
(資料來源：本研究整理) (a) B6N-.15 南面 (b) B6N-.15 東面和北面 (a) A-A 斷面混凝土溫度 (b) B-B 斷面混凝土溫度 (b) B-B 斷面鋼骨溫度圖 4-6 試體 B6N-.15 柱板局部挫屈
(資料來源：本研究整理)貳、試體 B6N-.20
試體 B6N-.20 施加較大之軸向載重。試驗開始時平均室溫約為 33.1°C，試 體各測點平均溫度為 33.4°C，於施加軸向載重 617.8 tf 並持壓超過十五分鐘，確 認試體變形不再增加後，開始進行定載加溫試驗。試驗初期(至加熱 28 分鐘)與 試體 B6N-.15 變形行為相同為伸長變形，但相對試體 B6N-.15 較早到達最大伸長 變形。試體 B6N-.20 於試驗 28 分鐘達最大軸向伸長量 16 mm，如圖 4-7 所示。 此時加溫爐內平均溫度為 831°C，如圖 4-8 所示；試體柱板表面鋼骨平均溫度為 493.4°C，如圖 4-9 所示；其他測點則因訊號呈現不規則跳動，且溫度上升趨勢 與 B6N-.15 試體差異不大，故不在此討論。 加熱 28 分鐘，試體軸向伸長變形達最大後轉為壓縮變形，持續至加熱 50 分鐘，爾後試體壓縮變形趨緩，呈現軸向變形穩定情況約 30 分鐘；於此期間， 加溫爐內持續傳出大小不等之爆裂聲。加熱 80 分鐘後，試體軸向壓縮速率驟增， 並達到規定之性能基準指標。試驗共進行 80 分鐘，試體 B6N-.20 達「建築技術 規則」規定之一小時防火時效。 (a) B6N-.15 西面和南面 (b) B6N-.15 東面和北面待試體冷卻後進入加溫爐內觀察試體外觀發現，試體四面柱板多處產生局部 挫屈變形，如圖 4-10 與圖 4-11 所示。試體挫屈處之柱板皆向外凸起且無銲道開 裂現象，其中最大凸起量 86 mm 有兩處，分別位於東面柱板距試體底端 2630 mm 及西面柱板距試體底端 2190 mm 處，而靠近柱板挫屈處之透氣孔呈現橢圓形狀。
圖 4-7 試體 B6N-.20 定載加溫之軸向變形-時間關係圖
(資料來源：本研究整理)圖 4-8 試體 B6N-.20 爐內升溫曲線
(資料來源：本研究整理)圖 4-9 試體 B6N-.20 之鋼骨測點溫度-時間關係
(資料來源：本研究整理)
(a) A-A 斷面鋼骨溫度 (b) B-B 斷面鋼骨溫度
圖 4-10 試體 B6N-.20 耐火試驗後外觀
(資料來源：本研究整理)
圖 4-11 試體 B6N-.20 柱板局部挫屈
(a) B6N-.20 北面與西面 (b) B6N-.20 南面
總結試驗結果，試體變形行為皆先為受熱膨脹伸長變形，而達最大伸長變形 後轉為軸向壓縮變形。待軸向位移壓縮回初始值後，試體進入變形穩定階段，持 續一段時間後試體軸向壓縮速率增加，達到規定之性能基準指標。根據謝哲民 (2014)研究指出，試體受熱後因倆材料熱性質影響，箱型鋼柱升溫較快使得載重 逐漸轉由鋼骨承擔，隨後試體鋼骨與混凝土產生軸向變形差異。鋼骨因高溫強度 折減導致軸向變形由膨脹伸長轉為壓縮變形，且於鋼骨壓縮至與混凝土為同一平 面，軸向載重逐漸轉至內部混凝土承擔。當混凝土無法提供足夠承載力後，試體 破壞。另外，此次試驗兩支試體各測點之升溫趨勢亦無明顯不同。詳細試驗結果 之比較，如表 4-2 所示。
表 4-2 試驗結果之比較
試體編號 B6N-.15 B6N-.20 施加軸向載重(tf) 463.3 617.8 耐火時間(min) 166 80 最大軸向伸長量(mm) 18.6 16 達最大伸長量之時間(min) 30 28 達最大伸長量時之鋼骨 表面平均溫度(°C) 563.7 493.4 達最大伸長量時之試體 內側鋼骨平均溫度(°C) 483.7 ＊ 達最大伸長量時之 混凝土測點 C4 平均溫度(°C) 74.3 ＊ 達最大伸長量時之 混凝土中心溫度(°C) 34.5 ＊ 試體發出聲響時間(min) 28~49 28~80 試體變形穩定 之持續時間(min) 96 30 備註: ＊測點溫度異常 (資料來源：本研究整理)第二節 載重比影響
