鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究（1/3）

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(1)鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究 1/3. 內政部建築研究所自行研究報告. 99 年度.

(2) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究（1/3）. 內政部建築研究所自行研究報告中華民國 99 年 12 月.

(3) (本部計畫編號) 099301070000G2023. 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究（1/3）. 執行單位：內政部建築研究所研究主持人：李鎮宏副研究員. 內政部建築研究所自行研究報告中華民國 99 年 12 月.

(4) 目次. 目次表次………………………………………………………………………Ⅱ 圖次 .......................................................................................................... Ⅲ 摘要 ..........................................................................................................VI 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 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃 ............................................ 7 第一節圓弧切削接頭設計 .................................................... 9 第二節高韌性接頭設計 ....................................................... 10 第三節鋼材之高溫材料性質 ................................................... 18 第四節試體量測計劃 ............................................................ 21 第五節試驗步驟 ..................................................................... 23 第三章切削式梁柱接頭火害實驗結果 .......................................... 27 第一節圓弧切削接頭火害實驗結果 ..................................... 27 第二節高韌性切削接頭火害實驗結果 ................................. 30 第四章火場溫度與梁柱接頭數值分析 ………………………………33 第一節火場模型建構及網格設定說明 ................................. 31 第二節圓弧切削分析結果 ..................................................... 32 第三節高韌性切削分析結果 ................................................. 33 第五章結論與建議 ................................................................................ 39 第一節結論 ............................................................................. 39 第二節建議 ............................................................................. 39 參考書目 .................................................................................................. 41 附錄 ......................................................................................................... 43. I.

(5) 表次. 表次表 2-1 中鋼 SN490B 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減. 19. 表 2-2 中鋼 SN490B 鋼材在各溫度折減. 19. II.

(6) 圖次. 圖次圖 2-1 圓弧切削接頭示意圖. 13. 圖 2-2 圓弧切削接頭與彎矩示意圖. 13. 圖 2-3 高韌性接頭示意圖. 14. 圖 2-4 高韌性接頭與彎矩示意圖. 14. 圖 2-5 實尺寸試體示意圖. 15. 圖 2-6 圓弧切削接頭相關參數. 16. 圖 2-7 圓弧切削接頭尺寸示意圖. 16. 圖 2-8 高韌性接頭相關參數. 17. 圖 2-9 高韌性接頭尺寸示意圖. 17. 圖 2-10SN490B 鋼材之工程應力-應變關係曲線. 21. 圖 2-11 溫度量測點佈設位置. 22. 圖 2-12 試體變位量測位置. 23. 圖 2-13 試體安裝示意. 25. 圖 2-14 試體安裝與測試流程. 26. 圖 3-1 圓弧切削接頭安裝程序. 28. 圖 3-2 DMC 梁端變位比較圖. 28. 圖 3-3 DMC 接頭轉角比較圖. 29. 圖 3-4 DMC 試體試驗後變形圖. 29. 圖 3-5 高韌性切削接頭. 30. 圖 3-6 DSMC 梁端變位比較圖. 30. 圖 3-7 DSMC 接頭轉角比較圖. 31. 圖 3-8 DSMC 試體試驗後變形圖. 31. 圖 4-1 火源編號及排氣孔位置. 36. 圖 4-2 FDS 火場情境示意圖. 36. 圖 4-3 DMC 梁端 DB4 之變位及接頭轉角試驗與分析比對. 37. 圖 4-4 DSMC 梁端 DB4 之變位及接頭轉角試驗與分析比對. 38. III.

(7) 摘要. 摘要關鍵字：熱傳分析、結構分析、火災模擬、溫度一、研究緣起一般而言，有綠建築之稱的鋼骨結構具有較佳韌性亦有可回收的好處，在地震消能方面更有良好的表現，是耐震效果良好的結構系統。但由北嶺地震與阪神地震發現鋼結構破壞多發生在梁柱接界面銲道附近，結構在尚未進入塑性變形時即告破壞。傳統翼板銲接與腹板栓接的鋼骨結構接頭並無法提供可靠的耐震需求，目前國內規範中，有多種耐震韌性接頭在規範上被建議採用，包含補強式接頭與高韌性接頭…等等，耐震韌性接頭之設計重點在於使得塑性鉸移離柱面銲道密集處來增強梁柱接頭的耐震能力與韌性，對於補強式接頭其可以加強接頭區的強度以避免桿件破壞發生在梁柱接合面，理論上蓋板對補強區的強度增加使得梁構件彎矩容量變化，因此構架在受側力作用下時，接頭在補強與未補強交界處會先形成塑性角，最後在此破壞。而高韌性接頭其改良重點在於將梁柱發生塑性行為的位置遠離梁柱交界面，以減小銲接瑕疵或銲接施工時在接頭附近產生熱影響區與殘留應力之效應，同時亦可提供較大的塑性區以吸收強震的能量。二、研究方法及過程高韌性梁柱接頭區的勁度、抵抗挫屈能力與抗彎強度等皆已受影響，於考量建築物發生火災時，其構件強度隨高溫而持續降低，更值得加以探討高韌性梁柱接頭火害破壞模式與行為，並建立耐震韌性梁柱接頭耐火性能設計之理論，本研究所涵蓋內容如下: (a) 探討高韌性鋼結構梁柱接頭耐火性能。 (b) 實尺寸高韌性梁柱構件於高溫作用下之實驗與分析。 (c) 界定高韌性梁柱接頭高溫作用下之破壞模式與控制參數。 (d) 利用結構有限元素分析軟體進行實驗與分析結果之比對，並加以參數研究，應用有限實驗結果，延伸拓展本研究成果之應用性。 IV.

(8) 三、重要發現 Liu 等人(1996)以有限元素法來模擬實尺寸試驗，試驗考量了像是材料的可塑性、溫度所造成之效應、斷面受熱的非線性膨脹以及結構於高溫環境下之大變形等。Bailey 等人(1996,2007)於升溫作用與冷卻效應之考量下進行火害實驗，並建立試體之受力與梁端垂直變位關係之模擬，以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。四、主要建議事項建議一韌性切削接頭施工:立即可行之建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：－切削式高韌性梁柱接頭之施工，應遵照鋼結構施工及檢驗的程序，在切割鋼板時應注意不得產生刻痕，而切割面若有凹陷，則應以砂輪機以漸變斜率磨平，以避免於火害時產生非預期之撕裂性破壞。建議二梁側向扭轉之側撐系統強化:中長期建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：－由於避免梁側向扭轉挫屈之側撐系統，於火害實驗中決定梁柱接頭實驗破壞時之行為模式，如能強化既有之側撐系統，更能避免發生梁柱接頭火害實驗時不可預期之撕裂破壞。. V.

