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1 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 內政部建築研究所委託研究報告 中華民國 101 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 )

2 PG 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 受委託者 : 國立交通大學 研究主持人 : 陳誠直教授 研究員 研究助理 : 林政億 : 柯宗滕胡耀光 內政部建築研究所委託研究報告 中華民國 101 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 )

3 目次 目次 表次... IV 圖次... VI 摘要...X 第一章 概論...1 第一節 研究緣起與背景...1 第二節 研究目的...3 第三節 研究方法...3 第二章 規範與文獻回顧...6 第ㄧ節 耐火試驗規範...6 第二節 合成柱構件設計規範...8 第三節 火害合成柱...10 第四節 剪力釘影響...14 第五節 混凝土含水率影響...16 第三章 填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗...19 第ㄧ節 試驗規劃...19 第二節 試體規劃與製作...19 第三節 實驗設備與設置...28 第四節 實驗步驟...30 第四章 實驗結果與討論...34 第一節 實驗結果...34 第二節 載重比影響...61 第三節 剪力釘影響...62 第四節 耐火時效公式計算...63 第五章 填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析...66 第一節 分析方法及步驟...66 第二節 材料之性質...66 第三節 箱型鋼管混凝土柱受高溫下之模擬...78 第四節 有限元素分析結果與討論...84 I

4 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第六章 結論與建議...93 第一節 結論...93 第二節 建議...94 附錄一 火害後 SRC 短柱軸向載重試驗...97 附錄二 箱型鋼管混凝土柱試體強度計算 附錄三 審查意見與答覆 參考書目 II

5 III 目次

6 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 表次 表 1-1 研究進度...4 表 3-1 實驗試體規劃...20 表 3-2 試體之內灌混凝土配比...25 表 3-3 A572 Gr. 50 SN 490B 與 SN 490C 之材料組成...25 表 3-4 A572 Gr. 50 SN 490B 與 SN 490C 之機械性質...26 表 4-1 試體 LR0.6-A 柱板局部挫屈位置...41 表 4-2 試體 LR0.6-B 柱板局部挫屈位置...47 表 4-3 試體 LR0.3-A 柱板局部挫屈位置...53 表 4-4 試體 LR0.3-B 柱板局部挫屈位置...59 表 4-5 耐火試驗結果...61 表 4-6 預估箱型鋼管混凝土柱耐火時效...64 表 5-1 Eurocode 4 高溫下鋼材應力應變關係...67 表 5-2 Eurocode 4 高溫下鋼材力學性質折減係數...69 表 5-3 Eurocode 4 高溫下混凝土應變建議值...71 表 5-4 Eurocode 4 高溫下混凝土力學性質折減係數...72 表 5-5 Gr. 50 與 EC4 之鋼材受溫度影響力學性質折減係數...80 表 5-6 試體測點溫度與分析值比較...86 表 5-6 試體測點溫度與分析值比較 ( 續 )...87 表 5-7 試體 LR0.3 系列和 LR0.6 系列軸向變形之實驗與分析比較...88 表 5-8 分析試體 LR0.6 系列斷面橫向變形比較...89 表 A-1 試體載重試驗結果 IV

7 V 表次

8 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 圖次 圖 1-1 包覆型 SRC 柱斷面...1 圖 1-2 鋼管混凝土柱斷面...2 圖 1-3 內灌混凝土箱型柱...2 圖 2-1 CNS 與 ASTM E119 之標準升溫曲線...7 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖...20 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ( 續 )...21 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ( 續 )...22 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ( 續 )...23 圖 3-2 試體剪力釘配置...23 圖 3-3 箱型鋼管混凝土柱斷面之熱電偶測點分佈...27 圖 3-4 試體內部熱電偶之安裝...28 圖 3-5 複合耐火爐...29 圖 3-6 實驗試體設置示意圖...30 圖 4-1 試體 LR0.6-A 爐內升溫曲線...36 圖 4-2 試體 LR0.6-A 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係...37 圖 4-3 試體 LR0.6-A 之鋼骨測點溫度與時間關係...38 圖 4-4 試體 LR0.6-A 之混凝土測點溫度與時間關係...39 圖 4-5 試體 LR0.6-A 之剪力釘測點溫度與時間關係...40 圖 4-6 試體 LR0.6-A 耐火試驗後之外觀...40 圖 4-7 試體 LR0.6-A 局部挫屈...41 圖 4-8 試體 LR0.6-B 爐內升溫曲線...43 圖 4-9 試體 LR0.6-B 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係...43 圖 4-10 試體 LR0.6-B 之鋼骨測點溫度與時間關係...44 圖 4-11 試體 LR0.6-B 之混凝土測點溫度與時間關係...45 圖 4-12 試體 LR0.6-B 耐火試驗後之外觀...46 圖 4-13 試體 LR0.6-B 局部挫屈...46 圖 4-14 試體 LR0.3-A 爐內升溫曲線...48 圖 4-15 試體 LR0.3-A 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係...49 VI

