實尺寸鋼構屋角柱之火害結構行為研究
內政部建築研究所委託研究報告
中華民國 108 年 12 月
（科技部 GRB 編號：PG10801-0751）
實尺寸鋼構屋角柱之火害結構行為研究
受 委 託 者 ： 財團法人成大研究發展基金會
研 究 主 持 人 ： 鍾興陽
共 同 主 持 人 ： 朱聖浩
研
究
員 ： 施健泰
研 究 助 理 ： 王毓均、鄭業弘、吳偉丞
研 究 期 程 ： 中華民國 108 年 1 月至 108 年 12 月
研 究 經 費 ： 新臺幣貳佰玖拾貳萬元
內政部建築研究所委託研究報告
中華民國 108 年 12 月
（ 本 報 告 內 容 及 建 議 ， 純 屬 研 究 小 組 意 見 ， 不 代 表 本 機 關 意 見 ）目次
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‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧7
第一節 H 型鋼柱於高溫火害中之行為‧‧‧‧‧‧‧‧7
第二節 箱型鋼柱於高溫火害中之行為‧‧‧‧‧‧‧‧9
第三節 鋼柱於高溫火害之數值模擬‧‧‧‧‧‧‧12
第四節 鋼結構於高溫火害中之行為‧‧‧‧‧‧‧‧‧14
第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧25
第一節 鋼構實驗屋與火害實驗概述‧‧‧‧‧‧‧‧25
第二節 熱電耦佈設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧30
第三節 位移計佈設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧41
第四節 隔間工程與防火被覆‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧47
第五節 火載設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧49
第六節 載重設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧53
第七節 實驗步驟與中止條件‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧54
第八節 實驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧55
第九節 小結‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧85
第四章 實尺寸鋼構屋角柱火害實驗之數值模擬‧‧‧‧‧‧87
第一節 基本假設‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧87
第二節 材料參數‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧88
第三節 三維非線性有限元素模型之建立‧‧‧‧‧‧‧96
第四節 數值模擬結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧101
第五節 小結‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧119
第五章 結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧123
第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧123
第二節 建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧125
附錄一
期初審查會議紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧127
附錄二
期中與期末審查會議紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧133
附錄三
專家學者座談意見回應‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧143
參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
153
表次
表次
表
1-1 工作規劃甘特圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧4
表
2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【37】‧
表
1-1
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16
表
2-2 英國 Cardington 七次火害實驗之部分結果【37】‧
表
1-1
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16
表
3-1 純樓板之熱電耦點位說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧31
表
3-2 小梁上方之熱電耦點位說明
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
32
表
3-3 大梁上方之熱電耦點位說明
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
33
表
3-4 西北角柱各斷面火害中之最高溫度和發生時間‧‧61
表
4-1 SN490B 鋼構造實驗屋之鋼材表‧‧‧‧‧‧‧‧98
表
4-2 西北角柱之軸力載重比比較表(模型(一))‧‧‧‧‧106
表
4-3 西北角柱之軸力載重比比較表(模型(二))‧‧‧‧‧112
表
4-4 西北角柱之軸力載重比比較表(模型(三))‧‧‧‧‧118
表
4-5 西北角柱之最大側向變位比較表‧‧‧‧‧‧‧121
表
4-6 西北角柱之軸力載重比比較表‧‧‧‧‧‧‧‧122
圖次
圖次
圖
1-1 研究步驟與流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧3
圖
2-1 英國 Cardington 鋼構大樓之七次火害實驗範圍示意
圖
2-2
圖【37】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15
圖
2-2 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖
圖
2-2
【38】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧17
圖
2-3 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗佈置圖
圖
2-2
【38】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧18
圖
2-4 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片【38】
‧
圖
2-2
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧18
圖
2-5 實驗區內南側小梁火害後照片【38】‧‧‧‧‧‧19
圖
2-6 實驗區樓板下方火害後照片【38】‧‧‧‧‧‧‧19
圖
2-7 實驗區樓板上方火害後照片【38】‧‧‧‧‧‧‧20
圖
2-8 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗
圖
2-2
示意圖【39】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧22
圖
2-9 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗
圖
2-2
照片【39】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧22
圖
2-10 2017 年台南歸仁 ABRI 火害實驗之 B 區西側大梁火
圖
2-2
害後照片【39】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧23
圖
3-1 台南歸仁戶外實驗場之實尺寸鋼構實驗屋‧‧‧25
圖
3-2 本計畫預計實驗之 H 型鋼角柱平面圖與側視圖‧26
圖
3-3 實尺寸鋼構實驗屋之 H 型鋼角柱照片‧‧‧‧‧27
圖
3-4 火災區劃空間示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧28
圖
3-5 樓板之熱電耦線佈設平面示意圖‧‧‧‧‧‧‧30
圖
3-6 純樓板之熱電耦斷面佈設情形‧‧‧‧‧‧‧‧31
圖
3-7 小梁上方樓板之熱電耦斷面佈設情形‧‧‧‧‧32
圖
3-8 大梁上方樓板之熱電耦斷面佈設情形‧‧‧‧‧33
圖
3-9 鋼構件熱電耦配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34
圖
3-10 鋼柱熱電耦佈設平面圖(圖 3-10 之紅色
●
圓圈)‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧35
圖
3-11 鋼柱熱電耦佈設立面圖(圖 3-10 之紅色
●
圓圈)‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧35
圖
3-12 大梁熱電耦佈設斷面圖(圖 3-10 之綠色●
圓圈
)‧36
圖
3-13 小梁熱電耦佈設斷面圖(圖 3-10 之黃色
●
圓圈
)‧36
圖次
圖
3-17 鋼承板下熱電耦樹垂直佈設圖(圖 3-16 之綠色●
圈
)
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧39
圖
3-18 鋼承板下熱電耦樹垂直佈設圖(圖 3-16 之黃色 圓
圈)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧40
圖
3-19 樓板及二樓柱頭位移計配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧41
圖
3-20 鋼柱位移計配置平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧42
圖
3-21 鋼柱位移計配置立面圖(圖 3-20 之紅色
●
圓圈
) ‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧42
圖
3-22 鋼柱位移計配置立面圖(圖 3-20 之綠色●
圓圈
)‧‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
43
圖
3-23 鋼柱位移計配置立面圖(圖 3-20 之藍色
●
圓圈
)‧‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧43
圖
3-24 量測用參考鋼架‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧44
圖
3-25 位移計之架設細部說明(一)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧45
圖
3-26 實驗屋周圍施工鷹架‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧46
圖
3-27 位移計之架設細部說明(二)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧46
圖
3-28 ALC 隔間工程平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧47
圖