(9) 摘要. ABSTRACT Keywords: Thermal analysis, Structural analysis, Fire simulation, Temperature. At elevated temperatures the strength and stiffness of steel weakens, and the ability of the connections to withstand force during fire directly affects the redistributed forces from the beams to other structural members. Iu presented a method for predicting the effect of heating and cooling on a multi-story frame in a real fire scenario and the temperature distribution in the frame was considered in both pre- and post-fire stages. Silva and Coelho presented a model to evaluate the ductility of loaded steel connections. Al-Jabri carried out a series of studies of end plate steel connections at elevated temperatures. The results of the Cardington full-scale eight story steel building fire tests in the UK have also shown how the connections help the structural system to survive extreme fires without progressively collapsing. Obviously, preventing beam-to-column connections from failing is important for steel structures subjected to fire. This paper developed a methodology that could be used to assess the boundary conditions between the fire simulation and structural elements. Due to the complexity of realistic fire scenarios, this paper first focused on a standard furnace experiment with fuel and ventilation control systems, instead of a compartmental fire. The time-temperature curve of ISO 834 was adopted for the test. Wall temperatures obtained from FDS were used as a medium for fire exposure on the structural elements. Data transfer between the computational fluid dynamics fire model (FDS) and the finite element thermal and structural model (ABAQUS) was established. This was useful for determining the temperatures on the exposed surfaces of the structural elements, for further finite element analysis. In addition, the size effect of the furnace and sensitivity analysis on insulation materials had been studied. Two cases with reduced beam sections had been analyzed to find the ability of fire resistance under the standard fire. These illustrations show how the proposed methodology can enhance the capability of computational methods used to study the effects of various steel members/connections in standard fires. VI.

(10) 第一章緒論. 第一章緒論第一節研究緣起與背景一般而言，有綠建築之稱的鋼骨結構具有較佳韌性亦有可回收的好處，在地震消能方面更有良好的表現，是耐震效果良好的結構系統。但由北嶺地震與阪神地震發現鋼結構破壞多發生在梁柱接界面銲道附近，結構在尚未進入塑性變形時即告破壞。傳統翼板銲接與腹板栓接的鋼骨結構接頭並無法提供可靠的耐震需求，目前國內規範中，有多種耐震韌性接頭在規範上被建議採用，包含補強式接頭與高韌性接頭…等等，耐震韌性接頭之設計重點在於使得塑性鉸移離柱面銲道密集處來增強梁柱接頭的耐震能力與韌性，對於補強式接頭其可以加強接頭區的強度以避免桿件破壞發生在梁柱接合面，理論上蓋板對補強區的強度增加使得梁構件彎矩容量變化，因此構架在受側力作用下時，接頭在補強與未補強交界處會先形成塑性角，最後在此破壞。而高韌性接頭其改良重點在於將梁柱發生塑性行為的位置遠離梁柱交界面，以減小銲接瑕疵或銲接施工時在接頭附近產生熱影響區與殘留應力之效應，同時亦可提供較大的塑性區以吸收強震的能量。於考量建築物發生火災時，其構件強度隨高溫而持續降低，更值得加以探討國. 1.

(11) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 內日漸普及之蓋板補強與高韌性梁柱接頭火害破壞模式與行為。. 第二節文獻回顧北嶺地震後，為了讓傳統梁柱接頭之韌性與耐震消能之行為能獲得改善，工程界對於梁柱接頭之改良提出了許多方法，其中一種即為切削減弱式梁柱接頭。Plumier(1992)最先提出切削減弱式接頭之概念，其切削形式包含了於翼鈑進行均勻切削以及在翼版進鑽孔減弱，藉由切削與減弱來降低此處的彎矩強度，讓切削減弱區域於外力加載時先達到降伏，使得塑性鉸之位置能遠離梁柱接頭以避開銲接的熱影響區之影響，來穩定發展耐震消能之能力。Plumier 教授所提出的兩種切削減弱形式，前者切削區乃屬單點降伏之形式，故有許多切削區域未由良好的降伏現象產生，也說明不必要的切削對於塑性消能並無正面的貢獻，後者則由於設計施工不易以及力學行為不好掌控，在工程界較少採用。以切削減弱的概念為出發點，所發展出的圓弧切削接頭以及高韌性接頭則是目前兩種常見的切削減弱式接頭形式。圓弧切削接頭由 Popov 教授與 Engelhardt 教授所提出，將原本 Plumier 教授所提出的翼鈑進行均勻切削改成圓弧形式，塑性鉸之發展與均勻切削類似，由單點進入降伏後，其餘切削斷面也慢慢的開始進入降伏。 Engelhardt 等人(1998)針對五組實尺寸切削接頭試體進行試驗，五組. 2.

(12) 第一章緒論. 切削試體當中，一組為 Plumier 教授所提出之翼鈑均勻切削形式，其餘四組則為圓弧切削形式，試驗結果發現翼鈑均勻切削之接頭之塑性轉角僅為 0.02 弧度，無法達到規範所要求之 0.03 弧度，而四組圓弧切削接頭皆達到規範所要求的 0.03 弧度，顯示出圓弧切削接頭之韌性明顯優於翼鈑均勻切削之接頭。該文獻中說明了圓弧切削接頭的設計方式，建議切削起始位置 a 為 0.5~0.75 倍之梁寬，切削目標區 b 之建議值則為 0.65~0.85 倍之梁深。Popov (1996)對五組實尺寸試體進行試驗，其中三組為蓋板補強式接頭，兩組為蓋板加圓弧切削，結果顯示三組蓋板補強試體中，有一組試體無法達到規範所要求的 0.03 弧度之塑性轉角，而兩組含有切削形式之試體塑性轉角皆超過 0.03 弧度，但在強度方面兩組含有切削之試體較三組蓋板補強式試體來的低，顯示出蓋板補強對於梁柱接頭強度有提升之效果。陳宣維(1999)針對四組實尺寸圓弧切削接頭進行試驗，探討圓弧切削接頭之極限彎矩強度與韌性，結果顯示圓弧切削接頭擁有優良的極限彎矩強度與韌性，並提供圓弧切削接頭之設計流程與施工細節，以提供土木工程界作為設計參考。有別於翼鈑均勻切削接頭與圓弧切削接頭，由台灣科技大學陳生金教授所提出的高韌性接頭，將彎矩梯度納入切削設計中作為考量，依照彎矩梯度來進行切削。相較於前兩種切削接頭之塑性鉸為單. 3.

