實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火害結構行為研究

實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火

害結構行為研究

內政部建築研究所委託研究報告

（科技部 GRB 編號：PG10502-0027）

實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火

害結構行為研究

受 委 託 者 ：財團法人成大研究發展基金會

研 究 主 持 人 ：朱聖浩

協 同 主 持 人 ：鍾興陽、朱世禹

研

究

員 ：施健泰

研 究 助 理 ：趙 翊 翔 、 卓 俊 成 、 劉 品 瑄 、 翁 玉 倫 、

余耀宇、張喬崴、陳麗貞

研 究 期 程 ：中華民國 105 年 1 月至 105 年 12 月

研 究 經 費 ：新臺幣參佰玖拾萬元

內政部建築研究所委託研究報告

目次

表次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧Ⅲ

圖次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

V

摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

XV

第一章

緒論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧1

第一節

研究緣起與背景‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧1

第二節

研究目的與方法‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧2

第三節

研究步驟流程與進度說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧3

第二章

資料蒐集與文獻回顧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧9

第一節 鋼結構於高溫火害中之行為‧‧‧‧‧‧‧‧9

第二節 鋼結構於高溫火害後之行為‧‧‧‧‧‧‧‧13

第三節 鋼結構建築動態行為相關研究‧‧‧‧‧‧‧14

第三章

實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與分析‧‧‧‧‧‧‧‧19

第一節 實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與分析‧‧‧‧19

第二節 火災前實驗及操作說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧21

第三節 火災後實驗及操作說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧30

第四節 實尺寸鋼構屋靜態加載實驗結果‧‧‧‧‧36

第四章

實尺寸鋼構屋動態加載實驗與分析‧‧‧‧‧‧‧‧57

第一節 量測鋼架及實驗平台歸位反力座基礎規劃設計 57

第二節 激振器預組立安裝與試運轉作業‧‧‧‧‧‧‧62

第三節 激振器現地安裝規劃‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧66

第四節 實尺寸鋼構屋動態加載實驗規劃‧‧‧‧‧‧‧71

第六節 實驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧75

第五章

實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火害實驗‧‧‧‧91

第一節 實驗概述‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧91

第二節 熱電偶佈設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧95

第三節 位移計佈設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧108

第四節 隔間工程與防火被覆‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧113

第五節 火載設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧123

第六節 載重設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧134

第七節 實驗步驟與中止條件‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧135

第八節 實驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧136

第九節 小結‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧148

第六章

結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧151

第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧151

第二節 建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧153

附錄一 期初審查會議記錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧155

附錄二

期中與期末審查會議記錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧159

附錄三

專家學者座談意見回應‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧169

附錄四

實尺寸鋼構實驗屋之基礎設施設計圖‧‧‧‧‧‧179

附錄五

實尺寸鋼構實驗屋之上部結構設施設計圖‧‧‧189

附錄六

量測鋼架及實驗平台歸位反力座設施設計圖‧‧‧191

參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

197

表次

表

1-1 工作規劃甘特圖與進度概述•••••••••••8

表

2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【14】‧

表

1-1

••••••••••••••••••••••

11

表

2-2 英國 Cardington 七次火害實驗範圍示意圖【14】‧

表

1-1

••••••••••••••••••••••

12

表

3-1 火災前試驗載重•••••••••••••‧‧19

表

3-2 火災後試驗載重‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧20

表

3-3 火災前後火害之小梁不同載重時中間應變••••62

表

4-1 質量塊各種組合產生之偏心扭轉與作動頻率上限•77

表

4-2 火害前激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值•78

表

4-3 火害後激振器加載頻率與正規化頻率轉換函數值•84

表

5-1 單木堆燃燒實驗歷程•••••••••••••62

表

5-2 雙木堆燃燒實驗歷程•••••••••••••62

               

圖次

圖

1-1 研究流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧5

圖

2-1 英國 Cardington 鋼構大樓七次火害實驗範圍示意圖‧

圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧19

圖

2-2 英國 Cardington 第七次火害實驗照片‧‧‧‧‧22

圖

3-1 鋼構屋柱上應變計佈置立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧20

圖

3-2 表面附油漆的構件‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧21

圖

3-3 火災前鋼構屋梁上應變計佈置‧‧‧‧‧‧‧‧‧22

圖

3-4 鋼構屋柱上應變計佈置立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧23

圖

3-5 鋼構屋柱上應變計佈置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧23

圖

3-6 鋼構屋位移計的佈置(第一階段)‧‧‧‧‧‧‧‧24

圖

3-7 黏貼應變計於柱上‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧25

圖

3-8 黏貼應變計於小梁上‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧25

圖

3-9 吊掛水桶‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧26

圖

3-10 依設定位置擺放水桶‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧26

圖

3-11 固定位移計於角鋼上‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧27

圖

3-12 架設角鋼並施作防水措施‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧27

圖

3-13 應變計之測量儀器架設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧28

圖

3-15 進行水加載‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧29

圖

3-16 火災後鋼構屋梁上應變計佈置‧‧‧‧‧‧‧‧30

圖

3-17 鋼構屋位移計的佈置(第二階段)

‧‧‧‧‧‧‧

31

圖

3-18 火害後小梁上應變計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧32

圖

3-19 火害後黏貼小梁應變計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧32

圖

3-20 固定位移計於角鋼上‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧33

圖

3-21 架設位移計於鋼構屋上‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧33

圖

3-22 應變計量測儀器‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34

圖

3-23 位移計量測儀器‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34

圖

3-24 裝水加載階段‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧35

圖

3-25 放水卸載階段‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧35

圖

3-26 火災前加載中柱 C9 應變歷時圖(1V=2.3E-3)

‧‧

36

圖

3-27 火災前加載小梁中 B15 應變歷時圖(1V=2.3E-3)‧36

圖

3-28 火災前加載主梁左端 B4 應變歷時圖(1V=2.3E-3)‧37

圖

3-29 火災前加載主梁中間 B9 應變歷時圖(1V=2.3E-3)‧37

圖

3-30 火災後加載小梁端 B0 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧38

圖

3-31 火災後加載小梁中 B1 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧38

圖

3-32 火災後加載小梁端 B2 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧39

圖

3-33 火災後加載小梁端 B3 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧39

圖

3-34 火災後加載小梁中 B4 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧40

圖

3-35 火災後加載小梁端 B5 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧40

圖

3-36 火災後加載小梁中 B6 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧‧41

圖

3-37 火災後加載小梁中間 B8 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧41

圖

3-38 火災後加載小梁中 B10 應變歷時圖(1V=4.6E-4)

‧

42

圖

3-39 火災後卸載小梁端 B0 應變歷時圖(1V=4.6E-4)

‧

42

圖

3-40 火災後卸載小梁中 B1 應變歷時圖(1V=4.6E-4)

‧

43

圖

3-41 火災後卸載小梁端 B2 應變歷時圖(1V=4.6E-4)

‧

43

圖

3-42 火災後卸載小梁端 B3 應變歷時圖(1V=4.6E-4)