本節將藉由軸向變形與時間、軸向變形與溫度關係，探討載重比對柱構件耐 火時間之影響；其中，試體 B6N-.15 及 B6N-.20 除施加之軸向載重不同外，其餘 參數皆相同。圖 4-12 為試體於不同載重比之軸向變形與時間關係，試體 B6N-.15 由於載重比較小，導致較晚達到最大軸向伸長變形，而延後壓縮行為的發生。兩支試體於壓縮過程中，皆有一段變形穩定之持續時間，B6N-.15 持續約 96 分鐘， B6N-.20 則持續約 30 分鐘之變形穩定行為；載重比越小則變形穩定時間越長， 進而能夠提升試體之防火時效。 圖 4-13 為試體於不同載重比之軸向變形與爐內平均溫度關係，兩支試體皆 於約 400°C 開始軸向伸長變形，至約 800°C 達到試體最大軸向伸長量，轉為軸 向壓縮行為。B6N-.15 由於承受較小之軸向載重，可達到較大之最大軸向伸長量。 試體 B6N-.15 破壞時，爐內平均溫度約為 1100°C，B6N-.20 則於爐內平均溫度約 1000°C 時達到破壞；載重比越小，則試體於破壞時可到達之平均溫度較高。因 此承受較小之軸向載重，可延後壓縮行為的發生、延長變形穩定時間、提高破壞 時之溫度與提升防火時效。
圖 4-12 試體於不同載重比之軸向變形-時間關係
(資料來源：本研究整理)第五章 含填充式箱型鋼柱建築結構柱載重比之分析
載重比為施加載重除以柱極限軸壓強度之比值，為影響柱防火時效的重要因 素之一。本研究除了以耐火實驗探討填充式箱型鋼柱火害下之行為外，並利用結 構分析軟體 Etabs 建立建築結構模型，探討建築結構於使用性狀態下，各位置之 柱構件於不同樓層數中所承受之載重比分佈範圍。 採結構分析軟體 Etabs 模擬一般實際建築物，其建立之建築結構模型須具有 一定之合理性，除設計靜載重與活載重以外，亦將地震力納入分析設計，並檢核 結構模型是否符合國內規範，最後再對各柱構件承受之軸向載重進行分析及討 論。填充式箱型鋼柱屬於鋼骨鋼筋混凝土(Steel Reinforce Concrete, SRC)結構，因 此須採轉換斷面方法建立建築結構模型。第一節 分析規劃及流程
考慮建築結構中各柱構件會因其所在樓層高度及位置影響受力狀況，且不同 高度之建築結構受力行為亦有所差異。本研究規劃建立三種不同高度之建築結構 模型，分別為低矮層(五層樓)、中層(十二層樓)及高層(二十四層樓)建築結構，探 討各樓層角柱、邊柱及內柱等各類型柱構件載重比分布範圍。建築結構模型之設 計及分析流程如圖 5-1 所示。圖 5-1 建築結構模型設計分析流程圖
(資料來源：本研究整理)第二節 建築結構模型
此節將依序呈現低矮層(五層樓)、中層(十二層樓)及高層(二十四層樓)建築結 建築結構模型初步規劃 (跨度、樓層高、梁柱尺寸、設計載重等) 初步建立建築結構模型 計算結構週期 計算側向地震力 與動力反應譜分析 進行結構分析 調整尺寸 完成 檢核應力比與 檢核韌性設計 符合 不符合壹、五層樓建築結構模型
建築結構模型平面及立面 低矮層五層樓建築結構模型平面採 24 m×20 m (X 方向×Y 方向)，X 方向設 計為三跨，每跨 8 m，Y 方向採兩跨，每跨 10 m，如圖 5-2 所示；立面設計之第 一層樓的樓高為 4 m，第二層至第五層樓高皆為 3.2 m，模型總高度 16.8 m，如 圖 5-3 所示(短邊向)；五層樓 3D 建築結構模型圖，如圖 5-4 所示。圖 5-2 五層樓結構平面示意圖
(資料來源：本研究整理) X Y圖 5-3 五層樓結構短邊向立面示意圖
(資料來源：本研究整理)圖 5-4 五層樓 3D 結構模型圖