(13) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 點形成，高韌性接頭可產生切削區大範圍的降伏，相關文獻中的試驗結果也驗證高韌性接頭優異的韌性消能能力。葉禎輝(1993)文中考慮到梁柱接頭的行為特性對剛結構之耐震能力有很大的影響，然而傳統梁柱接頭可能會受到施工的影響，使得接頭受到脆性破壞。因此，文中依據梁受力所產生的彎矩分佈，對翼鈑進行切割處理，發展出一種具有較佳消能之梁柱接頭，就是所謂的高韌性接頭，這也是高韌性切削之概念首次提出，文中並配合有限元素分析以及實尺寸接頭試驗，來做設計以及改良之比較。朱志民(1993)文中則將高韌性接頭套入縮小尺寸的鋼骨抗彎構架當中，進行結構模型震動台，結果顯示，當樓層位移達到千分之三十時，高韌性接頭仍未達到破壞，其優異之韌性消能性能遠超過傳統的梁柱接頭。周作隆(1995)則建立的高韌性接頭的設計準則，以供土木工程界作為參考，結果顯示，高韌性接頭之韌性可達耐震需求之兩倍，彎矩強度可達標稱塑性彎矩之 1.2 倍以上。曹宜政(1996)探討澆置混凝土樓板之鋼骨抗彎構架於地震受損後，僅能以切削來進行補強，文中利用非線性動力分析探討此種構架行為模式，並研究高韌性接頭於此種構架之最佳設置位置。王存偉(2000)針對三種不同設計方式的切削接頭，其中兩組為圓弧切削接頭，一組則為高韌性接頭，以有限元素法來分析不同的切削設計方式於不同梁長. 4.

(14) 第一章緒論. 與切削範圍下，切削減弱式梁柱接頭之行為模式，結果顯示高韌性接頭之降伏範圍較圓弧切削接頭來的寬大，且保有甚佳的挫屈強度，而圓弧切削接頭在切削量過大時會使得挫屈強度嚴重降低，文中也提供一套簡化的分析模式來分析切削接頭之行為。鋼結構擁有許多優點，像是韌性佳以及耐震消能之能力強等等，但鋼結構在受到高溫作用之下，鋼材的材料強度卻會迅速的折減，導致整體結構軟化而造成種種破壞。鋼結構在高溫環境下之研究，由於實尺寸結構試驗受制於設備之緣故，使得這方面的探討往往先針對柱或者是梁等單一構件進行研究。Rubert 與 Schaumann (1986)針對簡支梁進行高溫試驗，其研究參數設定為不同細長比的梁斷面以及不同載重率，試驗中採用了不同升溫曲線，探討梁在高溫下結構之撓度變化。 Iu 與 Chan (2004)及連寬宏(2006)則再延續 Rubert 與 Schaumann (1986) 之研究，配合 ECCS (1983)、Eurocode-1 (1995)與 Eurocode-3 (1995) 等不同規範建議之材料參數，來進行試驗與數值分析之比較。但單一構件無法將整體結構之連續性與束制行為完整表現，因此，複合結構之高溫行為研究也於近年來開始進行。Liu 等人(1996)以有限元素法來模擬實尺寸試驗，試驗考量了像是材料的可塑性、溫度所造成之效應、斷面受熱的非線性膨脹以及結構於高溫環境下之大變形等。Bailey. 5.

(15) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 等人(1996,2007)於升溫作用與冷卻效應之考量下進行火害實驗，並建立試體之受力與梁端垂直變位關係之模擬，以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，並配合先前發生過的真實火災案例，配合簡易設計法則來做評估考量。Jowsey 等人 (2002)利用火災動態模擬裝置（FDS）的流體動力計算程式與 ABAQUS 有限元素模型來模擬鋼結構於高溫下之行為，探討鋼結構於實際火災之行為模式。由於鋼材之材料性質擁有地域性，無法將國外研究結果套入國內做應用，有鑑於此，國內內政部建築研究所針對 H 型梁-H 型柱之梁柱接頭，以定溫加載與定載加溫方式，進行裸鋼與防火被覆於高溫環境下之載重實驗(2005)。. 6.

(16) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃一般抗彎構架之耐震設計原理，乃以強柱弱梁之概念作為出發點，讓構架在遭受地震力之作用下，於梁端產生塑性鉸，藉此消散地震時輸入結構之能量，達到耐震消能的效果。但在北嶺及阪神地震之後，發現許多梁柱接頭卻在尚未產生塑性變形前就已先達破壞，突顯出傳統銲接及施工方法之缺陷，以及傳統梁柱接合方式無法提供梁柱接頭足夠韌性與強度。若要將梁柱接頭的耐震消能之優點有所發揮，首先應防止梁柱接頭在進入塑性變形前發生破壞，而由地震後構架破壞情形中得知，破壞處往往發生於梁柱接合面，此處不但是銲接所造成之熱影響區，也為地震側力作用下發生最大彎矩的位置，故造成脆性破壞之因素較多，若構架在設計時能將塑性鉸移離應力複雜之梁柱接合面，將有利於構件發展塑性消能機制，達到抵抗地震力作用之效果，而切削式接頭即利用此原理所發展出之接頭。切削式接頭其原理則是在梁翼鈑上選定一塊區域進行部份的切除，此區域需距離梁柱接合面一段距離，避開銲接所造成之熱影響區，以免影響到塑性消能機制的發展。梁翼鈑為梁抵抗外力彎矩的主要部份，若在梁翼鈑進行切削，則梁之抗彎矩能力將會降低，而使得. 7.

(17) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 切削區於外力作用下先達降伏，以達到將塑性鉸遠離梁柱接合面以及耐震消能之目的。由於切削式接頭只需作額外的切除作業，故沒有蓋鈑補強式接頭的銲接及施工上問題，也較具經濟效益，若建築物要進行梁柱接頭相關改善時，切削式接頭也較補強式接頭來的簡易許多。而許多學者所提出的切削形式與方法也不盡相同，本文主要針對兩種台灣最常採用的切削接頭形式來進行相關研究，分別是圓弧切削接頭以及國立台灣科技大學陳生金教授所提出之高韌性接頭。圓弧切削接頭，即為以一圓弧來決定切削形狀，如圖 2- 2-1 所示。圓弧切削接頭在只受到地震側力之作用下，理論上會於圓弧最大切削量靠柱面處(如圖 2- 2-2)產生最大應力，並於此點先達到降伏狀態，再逐漸發展降伏區域。高韌性接頭（如圖 2- 2-3 所示）與圓弧切削接頭之不同處，則是高韌性切削接頭導入了彎矩梯度的想法，利用此概念來擴展降伏區的範圍，如圖 2- 2-4 所示。不像圓弧切削接頭由單點開始降伏再慢慢擴展，高韌性接頭則是於切削區產生大範圍的降伏，如此一來，將能提供梁柱接頭良好的耐震消能之機制。本研究之實尺寸彎矩接頭尺寸乃參照國內某鋼結構大樓，配合其分析結果之彎矩圖，將梁之反曲點到梁柱接合面設定為試體之梁長，其長度為 1900（mm），試體柱高則是柱彎矩反曲點間的高度，其高度為 4350（mm）。其梁柱斷面形式乃採用國內最常見的 H 型梁以及. 8.