‧

44

圖

3-43 火災後卸載小梁中 B4 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧44

圖

3-44 火災後卸載小梁端 B5 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧45

圖

3-45 火災後卸載小梁中 B6 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧45

圖

3-46 火災後卸載小梁中 B8 應變歷時圖(1V=4.6E-4)‧46

圖

3-47 第一階段加載應變結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧46

圖

3-48 第二階段加載應變結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧47

圖

3-49 第二階段卸載應變結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧47

圖

3-50 火害前加載結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧49

圖

3-51 火害前卸載結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧50

圖

3-53 火害後卸載結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51

圖

3-54 火害前後之版、小梁加載變位情形‧‧‧‧‧‧51

圖

3-55 火害前後之小梁卸載變位情形‧‧‧‧‧‧‧‧52

圖

3-56 混凝土塊和型鋼簡支梁之理論圖‧‧‧‧‧‧‧52

圖

3-57 小梁受火害後影響之變形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

圖

3-58 混凝土受火害後影響之開裂‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

圖

3-59 混凝土受火害後影響之開裂‧‧‧‧‧‧‧‧‧55

圖

3-60 結構體受火害後影響圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧55

圖

4-1 量測架及實驗平台歸位反力座基礎平面設計圖與施工

圖

照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧58

圖

4-2 量測架屋頂結構平面圖與施工照片‧‧‧‧‧‧‧59

圖

4-3 X2 軸線至 X3 軸線量測架屋立面剖視圖與施工照片‧

圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧59

圖

4-4

歸位反力座與其基礎立面剖視圖及施工照片‧‧‧

60

圖

4-5 歸位反力座 B-B 斷面及施工照片‧‧‧‧‧‧‧‧60

圖

4-6

滑動滾軸裝置平面、立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

61

圖

4-7

滑動滾軸裝置完工照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧

61

圖

4-8 激振器各式元件‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63

圖

4-9 運用堆高機移動激振器木箱‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63

圖

4-10

MK-155U 離心質量激振器預組立後各元件示意圖‧

圖

‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧64

圖

4-11

TOSHIBA Tosvert VF-S9 小型變頻器‧‧‧‧‧‧64

圖

4-12 現場配電箱及變壓器設置完工照片‧‧‧‧‧‧65

圖

4-13 激振器與轉接板架設位置中心點‧‧‧‧‧‧‧65

圖

4-14 架設位置細部‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧68

圖

4-15 一組(1 大 4 小)轉接板設計示意圖‧‧‧‧‧‧68

圖

4-16 轉接版 AP1 及 AP2 現場施工照片‧‧‧‧‧‧69

圖

4-17 激振器吊裝照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧69

圖

4-18 激振器固定完工照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧69

圖

4-19 激振器防曬防雨遮罩照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧70

圖

4-20 動態加載實驗感測器之架設示意圖‧‧‧‧‧‧72

圖

4-21 位移計角鋼架設示意圖及完工照片‧‧‧‧‧‧72

圖

4-22 各項防颱保護措施‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧73

圖

4-23 颱風受損狀況照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧74

圖

4-24 研究團隊更換質量塊組合過程照片‧‧‧‧‧‧76

圖

4-25 火害前各量測位置輸出對輸入之正規化頻率轉換函

圖

數‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧83

圖

數‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧89

圖

5-1 鋼構實驗屋於防火實驗中心之戶外防火實驗場‧‧91

圖

5-2 鋼構實驗屋平面圖與剪力連接式複合鋼梁(小梁)‧92

圖

5-3 剪力連接式複合鋼梁火害實驗之區劃空間‧‧‧‧93

圖

5-4 樓板之熱電偶佈設平面示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧95

圖

5-5 純樓板熱電偶斷面佈設示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧96

圖

5-6 小梁上方樓板熱電偶斷面佈設示意圖‧‧‧‧‧‧96

圖

5-7 大梁上方樓板熱電偶斷面佈設示意圖‧‧‧‧‧‧97

圖

5-8 連接板上方樓板熱電偶佈設示意圖(螺栓接合) ‧97

圖

5-9 連接板上方樓板熱電偶佈設示意圖(銲接接合) ‧98

圖

5-10 柱位旁樓板熱電偶佈設示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧98

圖

5-11 樓板混凝土灌漿過程實際照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧99

圖

5-12 樓板混凝土澆置完成並進行灑水養護後之情況‧99

圖

5-13 鋼構件熱電偶配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧100

圖

5-14 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 5-13 之紅色圓圈)‧‧101

圖

5-15 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 5-13 之綠色圓圈)‧‧102

圖

5-16 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 5-13 之咖啡色圓圈)‧103

圖

5-17 鋼構件熱電偶佈設斷面圖(圖 5-13 之黃色圓圈)‧‧104

圖

5-18 鋼構件熱電偶佈設之現況‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧105

圖

5-19 熱電偶樹配置立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧106

圖

5-20 火害實驗區之熱電偶樹佈設現地照‧‧‧‧‧‧‧106

圖

5-21 熱電偶樹細部圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧107

圖

5-22 鋼構件之位移計配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧108

圖

5-23 樓板之位移計配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧109

圖

5-24 所有位移計配置平面圖(鋼構件+樓板) ‧‧‧‧‧110

圖

5-25 量測用參考鋼架‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧111

圖

5-26 位移計之架設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧112

圖

5-27 隔間用之 ALC 材料‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧113

圖

5-28 ALC 隔間工程平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧114

圖

5-29 火害實驗區與儀器區之 ALC 隔間工程實景‧‧‧114

圖

5-30 A 向立面之隔間工程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧115

圖

5-31 B 向立面之隔間工程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧116

圖

5-32 C 向立面之隔間工程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧117

圖

5-33 D 向立面之隔間工程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧118

圖

5-34 火害實驗區上方 ALC 板女兒牆‧‧‧‧‧‧‧‧119

圖

5-35 防火被覆噴塗範圍平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧120

圖

5-36 防火被覆噴塗範過程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧121

圖

5-38 防火被覆厚度之抽樣用鐵絲‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧122

圖

5-39 鋼柱防火被覆之厚度抽樣‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧122

圖

5-40 燃料木堆構造示意圖 (單位：mm) ‧‧‧‧‧‧123

圖

5-41 單木堆燃燒實驗過程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧125

圖

5-42 單木堆燃燒之熱釋放率曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧126

圖

5-43 雙木堆燃燒實驗過程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧128

圖

5-44 雙木堆燃燒之熱釋放率曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧129

圖

5-45 木堆於實驗區之堆置示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧130

圖

5-46 火害實驗區之火場大氣平均溫度歷程曲線圖‧‧‧132

圖

5-47 加載用大水桶之佈置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧134

圖

5-48 火害實驗照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧136

圖

5-49 南側小梁變位歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧137

圖

5-50 北側小梁變位歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧138

圖

5-51 南側小梁火害後照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧138

圖

5-52 北側小梁火害後照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧139

圖

5-53 南側小梁溫度歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧140

圖

5-54 北側小梁溫度歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧141

圖

5-55 樓板受火害後之情形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧143

圖

5-56 樓板中點變位歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧143

圖

5-57 樓板中點溫度歷時曲線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧144

圖

5-58 南側小梁下方熱電偶樹之溫度歷時曲線圖‧‧‧‧145

摘 要

關鍵詞：實尺寸鋼構實驗屋、火害實驗、載重實驗、剪力接頭、複合鋼梁 一、研究緣起 火害對鋼構造建築的危害性較鋼筋混凝土建築和包覆式的鋼骨鋼筋混凝土建築 為嚴重，民國90 年發生的臺北縣汐止市的東方科學園區鋼構大樓火災，延燒十數層 樓，總延燒時間長達35 小時，造成該大樓內部鋼梁、鋼柱、樓板的嚴重損壞，受波 及的廠商超過230 餘家，損失金額超過新臺幣 50 億元，造成國家社會的重大損失， 顯示火害對於鋼構造建築危害的嚴重性，隨著我國鋼構造大樓興建的日益風行，實有 必要針對火害對於鋼構造建築的影響進行完整且深入的研究。國內鋼構造建築內樓板 下方的小梁之兩端常以腹板栓接於大梁之加勁板，此種小梁型式係為一種剪力連接式 的複合鋼梁，直接承受樓板之載重，若受到高溫火害而破壞，嚴重情況將造成樓板之 塌陷，目前我國現行對於建築物之鋼梁構件的耐火能力檢驗，主要是依據國家標準 CNS 12514-1「建築物構造構件耐火試驗法－第 1 部:一般要求事項」及 CNS 12514-6 「建築物構造構件耐火試驗法－第6 部：梁特定要求」，對於簡支承邊界條件之鋼梁 進行火害試驗，藉以獲得其在火害高溫下的耐火時效與強度，然而，此種試驗方法未 能考慮真實鋼構造建築受到高溫火害時，小梁與大梁因剪力連接所造成的束制內力， 以及此種剪力接頭在高溫火害下的行為與強度，因此，透過實尺寸鋼構屋的火害實 驗，可以研究此種剪力連接式複合鋼梁於高溫火害下的真實結構行為，並討論其與現 行試驗方法之差異。另外，此剪力連接式複合鋼梁於火害前後的真實載重能力變化， 亦可透過實尺寸鋼構屋火害實驗前後的靜態與動態載重實驗與分析來獲得。 二、研究方法及過程 本計畫主要在研究實尺寸鋼構實驗屋內部分剪力連接之複合鋼梁(即：小梁)在火 害中的結構行為，因此，吾人將在實尺寸鋼構實驗屋內的部分區劃空間，進行真實火 災實驗，藉以研究此區劃空間內以剪力連接之複合鋼梁於真實的結構束制情況下受真 實火害之行為，此外，為了研究此鋼構實驗屋在部分區間受到火害後對整體結構之影 響，本計畫亦於火害前後對此鋼構實驗屋進行靜態與動態加載實驗與分析，藉以探討