(資料來源：本研究整理) 模型構件之尺寸 五層樓建築結構模型無地下室，僅於地面層建立地梁；此外，由於位在低樓 Y Z表 5-1 五層樓結構模型構件尺寸表
樓層 構件 尺寸(mm) 材質 1-2F 柱 CFBC□500×500×28 （CFBC 轉換斷面） Fy= 3300 kgf/cm2 ' c f = 420 kgf/cm2 3-5F 柱 CFBC□400×400×28 1-2F 梁 鋼梁 RH600×300×14×23 SM 490 3-5F 梁 鋼梁 RH500×300×13×21 SM 490 1-5F 版 RC Slab (25 cm) C 280 GF 底梁 RC700×1800 C 420 (資料來源：本研究整理) 載重 依據「建築技術規則-建築構造篇」，決定施加至五層樓建築結構體的靜載重 與活載重，載重如表 5-2 所示。表 5-2 五層樓模型各樓層所加載重
樓層 靜載重(kgf/m2) 活載重(kgf/m2) 1-4F 650 200 5F 550 200 (資料來源：本研究整理) 設計地震力與反應譜 利用分析得到此五層樓建築結構之週期，將依此計算側向地震力之豎向分 配。此外，為求分析結果更趨完整，亦採用反應譜動力分析。地震力分析之基本 假設如下： 1. 地區：新竹市東區 2. 地盤種類：Type2 (普通地盤) 3. 基本振動週期： 3/4 0.085hn code T =0.9875 秒(轉換斷面後為鋼構架系統) 4. 韌性容量：R=4 5. 用途係數：I=1貳、十二層樓建築結構模型
建築結構模型平面及立面 中層十二層樓建築結構模型平面採 36 m×54 m (X 方向×Y 方向)，X 向有四 跨，每跨 9 m，Y 向有六跨，每跨 9 m，平面示意圖如圖 5-5 所示。地表以上共 有十二層樓，第一層樓的樓高為 5 m，第二層至十二層之樓高皆為 4 m，模型總 高度為 49 m。並建有一層高度為 3.5 m 之地下室，其在 X 向與 Y 向均多出四跨， 立面如圖 5-6 所示(短邊向)；圖 5-7 為十二層樓 3D 建築結構模型圖。圖 5-5 十二層樓結構平面示意圖
(資料來源：本研究整理) X Y圖 5-6 十二層樓結構短邊向立面示意圖
(資料來源：本研究整理)圖 5-7 十二層樓 3D 結構模型圖
(資料來源：本研究整理) 模型構件之尺寸 因十二層樓結構模型之受力大致為由低層至高層逐漸減小，柱之設計強度相 4@9 m 11@ 4 m 5 m 3.5 m Y Z對隨高度增加逐漸降低。降低柱之強度方式有二，其一為縮減柱斷面大小，另一 為僅調整柱的鋼板厚度，使得鋼板變薄降低柱強度。考慮施工方便及避免斷面突 減造成樓層勁度過低，設計採不縮減柱斷面尺寸但調整鋼板厚度，每三層樓逐漸 縮減鋼板厚度。構件尺寸表如表 5-3 所示。
表 5-3 十二層樓結構模型構件尺寸表
樓層 構件 尺寸(mm) 材質 2F 以下 柱 CFBC□600×600×36 （CFBC 轉換斷面） Fy= 3300 kgf/cm2 ' c f = 420 kgf/cm2 3-5F 柱 CFBC□600×600×32 6-8F 柱 CFBC□600×600×28 9-12F 柱 CFBC□600×600×25 GF 底梁 RC600×900 C 420 1F 梁 鋼梁 H700×350×16×32 SM 490 2-5F 梁 鋼梁 H600×300×12×28 SM 490 6-12F 梁 鋼梁 H600×300×12×22 SM 490 GF-12F 版 RC Slab (15 cm) C 280 B1F 牆 RC Wall (60 cm) C 420 (資料來源：本研究整理) 載重 依據「建築技術規則-建築構造篇」，決定施加至十二層樓建築結構體的靜載 重與活載重；其中因建有地下室，地面層之板厚度比其他樓層厚，所施加之載重 相對較大，載重如表 5-4 所示。表 5-4 十二層樓模型各樓層所加載重