(18) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 箱型柱作設計依據，梁斷面尺寸為 488×300×11×18（mm），柱之斷面尺寸則為 BOX 600×600×25×25（mm），相關的梁柱尺寸以及斷面尺寸示意圖則如圖 2-52-5 所示。. 第一節圓弧切削接頭設計關於圓弧切削接頭設計部分，本文參照 Engelhardt 與陳生金教授所著所建議之公式，將文中所提到未考慮垂直載重之圓弧切削接頭設計步驟整理成幾點，如下所示：假設作用於梁上之外力彎矩梯度為線性分佈，並在梁中央將形成反曲點。 1.. 切削起始點距柱面約 0.5 ~ 0.75 倍之梁翼鈑寬度，所得即為 a 值. 2.. 切削目標區長度約 0.65 ~ 0.85 倍之梁深，此為 b 值。. 3.. 切削量 c . Z L a 0.5b     1 0.25b f   2t f (d t f )  1.15L . 其中，Z：梁斷面塑性模數 t f ：梁翼板厚度. bf：梁翼板寬度 d ：梁深 L ：柱面至梁上反曲點之距離. 9.

(19) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). α:設計彎矩與塑性彎矩之比值(0.85~1) 4.. 4c2 b 2 切削半徑 R  8c. 將以上幾點所列之參數 a、b、c 以及 R 繪於圓弧切削接頭圖作為相關標示，如圖 2-6。將梁尺寸代入上述公式及步驟，並作為相關參數選擇，則可得下列相關參數之數值： 1. 切削區起始點與柱面距離取 0.6 倍之梁翼鈑寬度，得 a = 0.6×300 = 180 (mm) 2. 切削目標區長度則取 0.85 倍梁深，得 b = 0.85×488 =414.8 （mm） 3. 取簡易公式[2]=0.2bf，可得切削量=60mm：所設計出之圓弧切削接頭詳細尺寸圖，如 2-7. 第二節高韌性接頭設計高韌性接頭之設計，本文參照陳生金教授所建議，並將文中所提到未考慮垂直載重之高韌性接頭設計步驟整理成幾點，如下所示：決定切削起始位置（L1），約距柱面 120 至 200（mm） 1. 前轉換區長度（L2），文中建議值為 50（mm）。 2. 切削目標區長度（L3），這部份文中依據梁之長度不同，歸納出三種切削目標區之長度，分別是： ( a ) 梁長度 5 公尺內，目標區長度為 0.5 倍之梁深且中點處斷 10.

(20) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 面須滿足. Zf 65% Z. ( b ) 梁長度 5 到 10 公尺內，目標區長度為 0.5 倍至 0.7 之梁深且中點處斷面須滿足. Zf 65% Z. ( c ) 梁長度大於 10 公尺，目標區長度為 0.8 倍之梁深且中點處斷面須滿足. Zf 65% Z. 3. 將需求彎矩作為折減，文獻建議值為 85~95% 4. 後轉換區長度（L4）文獻建議約 100 至 200（mm） 5. 目標區之翼鈑寬度 b1、b2 之決定，乃依據試體之尺寸、材料及相關之力學行為，在此考慮梁承受之彎矩乃地震側力所造成，忽略垂直載重所造成之效應，故彎矩圖為一簡單直線，文獻中所提供之翼鈑寬度公式如下： 2  折減因子 M (x) d 1   b ( x )  -  - t f t w  Fy d -tf  2   t f  . 其中， M ( x ) M P ( 1 -. 2x ) ，為距柱面 x 之斷面彎矩 L. t f ：梁翼板厚度 t w ：梁腹鈑厚度. d ：梁深. 11.

(21) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). Fy ：鋼材之降伏應力. 折減因子：乃將彎矩作為折減之係數將以上幾點所列之參數 L1、L2、L3、L4、b1 以及 b2 繪於高韌性接頭圖作為相關標示，如圖 2-8。將梁之尺寸代入上述公式，並作為相關參數選擇，可得下列相關參數之數值： 1. 決定切削起始位置（L1），為了與圓弧切削接頭作為比較，在此將切削起始位置長度（L1）也取 180（mm） 2. 前轉換區長度（L2），取建議值為 50（mm） 3. 切削目標區長度（L3），由於試體實際梁長為 7500（mm），配合文中建議目標區長度作內插，可得建議之目標區長度為 0.6 倍之梁深，數值為 0.6 × 488 = 292.8（mm） 4. 後轉換區長度（L4）則取 150（mm），目的為配合圓弧切削接頭之切削目標區長度，將兩者取相近之數值 5. 將彎矩之折減取與圓弧切削接頭相同之折減，為 87% 6. 目標區之翼鈑寬度 b1、b2，將公式中所需之參數代入後可得 b1 = 232.68（mm） b2 = 207.80（mm）所設計出之高韌性接頭詳細尺寸圖，如圖 2-9 所示。. 12.

(22) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 圖 2- 1 圓弧切削接頭示意圖. Mp. 折減後之Mp. 圖 2- 2 圓弧切削接頭與彎矩示意圖. 13.

(23) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 圖 2- 3 高韌性接頭示意圖. 圖 2- 4 高韌性接頭與彎矩示意圖. 14.

(24) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 圖 2-5 實尺寸試體示意圖. 15.

(25) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 圖 2-6 圓弧切削接頭相關參數. 圖 2-7 圓弧切削接頭尺寸示意圖. 16.

(26) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 圖 2-8 高韌性接頭相關參數. 圖 2-9 高韌性接頭尺寸示意圖. 17.