三、重要發現 本研究案因屬於戶外複合性災害之實驗，各項實驗設施之施工、建置以及量測系 統、實驗設備之架設與防護措施，均與自然天候有極大之關係，本研究團隊在有限的 經費限制下，又屢次遭逢不可抗力之天災(地震與颱風)，於歷次颱風前均謹慎做好防 颱措施，無奈天災的尺度無法預測，研究團隊於歷次風災後亦盡力將設施及設備復 原。茲根據歷次專家學者座談與期初、期中、期末審查諸位委員之建議，本研究已如 預期進度，完成剪力連接之複合鋼梁於真實的結構束制情況下受真實火害之實驗，以 及靜態與動態加載實驗與分析，本研究所得之結論如下： (1) 由靜載重實驗得知在相同載重下，火害後之小梁應變及變位均比火害前之小 梁應變及變位大約40%。結構在火害前之靜載重實驗均保持線彈性行為，但 火害後混凝土樓板與底層鋼浪板已有間隙，且小梁已有永久變形，因此靜載 重實驗會產生小量之非線性行為，若小梁與大梁連接處沒有破壞，則火災後 之小梁承載力及勁度不會大幅下降。 (2) 利用激振器於不同旋轉頻率出力大小不同的特性，在 X 方向以不同頻率推 動實驗平台，透過於隔震平台給予激振的動態加載，以及於實尺寸鋼構實驗 屋之反應量測值，可藉由頻率反應函數的識別，確認火害前後實尺寸鋼構實 驗屋之整體動態行為。根據動態加載實驗量測資料，實尺寸鋼構屋於火害前 基本振動頻率約為4.125 Hz，火害後基本振動頻率約為 4.064 Hz，比火害前 的4.125 Hz 降低約 1.5%。 (3) 本計畫以剪力連接複合鋼梁(即：小梁)為實驗主體，完成在實尺寸鋼構實驗 屋中受真實束制條件之兩支小梁受真實火害的現地結構火害實驗，並獲得兩 支小梁與樓板於火害前、中、後的溫度與變位相關數據，此數據對於瞭解小 梁在真實束制條件與真實火害下的結構行為將有所助益。 (4) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗在 35 kg/m2 木條(即：528.5 MJ/m2)所組成 9 個木堆的火載量(19026 MJ)燃燒下，小梁與樓板下陷的變位值皆未超過我國 CNS 規範所規定下陷量的破壞判定值，本實驗的樓板內埋設有拉力鋼筋與 雙向的溫度鋼筋。

(5) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗發現：在真實剪力連接束制條件下的複合小 梁受火害的結構行為與單一無束制簡支承複合小梁在標準爐中進行火害試 驗之結構行為有所不同。 四、主要建議事項 建議一 實尺寸鋼構屋火害後修復補強研究：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國立成功大學、中國鋼鐵結構股份有限公司 鋼構建築遭受火害侵襲後，常見其樓板下方之小梁與鋼承版受到嚴重的損壞，例 如：小梁發生局部挫屈或側向扭轉挫屈、小梁與大梁連接之剪力接頭破壞、鋼承版發 生局部挫屈、樓板混凝土與鋼承版脫層分離、樓板與小梁之複合行為減弱…等，以上 之損壞皆會造成樓板承載能力之下降，危害建築結構之安全，因此，研究適當且有效 的火害後修復方法與補強技術，實有其必要性。 建議二 實尺寸鋼構屋多重火害整體參數識別及損壞指標研究：中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：國立成功大學、國家地震工程研究中心 目前國內外火害實驗研究，傳統以設計載重進行火害前後之結構安全評估，惟如 何評估其耐震性能付之闕如，未來將可藉由複合式災害實驗平台，配合多重構件多次 火害及補強之試驗，進行火害前後之實尺寸鋼構屋參數識別，以釐清重要之動態參數 與火害之關係，同時可作為未來實尺寸鋼構屋火害後耐震補強研究之參考依據，並進 而擴充至火害後鋼結構安全評估準則研議。

Abstract

Keywords: Full-Scale Steel Experimental House, Fire Test, Loading Test, Shear Connection, Composite Steel Beam

Fire is more hazardous for steel buildings than RC and SRC buildings. In 2001, the fire in the steel building of East Science Park in Si-jhih City of Taipei County lasted for 35 hours, spread more than 10 floors, and seriously damaged steel beams, steel columns and floors. More than 230 companies were affected by this fire and lost about five billions NT dollars. It is a big loss for our country and society, and demonstrates the severity of fire damage to a steel building. It is necessary to conduct complete and thorough research for the fire influences to steel buildings. In Taiwan, the two ends of a steel beam under a steel deck floor were usually connected to the stiffeners of steel girders by web bolting. This beam type is a composite steel beam with shear connections which is subjected to the loading from the floor. If this kind of beams fail in fire, the most serious situation will cause the collapse of floor system. At present in Taiwan, the fire-resistance test for a steel beam mainly follows CNS 12514-1 and CNS 12514-6, which test a simply supported steel beam in fire to obtain the fire-resistant time and strength. However, this kind of test method does not consider the restraint forces between beam-to-girder shear connections in a real steel building on fire, and the behavior and strength of a shear connection in fire. Hence, through the fire test of a steel experimental house, we can study the real structural behavior of a composite steel beam with shear connections, and discuss the differences between the real fire test and the standard fire test. Besides, the loading capacity variations of the composite steel beams with shear connections can be obtained from the static and dynamic loading experiments for the full-scale steel experimental house before and after fire.

The important findings of this research project are as follows:

(1) The procedure of parameter identification of the target full-scale steel building is performed by adopting a MK-155U shaker. The MK-155U eccentric mass vibrator

determine the full-scale steel building’s response to sinusoidal forcing over a range of frequencies in order to estimate resonant frequency. Changing the external force’s frequency of the MK-155U eccentric mass vibrator and grabbing the maximum dynamic response in different frequency can establish the Frequency Response Function (FRF). The fundamental frequency of the target full-scale steel building is around 4Hz.

(2) This project took the shear connected composite beam as the experimental subject, and accomplished the in-site structural fire experiment for two beams in a full-scale steel framed experimental subjected to real constrain condition and real fire. Temperature and displacement data of beams and floor were collected through the whole fire experiment. These data will be useful for understanding the structural behaviors of really constrained beams under real fires.

(3) A compartment of the steel framed experimental building was burned by the fire load of 19026 MJ, which was composed of nine wood cribs stacked by the wood strips of 35 kg/m2 weight. The downward displacements of the beams and floor on the top of this compartment did not exceed the failure displacement limits determined by the CNS specification of our country. The tensile steel rebars and bi-directional temperature steel rebars were embedded in the steel decking floor in this fire experiment.

(4) The in-site fire experiment of the steel framed experimental building found that the structural behavior of a really shear connected composite beam subjected to a real fire was different from the structural behavior of an isolated unrestrained simply supported composite beam subjected to a standard fire in the furnace.