3-29 ALC 隔間工程立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧48
圖
3-30 火害實驗區之隔間工程現況‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧48
圖
3-31 大梁被覆工程平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧49
圖
3-32 被覆工程之局部現況‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧49
圖
3-33 木框架燃料堆構造示意圖 (單位：mm)‧‧‧‧‧50
圖
3-34 木框架堆放示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51
圖
3-35 火場大氣平均溫度歷時曲線圖【45】‧‧‧‧‧‧52
圖
3-36 B 區之火害實驗照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧55
圖
3-37 D 區之火害實驗照片‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56
圖
3-38 西北角柱火害前現況圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧58
圖
3-39 西北角柱熱電耦佈設示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧59
圖
3-40 西北角柱於 0.9H 處之溫度歷時圖‧‧‧‧‧‧‧59
圖
3-41 西北角柱於 0.6H 處之溫度歷時圖‧‧‧‧‧‧‧60
圖
3-42 西北角柱於 0.3H 處之溫度歷時圖‧‧‧‧‧‧‧61
圖
3-43 西北角柱之位移計佈設平面圖與立面圖‧‧‧‧‧62
圖
3-44 西北角柱於 0.9H 處之南北向水平變位歷時圖‧‧63
圖
3-45 西北角柱於 0.6H 處之南北向水平變位歷時圖‧‧64
圖次
圖
3-50 西北角柱於二樓柱頭之垂直向變位歷時圖‧‧‧‧69
圖
3-51 實驗 B 區鋼構架火害中變形示意圖‧‧‧‧‧‧70
圖
3-52 火害後西北角柱 0.9H 處初步量測之斷面位置圖‧70
圖
3-53 西北角柱火害後現況照比較 I‧‧‧‧‧‧‧‧‧71
圖
3-54 西北角柱火害後現況照比較 II‧‧‧‧‧‧‧‧72
圖
3-55 B 區樓板受火害後之情形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧74
圖
3-56
D 區樓板受火害後之情形‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧75
圖
3-57
B 區樓板中點變位歷時圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧76
圖
3-58
D 區樓板中點變位歷時圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧76
圖
3-59 空間熱電偶樹平面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧78
圖
3-60 空間熱電偶樹立面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧78
圖
3-61 B 區預估及實際平均空間溫度歷時圖‧‧‧‧‧79
圖
3-62 D 區預估及實際平均空間溫度歷時圖‧‧‧‧‧79
圖
3-63 B 區距鋼承板 0 cm 處之空間溫度歷時圖‧‧‧81
圖
3-64 B 區距鋼承板 30 cm 處之空間溫度歷時圖‧‧‧82
圖
3-65 D 區距鋼承板 0 cm 處之空間溫度歷時圖‧‧‧83
圖
3-66 D 區距鋼承板 30 cm 處之空間溫度歷時圖‧‧‧84
圖
4-1 SN490B 鋼材各溫度之彈性模數比較【48】‧‧‧88
圖
4-2 混凝土材料(f
c'=27.5MPa)各溫度下之彈性模數【49】
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
89
圖
4-3 SN490B 鋼材各溫度下之工程應力-應變圖【48】‧‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
89
圖
4-4 SN490B 鋼材各溫度下之真實應力-應變曲線【48】‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧
90
圖
4-5 混凝土材料(f
c'=27.5MPa)各溫度之工程應力-應變曲
線【
49】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧90
圖
4-6 混凝土材料(f
c'=27.5MPa)各溫度之真實應力-應變曲
線【
49】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧91
圖
4-7 鋼材各溫度下之柏松比【50】‧‧‧‧‧‧‧‧‧92
圖
4-8 鋼材各溫度下之熱傳導係數【51】‧‧‧‧‧‧‧93
圖
4-9 混凝土材料各溫度下之熱傳導係數【49】‧‧‧‧94
圖
4-10 鋼材各溫度下之比熱【51】‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧94
圖
4-11 混凝土材料各溫度下之比熱【49】‧‧‧‧‧‧‧95
圖
4-12 SN490B 鋼構造實驗屋立面示意圖‧‧‧‧‧‧96
圖次
圖
4-17 2019 火害實驗西北角柱三斷面之平均升溫曲線‧100
圖
4-18 模型(一)之活載重加載方式‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧101
圖
4-19 西北角柱於不同溫度時之變形圖(模型(一))‧‧‧102
圖
4-20 西北角柱於最高溫 640.7℃時之變形圖(模型(一))‧‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧102
圖
4-21 西北角柱於最高溫 640.7℃時之斷面位置圖(模型
(一))‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧103
圖
4-22 西北角柱東西向之變位歷時圖(模型(一))‧‧‧‧103
圖
4-23 西北角柱南北向之整體側向變形歷時圖(模型(一))
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧104
圖
4-24 西北角柱之軸力變化歷時圖(模型(一))‧‧‧‧‧105
圖
4-25 所有鋼柱之軸力變化歷時圖(模型(一))‧‧‧‧‧105
圖
4-26 模型(二)之活載重加載方式‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧107
圖
4-27 模型(二)之模擬二樓載重加載方式‧‧‧‧‧‧‧107
圖
4-28 西北角柱於不同溫度時之變形圖(模型(二))‧‧‧108
圖
4-29 西北角柱於最高溫 640.7℃時之變形圖(模型(二))‧‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧108
圖
4-30 西北角柱於最高溫 640.7℃時之斷面位置圖(模型
(二))‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧109
圖
4-31 西北角柱東西向之變位歷時圖(模型(二))‧‧‧‧109
圖
4-32 西北角柱南北向之整體側向變形歷時圖(模型(二))
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧110
圖
4-33 西北角柱之軸力變化歷時圖(模型(二))‧‧‧‧‧111
圖
4-34 所有鋼柱之軸力變化歷時圖(模型(二))‧‧‧‧‧111
圖
4-35 模型(三)之活載重加載方式‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧113
圖
4-36 模型(三)之模擬五樓載重加載方式‧‧‧‧‧‧‧113
圖
4-37 模型(三)之北側邊柱破壞情形‧‧‧‧‧‧‧‧113
圖
4-38 西北角柱於不同溫度時之變形圖(模型(三))‧‧‧114
圖
4-39 西北角柱於最高溫 640.7℃時之變形圖(模型(三))‧‧
‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧114
圖
4-40 西北角柱於最高溫 640.7℃時之斷面位置圖(模型
(三))‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧115
圖
4-41 西北角柱東西向之變位歷時圖(模型(三))‧‧‧‧115
圖
4-42 西北角柱南北向之整體側向變形歷時圖(模型(三))
圖次
圖
4-46 西北角柱於升溫階段之南北向整體變形歷時圖‧121
摘要
摘 要
關鍵詞：實尺寸鋼構實驗屋、火害實驗、角柱、數值模擬一、研究緣起
鋼構造由於強度高、韌性佳、耐震性能優良且施工期短，近年來已逐漸成為國內 建築業界興建大型集合式住宅或商業辦公大樓的主流，然而，高溫下鋼材有強度折減 與軟化的現象，使得火害對鋼構造建築的危害性較為嚴重，民國 90 年的汐止東方科 學園區鋼構大樓火災，其延燒範圍廣且延燒時間長，造成該鋼構大樓內部之重要構件 (如：鋼柱、鋼梁、樓板…等)受火害高溫而損壞嚴重，為歷年所僅見，顯示有必要針 對鋼構造建築的火害影響進行研究。鋼構建築物的柱構件受火害影響可分為內柱（四 面受火）、邊柱（三面受火）及角柱（二面受火），由於角柱端點僅與兩支鋼梁連接， 其鋼梁連接方式較內柱(四支鋼梁連接)與邊柱(三支鋼梁連接)不對稱，因而造成角柱 端點彎矩束制較弱，使得柱的有效長度較長，致挫屈強度較小，且因鋼梁連接方式的 不對稱，造成角柱受到較大的彎矩，加以角柱在火場中曝火面為二側，使得溫度分佈 不對稱，角柱在火害下的結構行為更加複雜，以往研究大多針對內柱火害行為，鮮少 對於角柱的火害行為進行研究，由於鋼柱屬於鋼構建築的重要構件，若受到火害高溫 侵襲，嚴重情況將造成鋼柱挫屈破壞，進而造成鋼構建築之嚴重倒塌。目前我國現行 對於建築物之鋼柱構件的耐火能力檢驗，主要依據 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 12514-7「建築物構造構件耐火試驗法－第 7 部：柱特定要求」，以單一構件的鋼柱進行耐火試驗，然而，此種方法未考慮真實 鋼構造建築受到火害時，其鋼柱受到其他構件之束制影響。此外，角柱在火害中受到 鋼梁膨脹外推變形之效應，所衍生的二次彎矩之影響，亦無法在標準試驗中呈現，因 此透過實尺寸鋼構屋的火害實驗，始能夠探討角柱於火害下的真實行為。二、研究方法及過程
本計畫的主題是針對貴所在台南歸仁戶外實驗場中既有的實尺寸鋼構實驗屋內 的「H 型鋼角柱」來進行火害相關的研究，因此，本研究團隊將在實尺寸鋼構實驗屋 內包含「H 型鋼角柱」的部分區劃空間，進行火災實驗，藉以研究此區劃空間內「H 型鋼角柱」於真實的結構束制情況下受真實火害之行為，此外，本計畫亦將針對此次 所進行的實尺寸鋼構屋角柱之現地火害實驗進行數值模擬與分析，藉以瞭解實驗量測所無法獲得的角柱在火害下的結構行為，以及整體鋼構屋在角柱受到火害高溫的結構 行為和影響，本計畫亦將進行實驗研究資料庫之建置。
三、重要發現
(1) 本次鋼構實驗屋的火害實驗在總火載量達 43,488 MJ 的 18 組木框架燃燒下(火載 量密度為 604 MJ/m2)，在火害實驗區內的鋼柱、鋼梁與樓板之變位皆未達我國 CNS 12514-1 第 10.2.1 節承重能力之(a)項及(b)項所規定之破壞判定值。 (2) 經由初步量測所得之火害後西北角柱 0.9H 處之斷面位置圖推測，西北角柱受到 柱頂兩個方向相接之兩支大梁火害後之變形與收縮，造成柱頂有側移和扭轉(由 上俯視為逆時針扭轉)之現象，使其偏離原設計位置；火害後角柱頂端若偏離原 設計位置，此角柱將會因P-效應而在火害後受到多餘的二次彎矩作用。 (3) 由數值模擬結果發現，模型(一)之西北角柱在降溫後(200C)之軸力載重比為 9.69%，為常溫時軸力載重比之 7.13 倍，降溫後(200C)之軸力載重比增加原因為 火害實驗中所有鋼柱隨著溫度變化而發生力量重新分配現象，造成降溫後(200C) 西北角柱之軸力增加，但其軸力載重比仍不大，故未發生柱體挫屈現象。