(27) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 第三節鋼材之高溫材料性質本研究模擬採用之鋼材試體，以 H 型梁-箱型柱彎矩接頭高溫試驗為主，使用鋼材為 SN490B 耐震級鋼。我國 CNS 13812 G3262-03 建築結構用鋼標準中，此 SN 級鋼材主要用於結構耐震補強上，等級分為 A、B、C 三種等級，是以耐震補強及銲接來做區分。SN490B 鋼材目前為建築結構一般廣泛使用防耐震之鋼材。熱傳導係數依 Eurocode-3 (1995)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 / m C. W / m C. 其中 T 為鋼材的溫度 (℃) 密度一般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 (1995)規範建議採用鋼材密度 7850 kg m 3 。. 熱膨脹係數由於 H 型梁-箱型柱彎矩接頭高溫試驗並無提供鋼材各溫度下膨脹係數之資料，本文採用 Eurocode-3 (1995)規範所建議，熱膨脹係數 1 採用 14 10 6   C。. 18.

(28) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 比熱鋼材於各溫度下的比熱値，依 EC3 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3 T 2 2.22106 T 3. J / kg C. C T 735 C 時，當 600. 13002 C 666  738T. J / kg C. C T 900 C 時，當 735. 17820 C 545  T 731. J / kg  C. C T 1200 C 時，當 900 C 950. J / kg  C. 其中 T 為鋼材的溫度（℃）應力-應變-溫度關係 SN490B 此種鋼材主要用於建築結構耐震設計中，符合 CNS 13812 G3262-03 建築結構用鋼標準。SN490B 的材料性質，則交由中鋼實驗室進行各溫度下的拉伸試驗，得到在不同溫度條件下的楊氏模數、極限強度、降伏強度及應力-應變關係，如表 2- 2 以及圖 2- 10 所示。由圖可以觀察出 SN490B 鋼材在室溫至 300℃之間，其楊氏模數之數值隨著溫度升高而遞減，300℃至 400℃之間，溫度與鋼材楊氏模數之間的關係曲線則變得較為平緩，超過 400℃之後，其關係則又呈現隨著溫度而遞減的趨勢。圖 2- 10 中，可看出 SN490B 鋼材於 300℃出現藍脆現象，使得鋼材的抗拉強度較室溫時來的大。而 SN490B 鋼材 19.

(29) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 在 600℃時其強度已降至室溫時的 1/3 以下，在超過 600℃後，鋼材強度則出現大幅衰減。表 2- 1 中鋼 SN490B 鋼材在各溫度下之楊氏模數折減溫度 (℃). 楊氏模數 (MPa). 20.00 100.00 300.00 400.00 500.00 600.00 700.00 800.00. 213625.00 191142.26 163616.75 166325.14 124919.02 75211.29 51430.15 10282.25. 折減係數 1.00 0.89 0.77 0.78 0.58 0.35 0.24 0.05. 表 2- 2 中鋼 SN490B 鋼材在各溫度折減 Fy 溫度(℃) 20.00 100.00 200.00 300.00 400.00 500.00 600.00 650.00 700.00 750.00 800.00. 強度(MPa) 396.56 364.84 333.11 285.52 265.70 230.00 154.66 107.07 67.42 47.59 35.69. Fu 折減 1.00 0.92 0.84 0.72 0.67 0.58 0.39 0.27 0.17 0.12 0.09. 20. 強度(MPa) 524.59 466.89 493.11 508.85 456.39 325.25 183.61 131.15 83.93 62.95 57.70. 折減 1.00 0.89 0.94 0.97 0.87 0.62 0.35 0.25 0.16 0.12 0.11.

(30) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 圖 2- 10 SN490B 鋼材之工程應力-應變關係曲線. 第四節試體量測計劃 1.溫度量測點位說明溫度量測佈設各點位如圖 2-11 所示，乃依據 CNS12514 規定外並另外按照試驗需求增加量測溫度點位，梁點位佈設 36 個，柱點位佈設 20 個，總共設置 56 個溫度點位。 2.變位量測說明受限於在高溫環境下，感測儀器無法直接碰觸試體，因此採用耐熱陶瓷管直接碰觸試體，再架設感測儀器於陶瓷管後方，使感測儀器能量測得陶瓷管之移動，以此間接方式量測試體之變形。梁的量測點位分為 4 個，分別量測加載點變位、梁中段變位、柱中間處變形，如圖 3-35 所示。梁端測位點編號為 DB1－DB4，位移量編號 δ DB1、δ DB2、 21.

(31) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). δ DB3、δ DB4。柱的量測點位分為 4 個，分別量測柱上部變位、梁柱接頭區變位及柱下部變位，柱端測位點編號為 DC1－DC4，位移量編號為δ DC1、δ DC2、δ DC3 和 δ DC4，如圖 2-12 所示。. 圖 2-11 溫度量測點佈設位置. 22.

(32) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 圖 2-12 試體變位量測位置. 第五節試驗步驟試體安裝定位、感測儀器裝設完畢後，逐一進行以下試驗步驟： (1) 進行柱加載：分 5 個階段加載至 500 噸，每次加載 100 噸。 (2) 進行梁加載：梁加載位置距柱端 1.7 公尺處。於加載初期，每次. 23.

(33) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 加載 10 噸；當梁加載至 30 噸後，最後加載至 36.8 噸。 (3) 進入爐內檢察試體與陶瓷管有無異狀，並最後察看內部防火棉是否有遺漏未填塞之處。 (5) 封閉爐門，爐內灌入高壓空氣以測試複合爐上部防火棉是否填塞緊密、完全。 (6) 燃燒機點火，開始進行高溫試驗，依 CNS12514 標準升溫曲線升溫。 (7) 試驗結束關鍵由兩點因素控制： (a) 當加載桿位移量超過 50 公分時。 (b) 加載桿與梁之加載面有高低落差時，此時會因加載設備的自我保護功能，將停止加載。 (8) 試驗結束後，燃燒機停止點火，100 噸油壓千斤頂自 36.8 噸卸載至 0 噸，2000 噸油壓千斤頂自 500 噸卸載至 0 噸。資料截取器停止記錄，試驗資料存檔。梁加載值之決定是由鋼結構規範－容許應力法中規定，在給予梁充分有效側撐之情況下，梁最大彎矩值為塑性彎矩，此時規範要求之安全係數為 1.67，即梁的容許彎矩值為 0.6 倍塑性彎矩。考量試體梁多為 SN490B 鋼材，故此處之「塑性彎矩」取 SN490B 材質梁斷面所達到之塑性彎矩，計算試驗所使用 SN490B 材質梁之塑性彎矩如下所. 24.