This project comes to two immediate strategies. For the first immediate strategy:

lateral torsional buckling occurred in beams, failure of shear connection between beam and girder, local buckling occurred in steel decks, debonding and delamination between floor concrete and steel deck, reduction of composite behavior of floor and beam…etc. These damages will cause the decrease of floor bearing capacity and jeopardize the structural safety of a steel building. Therefore, studying a suitable and effective method or technique for reinforcing the floor and beams after fire is necessary.

For the second immediate strategy:

Vibration characteristic studies for a full-scale steel framed building before and after different fire scenarios can be proposed. The seismic resistant performance of the full-scale steel model building subjected abovementioned scenarios can be evaluated through system identification of dynamic characteristics based on the established multi-hazard outdoor experimental facilities. The relationships between those dynamic factors and the degradation of material properties subjected fire damage are important to perform seismic rehabilitation. Furthermore, they can be expanded to be the evaluation guidelines for safety evaluation of fire-damaged steel structures.

第一章

緒論

第一節

研究緣起與背景

火害對鋼構造建築的危害性較鋼筋混凝土建築和包覆式的鋼骨鋼筋混凝土建築 為嚴重，民國90 年發生的臺北縣汐止市的東方科學園區鋼構大樓火災，延燒十數層 樓，總延燒時間長達35 小時，造成該大樓內部鋼梁、鋼柱、樓板的嚴重損壞，受波 及的廠商超過230 餘家，損失金額超過新臺幣 50 億元，造成國家社會的重大損失， 顯示火害對於鋼構造建築危害的嚴重性，隨著我國鋼構造大樓興建的日益風行，實有 必要針對火害對於鋼構造建築的影響進行完整且深入的研究。 國內鋼構造建築內樓板下方的小梁之兩端常以腹板栓接於大梁之加勁板，此種 小梁型式係為一種剪力連接式的複合鋼梁，直接承受樓板之載重，若受到高溫火害而 破壞，嚴重情況將造成樓板之塌陷，目前我國現行對於建築物之鋼梁構件的耐火能力 檢驗，主要是依據國家標準CNS 12514-1「建築物構造構件耐火試驗法－第 1 部:一般 要求事項」及CNS 12514-6「建築物構造構件耐火試驗法－第 6 部：梁特定要求」， 通常在加熱爐中以簡支承的邊界條件對鋼梁進行定載升溫之火害試驗，藉以獲得其在 火害高溫下的耐火時效與強度，此種耐火試驗法採用與ISO-834 相同的標準升溫曲線 對試體進行升溫，故此試驗法又稱為標準耐火試驗法，由於簡支承之鋼梁在加熱爐中 無軸向束制，因此鋼梁在軸向可自由伸長與縮短，當鋼梁升溫時，其兩端會向外伸長 膨脹，同時鋼梁中點也會隨著升溫而增加垂直方向的變形量，由於鋼梁在軸向無束制， 無任何支撐力量拉住鋼梁因垂直向大變形而造成兩支撐端點向內收縮，因此，當鋼梁 達到破壞溫度時，鋼梁中點的垂直向變形迅速增加將發生，崩潰式的破壞，實際上， 鋼構建築的火害中，小梁兩端與大梁因剪力連接而有束制內力，可以像懸垂鍊式的在 兩端拉住小梁產生懸垂效應(catenary effect)，使小梁在高溫中不致產生崩潰式的破壞， 但是小梁與大梁連接的剪力式接頭，其螺栓與銲道是否能在高溫下存活，值得進一步 研究，此外，在標準耐火試驗中對鋼梁採用均勻加溫，鋼梁每個階段受熱的溫度較一 致，但是在實際火災中，鋼梁各部位受熱不一致，另外，真實火災中，鋼梁有升溫與 降溫階段，降溫階段鋼梁接頭將可能受到收縮拉力而破壞，但是標準耐火試驗之鋼梁

害實驗，可以研究此種剪力連接式複合鋼梁於高溫火害下的真實結構行為，並討論其 與現行試驗方法之差異。 另外，對於火災後鋼構造建築物之結構安全評估之相關研究也是重要議題，除了 一般目測與小型材料試驗方法之外，吾人將引入系統識別技術來進行研究，並在鋼構 實驗屋的一樓地板上加裝激振設施，並在鋼構屋試體安裝量測系統，在火害前後，對 鋼構實驗屋進行動態載重實驗，瞭解鋼構實驗屋火害前後各種重要參數的變化，此外， 吾人亦將在鋼構實驗屋火害實驗前後進行傳統靜態載重試驗，做為後續結構安全評估 研究之用。

第二節

研究目的與方法

本計畫主要在研究實尺寸鋼構實驗屋內部分剪力連接之複合鋼梁(即：小梁)在火 害中的結構行為，因此，吾人將在實尺寸鋼構實驗屋內的部分區劃空間，進行真實火 災實驗，藉以研究此區劃空間內以剪力連接之複合鋼梁於真實的結構束制情況下受真 實火害之行為，此外，為了研究此鋼構實驗屋在部分區間受到火害後對整體結構之影 響，本計畫亦將於火害前後對此鋼構實驗屋進行靜態與動態加載實驗與分析，藉以探 討整體鋼構實驗屋和剪力連接式複合鋼梁於火害前後的載重能力變化。本研究計畫之 具體研究目的可歸納如下： (1) 設置實尺寸鋼構屋相關激振設施及量測系統規畫。 (2) 進行實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火害實驗。 (3) 進行實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與行為分析。 (4) 進行實尺寸鋼構屋動態加載實驗與行為分析。 基於以上之目的，本計畫將進行實尺寸鋼構造實驗屋內剪力連接複合鋼梁的真實 火害實驗、鋼構造實驗屋之靜態載重實驗與動態載重實驗等大型結構實驗，由於實驗 規模大，動員之人力與物力多，各實驗皆有其需注意之細節與問題，因此研究團隊擬 在本計畫執行之初召開專家學者座談會議，邀請建研所長官、火災實驗專家學者、大 型結構實驗專家學者參加，特別針對火害實驗之中止條件實驗、火災區劃空間設計、 火載量、開口設計、儀器量測…等重要問題進行討論，以期在各項實驗前有充分之準

實驗」、「實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火害實驗」等三種大型實驗的研究與實 驗方法，將分別於本報告之第三章、第四章、第五章詳細敘述，而本計畫的主要研究 方法、步驟與進度將於下一節說明。

第三節

研究步驟流程與進度說明

本研究之進行步驟流程如圖1-1 所示，本研究案因屬於戶外複合性災害之實驗， 各項實驗設施之施工、建置以及量測系統、實驗設備之架設與防護措施，均與自然天 候有極大之關係，因此屢次遭逢不可抗力之天災影響研究進度之規畫。從本案簽約日 起，於民國105 年 2 月 6 日遭逢規模 6.6 之美濃地震(圖 1-2)，幸因本複合性災害試驗 平台已規畫並施作隔振設施，並未有任何損壞。然而後續於7 月 6 日至 7 月 9 日遭受 強烈颱風尼伯特(圖 1-3)、9 月 12 日至 9 月 15 日遭受強烈颱風莫蘭蒂(圖 1-4)、9 月 25 日至 9 月 28 日遭受中度颱風梅姬(圖 1-5)，以及 10 月 5 日至 10 月 6 日遭受輕度 颱風艾利(圖 1-6)等颱風的侵襲，以及連續降下暴雨，導致實驗設施及實驗設備的損 壞，同時影響戶外實驗的期程安排。受委託單位研究人員，於歷次颱風前均謹慎做好 防颱措施，無奈天災的尺度無法預測，於歷次風災之後亦盡力將設施及設備復原，因 此對於本研究案對應之工作規劃甘特圖與進度概述修正如表1-1，期望依然能夠如期 如質將研究內容規畫之實驗完成。目前除了針對蒐集之文獻資料加以研讀整理，同時 也於2016 年 6 月 14 日，舉辦了第一次專家學者座談會，邀集國內專家學者及產官學 界先進，與貴所長官和同仁進行研討，與會長官與專家學者提供本計畫在「實尺寸鋼 構屋靜態加載實驗」、「實尺寸鋼構屋動態加載實驗」、「實尺寸鋼構屋之剪力連接 複合鋼梁火害實驗」等三個大型實驗許多寶貴意見，研究團隊將於實驗時積極採納與 修正。 另外，關於本計畫三項大型實驗項目的整備工作均已就緒，同時已進行「實尺寸 鋼構屋靜態加載實驗」的第一次試驗，接著將按規畫，進行「實尺寸鋼構屋動態加載 實驗」的第一次試驗，在此同時，「實尺寸鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火害實驗」的 火載設計之木堆燃燒實驗亦已完成，後續將按照原有規畫的期程，並於進行「實尺寸 鋼構屋之剪力連接複合鋼梁火害實驗」前，將再舉辦一場專家學者座談會，同時繼續 逐一完成各項實驗。