四、主要建議事項
建議一 火害後鋼柱構件之耐震性能研究：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所摘要 建議二 火害後鋼構屋之結構耐震性能評估：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、中國鋼鐵結構股份有限公司 鋼構建築受到火災侵襲後，其構件與梁柱接頭之銲道、螺栓，常因火場的高溫與 冷卻方式造成材質變化，造成構件與接頭之強度下降，使得鋼構建築整體耐震能力下 降，吾人可透過未受火害與受火害之鋼構屋的大型振動台實驗，藉以研究火害後鋼構 屋之結構耐震性能。
Abstract
Keywords: Full-Scale Steel Experimental Building, Fire Test, Corner Column, Numerical Simulation
Due to high strength, good ductility, superior seismic resistance and short construction duration, steel structures have become the main stream of residential complexes and commercial office buildings in Taiwan. However, strength reduction and softening make fire more hazardous for steel buildings. In 2001, the wide and long fire spreading and high temperatures in the steel building of East Science Park in Si-Jhih City of Taipei County caused serious damage in the important structural members, such as steel columns, steel beams, floors, etc. This rarely-seen fire shows that it is necessary to proceed studies on steel framed buildings in fire. The columns subjected to fire in steel buildings can be divided to interior columns (fire on four sides), edge columns (fire on three sides) and corner columns (fire on two adjacent sides). A corner column end connects only two beams, and this kind of connecting detail is more asymmetric than interior columns (connecting four beams in one end) and edge columns (connecting three beams in one end). As a result, the rotational restraint of corner column is weaker, which causes the longer effective length of the corner column, so the buckling strength of the corner column is smaller. Due to the asymmetric beam connecting detail, corner columns are subjected to larger moments. In addition, corner columns have two sides exposed to high temperatures in a fire compartment, and this asymmertric temperature distribution makes the more complicated structural behaviors of corner columns in fire. The past studies mostly focused on the structural behaviors of interior columns in fire, and very few studies were done for the structural behaviors of corner columns in fire. Steel columns are the important components in steel buildings. If the steel columns are fire damaged and failed by buckling, the steel building might collapse seriously. At present in Taiwan, the fire-resistance test for a steel column mainly follows CNS
12514-摘要
The important findings of this research project are as follows:
(1) Two zones (B-zone & D-zone) in the experimental building were burned by the fire load of 43,488 MJ using eighteen wood cribs (i.e. fire load density = 604 MJ/m2). The downward displacements of the steel columns, beams and slabs in the two zones did not exceed the failure displacement limits and displacement rates determined by the our country’s CNS 12514-1.
(2) Based on the cross-sectional location of the northwest corner column at 0.9H after the preliminary measurement of the fire damage, it is inferred that the northwest corner column was influenced by deformation and contraction of the two beams that were connected in two directions at the top of the column. This influence caused the column top to move sideways and to twist counterclockwise from the top view. As a result, the corner column top deviated from the original design position. If the top of the corner column deviated from the original design position after fire damage, this corner column would be subjected to the redundant secondary bending moment after fire damage due to the P- effect.
(3) From the numerical simulation results, it was found that the axial-force load ratio of the northwest corner column of Model (1) after cooling (i.e. at 200C) was 9.69%, which was 7.13 times the axial-force load ratio at room temperature. The reason for the increase in the axial-force load ratio after cooling (i.e. at 200C) was due to the force redistribution of all steel columns with temperature variations. This caused the axial force of the northwest corner column to increase after cooling, but its axial-force load ratio was still not large. Therefore, no column buckling occurred in Model (1).
This project proposes two immediate strategies.
For the first immediate strategy:
Steel columns are one of the most important components in steel structures, and they have a great impact on the seismic performance of overall steel structures. The change in the
strength and ductility would reduce the seismic performance of steel columns. We can evaluate the seismic performance of post-fire steel column members through lateral cyclic loading tests of unfired and fired steel column members
For the second immediate strategy:
After a steel structure is damaged by a fire, the weld passes and bolts of its components and beam-to-column connections often cause material changes due to the high-temperature and cooling method of the fire site, which causes the strength of the components and connections to decrease. As a result, it reduces the overall seismic resistance of the steel structure. We can study the seismic performance of a post-fire steel structure through the large shaking table experiments of the steel structures with and without fire damage.