(34) 第二章切削式梁柱接頭火害實驗規劃. 示： Mp=FyZx=(325)(3130)＝1017.25 (kN-m)= 103.69 (t-m) 0.6 M p 62.37 Pexp   36.8 (t) Lb 1.7. 其中 Pexp：梁加載之載重。 Lb：梁加載處距柱面之距離。 Fy：SN490B 鋼材試驗前預估降伏強度 325MPa。 Zx：RH488×300×11×18 斷面塑性模數 3130cm3。反力鋼架. N. 柱爐. 試體. 側撐鋼架梁爐. 圖 2-13 試體安裝示意. 25. 反力鋼架.

(35) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 試驗前準備. 高溫試驗步驟. 試體吊裝. 量測系統啟動. 100 噸梁加載桿吊裝. 柱分段加載至 500ton. 側撐鋼架吊裝. 梁分段加載至 36.8ton. 裝設各式量測儀器. 封爐前試體與量測裝置. 吊裝高溫爐上部爐蓋及防火棉填塞. 關閉複合爐爐. 試驗前加載系統測試. 高溫爐風壓測試及查看外部爐蓋有無露氣. 試驗前量測系統測試. 複合爐點火升中止條件： a. 加載桿位移超過 50 公分，試驗中止。 b. 加載設備的自我保護功能作用，試驗結束。試驗結束： a. 停止升溫與加載設備。 b. 資料截取器停止記錄，試驗資料存檔。. 圖 2-14 試體安裝與測試流程 26.

(36) 第三章切削式梁柱接頭火害實驗結果. 第三章切削式梁柱接頭火害實驗結果第一節圓弧切削接頭火害實驗結果一、試驗配置. (1)試體吊裝至爐內. (2)安裝防側向扭轉鋼架. (3)DB3 梁變位延伸桿安裝. (4)DB1 與 DB2 柱變位延伸桿安裝. 27.

(37) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). (5)DC2 與 DC3 柱變位延伸桿安 (6)DC2 與 DC3 柱變位爐外連接裝裝圖 3-1 圓弧切削接頭安裝程序二、梁柱變形量測結果:. -300 UMC. DB4-deflection (mm). -250 DMC. -200 -150 -100 -50 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. Time (min). 圖 3-2 梁端變位比較圖. 28. 18. 20. 22. 24. 26.

(38) 第三章切削式梁柱接頭火害實驗結果. 120 UMC. Rotation (Millirads). 100 DMC. 80 60 40 20 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. Time (min). 圖 3-3 接頭轉角比較圖. 三、試體破壞描述：. 圖 3-4 DMC 試體試驗後變形圖由於切削處之磨平作業未臻完善，致切割面上有凹陷切割痕跡，造成裂縫起始點(Crack initiation)始於上翼版並逐漸撕裂至腹版. 29.

(39) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 第二節高韌性切削接頭火害實驗結果一、試驗配置. (2) 高韌性切削接頭. (1)試體測溫點佈設. 圖 3-5 高韌性切削接頭二、梁柱變形量測結果:. -300 UMC. DB4-deflection (mm). -250 DSMC. -200 -150 -100 -50 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. Time (min). 圖 3-6 DSMC 梁端變位比較圖. 30. 20. 22. 24. 26.

(40) 第三章切削式梁柱接頭火害實驗結果. 120 UMC. Rotation (Millirads). 100 DSMC. 80 60 40 20 0 0. 2. 4. 6. 8. 10. 12. 14. 16. 18. 20. 22. 24. 26. Time (min). 圖 3-7DSMC 接頭轉角比較圖. 三、試體破壞描述：. (1) DSMC 接頭區. (2) 高韌性切削接頭扭轉. 圖 3-8 DSMC 試體試驗後變形圖. 31.

(41) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 因試驗過程中側撐系統失效，無法有效抑制梁之側向扭轉挫屈發生，導致發生非如預期之破壞模式，試驗提早終止。. 32.

(42) 第四章火場溫度與梁柱接頭數值分析. 第四章火場溫度與梁柱接頭數值分析第一節火場模型建構及網格設定說明本研究在模擬空間設定上是模擬大型複合實驗爐，其大小為 9.0×4.8×5.0m，網格設定上考量到計算時間，取 90×48×50，也就是 X 向切割 90 等份，其它向依此類推，因此是將整個空間以 10×10×10cm 為一個網格；試體加熱裝置，是散佈在實驗爐內部兩面牆上的噴火孔，試體部份是採取實驗中的切削梁柱接頭，依切削方式不同區分為圓弧切削（DMC）及高韌性切削（DSMC），另外為了預防梁產生側向扭轉挫屈現象，因此在試體的梁端兩側加裝安全側撐裝置，因實驗排氣孔部份，實驗爐內部空間前後為一高一低，有兩個排氣孔設置在爐內中間低地板往高地板的牆面上，大小為 50×50cm，排氣速率因未記錄，採預估值為 4 m s ，其位置可參考圖 4-1。圖 4-2 為本文研究設定 FDS 完成分析的火場情境示意圖，分析時間設為 30 分鐘。由於實驗尚未進行，故本次分析之爐溫模擬仍以本所 97 年間之研究案「H 型梁-箱型柱彎矩接頭高溫試驗」之爐溫控制為基礎進行火場模擬並與該全尺寸未切削之火害試驗結果(UMC)進行比對。. 33.

(43) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 第二節圓弧切削分析結果在這分析案例中被切削移除的最大部份達梁翼板寬度的28%，於室溫下該接頭勁度的折減約為10%。在梁柱曝火面邊界上共計設有 8428個節點，以便讀取FDS分析所得之鋼材表面溫度分布歷時資料，由於梁斷面已經過切削，在斷面TB2與TB3上之溫度分布與UMC的結果有所不同，而其餘斷面溫度歷時與UMC的分析結果比對下並無明顯差異。由於圓弧切削梁翼板寬度減小，熱傳進程變快，很明顯的可以從圖4-3中看出DMC在TB3斷面的平均溫度高於UMC，而在TB2的部份則兩者間相似。室溫下圓弧切削的勁度低於未切削接頭，而在火害時切削區試體溫度又較高於未切削接頭，該圓弧切削接頭之結構反應或已有某程度之弱化；然而當分析比較位於DB4之變位與接頭轉角時發現(圖4-4與 4-5)，其瞬間大變形趨勢與未切削接頭在溫度或發生時間上皆非常相似，在DB4那點的變位上，對圓弧切削接頭而言其發生時間為24.03 分，溫度為595 oC，對未切削接頭而言其發生時間為24分，溫度為602 o. C。而在接頭轉角度部分，圓弧切削接頭而言其發生時間為24.08分，. 溫度為589 oC，對未切削接頭而言其發生時間為23.98分，溫度為601 o. C。即便如此，當圓弧切削接頭梁發生破壞時局部扭轉挫區發生位置. 較未切削接頭更遠離柱面，亦即破壞彎矩較未切削接頭來的小，這或 34.