圖

1-1 研究步驟與流程

(本研究整理)

進行專家學者座談討論實尺寸鋼構實 驗屋之「火害實驗」、「靜態載重實 驗」、「動態載重實驗」的問題 進行各項實驗所需的設計規劃與 實驗相關之準備工作與工程 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「動態載重實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋內 剪力連結複合鋼梁之「火害實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「靜態載重實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「動態載重實驗」 進行實尺寸鋼構實驗屋之 「靜態載重實驗」 資料整理與綜合研析 蒐集國外實尺寸鋼構屋之「火害 實驗」、「靜態載重實驗」、「動態 載重實驗」的相關文獻資料

圖

1-2 0206 美濃地震地震報告(資料來源：中央氣象局)

(本研究整理)

圖

1-4 2016 第十四號莫蘭蒂颱風路徑圖(資料來源：中央氣象局)

(本研究整理)

圖

1-5 2016 第十七號梅姬颱風路徑圖(資料來源：中央氣象局)

圖

1-6 2016 第十九號艾利颱風路徑圖(資料來源：中央氣象局)

(本研究整理)

表

1-1 工作規劃甘特圖

月次 工作項目 2 月 3 月 4 月 5 月 6 月 7 月 8 月 9 月 10 月 11 月 12 月 蒐集國外實尺寸鋼構屋之 「火害實驗」、「靜態載重 實驗」、「動態載重實驗」 的相關文獻資料

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第 1 次專家學者座談

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實尺寸鋼構屋「靜態載重 實驗」之各項準備工作

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實尺寸鋼構屋「動態載重 實驗」之各項準備工作

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剪力連接複合鋼梁「火害 實驗」之各項準備工作

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期中報告書撰寫

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第 2 次專家學者座談

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進行火害前實尺寸鋼構屋 之「靜態載重實驗」

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進行火害前實尺寸鋼構屋 之「動態載重實驗」

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進行剪力連接複合鋼梁之 「火害實驗」

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進行火害後實尺寸鋼構屋 之「靜態載重實驗」

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進行火害後實尺寸鋼構屋 之「動態載重實驗」

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期末報告書撰寫

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成果報告書撰寫

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預 定 進 度 ( 累 積 數 ) 8 % 16 % 24 % 34 % 46 % 52 % 66 % 84 % 96 % 98 % 100 %

(本研究整理)

第二章 資料蒐集與文獻回顧

第一節

鋼結構於高溫火害中之行為

目前國內外有關鋼結構建築受火害在結構行為的實驗與研究，仍著重在鋼結構建 築之構件層級或次構件層級，研究有關柱、梁、樓版、梁柱接頭等重要構件在火害高 溫下的結構行為： Ng 和 Gardner【1】進行多組鋼柱試體於高溫下之挫屈試驗，其鋼 柱試體分別採用碳鋼與不鏽鋼，試驗後亦使用有限元素軟體進行數值模擬分析，並將 數值分析結果與試驗結果比較，以探討有限元素數值分析的準確度，結果顯示，由於 不鏽鋼內含耐高溫合金，故不鏽鋼柱之強度與勁度於高溫下皆較碳鋼柱為高，此外， 有限元素分析所得鋼柱臨界破壞溫度與試驗值相比較，誤差皆在10%內；Uppfeldt 等 人【2】研究冷軋不鏽鋼箱型短柱在高溫下的臨界破壞溫度，亦進行實驗與相關數值 模擬，並於數值模擬中考慮兩種幾何瑕疵，採用殼元素（S4R）以不同網格大小進行 收斂性分析，研究發現數值模擬的臨界破壞溫度值與實驗值的誤差在 10%內；Wang 和 Li【3】對於受束制並有部分防火被覆損壞的鋼柱，採用 ANSYS 有限元素軟體建 立其數值分析模型，並給予鋼柱初始擾動來進行其耐火性分析；Leston-Jones 等人【4】、 Al-Jabri 等人【5】和 Wang 等人【6】的研究主要著重在梁柱螺栓接頭在高溫火害中 的行為；Qian 等人【7】以 400ºC、550ºC、700ºC 三種高溫來測試六組梁柱十字接頭 試體，而部分試體在梁的部分施加壓力來模擬梁所受的軸向束制；Yu 等人【8】利用 特殊的實驗裝置在高溫下施加剪力與軸力於梁柱接頭試體的剪力片上，用以模擬鋼梁 在火害高溫時所形成的懸垂效應；Chung 等人【9】亦進行兩組實尺寸耐火鋼與普通 鋼梁柱接頭次構件試體之火害實驗，實驗結果顯示耐火鋼接頭在火害高溫中確實較普 通鋼接頭擁有較佳的耐火能力；Choe 等人【10】進行了 11 組實尺寸 H 型鋼柱的火害 實驗，用以瞭解H 型鋼柱在不斷上升的高溫下之非彈性挫屈行為和軸壓力-變形的反 應；Ding 和 Wang【11】利用 H 形的梁柱次構件試體的火害實驗來研究四種鋼梁與 CFT 圓管柱接合的接頭，採用 H 形梁柱次構件試體，主要可以用來更真實地模擬高 溫時鋼梁所產生的軸向束制。 構件或次構件層級的火害實驗雖然可以獲得獨立的構件或次構件在火害高溫下

界條件所造成之影響難以在構件或次構件層級的火害實驗中顯現，因此利用實尺寸鋼 構架實驗屋來進行真實的火害實驗，實有其必要性，但由於實尺寸鋼構造屋的火害實 驗所費不貲，規模甚大，需要縝密地設計、安排與規劃，英國BRE (British Research Establishment) 於 Cardington 的八層樓實尺寸鋼構架屋在 1993 年至 2003 年之間進行 了七次火害實驗【12,13,14】，此為目前全球所進行過最大型的實尺寸構架屋火害實 驗，各次實驗範圍如圖3-1 所示，各次實驗所採用的區劃空間面積、火載量、載重如 表3-1 所示，部分實驗佈置照片如圖 3-2 所示，各次實驗的部分結果如表 3-2 所示， 此大型火害實驗發現：由於此八層樓鋼構建築在結構上所擁有超靜定，使其在所測試 的火場情境中能展現穩定的結構行為，此外，構件在實尺寸鋼構架屋火害實驗中的結 構行為亦不同於傳統設計方法的理解，此項發現顯示出實尺寸構造屋火害實驗之必要 性與重要性，此外，英國鋼構建築之梁柱接頭為end-plate connection、小梁與大梁接 頭為fin-plate connection 皆與我國不盡相同，因此本土實尺寸鋼構建築火害實驗有其 必要。

圖

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

(本研究整理)

(a) 載重

(b) 區劃空間內

(c) 真實火災實驗

(d) 木框架之火載源

圖

2-2 英國 Cardington 第七次火害實驗照片【14】

(本研究整理)

表

2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【14】

(本研究整理)

表

2-2 英國 Cardington 七次火害實驗範圍示意圖【14】

(本研究整理)