第一章 緒論
第一章
緒論
第一節
研究緣起與背景
鋼構造建築由於強度高、韌性佳、耐震性能優良且施工期短，近年來已逐漸成為 國內建築業界興建大型集合式住宅或商業辦公大樓的主流，然而，高溫下鋼材有強度 折減與軟化的現象，使得火害對鋼構造建築的危害性較為嚴重，民國90 年的汐止東 方科學園區鋼構大樓火災，其延燒範圍廣且延燒時間長，造成該鋼構大樓內部之重要 構件(如：鋼柱、鋼梁、樓板…等)受火害高溫而損壞嚴重，為歷年所僅見，顯示有必 要針對鋼構造建築的火害影響進行研究。 鋼構建築物的柱構件受火害影響可分為內柱（四面受火）、邊柱（三面受火）及 角柱（二面受火），由於角柱端點僅與兩支鋼梁連接，其鋼梁連接方式較內柱(四支鋼 梁連接)與邊柱(三支鋼梁連接)不對稱，因而造成角柱端點彎矩束制較弱，使得柱的有 效長度較長，致挫屈強度較小，且因鋼梁連接方式的不對稱，造成角柱受到較大的彎 矩，加以角柱在火場中曝火面為二側，使得溫度分佈不對稱，角柱在火害下的結構行 為更加複雜，以往研究大多針對內柱火害行為，鮮少對於角柱的火害行為進行研究， 由於鋼柱屬於鋼構建築的重要構件，若受到火害高溫侵襲，嚴重情況將造成鋼柱挫屈 破壞，進而造成鋼構建築之嚴重倒塌。目前我國現行對於建築物之鋼柱構件的耐火能 力檢驗，主要依據 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 12514-7「建築物構造構件耐火試驗法－第 7 部：柱特定要求」，以單一 構件的鋼柱進行耐火試驗，然而，此種方法未考慮真實鋼構造建築受到火害時，其鋼 柱受到其他構件之束制影響。此外，角柱在火害中受到鋼梁膨脹外推變形之效應，所 衍生的二次彎矩之影響，亦無法在標準試驗中呈現，因此透過實尺寸鋼構屋的火害實 驗，始能夠探討角柱於火害下的真實行為。第二節
研究目的與方法
本計畫的主題是針對貴所在台南歸仁戶外實驗場中既有的實尺寸鋼構實驗屋內 的「H 型鋼角柱」來進行火害相關的研究，因此，本研究團隊將在實尺寸鋼構實驗屋 內包含「H 型鋼角柱」的部分區劃空間，進行火災實驗，藉以研究此區劃空間內「H 型鋼角柱」於真實的結構束制情況下受真實火害之行為，此外，本計畫亦將針對此次 所進行的實尺寸鋼構屋角柱之現地火害實驗進行數值模擬與分析，藉以瞭解實驗量測 所無法獲得的角柱在火害下的結構行為，以及整體鋼構屋在角柱受到火害高溫的結構 行為和影響，本計畫亦將進行實驗研究資料庫之建置。本研究計畫之具體研究目的可 歸納如下： (1) 進行實尺寸鋼構屋內部角柱之火害實驗。 (2) 針對角柱於火害實驗中的變形與破壞模式進行記錄與分析。 (3) 針對角柱於火害實驗中的溫度變化進行量測與分析。 (4) 進行實尺寸鋼構屋內部角柱火害實驗之數值模擬與分析。 (5) 實驗研究資料庫之建置。 本計畫將進行既有實尺寸鋼構實驗屋內的 H 型鋼角柱於火害實驗之結構行為研 究，由於本次的大型火害實驗將以鋼構實驗屋之最重要構件「鋼柱」為實驗之標的， 鋼柱的破壞將直接影響到整體鋼構實驗屋的結構安全，甚至導致鋼構實驗屋的傾斜或 坍塌，且本次火害實驗規模大，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，邀請貴所同仁、火 災實驗專家學者、大型結構實驗專家學者參加，特別針對本次 H 型鋼角柱火害實驗 之載重比、實驗中止條件、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備。有關本計畫將進行「實尺寸鋼構 屋角柱之火害實驗」的鋼構實驗屋與火害實驗概述、熱電偶佈設、位移計佈設、隔間第一章 緒論
第三節
研究步驟流程與進度說明
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本次實尺 寸鋼構實驗屋之「H 型鋼角柱火害 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內 「H 型鋼角柱」之火害實驗 資料整理與綜合研析 完成實驗研究資料庫 完成期末報告 蒐集國外實尺寸鋼構屋之 「鋼柱火害實驗」的相關文獻資 料 進行實尺寸鋼構實驗屋內 「H 型鋼角柱」之數值模擬表
1-1 工作規劃甘特圖
月次 工作項目 第 1 個 月 第 2 個 月 第 3 個 月 第 4 個 月 第 5 個 月 第 6 個 月 第 7 個 月 第 8 個 月 第 9 個 月 第 10 個 月 第 11 個 月 備 註 蒐集國外實尺寸鋼構屋 「鋼柱」火害實驗之相 關文獻資料
進行專家學者座談
數值模型之建立與分析
「H 型鋼角柱火害實 驗」之各項準備工作
期中報告撰寫
進行「H 型鋼角柱」之 火害實驗
整理火害實驗資料與完 成研究資料庫的建置
期末報告和成果報告 撰寫
預 定 進 度 ( 累 積 數 ) 9 % 20 % 29 % 40 % 49 % 57 % 71 % 83 % 91 % 97 % 100 %第一章 緒論 本研究之進行步驟流程如圖 1-1 所示，其對應之工作規劃甘特圖與進度概述如 表 1-1。本研究團隊按照既定的規劃，已蒐集相關文獻資料加以研讀整理，完成火害 實驗區的隔間、鋼構件與鋼承樓板熱電耦線的佈設…等部分的火害實驗佈置工作， 並於火害實驗前，完成本實驗之初步數值模擬，於 2019 年 6 月 4 日，舉辦了第一次 專家學者座談會，邀集國內專家學者，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「實尺寸鋼構屋角柱之火害結構行為研究」許多寶貴意見，本計 畫之鋼構屋角柱火害實驗已於 2019 年 9 月 19 日順利完成，隨後完成實驗資料整理 分析以及本次火害實驗之數值模擬，並於 2019 年 11 月 26 日，舉辦了第二次專家學 者座談會，針對本次火害實驗之結果與數值模擬進行深入討論。
第二章 資料蒐集與文獻回顧
第二章 資料蒐集與文獻回顧
第一節
H 型鋼柱於高溫火害中之行為