樓層 靜載重(kgf/m2) 活載重(kgf/m2) GF 770 500 1-11F 650 200 12F 550 200 (資料來源：本研究整理) 設計地震力與反應譜 因十二層樓建築結構模型所分析出之週期相對較五層樓長，地震力分析之基2. 地盤種類：Type2 (普通地盤) 3. 基本振動週期： 3/4 0.085hn code T =2.204 秒(轉換斷面後為鋼構架系統) 4. 韌性容量：R=4 5. 用途係數：I=1
參、二十四層樓建築結構模型
建築結構模型平面及立面 高層二十四層樓建築結構模型平面為一 X 及 Y 向為對稱非矩形，兩方向跨 度皆為 9 m，從最外側三跨、向內增為五跨、最後增至七跨，如圖 5-8 所示；地 面以上共有二十四層樓，第一至三層樓的樓高為 5 m，第四層至二十四層樓高皆 為 3.8 m，並建有於 X 及 Y 向各多出四跨之地下室，其高度為 3.5 m，模型總高 度為 94.8 m。圖 5-9 為立面圖（所示為最外層）。圖 5-10 為二十四層樓 3D 建築 結構模型圖。圖 5-8 二十四層樓結構平面示意圖
(資料來源：本研究整理) X Y圖 5-9 二十四層樓結構外層立面示意圖
(資料來源：本研究整理)
模型構件之尺寸 高層建築結構中，位於低樓層之柱需承受極大自重，一樓以及地下室之柱構 件皆採 80×80 cm 的大尺寸斷面，從二樓開始，柱斷面減為 70×70 cm，隨後採取 每三層樓隨高度逐漸縮減鋼板厚度，並且於第 13 層樓以上再縮小柱斷面尺寸為 60 cm，確保設計不過度保守。另外，地下室周圍以 60 cm 之 RC 牆包覆。構件 尺寸如表 5-5 所示。
表 5-5 二十四層樓結構模型構件尺寸表
樓層 構件 尺寸(mm) 材質 1F 以下 柱 CFBC□800×800×50 （CFBC 轉換斷面） Fy= 3300 kgf/cm2 ' c f = 560 kgf/cm2 2-3F 柱 CFBC□700×700×50 4-6F 柱 CFBC□700×700×45 7-9F 柱 CFBC□700×700×40 （CFBC 轉換斷面） Fy= 3300 kgf/cm2 fc'= 420 kgf/cm2 10-12F 柱 CFBC□700×700×36 13-15F 柱 CFBC□600×600×32 （CFBC 轉換斷面） Fy= 3300 kgf/cm2 fc'= 350 kgf/cm2 16-18F 柱 CFBC□600×600×28 （CFBC 轉換斷面） Fy= 3300 kgf/cm2 fc'= 280 kgf/cm2 19-24F 柱 CFBC□600×600×25 GF 底梁 RC600×900 C 420 1-3F 梁 鋼梁 H700×300×19×40 SM 490 4-9F 梁 鋼梁 H600×300×19×40 SM 490 10-12F 梁 鋼梁 H600×300×16×36 SM 490 13-15F 梁 鋼梁 H600×300×16×32 SM 490 16-18F 梁 鋼梁 H600×300×12×28 SM 490 19-24F 梁 鋼梁 H600×300×12×22 SM 490 GF-24F 版 RC Slab (15 cm) C 280 B1F 牆 RC Wall (60 cm) C 420 (資料來源：本研究整理) 載重 二十四層樓建築結構模型的設計靜載重與設計活載重亦參考「建築技術規則 -建築構造篇」；其中因建有地下室，地面層之板厚度比其他樓層厚，需承擔的力 量也最大，靜載重與活載重也較其他樓層大，載重如表 5-6 所示。表 5-6 二十四層樓模型各樓層所加載重