Varma 等人【15】利用有限元素軟體，對於一棟平面配置為 3 跨5 跨的 10 層樓 鋼構大樓受高溫火害下之結構行為，進行三維非線性有限元素數值模擬，數值模型中 使用梁元素模擬梁柱構件，並以殼元素模擬混凝土樓板，所考慮的火場情境有兩種： 一為五樓整層樓一起升溫的火場，一為五樓的角落局部升溫的火場，數值模擬結果顯 示：由於內柱載重較大，因此挫屈破壞皆發生在內柱，在角落局部升溫的火場下，並 非全部內柱一起達到挫屈破壞，當部分內柱達挫屈破壞時，力量即重新分配到其餘未 破壞之鋼柱上，使得整棟大樓結構不致於崩塌。陳柏均【16】以三維非線性有限元素 軟體模擬一棟5 跨3 跨的 7 層樓的鋼構大樓在一樓受高溫火害下之結構行為，並對 該鋼構架建築以耐火鋼的梁、柱構件進行不同的結構配置，藉以探討不同的耐火鋼構 件配置對提升構架耐火性能之效益，數值模擬結果顯示：整體鋼構大樓在高溫火害下， 因為力量的重新分配，可以大幅提升構架耐火能力，且能避免內柱崩潰式的破壞，整 體構架模型中所測試之兩種耐火鋼構件配置方法均能有效提升整體構架破壞溫度，其 中，以「內柱內梁採用耐火鋼」具有最佳的經濟效益。李祈安【17】利用三維非線性 有限元素軟體來模擬並探討受固定載重作用之鋼構架於火害高溫侵襲下，其箱型鋼柱 的高溫補強問題，研究結果顯示：鋼構架之箱型柱高溫補強，以耐火鋼加勁肢在箱型 柱內部呈十字形狀排列，所提升的溫度最多，但是若以經濟效益來看，以普通鋼加勁 肢在箱型柱內部呈十字形狀排列為最佳，而經由整體三維鋼構架的數值模擬結果驗證 了採用十字形排列加勁肢的可行性，並且發現整體三維鋼構架均為內梁與內柱達到破 壞。

第二節

鋼結構於高溫火害後之行為

如同前一節「鋼結構於高溫火害中之行為」之研究，目前國內外有關鋼結構於火 害後行為的實驗與研究，仍著重在材料與構件層級或次構件層級，Smith 等人【18】 為瞭解鋼構架受火害後的使用性能，將BS4360 Grade 43A 低強度鋼材與高強度鋼材、 ASTM A572 Grade 50 鋼材與鍛鐵等鋼材製作成試體，每種鋼材分別加熱至 100℃、 200℃、300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1000°C，然後自然冷 卻至室溫，再進行單軸拉伸試驗與衝擊試驗，實驗結果顯示：鋼材在加溫超過600°C 時再冷卻至室溫後，鋼材內部組織可能改變造成強度降低，並可能影響鋼結構的安全 性。Qiang 等人【19】為了瞭解 S460 與 S690 高強度鋼在受到火害後的機械性質變化， 將兩種鋼材製作成單軸拉伸試驗用試體後，每種鋼材亦分別加熱至 100℃、200℃、 300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1000°C，然後在空氣中冷卻 至室溫，再進行單軸拉伸試驗，試驗結果顯示：受火害溫度650°C 以上之試體降伏強 度與拉伸曲線開始有明顯的折減，受 700°C 溫度之試體降伏強度與拉伸曲線應力值 折減更為明顯，同時也發現到強度較高的S690 鋼材折減更明顯。林志宏【20】探討 SM490 鋼板在有無防火被覆之下受火害後的材質變化，而火害溫度為 538℃與 649° C，再將火害後的鋼材進行衝擊、硬度與標準拉伸試驗等的巨觀試驗以及微觀的金相 組織觀察，實驗結果顯示：不論鋼材是否有被覆，其受火害後鋼材的硬度、降伏強度、 抗拉強度都降低，但是衝擊值與延伸率都增加。林世平【21】針對鋼結構的防火披覆 進行研究，以常見之高強度鋼材與低強度鋼材分別各以兩種厚度之防火披覆施作，並 製成試體進行火害後與火害中的拉伸試驗，結果顯示防火披覆雖能有效減低火害對鋼 材的影響，但依舊可能因為藍脆現象使鋼材脆化。王士銘【22】將實尺寸箱型柱與 H 型梁之梁柱銲接接頭，加工製作成小型之梁柱接頭十字試體來進行火害後的拉力實驗， 除了對照組試體（未受火害試體）以外，其餘製作好的試體將放入高溫爐中加熱至900 ℃後，再分別以「空氣冷卻」及「水中冷卻」來模擬梁柱銲接接頭火害後之兩種冷卻 情形，三種溫度處理的試體，分別進行標準拉伸試驗、硬度試驗和拉力實驗，藉以瞭 解梁柱銲接接頭受火害後，鋼材機械性質與破壞模式的變化，研究結果顯示：空氣冷 卻試體均在母材處斷裂，與未受火害試體破壞模式類似，水中冷卻試體均在梁翼板與

溫淬火後，其內部形成的麻田散鐵組織較母材為少，故水冷後銲道強度亦母材為低。 李旋瑋【23】建立三維非線性有限元素數值模型來模擬與分析火害後梁柱接頭受到反 覆載重作用下之結構行為，梁柱接頭所採用的型式相同，皆為國內常見的三種梁柱接 頭(即：標準型梁柱接頭、側板補強型梁柱接頭、梯形切削減弱型梁柱接頭)，數值分 析結果顯示：在受到800℃以上高溫火害空氣冷卻後，梁柱接頭的柱面彎矩強度皆較 火害前有明顯的下降，但仍能符合2010 年 AISC 耐震規範的規定，在受到 800℃高溫 以上的火害水冷後，梁柱接頭的柱面彎矩強度皆較火害前有非常顯著的提升，但由於 梁翼板與柱板接合處所受之應力過高，可能造成銲道斷裂，無法符合4%層間位移角 的規定。

第三節

鋼結構建築動態行為相關研究

目前國內外有關鋼結構建築受火害後之損壞評估，尚未有進行結構系統參數識別 之相關研究。不過，對於鋼結構之縮尺模型，已有相當多的研究著重於構件損壞前後 之系統參數識別，且多數均藉由地震模擬振動平台當作參數識別之外力擾動來源，經 由量測鋼結構之縮尺構架模型之各樓層反應，配合適當之系統識別理論，進行地震對 應之損壞評估研究。目前常見的結構耐震試驗方法大概有下列幾種：(一)擬靜態載重 試驗(Quasi-static loading test method , QST)，(二)振動臺試驗(Shaking table testing method , STT)，(三)擬動態試驗(Pseudo-dynamic testing method , PDT)及(四)即時擬動 態試驗(Real-time pseudo-dynamic testing method , RTPDT)。在結構試驗技術中，擬靜 態載重試驗(QST)是最常見的。而振動臺試驗(STT)最大好處為提供結構在地震力作用 下真實行為，但若採用縮小尺寸的模型，受尺寸效應影響，會有無法模擬實尺寸結構 耐震行為的缺陷。但當採用大尺寸試體時，又需要大容量的千斤頂及油壓供應設備， 設置成本相當高。有鑑於此，1969 年 Hakuno【24】，1992 年 Takanashi【25】及 Nakashima 【26】等人先後提出擬動態試驗(PDT)的觀念，由於試驗設備精度、油壓運作時間及 數值積分的平衡與收斂種種因素的限制，往往必須放慢實驗的速度，故又稱為慢速動 態試驗。然而對於與反力和加載速率相關之測試構件，必須即時完成整段實驗，傳統 擬動態試驗技術往往無法滿足這樣的需求。為了解決這樣的問題，開始有即時擬動態 試驗(RTPDT)的發展，即時擬動態試驗的方式和傳統的擬動態試驗基本原理是相同的，