Ali 和 O’Connor【1】進行受旋轉束制的鋼柱在火害中性能的參數化實驗，半尺 寸的鋼柱在受到同樣的軸向束制 0.29 及兩種不同的旋轉束制，分別為 0.18 及 0.93 的 情形下進行火害試驗，並將其實驗結果與先前鋼柱單純受到軸向束制的結果進行比較， 並評估在火害試驗中兩端皆為固定端或部分固定端鋼柱的有效長度。試驗結果顯示， 增加施加的旋轉束制對其所產生的約束力沒有顯著的影響，然而卻會使其在相同荷重 下失效溫度大幅提高。李鴻欣【2】藉由 H 型未加勁鋼柱高溫極限強度試驗去比較耐 火鋼、普通鋼對於不同寬厚比對強度和韌性的影響，並發現火害後對殘留應力有明顯 減少的效果，並在拉力試驗中發現對於 SM400、SM490 兩種鋼材及耐火鋼均建議採 用 1% offset 應變值去預估較接近高溫 600 度下的降伏強度；在短柱高溫試驗下得出 建議之耐火鋼寬厚比，但比較現行規範中普通鋼寬厚比仍較嚴格，建議採用現行規範 設計之。許睿佳【3】 針對高溫下 SN490 銲接 H 型鋼柱進行研究，分為高溫結構試 驗及非線性有限元，高溫試驗採短柱及中長柱進行定溫加載，探討高溫下鋼柱的受力 行為，其研究指出，當寬厚比、細長比以及溫度增加，皆會使鋼柱的極限強度減少， 針對實驗結果可以發現，非彈性柱在溫度升高時，其所具有之強度會降低，其結果再 與耐火鋼做比較，可發現傳統鋼材的韌性對於溫度及寬厚比的變化較耐火鋼敏感。 Wang 和 Li 【4】對兩個失去部分保護的鋼柱進行火害行為研究，此鋼柱在兩端皆與 平端版連結，隨著實驗溫度的上升，荷重比保持恆定 0.55，試體的防火層厚度為 20mm， 試驗環境溫度參照 ISO834 的標準並於實驗過程中量測溫度及位移，最後將實驗所量 測的溫度分佈與有限元素分析之結果進行比較，並提出連續模型用來預測鋼柱在損壞 狀態下的極限荷重及臨界溫度，分析及實驗結果都顯示，鋼柱的防火性能在受到部分 損壞後會下降，而防火層的損壞長度對防火性能有很大的影響，其最主原因為鋼柱已 受損壞的部分會先發生挫屈及降伏。Li 和 Zhang【5】探討潛變對於受軸向束制鋼柱 的影響，他們認為 Harmathy 所提出的潛變模型僅能預測在恆定應力下的情形，然而， 受軸向束制的鋼柱在火害情形下，應力會隨著溫度的變化而改變，因此 Harmathy 所 建立的模型不再適用於此。在 ANSYS 分析中，將考慮及未考慮潛變的兩種狀態下所 量測的挫屈溫度及軸向變形進行比較，緩慢火災及快速火災下的火害情形都有探討，研究結果顯示，在緩慢火災環境下，考慮潛變所得出的挫屈溫度會比未考慮潛變所得 出的挫屈溫度來得高；在快速火災環境下，考慮潛變所得出的挫屈溫度可能會比未考 慮潛變所得出的挫屈溫度來得更高或更低。Wang 等人 【6】認為現行規範中很少有 關於火害條件下鋼柱發生局部挫屈的所訂定的設計規範，因此為了檢核短柱在高溫條 件下局部的穩定性，選用了 12 根鋼柱作為試體，並同時加載並置於火場環境下，此 實驗操作變因為:鋼的等級、抗挫屈性、溫度以及載重，在不同溫度的試驗中，將所量 測之截面溫度、軸向位移、挫屈變位以及翼版和腹版的局部挫屈的破壞模式記錄下來， 再藉由極限應變法和折點法來評估室溫以及高溫下，翼版及腹板的抗挫屈性。透過有 限元素的分析結果顯示，柱子在室溫及高溫下的破壞模式相似，然而 Q460 鋼柱的荷 重能力較 Q235 鋼柱的荷重能力下降迅速，再者，Eurocode3 規範在特定條件下所得 到的局部挫屈結果為不保守。
第二章 資料蒐集與文獻回顧
第二節
箱型鋼柱於高溫火害中之行為
Kamikawa 等人【7】針對箱型柱在熱傳導高溫下探討鋼柱表面溫度傳導力，若結 構承受局部火害而非一般假設整體均勻高溫上升，則對其整體影響效果不同。該研究 將箱型柱僅一面受高溫模擬真實局部受火且最嚴重情，去比較整體梁柱版皆受均勻升 溫，結果發現單一面受火之柱面升溫僅為全體受火之 30-90%，且火源之間距影響柱 面升溫甚鉅，並結論一般等速度整體構架升溫之鋼柱表面溫度並不適用於現實局部受 火結果。曾冠華【8】研究得出耐火鋼之棒狀試片在高溫 600℃下，其降伏強度雖已降 至常溫之 52%，但仍滿足同等級之 SM 490B 規格值之 0.66Fy,SM 490B；在 6 小時高溫拉 力潛變試驗中，加載 SM 490 降伏強度規格之 1/2 固定拉力下，其潛變過一小時後耐 火鋼皆呈現穩定變形，故耐火鋼在高溫 600℃下受拉應力 0.5 Fy,SM 490作用，在 6 小時 之過程其潛變行為是趨於穩定且安全的；最後在軸壓試驗中，由於兩段面皆為耐震設 計斷面且長細比皆小於 50，又考慮實驗邊界條件下獲得較小之 k 值，使其設計偏向 短柱設計，在高溫 500℃ 軸壓試驗中，由於斷面殘留應力釋放使柱極限強度反而有略 為增加之現象，其餘試驗結果皆顯示鋼柱火害後之極限強度皆大於其長溫之降伏強度， 在高溫 700℃下無法達到降伏強度且顯示斷面部分材料未達降伏狀態便開始挫曲，故 僅須注意局部挫屈有無發生。Yang 等人【9】研究 24 組普通鋼在不同寬厚比、H 型 和箱型斷面到達火害升溫下的極限強度變異係數，並發現火害中的柱強度隨寬厚比增 加而減少，且寬厚比效果相較 H 型斷面，箱型斷面強度變化更敏感，並在最後建議寬 厚比上限對於兩端限制柱和僅一端限制分別為 和 。Outinen 【10】針對不同碳鋼、 不銹鋼等矩形鋼柱在火害下的受力情形，並提供精準之火害乘載力資料比較「歐盟 3」 規範，對於 S355 和 S460 實驗結果和歐盟設計規範並無太大出入；S350GD+Z 因加熱 後殘留應力消散使得和歐盟設計值有些許不同；S355J2H 冷淬鋼更因原先大量殘留應 力經加熱後消散使得降伏強度遠大於設計值並接近標稱強度；不銹鋼材火害後折減強 度也與規範相近，並結論對於冷淬鋼在 600 度以前之高溫降伏強度皆接近標稱強度， 但在 670 度以後降伏強度折減速度卻大於 AISI 304 規範中之速率。Scullion 等人【11】 比較兩種細長比在三種不同載重比下的 12 組橢圓普通鋼柱受火害情形，其中六組有 冷卻梁支撐而另六組沒有，並發現限制條件在加熱過程之束制力反而會傳至柱體且熱 應力集中，進而減少最終破壞時間，且限制條件對於軸壓力比小的影響更大，如 60%極限載重時有無束制之破壞時間僅差 0.7%，但 30%極限載重下卻相差 17.3%；且在 低載重下邊界束制力將使載重在火害下增加近乎至常溫的兩倍；且平均破壞溫度相較 於有束制鋼柱最多低 14.5%。李祈安【12】比較兩種不同邊界條件之實尺寸 H 型鋼構 架搭配箱型柱對於耐火效益，並發現以耐火鋼十字形加勁在箱型柱內所提升之臨界溫 度最多，若採用耐火鋼箱型柱補強，最終仍因高溫後局部挫屈使強度下降，反之柱內 加入十字形加勁可避免直接高溫和局部挫屈，故柱內十字形加勁補強優於耐火鋼柱， 但考量最佳經濟效益則需比較耐火鋼和普通鋼價錢比，如耐火鋼為普通鋼之 1.5 倍價 錢時，是以普通鋼十字形加勁在箱型柱內最佳；若為 1.3 倍則為耐火鋼十字形加勁在 箱型柱內最佳，最終再套用至兩跨乘兩跨整體構架中發現採用普通鋼十字形加勁在箱 型柱內之破壞溫度為全棟耐火鋼之 67%，但其成本僅為全棟耐火鋼之 46%，經濟效益 較佳。El-Heweity【13】針對鋼構廠房搭配箱型鋼柱構架進行火害試驗，並區分柱子 有無受熱成三個方法加熱，發現破壞條件和塑性角相關性極大，且三者產生塑性角之 溫度皆約為 500 度，之後柱梁、屋頂變形，產生額外內力，使整體構架變不穩定；屋 頂傾斜角度越大或改變加熱方法所導致破壞溫度變異皆不大(10%以內)，並最終發現 加強柱防火效能對於整體破壞溫度並無明顯上升之原因在於破壞主因皆由梁柱接頭 產生塑性角進而導致不穩定構架，但加勁柱卻能保護柱局部挫屈，而使破壞產生在梁 上，對於日後維修較為方便。Kervalishvili 和 Talvik【14】提出歐盟規範中矩形空心 鋼柱在火害下的挫屈強度可近似於常溫挫屈強度是有疑慮的，強調非線性變形無法用 常溫下設計強度，並發現相較於利用非線性有限元素軟體設計火害挫屈強度，歐盟規 範高出 25%，並且列出在各溫度下建議設計火害挫屈強度表格，其值普遍高於 FEM 強度 2.5%。Yang 和 Yang【15】比較五組未保護之鋼板銲接空心柱在 500 度和極限載 重下，不同載重比、寬厚比，CJP(全穿透銲)和 PJP(部分穿透銲)的差異。PJP 在 500 度 高溫下可藉由減少載重或寬厚比以增加耐火性，但同時又容易在角落產生銲到破壞。