(44) 第四章火場溫度與梁柱接頭數值分析. 許就是圓弧切削接頭明顯承受較高斷面溫度而變位或轉角卻與未切削接頭火害行為無明顯差異的原因. 第三節高韌性切削分析結果在這分析案例中被切削移除的最大部份達梁翼板寬度的30%，於室溫下該接頭勁度的折減約為9%。在梁柱曝火面邊界上共計設有8318 個節點，以便讀取FDS分析所得之鋼材表面溫度分布歷時資料，由於梁斷面已經過切削，在斷面TB2與TB3上之溫度分布與UMC的結果有所不同，而其餘斷面溫度歷時與UMC的分析結果比對下並無明顯差異。由於圓弧切削梁翼板寬度減小，熱傳進程變快，很明顯的可以從圖4-3 中看出DSMC在TB2與TB3斷面的平均溫度均高於UMC。室溫下高韌性切削的勁度低於未切削接頭，而在火害時切削區試體溫度又較高於未切削接頭，該圓弧切削接頭之結構反應或已有某程度之弱化；然而當分析比較位於DB4之變位與接頭轉角時發現(圖4-4 與4-5)，其瞬間大變形趨勢與未切削接頭在溫度或發生時間上皆非常相似，在DB4那點的變位上，對高韌性切削接頭而言其發生時間為 23.88分，溫度為600 oC。而在接頭轉角度部分，高韌性切削接頭而言其發生時間為23.92分，溫度為600 oC。即便如此，當高韌性切削接頭梁發生破壞時局部扭轉挫區發生位置較未切削接頭更遠離柱面，亦即破壞彎矩較未切削接頭來的小，這或許就是高韌性切削接頭明顯承受 35.

(45) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 較高斷面溫度而變位或轉角卻與未切削接頭火害行為無明顯差異的原因. 16. 17. 18. 19 20 22 23 21 24 28 25 Burner 29 26 2 27 1 30 3 7 4 8 5 9 13 6 1 14 11 15 0 12. 排氣圖 4-1 火源編號及排氣孔位置. 圖 4-2 FDS 火場情境示意圖 36.

(46) 第四章火場溫度與梁柱接頭數值分析. Beam-end deflection ( mm ). -160 -140. DMC-Test. -120. DMC-ANALYSIS. -100 -80 -60 -40 -20 0 0. 2. 4. 6. 8. 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Time ( min ). (a) 隨火害時間變化之 DB4 大小 -120 DMC-Analysis. Rotation (Millirads). -100 -80. DMC-Test. -60 -40 -20 0 0. 2. 4. 6. 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Time ( min ). (b) 隨火害時間變化之接頭轉角圖 4-3 DMC 梁端 DB4 之變位及接頭轉角試驗與分析比對. 37.

(47) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). Beam-end deflection ( mm ). -160 -140. DSMC-Test. -120. DSMC-Analysis. -100 -80 -60 -40 -20 0 0. 2. 4. 6. 8. 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Time ( min ). (a) 隨火害時間變化之 DB4 大小 -120 DSMC-Test. Rotation (Millirads). -100 DSMC-Analysis. -80 -60 -40 -20 0 0. 2. 4. 6. 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Time ( min ). (b) 隨火害時間變化之接頭轉角圖 4-4 DSMC 梁端 DB4 之變位及接頭轉角試驗與分析比對. 38.

(48) 第五章結論與建議. 第五章結論與建議第一節結論 1. 目前二支切削接頭試體已製作完成，圓弧切削接頭試體包含測溫線與變位量測系統皆已安裝完成，將於近期進行試驗。 2. 就目前分析結果於常溫下切削接頭試體之勁度雖已折減 9~10%，但就火害下之瞬間大變形趨勢與未切削接頭在溫度或發生時間上皆非常相似，惟尚須與實驗結果比對才能確認分析模式之正確性。 3. 由於切削處之磨平作業未臻完善，致切割面上有凹陷切割痕跡，於火害實驗時造成裂縫起始點(Crack initiation)始於上翼版並逐漸撕裂至腹版。 4. 高韌性切削接頭試驗過程中因側撐系統失效，無法有效抑制梁之側向扭轉挫屈發生，導致發生非如預期之破壞模式，試驗提早終止. 第二節建議建議一韌性切削接頭施工:立即可行之建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：－. 39.

(49) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 切削式高韌性梁柱接頭之施工，應遵照鋼結構施工及檢驗的程序，在切割鋼板時應注意不得產生刻痕，而切割面若有凹陷，則應以砂輪機以漸變斜率磨平，以避免於火害時產生非預期之撕裂性破壞。建議二梁側向扭轉之側撐系統強化:中長期建議主辦機關：內政部建築研究所協辦機關：－由於避免梁側向扭轉挫屈之側撐系統，於火害實驗中決定梁柱接頭實驗破壞時之行為模式，如能強化既有之側撐系統，更能避免發生梁柱接頭火害實驗時不可預期之撕裂破壞。. 40.