唯一的不同是即時擬動態試驗並不放慢試驗的加載速率。 關於鋼結構建築動態行為相關研究，林沛暘等人【27】於國家地震研究中心，建 置一系列標竿鋼結構縮尺模型試體，經由配置不同之構件與損壞位置及損壞情況，藉 由振動台進行該系列試體受地震作用下之動態反應試驗，同時配合振動台上鋼結構縮 尺模型試體之反應量測資料，應用於健康診斷及結構系統識別之研究，並進行損壞識 別模組之程式建立及驗證。郭昌宏【28】利用一由剛性樓板與四根柱子所組成的鋼構 架系統，利用推廣卡式過濾器進行其系統參數之識別。蔡忠憲【29】利用國家地震工 程研究中心之標竿鋼構樓房模型(Benchmark G)振動台試驗量測資料，針對不同斜撐 配置進行時變振形之分析與探討，得以了解樓層斜撐勁度變化、相對地面位移振形與 層間變位角之關係。方璿堯【30】利用國家地震工程研究中心之標竿鋼構樓房模型 (Benchmark G)振動台試驗量測資料，亦採用不同斜撐配置並利用 OKID/ERA 識別方 法，識別系統參數變化之情形。游立辰等人【31】建立結構動力反應資料庫、結構基 因特徵序列資料庫、以結構基因特徵序列建立分類資料庫、利用分類資料庫建立診斷 系統，於國家地震工程研究中心設置八層樓之鋼結構實驗構架，利用鬆脫部分螺栓以 模擬結構物發生之破壞損傷狀況，利用微震測量進行結構參數診斷及識別系統。 古昌宏等人【32】採用貝式診斷邏輯法，作為應用結合生物領域與資訊科技之先 進技術，來開發結構物健康診斷系統，並利用國家地震工程研究中心振動台之八層樓 縮尺鋼結構實驗做為測試樣本，製作出新一套機動型結構物健康診斷雛型機。吳瑞琳 【33】利用國家地震工程研究中心之標竿鋼構樓房模型(Benchmark D)振動台試驗量 測資料，驗證含有噪訊之情況下，正規化相對位移振動振形、第一模態振形與損壞位 置之間的相關性， 接著利用國家地震工程研究中心之標竿鋼構樓房模型(Benchmark G)振動台試驗量測資料，驗證於立面不對稱結構下，以 NIDR 增量作為損壞指標之正 確性。林億賢【34】利用國家地震工程研究中心之標竿鋼構樓房模型(Benchmark D)振 動台試驗量測資料，利用改良型基因演算法、遞迴式改良型基因演算法方法，並透過 該試驗量測輸入與輸出資料，識別系統參數變化之情形。駱政韋【35】根據國家地震 工程研究中心之標竿鋼構樓房模型(Benchmark H)振動台試驗量測資料，利用改良型

型振動台試驗量測資料，並利用扭轉耦合建築結構層間損壞指標與偏心距計算公式， 進行完整之敏感度分析，以識別系統參數變化之情形。謝政澔【37】針對非剪力平面 建築結構，探討不同破壞模式下，利用等值剪力結構模型，求得各樓層層間損壞指標 SDI (story damage index)，以判定結構損壞位置，並以國家地震中心之三層樓及八層 樓鋼結構構架之實驗資料進行損壞位置評估，以探討該方法於實際應用時之可行性。

鑒於地震對建築結構造成之損壞評估需求，許多時間域之識別方法已被廣泛應用 於土木結構物健康狀況之識別中【38-39】。為測試目前已發展之結構損害識別和監測 技術，美國土木工程協會(ASCE)之結構健康診斷小組，亦曾經建立第一階段標竿鋼結 構(Phase-I Benchmark)振動台實驗資料庫，以供學者測試使用【40】。並於 Journal of Engineering Mechanics 期刊中出版特刊，在此特刊中介紹了許多利用該資料庫於時間 域進行識別之結果【41】。並利用實驗所得結果進行分析以了解識別方法是否可行 (Bernal 和 Gunes【42】, Caicedo【43】, Lus【44】)。針對時變系統，時間域之遞迴 最小平方法(recursive least -square estimation，簡稱 RLS)識別理論漸趨成熟，Chu 和 Lo【45】並已成功應用於一系列鋼結構標竿模型之振動臺量測資料之參數識別，以及 臺東縣消防局大樓之損壞評估。 近年來，根據中央氣象局於結構物地震監測系統所量測之動態反應訊號，已有不 少的學者利用此數據進行震害後結構物強度變化與損壞評估等相關研究【46】。由於 加速度訊號量測較容易且直接，因此在識別方法之研究上多以加速度之量測為主，藉 由加速度訊號進行結構物模態特性之識別，觀察模態振動頻率或模態向量變化，據以 評估結構物之損壞程度。然而由結構動力理論可知，振動頻率為勁度除以質量開根號， 必須在勁度折減至相當程度時，模態振動頻率之改變才會明顯，因此對於較輕微之損 壞識別不易。尤其結構受到環境溫度及強風影響，或因材料非線性特性，結構模態振 動頻率或模態向量亦容易產生變化【47】，因此損壞誤判的狀況也必須特別注意。目 前根據結構物真實量測資料所進行之各種系統識別及損壞評估方式，若該建築在某一 地震序列作用下結構構件沒有明顯損壞，往往無法有具體量化的比對依據，僅能等待 該建築已有中等至嚴重的損壞時，依據真實勘災的結果，才能予以定性的參考及比對； 就好比病人已經中風住院，醫生才知道因為腦部血管受阻，造成血壓上升，引致身體

一步根據真實量測資料，於地震序列作用下反應出的動態特性變化模式予以量化研究， 應能提供該建築物更完整之損傷資料；亦即若能平時注意身體血壓變化，就能早期發 現病癥，早期予以適當的補救。

有鑑於此，許多時間域之識別模式亦大量被應用【48-50】；羅俊雄教授等【48】 應用振動台試驗資料，採用自適應式最小平方遞迴識別方法(Adaptive Fading Kalman Filter, AFKF)，針對非線性遲滯系統進行等值勁度與阻尼參數之時變特性識別，並以 類神經網路來修正非線性自我迴歸移動平均識別模式(Nonlinear Auto Regressive Moving Average, NARMA)【49】之準確性。而洪李陵教授針對建築結構強震監測資 料於損壞識別的研究中【51】，建築物受震損壞時，若以時變系統來模擬與識別，可 以 藉 由 地 震 作 用 之 初 動 、 強 動 及 餘 動 階 段 的 勁 度 衰 減 指 標 SSRI(Story Stiffness Reduction Index)，來觀察建築物受損的狀況；這些研究結果均說明了觀察建築物破壞 模式的重要性。由於簡化之數值模擬所提供的驗證，礙於實際強震加速度感應器裝設 位置及數量的限制，往往無法完全反應實際結構破壞的行為及程度；而真實結構長期 觀測之紀錄正可以提供觀察結構動態行為變化的依據，但是，未破壞之定量參考基準 卻不易界定。而對於損壞之程度及位置往往僅能藉由實際發生破壞的案例來驗證，多 屬於定性之描述。為達到量化分析及找出與破壞模式相關之動態特性參數，在人為可 控制破壞條件的實驗室進行大量的試驗可以提供所需的資料，用以驗證數值分析所獲 得的識別方式及損壞敏感指標【48】。而針對火害後之耐震能力測試相關試驗，甫於 2011 年由加州州立大學聖地牙哥分校(UC San Diego) Hutchinson【52】等人，利用其 全球獨特之戶外振動台，進行五層樓實尺寸鋼筋混凝土構架屋，相關非結構構件及維 生管線火害後之耐震實驗。