第二章 資料蒐集與文獻回顧
允許變形，則鋼柱在加溫過程會導致額外應力產生，破壞時間和溫度均下降，但僅 pinned-end 柱並無太大折減。並發現對於低強度冷卻鋼 S280GD+Z 火害後降伏強度預 測非常不保守，反之其他強度鋼柱降伏強度卻預測準確，並提供表格供各類型冷淬鋼 降伏強度在各溫度下預測值。
第三節
鋼柱於高溫火害之數值模擬
李鎮宏和蔡銘儒【17】利用實際火害實驗使用有限元素數值模擬建立分析模型， 探討鋼結構梁柱接頭在高溫環境中的行為。其中在高溫下鋼材之組成率採用 SN490B 耐震 B 級鋼與 SN490C-FR 耐震 C 級耐火鋼等兩種鋼材，熱傳方面則採用 Eurocode-3 中建議之參數，其中包含邊柱梁(柱、梁三面受熱)、角柱梁(柱、梁二面受熱)與中間柱 梁(柱四面受熱、梁三面受熱)以及不同梁柱斷面形式進行多次實驗，結果顯示無論是 一般鋼材或耐火鋼在有側撐部分的防火時效為：角柱梁＞邊梁柱＞中間柱梁，而無側 撐部分的防火時效為：邊梁柱＞中間柱梁＞角柱梁，顯示出不同受熱面會影響其結構 行為。Agarwal 等人【18】由於鋼柱的耐火性能會受到熱分布的影響，本文利用大量 的實驗數據建立出一個數值分析模型，用於評估不同加熱情形對於鋼柱強度與高溫下 破壞行為的影響，其破壞行為包含側向挫屈與擠壓。分析結果顯示柱子強度與破壞溫 度受到柱子之細長比、軸向荷載與加熱分布情形相關，同時也顯示均勻加熱的柱子會 相對非均勻加熱的柱子較快達到破壞溫度，不過當柱子夠細長且軸向荷載大於環境荷 載的 50%時則為例外。Zhang 等人【19】研究受軸壓鋼構短柱在局部火災的情形下之 破壞情形。由於現行的規範對於防火設計是採均勻加熱，但是實際的建築火災中加熱 情況是不均勻的，故利用有限元素軟體與簡易的熱傳模型模擬，找出受軸壓鋼構短柱 在不均勻的加熱情況下產生 buckling or squashing 的溫度，再與歐洲防火設計規範比 對，發現在不均勻加溫的情形下的破壞溫度小於規範之破壞溫度，證明歐洲防火設計 規範是偏向保守的。Zhang 等人【20】對於火災研究模型之比較，用以預測 square hollow steel column 在火災下的性能，一個是利用 fire plume theory 的簡易模型，另一個模型 是利用火災模擬軟體 FDS，分別預測柱子的局部溫度，再與實驗相互比較後，發現簡 易模型的溫度分布情形較 FDS 的分布平均高 40℃左右，證明簡易模型較保守。同時第二章 資料蒐集與文獻回顧 截面積和細長比下的 S460 銲接鋼柱，最後再與現行的歐洲與美國規範比對，得到在 高溫的條件下規範得到之強度相對保守，同時容易高估高溫下短柱的強度，並低估長 柱在高溫下的強度。Winful 等人【22】利用有限元素分析軟體 ABAQUS 分析 HSS 柱 在高溫的情況下結構性能。分別使用兩種鋼種:S690QL 與 S700MC，經由修改後的 Ramberg-Osgood 模型得出應力應變曲線來模擬此兩鋼種在高溫下之變形情形，並確 定其挫屈曲線與相關參數，最後再與現行歐洲規範相比較，結果顯示由 S700MC 製造 的柱之破壞曲線與規範相符，由 S690QL 製作的柱之破壞曲線較規範低，由於規範提 供之曲線是趨向保守的，故 S690QL 此鋼種所製成的柱子如果使用規範設計會得到較 不安全的設計。Wang 等人【23】通過火災測試與有限元素分析得到在高溫下但不同 加載與束制條件之高強度鋼柱的性能。結果顯示施加的荷載與約束條件對於鋼柱的耐 火性有很大的影響，此兩者主要影響了柱子的軸向、橫向位移與溫度分布，進而對於 柱子的挫屈溫度有不同程度的影響，再利用有限元素分析軟體與實驗相互驗證，最後 定量確定施加荷重、束制條件和細長比對於鋼強度鋼柱耐火的影響。
第四節
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、樓板、梁柱接頭等重要構件在火 害高溫下的結構行為： Ng 和 Gardner【24】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【25】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【26】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【27】、Al-Jabri 等人【28】和 Wang 等人【29】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【30】以 400ºC、550 ºC、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【31】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【32】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【33】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第二章 資料蒐集與文獻回顧
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【35,36,37】，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2-1 所示，各次實驗所採用的區劃空間面積、火載 量、載重如表2-1 所示，各次實驗的部分結果如表 2-2 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
【
37】
(本研究整理)
表
2-1 英國 Cardington 七次火害實驗之基本資料【37】
(本研究整理)
表
2-2 英國 Cardington 七次火害實驗之部分結果【37】
(本研究整理)