(50) 參考書目. 參考書目 Bailey, C.G., and Toh, W.S., “ Be ha vi ourofc onc r e t ef l oors l a bsa ta mbi e nta nd e l e va t e d t e mpe r a t ur e s , ”Fire Safety Journal, Vol. 42 , pp. 425–436, (2007). Bailey, C.G., Burgess, I.W., and Pl a nk,R. J . ,“ An a l y s e soft heEf f e c t sofCool i nga ndFi r eSpr e ad on Steel-f r a me dBui l di ng s , ”Fire Safety Journal, Vol. 26, pp. 273–293, (1996). ECCS-Technical Committee 3-Fi r eSa f e t yofSt e e lSt r uc t ur e s ,“ Eur ope a nRe c omme nda t i onsf ort he Fi r eSa f e t yofSt e e lSt r uc t ur e s , ”Elsevier Scientific, New York, (1983) Engelha r dt ,M. D. ,Wi nne r be r g e r ,T. ,Ze ka ny ,A. J . ,a ndPot y r a j ,T. J . ,“ Expe r i me nt a lI nve s t i ga t i on Dog boneMome ntConne t i ons , ”Eng i ne e r i ngJ our na l , AI SC,Ma y ,pp. 128-139, (1998). Eurocode-1,“ Ba s i sofDe s i g na ndAc t i onson St r uc t ur e s -Part1.2：General Action-Actions on St r uc t ur e sExpos e dt oFi r e , ”( ENV1991-1-2), (1995). Eurocode-3, “ De s i g n of St e e l St r uc t ur e s -Part1.2 ： General Rules-St r uc t ur a l Fi r e De s i g n, ” (ENV1993-1-2), (1995). I u,C. K. ,a ndCha n,S. L. ,“ A Si mul a t i on-based Large Deflection and Inelastic Analysis of Steel Fr a me sunde rFi r e , ”J our na lofCons t r uc t i ona lSt e e lRe s e a r c h, Vol .60,pp.1495-1524, (2004). Jowsey, A., Torero, J.L., and Usmani, A., “ Mo de l i ngofs t r uc t ur e si nf i r e :Ane xa mpl eoft he bounda r yc ondi t i on, ”The University of Edinburgh in the School of Engineering and Electronics, EH9 3JL in United Kingdom, (2002). Li u,T. C. H. ,“ Fi ni t eEl e me ntMode l l i ngofBe ha vi our sofSt e e lBe a msa ndConne c t i onsi nFi r e , ” Journal of Constructional Steel Research, Vol.36, pp. 181–199, (1996). Lue c keW. E. ,Mc Cowa nC. N. ,a ndBa novi cS. W. ,“ Me c ha ni c a lPr ope r t i e sofSt r uc t ur a lSt e e l s , ” Federal Building and Fire Safety Investigation of the World Trade Center Disaster, National institute of Standards and Technology, (2005). Plumier, A., Baus, R., Pe pi n,R.a ndSc hl e i c h,J .“ Ant i s e i s mi cSt e e lSt r uc t ur a lWor k, ”Uni t e dSt a t e s Patent, No. 5148642, (1992). Popov ,E. P . ,Bl onde t ,M. ,a ndSt e pa nov ,L. ,“ Appl i c a t i onofDogBonef orI mpr ove me ntofSe i s mi c Be ha vi orofSt e e lConne t i ons , ”Re por tNo.UCB/ EERC96/05, June, (1996). Rube r t ,A. ,a n dSc ha uma nn,P . ,“ St r uc t ur a lSt e e la ndPl a neFr a meAs s e mbl i e sunde rFi r eAc t i on, ” Fire Safety Journal, Vol.10, pp. 173-184, (1986). Engelhardt, M.D., Winnerberger, T., Zekany, A.J., and Potyraj, T.J., Experimental Investigation Dogbone Moment Connections, Engineering Journal/Fourth Quarter 1998; 128-139. 陳生金,「鋼結構行為與設計」,P147~187, 2009.. 41.

(51) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究(1/3). 王存偉，“切削式鋼構梁柱接頭行為之比較”，國立台灣科技大學營建工程學系，台北 (2000) 方朝俊，“ 火害對耐火鋼構件銲接及栓接行為影響” ，國立台灣科技大學營建工程學系，台北 (2000) 朱志民，“高性能鋼骨抗彎構架系統－震動臺試驗”，國立台灣科技大學營建工程學系，台北 (1993) 何明錦、陳生金，“ 鋼結構梁柱接頭高溫載重行為研究” ，內政部建築研究所研究報告，(2005) 周作隆，“高性能鋼骨梁柱接頭之設計”，國立台灣科技大學營建工程學系，台北 (1995) 連寬宏、王仁佐、蕭邦安、邱耀正，“鋼結構火害反應之數值模擬”，中華民國第八屆結構工程研討會，(2006) 曹宜政，“鋼骨梁柱接頭韌性增強研究”，國立台灣科技大學營建工程學系，台北 (1996) 陳宣維，“鋼骨圓弧切削梁柱接頭之耐震行為研究”，國立交通大學土木工程學系，新竹 (1999) 愛發股份有限公司編著，“ ABAQUS實務入門引導” ，全華科技圖書股份有限公司印行，台北（2005）葉禎輝，“高性能鋼骨抗彎構架系統之開發”，國立台灣科技大學營建工程學系，台北 (1993). 42.

(52) 附錄. 附錄-審查意見與回應金教授大仁 1.. 意見答覆. 請稍明確說明研究目的及所獲結果有何已於第五章中說明。用途。. 2.. 請補充鋼構接頭的應力及變形分布資料將於後續研究中納入規劃及討論失效模態的成因。. 郭教授詩毅 1.. 此計劃為三年期計劃之第一年期計劃，參採所建議內容修正與未來兩年相關計劃延續之間縱向關聯及連繫應先確定，三年計劃完成後所要表達的目標為何?第一年期欲達分項目標為何?此項亦須於文中說明，兩者之間是否可以連結. 2.. 建議可進行梁柱接頭之梁鋼材斷面變化. 後續研究予以規劃納入. 處縮小尺寸先期研究。 3.. 期末報告內容缺期初、期中審查會議意參考書目中所缺文獻與期初、期中審查資料見. 等，將於成果報告彙整時一併修正納入. 鍾教授興陽 1.. 建議將試體位移-溫度與轉角-溫度的關 1.於第四章內加以補述係圖列入. 2.. 建議將 UMC、DMC、DSMC 試體，試驗時的. 2.已於第三章內納入. 爐均溫歷時列入做比較。. 43.

(53) 鋼結構耐震韌性梁柱接頭之耐火性能研究（1/3）. 吳教授傳威 1.. 試驗發生意外狀況有時可比正常狀態得謝謝指正到更多的成果，本案試驗皆發生未預期破壞狀況，宜明確深入膫解其真正原因，可能成為更佳之結論. 2.. 數值模擬分析結果與試驗結果之比較，. 已於第 12 頁與第 13 頁圖 2-6 與 2-7 曲線的定. 宜包括未切削及切削後兩者一併列於圖義加註說明表，以使結果更明確 3.. 變形變位包括溫度影響及加載影響，如有可能可於後期研究加入個別考慮. 後續研究予以規劃納入. 林教授政毅 1.. 本研究目前為第一年成果尚符合進度之謝謝指正要求. 2.. 變位量測是否可以加入影像識別之方法. 有關影像識別之應用，因本所新採購之中波段紅外線顯像系統得以濾掉火焰之干擾現象，有助於後續非接觸式量測系統之建立。預期成果中對於本案之應用層面已另行補述. 陳組長建忠 1.. 有關 2 次實驗不如預期所找出的原因，實驗過程中發生之非預期破壞模式，得應用可否列為軟體輸入的條件以便比較. 2.. 分析方式加以重建比對. 本案實驗皆為裸鋼，以致火害下會有破後續研究予以規劃被覆實驗壞，加以被覆仍否會破壞才是重點. 44.

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