第三章

實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與分析

第一節

實尺寸鋼構屋靜態加載實驗與分析

對於一個結構是否仍能承受一定的載重，最直接及簡單的方法則可使用靜載重試 驗瞭解之。靜載重試驗之步驟在內政部營建署編輯之混凝土結構設計規範第十四章有 詳細之說明。本計畫將使用此規範之流程應用在火災前後下鋼構架屋之試驗上，由結 構變位之量測中比較火災前後之差異，並由鋼結構之設計原理下，訂出載重試驗之安 全標準。靜載重則使用容器中之水加載，如圖3-1 所示。鋼構屋靜態加載實驗在鋼結 構規範中沒有特別規定，因此本靜載重試驗之步驟將依據內政部營建署編輯之混凝土 結構設計規範第十四章之說明進行之。本計畫將使用此規範之流程應用在火災前後下 鋼構架屋之試驗上，由結構變位之量測中比較火災前後之差異，靜載重則使用容器中 之水加載。鋼構屋靜態加載實驗步驟說明如下: 試驗載重(含已存在之靜呆載重)使用 0.85(1.4D + 1.7L)，其中 L 為活載重，D 為 靜呆載重，若扣除已存在之靜呆載重，則需額外載重為 0.19D+1.445L。本額外載重 在現場情調整，火災前後使用之載重如表3-1 和表 3-2 所示。

表

3-1 火災前試驗載重

階段

載重

第一階段(1/4 桶)

1.635kN/m

2

第二階段(1/2 桶)

3.27kN/m

2

第三階段(3/4 桶)

4.905 kN/m

2

第四階段(1 桶)

6.53kN/m

2

第五階段(放水)

0.0kN/m

2

(本研究整理)

表

3-2 火災後試驗載重

階段

載重

第一階段(1/2 桶)

3.27kN/m

2

第二階段(1 桶)

6.53kN/m

2

第三階段(放水)

0.0kN/m

2

(本研究整理)

使用位移計(LVDT)及應變計設於大梁及小梁上量測變位及梁應變，並計算梁承 受之彎矩。所有相關之初始值於加載前一小時內量測。 火災前試驗載重分成4 階段施加，每階段增加載重量約略相等，均佈載重施加方 式使用容器中之水加載，並確保載重均勻傳遞至需加載之整體或部份結構。火災後試 驗載重分成2 階段施加，施加方式相同，改成 2 階段施加之原因為 4 階段施加外力變 化小，變位及應變變化亦不明顯。每完成一階段之載重施加時，及完成全部試驗載重 施加將經歷24 小時，均量測一組數據。

圖

3-1 鋼構屋柱上應變計佈置立面圖

(本研究整理)

第二節

火災前實驗及操作說明

鋼構屋為ㄧ層2 跨2 跨，每跨 6m，總長 12m，樓高 4m，共有 9 支鋼柱，鋼構實 驗屋之鋼梁與鋼柱皆採用H 型鋼。本次實驗共 26 個應變計佈置於鋼構實驗屋的梁柱 構件上，其中梁上16 個，柱上 10 個。為保證實驗測量數據準確，在粘貼應變計前， 需用磨砂紙或相關工具將測點表面的油漆除去，之後再將應變計貼於平滑的表面上。 塗有油漆的構件如圖 3-2 中所示。鋼構屋高度為 4m，而部分應變計要粘貼在梁的下 面和柱的上部，故須事先準備好長度3m 以上的工作梯，并在施做時佩戴安全帽。火 害前，應變放大倍率設定為200，火害後，應變放大倍率設定為 1000。

圖

3-2 表面附油漆的構件

(本研究整理)

3.2.1 梁上應變計的佈置

如圖3-3 所示，軸線 X2-X3、Y2 所在的主梁上佈置 3 個測點 B1、B2 和 B3;軸線 X3-X4、Y2 所在的主梁上 3 個測點 B4、B5 和 B6;Y1-Y2、X2 所在的主梁上 1 個測點 B7;Y1-Y2、X3 所在的主梁上 3 個測點 B8、B9 和 B10;Y1-Y2、X2 右側小梁（紅色） 上3 個測點 B11、B12 和 B13;Y1-Y2、X3 左側小梁（紅色）上 3 個測點 B14、B15、 B16。總計在梁的下方共佈置 16 個應變計。

圖 3-3 火災前鋼構屋梁上應變計佈置

(本研究整理)

3.2.2 柱上應變計的佈置

如圖3-4 所示，應變計在柱子上下端的兩側對稱佈置。X2、Y1 柱上下端測點分 別為C1、C2 和 C3、C4；X2、Y2 柱上下端測點分別為 C5、C6 和 C7、C8(因立面圖 中被 X2、Y1 柱遮擋，圖中加括號表示)；X3、Y2 柱的上下端測點分別為 C9、C10 和C11、C12；X4、Y2 柱的下端測點為 C13、C14。總計共 14 個應變計。

面圖里重疊，且圖3-4 中已有應變計標號，不再重複標號。

圖

3-4 鋼構屋柱上應變計佈置立面圖

(本研究整理)

3.2.3 位移計的佈置

本鋼構屋共設置 18 支位移計，如圖 3-6 所示，其中 16 支位移計為垂直架設，2 支位移計為水平架設。位移計及應變計個由一台 A/D 轉換器連接至電腦，因此所有 量測資料均同步進行。靜力載重時每秒量測一筆資料。

圖

3-6 鋼構屋位移計的佈置(第一階段)

(本研究整理)

3.2.4 實驗流程

I.將應變計貼到設定之梁柱點位上，如圖 3-7、3-8 所示。 II.將加載用水桶吊掛置設定位置，如圖 3-9、3-10 所示 III.架設位移計於設定位置，如圖 3-11、3-12 所示 IV.架設測量儀器，如圖 3-13、3-14 所示

V.加載，實驗正式開始，如圖 3-15 所示

圖

3-7 黏貼應變計於柱上

(本研究整理)

圖

3-9 吊掛水桶

(本研究整理)

圖

3-10 依設定位置擺放水桶

圖

3-11 固定位移計於角鋼上

(本研究整理)

圖

3-12 架設角鋼並施作防水措施

圖

3-13 應變計之測量儀器架設

(本研究整理)

圖

3-14 位移計之量測儀器架設

圖

3-15 進行水加載

(本研究整理)

第三節

火災後實驗及操作說明

本計劃實驗之小梁火災之後，共佈置11 個應變計於梁構件上，因柱上混凝土防火 覆蓋較厚，未佈置應變計。本鋼構屋共設置31 支位移計。

3.3.1 梁上應變計的佈置

如圖3-16 所示，軸線 Y1-Y2、X2 右側小梁（紅色）上 3 個測點 B0、B1 和 B2;Y1-Y2、 X3 左側小梁（紅色）上 3 個測點 B3、B4 和 B5，右側小梁中間一個測點 B6; Y1-Y2、 X4 左側小梁上 3 個測點 B7、B8 和 B9，其所在大梁中間佈置一個測點 B10。總計在 梁的下方共佈置11 個應變計。

圖

3-16 火災後鋼構屋梁上應變計佈置

(本研究整理)

3.3.2 位移計的佈置

如圖3-17 所示，其中 23 支位移計為垂直架設，8 支位移計為水平架設。位移計 及應變計個由一台 A/D 轉換器連接至電腦，因此所有量測資料均同步進行。靜力載 重時，加載階段每秒量測10 筆資料，卸載階段每秒量測 1 筆資料。

圖

3-17 鋼構屋位移計的佈置(第二階段)

(本研究整理)

3.3.3 實驗流程

I.將應變計貼到設定之梁點位上，如圖 3-18、3-19 所示。 II.架設位移計於設定位置，如圖 3-20、3-21 所示 III.架設測量儀器，如圖 3-22、3-23 所示 IV.加載，實驗正式開始，如圖 3-24 所示 V.卸載，如圖 3-25 所示

圖

3-18 火害後小梁上應變計

(本研究整理)

圖

3-19 火害後黏貼小梁應變計

圖

3-20 固定位移計於角鋼上

(本研究整理)

圖

3-22 應變計量測儀器

(本研究整理)

圖

3-23 位移計量測儀器

圖

3-24 裝水加載階段

(本研究整理)