2016 年朱聖浩和鍾興陽等人【38】在成大歸仁校區之貴所戶外實驗場進行我國 第一次的現地實尺寸鋼構實驗屋的火害實驗，此火害實驗之目的在研究實尺寸鋼構 實驗屋內受到真實束制條件的部分剪力連接複合鋼梁(複合小梁)在真實火災中的結 構行為，因此，研究團隊在實尺寸鋼構實驗屋內的進行局部區劃空間的隔間，並在 此局部區劃空間內進行複合小梁的真實火災實驗，圖2-2 與圖 2-3 為本次火害實驗 之示意圖與佈置情形，本次實驗以48 個大水桶置於鋼構實驗屋頂樓做為加載容器 (如圖 2-3(a)所示)，火害實驗區內以 9 組木條組成之木框架做為燃料(如圖 2-3(b)所 示)，圖 2-4 為火害實驗之照片，本次針對剪力連接複合鋼梁所進行的實尺寸鋼構實第二章 資料蒐集與文獻回顧 (2) 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。以本實驗為例，真實 剪力連接束制條件的複合小梁在火害初期因受熱膨脹而先向外伸長，但在膨脹 伸長的同時也受到小梁兩端與大梁剪力接合所產生之束制壓力，另外，由於小 梁西側連接內大梁，東側連接外大梁，因此西側內大梁端的束制力較強，造成 小梁西側的下翼板有明顯的側向扭轉挫屈現象發生，之後，由於火害高溫造成 小梁的勁度與強度折減，小梁垂直向產生大變位，形成懸垂效應。
圖
2-2 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖【38】
(本研究整理)
(a) 頂樓之大水桶加載 (b) 燃料用木框架
(c) 火害實驗區內之兩支小梁 (d) 火害實驗前之佈置
圖
2-3 台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗佈置圖【38】
第二章 資料蒐集與文獻回顧 (a) 全梁段變位 (b) 東側接頭 (c) 西側接頭
圖
2-5 實驗區內南側小梁火害後照片【38】
(本研究整理)
圖
2-6 實驗區樓板下方火害後照片【38】
(本研究整理)
圖
2-7 實驗區樓板上方火害後照片【38】
(本研究整理)
(3) 初步觀察小梁兩端接頭火害後的情形發現：小梁兩端由剪力片與腹板螺栓接合 所形成剪力接頭，在火害初期小梁膨脹伸長時，剪力片與腹板之間的摩阻力應 該已被克服，之後，小梁在垂直向發生大變位，形成懸垂效應，使得小梁兩端 向中央移動，以上行為可以由剪力片與腹板接觸面摩擦的痕跡看出，此外，剪 力片與小梁的腹板之間可以看出明顯的間隙，說明螺栓在火害後可能已經有鬆 弛的現象，如圖2-5 所示。 (4) 初步觀察樓板火害後的情況發現：樓板下方的鋼承版發生局部挫屈，以及鋼承 版接縫處受熱膨脹擠壓出空隙，可從縫隙中看出混凝土與鋼承版已分離，而自 實驗區上方樓板觀察可以明顯看到混凝土開裂之裂縫，初步發現裂縫大致發生 在樓板的角隅與四周，如圖2-6 與圖 2-7 所示。 2017 年朱聖浩與鍾興陽等人【39】繼續在成大歸仁校區之貴所戶外實驗場進行 現地實尺寸鋼構實驗屋的火害實驗，此火害實驗之主要目的在研究實尺寸鋼構實驗 屋內受到真實束制條件的部分有被覆和無被覆之彎矩連接鋼梁(大梁)和剪力連接鋼第二章 資料蒐集與文獻回顧 (1) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗在 40 kg/m2 木條(即：604 MJ/m2)所組成 18 個 木堆的火載量(43488 MJ)平分在兩個火害區間燃燒下，其中之大梁、小梁與樓板 下陷的變位值皆未超過我國CNS 標準所規定下陷量的破壞判定值；火害實驗 中，無防火被覆之大梁中點的最大變位量為10 mm，有防火被覆之大梁中點的 最大變位量為6.11 mm，無防火被覆之小梁中點的最大變位量為 68 mm，有防火 被覆之小梁中點的最大變位量為12.5 mm，無防火被覆小梁之樓板中點的最大變 位量為70.5 mm，有防火被覆小梁之樓板中點的最大變位量為 15.1 mm；火害實 驗後，有防火被覆之大梁、小梁與樓板皆回彈至火害實驗前的平衡位置，無防 火被覆大梁中點的變位量上拱至14 mm，無防火被覆小梁中點的變位量回彈至 29 mm，無防火被覆小梁的樓板中點的變位量回彈至 24.7 mm，本實驗的樓板內 埋設有拉力鋼筋與雙向溫度鋼筋。 (2) 本次鋼構實驗屋的現地火害實驗發現：在真實彎矩連接束制條件下的大梁受火 害的結構行為與單一無束制的鋼梁在標準爐中進行火害試驗之結構行為有所不 同。以本實驗為例，真實彎矩連接束制條件的大梁(邊梁)在火害初期因受熱而膨 脹，但在膨脹時亦會受到大梁兩端與鋼柱彎矩接合所產生之束制軸向壓力，由 於大梁之一端連接角柱，另一端連接邊柱，火害中邊柱端給予大梁的束制壓力 較強，再加上原先樓板載重施予大梁接頭負彎矩所產生之壓應力，因而造成大 梁下翼板的局部挫屈，此外，大梁(邊梁)的中段與兩支小梁連接處，因受到兩支 小梁受高溫火害後變形伸長，也有輕微向外的側向扭轉挫屈發生，當大梁冷卻 到常溫時，整體大梁亦被發現到有上拱之現象，圖2-10 為 B 區西側大梁火害後 之情形。
圖
2-8 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗示意圖
【
39】
(本研究整理)
(a) B 區點火後 11 分 45 秒 (b) D 區點火後 16 分 22 秒圖
2-9 2017 年台南歸仁 ABRI 現地鋼構實驗屋火害實驗照片
【
39】
(本研究整理)
第二章 資料蒐集與文獻回顧 (a) 全梁段變位 (b) 北端接頭 (c) 南端接頭
圖
2-10 2017 年台南歸仁 ABRI 火害實驗之 B 區西側大梁火害後照片
【
39】
(本研究整理)
Varma 等人【40】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【41】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。第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗
第三章
實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗
第一節 鋼構實驗屋與火害實驗概述
(a)平面圖 (b)完工時照片 (c)立面圖 I (d)立面圖 II圖 3-1 台南歸仁戶外實驗場之實尺寸鋼構實驗屋
(本研究整理)
本計畫所要進行實驗的實尺寸鋼構實驗屋座落於台南歸仁貴所的戶外實驗場，為 ㄧ層樓 2 跨2 跨的建築，樓高 4 m，其平面 X 方向有 2 跨，每跨 6 m，總長 12 m， 其平面 Y 方向亦有 2 跨，每跨 6 m，總長亦為 12 m，共有 9 支鋼柱。所有鋼柱下端 底板將以高強度錨定螺栓固定於上半結構 RC 底座，鋼柱上端將延伸至 1 樓頂版上方 1.1 m 處，此鋼構實驗屋之平面圖與立面圖分別如圖 3-1 所示，鋼構實驗屋之鋼梁與 鋼柱皆採用 H 型鋼，梁柱接頭採用梁翼板與柱銲接，梁腹板亦與柱銲接的彎矩接頭， 小梁與大梁接頭採用小梁腹板與大梁加勁板栓接之剪力接頭，所有大梁與小梁上翼板 以剪力釘與上方 RC 鋼承樓板形成複合鋼梁。本計畫所要研究的鋼角柱，經由本研究團隊現地勘查，採用國內中小型鋼構建築 常用之 H 型鋼柱，材質為 SN490B 等級之鋼材，此鋼柱所在平面位置圖與側視圖如 圖 3-2 所示，此 H 型鋼柱在結構類型屬於「角柱」，由於此 H 型鋼角柱之上端點僅 與兩支鋼梁採彎矩接頭連接，此種不對稱的鋼梁連接方式，造成 H 型鋼角柱受到較 大的彎矩，且造成角柱端點的彎矩束制較弱，造成挫屈強度減弱，當火害發生時，角 柱在結構上為兩端大梁支撐，造成角柱受熱不均勻而彎曲，進而因 P-效應產生多餘 之彎矩，圖 3-3 為此 H 型鋼角柱之各個角度的照片與現況。