樓層 靜載重(kgf/m2) 活載重(kgf/m2) GF 770 500 1-23F 650 200 24F 550 200 (資料來源：本研究整理) 設計地震力與反應譜 此二十四層樓建築結構因高度較高，且轉換斷面後為鋼構造，結構體整體勁 度低，以致所分析出之週期較長，落於動力分析反應譜下降後之平台段。地震力 分析之基本假設為： 1. 地區：新竹市東區 2. 地盤種類：Type2 (普通地盤) 3. 基本振動週期：Tcode0.085hn3/4= 3.6154=秒(轉換斷面後為鋼構架系統) 4. 韌性容量：R=4 5. 用途係數：I=1第三節 建築結構模型之檢核
建築結構模型需以規範要求進行檢核，使符合要求且具合理性(亦即不過度 保守)。檢核方式除以 Etabs 結構分析軟體內建之規範檢核應力比外，亦須額外進 行韌性設計以及層間變位的檢核。建築結構模型之檢核項目與檢核方法，如下所 述以茲參考。壹、應力比檢核
以結構分析軟體 Etabs 內建之 AISC-LRFD (1993)檢核此建築結構模型，各構 件應力比皆不得大於 1.0；若應力比過低，亦可用來檢查是否設計有過度保守的貳、韌性設計檢核
由於 Etabs 內建 AISC-LRFD (1993)規範並無包含我國「鋼結構極限設計法規 範及解說」(2010)，第十三章耐震設計之內容，因此須額外進行韌性檢核；相關 韌性檢核內容如下。 柱軸向強度 「鋼結構極限設計法規範及解說」(2010)章節 13.4.1 規定，柱構件在不考慮 彎矩作用之下，用以抵抗地震力柱構件之軸向強度，須滿足下列兩種載重組合， 即公式(5-1)及(5-2)。 軸壓力：1.2PD + 0.5PL ±1.4FuPE ≦ cPn (5-1) 軸拉力：0.9PD ± 1.4FuPE ≦ tPn (5-2) 其中，PD、PL、PE 分別為靜載重、活載重以及地震力作用下造成之柱軸力；Fu 為結構系統地震力折減係數，其值不必超過 2.5；c、t為強度折減係數；Pn為 標稱軸壓(拉)強度。 梁剪力強度 「鋼結構極限設計法規範及解說」(2010)章節 13.6.1 規定，梁與柱接合處之 剪力強度須能抵抗由載重組合 1.2D+0.5L 而得，並加上梁臨界斷面處產生該斷面 之塑性彎矩所造成之剪力，檢核方式為須滿足(5-3)式。 1.2 PD + 0.5 PL + n p l M 2 ≦ 0.6Fyhtw (5-3) 其中，Mp為梁之塑性彎矩；ln為梁之淨長度；h 為梁深；tw為梁腹板厚度。 梁柱腹板交會區剪力強度 「鋼結構極限設計法規範及解說」(2010)章節 13.6.2 規定，檢核梁柱腹板之 交會區是否具足夠之剪力強度。檢核方式為將梁產生塑性彎矩時翼板產生之等效 軸拉(壓)力，作為梁柱腹板交會區須抵抗之設計剪力，並扣除塑性彎矩在梁柱交 會處產生之柱剪力；其值須小於柱之標稱剪力強度。強柱弱梁檢核 「鋼結構極限設計法規範及解說」(2010)章節 13.6.5 規定，為確保於地震力 作用下柱構件不會相較梁構件提前破壞，即為強柱弱梁設計。其檢核方式為，建 築結構模型中所有梁柱接頭皆須滿足公式(5-4)。
25 . 1 F Z A / P F Z yb b g uc yc c
(5-4) 其中，Ag為柱全斷面積，Fyb為梁鋼材之標稱降伏強度，Fyc為柱鋼材之標稱降伏 強度，Puc為所需之柱軸向受壓強度，Zb為梁斷面塑性模數，Zc為柱斷面塑性模 數。參、層間變位角檢核
除確保建築結構模型強度以及韌性符合規範要求，亦須考慮使用性的需求， 如過大的位移則不符合使用性需求。參考「建築物耐震設計規範」(2011)章節 2.16，每一樓層與其上、下相鄰層之相對側向位移除以層高，其值不得超過 0.005。第四節 載重比分析結果與討論
此節分為兩部分，第一部份為介紹所建立三種建築結構模型之柱位配置以及 定義柱種類，同一樓層之柱構件會因所在位置分屬不同類型，載重比之討論則建 立於此柱分類上。第二部份將對柱構件之分析結果進行討論。壹、模型之柱位配置