圖 3-2 本計畫預計實驗之 H 型鋼角柱平面圖與側視圖
(本研究整理)
第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗 (a) 實驗角柱之位置照片 (b) 現況照 I (c) 現況照 II (d) 現況照 III (e) 火害實驗區(B 區)之全景照
圖 3-3 實尺寸鋼構實驗屋之 H 型鋼角柱照片
(本研究整理)
圖 3-4 火災區劃空間示意圖
(本研究整理)
由於本計畫預計實驗的「H 型鋼角柱」位於整個鋼構實驗屋四個區域中 B 區之西 北角落，因此主要是將「H 型鋼角柱」所在的 B 區隔成一個火災區劃空間，開窗處設 於西側，如圖 3-4 所示，本計畫將針對鋼構實驗屋的火害實驗 B 區的四周，以足夠厚 度的耐火 ALC 磚牆進行隔間，藉以形成ㄧ個火災區劃空間以隔離火場，保護隔間以 外未受實驗的構件與空間不受火害高溫侵襲，火害實驗 B 區內未受實驗的其他構件 與構架將塗覆足夠厚度的防火被覆，使其在火害實驗中不受損壞，本計畫的實驗標的，N
開窗處 開窗處第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗 (1) 對圖 3-4 的實驗範圍進行「火災區劃空間」、「火載量」、「未實驗構件防火被 覆」、「樓板載重」的設計與規劃。 (2) 對圖 3-4 實驗範圍內的「H 型鋼角柱之溫度量測」、「H 型鋼角柱之位移量測」、 「火災區劃空間內氣體溫度量測」、「影像量測與記錄」進行設計與規劃。 (3) 進行圖 3-4 實驗範圍火災區劃空間之耐火牆隔間與門窗工程。 (4) 進行圖 3-4 實驗範圍之「H 型鋼角柱熱電耦」、「鋼梁熱電耦」、「火場空間熱 電耦樹」之安裝作業。 (5) 進行圖 3-4 實驗範圍內「未實驗構件」之防火被覆工程。 (6) 進行火災區劃空間內木框架的堆疊作業。 (7) 進行量測用參考鋼構架之製作與安裝。 (8) 進行實驗範圍內所有位移計之安裝。 (9) 進行圖 3-4 實驗範圍之頂層樓板載重用大水桶放置作業與承載試驗。 (10) 進行圖 3-4 實驗範圍的 H 型鋼角柱之結構火害實驗。
第二節 熱電耦佈設
3.2.1 樓板熱電耦的佈設
圖 3-5 樓板之熱電耦線佈設平面示意圖
(本研究整理)
第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗
圖 3-6 純樓板之熱電耦斷面佈設情形
(本研究整理)
表 3-1 純樓板之熱電耦點位說明
編號 垂直高程位置 距離鋼承板波谷底部 b1 最上層鋼筋之下部表面 106mm b2 與波峰底不同高程之混凝土 76mm b3 最下層主筋之下部表面 20mm(本研究整理)
圖 3-6 為純樓板上方樓板之熱電耦斷面佈設情形，其各熱電耦點位說明如表 3-1 所示，佈設位置由上至下依序在最上層鋼筋之下部表面、與波峰同高程之混凝土以及 最下層主筋之下部表面各有一個測溫點，總計有 3 個測溫點。圖 3-7 小梁上方樓板之熱電耦斷面佈設情形
(本研究整理)
表 3-2 小梁上方樓板之熱電耦點位說明
編號 垂直高程位置 與鋼承板波谷底部 b1 最上層鋼筋之下部表面 106mm b2 與波峰底不同高程之混凝土 76mm b3 最下層主筋之下部表面 20mm bs1 剪力釘頂部 112mm bs2 剪力釘中點 56mm bs3 剪力釘底部 0mm(本研究整理)
圖 3-7 為小梁上方樓板之熱電耦斷面佈設情形，其各熱電耦點位說明如表 3-2 所第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗
圖 3-8 大梁上方樓板之熱電耦斷面佈設情形
(本研究整理)
表 3-3 大梁上方樓板之熱電耦點位說明
編號 垂直高程位置 距離鋼承板波谷底部 g1 最上層鋼筋之下部表面 170mm g2 與波峰底不同高程之混凝土 96mm g3 最下層主筋之下部表面 20mm gs1 剪力釘頂部 112mm gs2 剪力釘中點 56mm gs3 剪力釘底部 0mm(本研究整理)
圖 3-8 為大梁上方樓板之熱電耦斷面佈設情形，其各熱電耦點位說明如表 3-3 所 示，於平面上之大梁中心處，佈設位置由上至下依序在最上層鋼筋之下部表面、與波 峰底部同高程之混凝土以及最下層主筋之下部表面各有一個測溫點；而於平面上之剪 力釘位置，分別在頂部、中點以及底部各有一個測溫點，總計有 6 個測溫點。3.2.2 鋼構件熱電耦的佈設
鋼構件熱電耦的佈設主要分成兩種目的，一種為實驗目標佈設，另一種為監測用 佈設，其中實驗目標(即目標鋼柱)的佈設較監測用(即小梁、被覆大梁)為密集。本次 實驗定義「大梁與柱接合中心至柱底基座面」為柱高「H」，而實驗全區的鋼構件熱電 耦配置平面圖如圖3-9 所示，圖中的毎個圓圈即代表熱電耦的佈設位置，根據不同目 的分有不同的佈設方式，如圖依顏色作區分，各點位熱電耦數量由最多9 個至最少 1 個，各個斷面的佈設如圖3-10 至圖 3-13 所示，實驗全區佈設的熱電耦總數共有 83 個 點位，圖3-14 為鋼構件熱電耦佈設之局部現況。第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗
圖
3-10 鋼柱熱電耦佈設平面圖(圖 3-10 之紅色
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圓圈
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(本研究整理)
圖
3-11 鋼柱熱電耦佈設立面圖(圖 3-10 之紅色
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圓圈
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3-12 大梁熱電耦佈設斷面圖(圖 3-10 之綠色
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圓圈
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(本研究整理)
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3-13 小梁熱電耦佈設斷面圖(圖 3-10 之黃色
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圓圈
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第三章 實尺寸鋼構屋角柱之火害實驗