五層樓建築結構模型 五層樓建築結構模型採用 4×3 的柱位配置(即 3 跨×2 跨，12 根柱子)，如圖 5-11 所示。建築結構模型之柱構件類型涵蓋內柱(Interior column)、邊柱(Edge column)、角柱(Corner column)。圖 5-11 五層樓 4×3 柱位配置示意圖
(資料來源：本研究整理) 十二層樓建築結構模型 採用 5×7 的柱位配置(即 6 跨×4 跨，35 根柱子)，如圖 5-12 所示；柱載重比 分析結果皆對稱分布，將分析結果相同之柱構件歸為同一類，並以基本之角柱、 邊柱及內柱區分，形成六種柱構件類別如下：角柱(Corner column)、邊柱 1 (Edge column1)、邊柱 2 (Edge column2)、第一層內柱 1 (First Interior column1)、第一層 內柱 2 (First Interior column2)、第二層內柱 (Second Interior column)。角柱 長邊柱 短邊柱 內柱
圖 5-12 十二層樓 5×7 柱位配置示意圖
(資料來源：本研究整理)
二十四層樓建築結構模型
二十四層樓平面為一非矩形對稱平面，柱載重比分析結果亦成對稱分布，柱 構件可依分析結果區分為八種類別：角柱 1 (Corner column1)、角柱 2(Corner column2)、邊柱 (Edge column)、第一層內柱 1 (First Interior column1)、第一層內 柱 2 (First Interior column2)、第二層內柱 1 (Second Interior column1)、第二層內柱 2 (Second Interior column2)、第三層內柱 1 (Third Interior column1)；如圖 5-13 所 示。 角柱 邊柱 1 邊柱 2 第一層內柱 1 第一層內柱 2 第二層內柱 X Y
圖 5-13 二十四層樓非矩形柱位配置示意圖
(資料來源：本研究整理)貳、柱構件載重比分佈範圍
載重比為載重組合 D+L(靜載重+活載重)除以各柱構件極限軸壓強度之比 值，而角柱、邊柱及內柱因所在位置不同，其所分配到需承擔來自樓板之均佈軸 向載重亦不相等，故以此作為探討載重比之分類。各建築結構模型載重比計算結 果整理如下所示。 角柱 1 角柱 2 邊柱 第一層內柱 1 第一層內柱 2 第二層內柱 1 第二層內柱 2 第三層內柱 X Y五層樓建築結構模型 此五層樓建築結構模型之應力比檢核結果，一至二樓柱應力比位於 0.4 至 0.7 之間，三至五樓柱應力比位於 0.3 至 0.4 之間；梁為短邊向應力比較高，皆分布 於 0.8 至 1.0 之間。柱之應力比雖未接近 1.0，但在韌性設計之強柱弱梁以及梁柱 腹板交會區剪力強度檢核中，均已到達臨界邊緣，無法調減構件尺寸。由上述五 層樓建築結構檢核情況，可知此設計不過於保守。 圖 5-14 為五層樓建築結構之載重比分布圖，同一樓層柱構件斷面設計相同， 內柱位於結構平面中心位置，所分擔之軸向載重最多；長邊柱及短邊柱之差異不 大，而角柱位於結構平面角隅處，所需分擔之軸向載重最少，故內柱有最大之載 重比，而角柱有最小之載重比。以模型立面方向而言，一樓柱之載重比最大，範 圍介於 0.07 至 0.264 之間，二樓介於 0.059 至 0.208 之間，三樓介於 0.062 至 0.22 之間，四樓介於 0.042 至 0.144 之間，遞減至五樓，載重比範圍降至 0.018 至 0.069 之間。 綜合上述五層樓建築結構模型分析結果，依柱構件類型區分之載重比分佈大 至小依序為內柱、短邊柱、長邊柱、角柱。此外，比較採相同柱斷面尺寸之三至 五樓，載重比之大小將依所在樓層數越高而遞減，其中四樓之載重比皆低於 0.2， 五樓皆低於 0.1。