9 圖次 圖 4-16 試體 LR0.3-A 之鋼骨測點溫度與時間關係...50 圖 4-17 試體 LR0.3-A 之混凝土測點溫度與時間關係...51 圖 4-18 試體 LR0.3-A 之剪力釘測點溫度與時間關係...52 圖 4-19 試體 LR0.3-A 耐火試驗後之外觀...52 圖 4-20 試體 LR0.3-A 局部挫屈...53 圖 4-21 試體 LR0.3-A 內部破壞情況...54 圖 4-22 試體 LR0.3-B 爐內升溫曲線...55 圖 4-23 試體 LR0.3-B 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係...55 圖 4-24 試體 LR0.3-B 之鋼骨測點溫度與時間關係...56 圖 4-25 試體 LR0.3-B 之混凝土測點溫度與時間關係...57 圖 4-26 試體 LR0.3-B 耐火試驗後之外觀...58 圖 4-27 試體 LR0.3-B 局部挫屈...58 圖 4-28 試體 LR0.3B 內部破壞情況...59 圖 4-29 試體於不同載重比之軸向變形 - 時間關係...62 圖 4-30 有無配置剪力釘試體之軸向變形 - 時間關係...63 圖 5-1 高溫下鋼材應力應變關係...68 圖 5-2 高溫下鋼材考慮應變硬化之應力應變關係...68 圖 5-3 Eurocode 4 高溫下鋼材力學性質折減係數...70 圖 5-4 Eurocode 4 高溫下混凝土應力應變關係...71 圖 5-5 Eurocode 4 溫度變化下混凝土應力應變關係...72 圖 5-6 Eurocode 4 高溫下混凝土力學性質折減係數...73 圖 5-7 Eurocode 4 溫度影響鋼材熱傳導...74 圖 5-8 Eurocode 4 溫度影響混凝土熱傳導...75 圖 5-9 Eurocode 4 溫度影響鋼材比熱...76 圖 5-10 Eurocode 4 溫度影響混凝土比熱...77 圖 5-11 箱型鋼管混凝土柱斷面示意圖...79 圖 5-12 有配置剪力釘試體分析模型...82 圖 5-13 無配置剪力釘試體分析模型...83 圖 5-14 分析模型之斷面溫度分佈...85 圖 5-15 試體 LR0.3 系列和 LR0.6 系列軸向變形之實驗與分析比較...88 VII

10 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 圖 5-16 試體 LR0.6-A 之縱斷面橫向變形示意圖...89 圖 5-17 試體 LR0.6-A 之 A-A 斷面橫向變形示意圖...90 圖 5-18 試體 LR0.6-A 之 B-B 斷面橫向變形示意圖...90 圖 5-19 試體 LR0.6-B 斷面橫向變形示意圖...91 圖 A-1 30 MN MTS 萬能試驗機...97 圖 A-2 試體 SN0 載重試驗破壞情形...99 圖 A-3 試體軸壓強度與變位關係 VIII

11 IX 圖次

12 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 摘要 關鍵詞 : 高溫 填充型鋼管混凝土柱 剪力釘一 研究緣起火災可能導致建築結構損壞或倒塌, 嚴重危害人員生命安全 柱構件為主要支撐建築物之結構構件, 因此柱構件在建築防火設計有其重要性 近年來, 國內高樓建築普遍採用鋼骨鋼筋混凝土構造, 在工程實務上常見內灌混凝土箱型鋼柱 此種填充式箱型鋼管混凝土柱承受軸向載重與高溫時, 因不同材料性質導致強度損失及熱膨脹能力有所差異, 此差異現象可能會影響填充式箱型鋼管混凝土柱構件耐火能力 因此, 本研究將探討設計參數於填充式箱型鋼管混凝土柱耐火性能的影響 二 研究方法與過程本研究以實驗方式與有限元素分析探討填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力於火害下之行為 實驗規畫四支試體, 進行耐火性能試驗, 以探討試體有無配置剪力釘及施加不同軸向載重於高溫行為之影響 剪力釘之尺寸及配置間距乃參考國內工程業界常用之設計, 軸向載重分為 0.3 倍及 0.6 倍試體之強度 有限元素分析採熱傳分析與非線性應力分析, 再以接續性耦合分析將溫度及載重效應結合, 以模擬試驗結果, 並用以進行參數研究 三 重要發現試驗時熱膨脹變形與材料強度ㄧ同抵抗定額之軸向載重, 故加載較小之軸向力將使試體產生較大軸向伸長變形, 且增加耐火時效 ; 施加不同軸向載重明顯影響軸向變形行為及耐火時效 剪力釘可些微增加填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力時之耐火時效 試體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試體於加載下且高溫下之行為, 可合理的計算試體斷面於各時間歷時的溫度分布, 並準確的預測試體軸向變形趨勢 X

13 摘要 四 主要建議事項 1. 建議一填充型箱型鋼管混凝土柱耐火性能研究 : 立即可行之建議主辦機關 : 內政部建築研究所協辦機關 : 行政院國家科學委員會國內 SRC 構造設計規範構件的設計為基於強度疊加的觀念, 故柱構件內並不需要剪力釘 ; 惟剪力釘的配置為使用於混凝土與鋼骨間傳遞剪力 本研究於填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力時, 剪力釘僅可些微增加耐火時效 ; 然而於填充式箱型鋼管混凝土柱承受額外彎矩時, 剪力釘是否影響耐火性能之研究將有其必要性 2. 建議二鋼骨 鋼筋及混凝土於高溫下之材料研究 : 長期性建議主辦機關 : 行政院國家科學委員會協辦機關 : 內政部建築研究所不同配比與添加物之混凝土材料, 於高溫中之力學及熱性質會有所不同, 雖然目前國內已有部分材料高溫試驗成果, 但多屬各別單一之研究案例且其數量及數據仍甚缺乏, 因此研究與彙整鋼骨鋼筋混凝土材料高溫中之力學及熱性質, 將可供國內學界及業界等作為參考之依據 XI

14 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 Behavior of Encased and Filled Composite Steel Box Columns in Fire Cheng-Chih Chen, Jheng-Yi Lin, Tsung-Teng Ko, Yao-Kuang Hu Abstract Keywords: elevated temperature, filled composite column, shear stud Fire may cause structural damage or collapse, and seriously endanger the human safety. Columns are main supporting members in structural systems, thus columns play an important role in the fire safety. In recent years, steel reinforced concrete structures are frequently used for medium- and high-rise buildings in Taiwan. Concrete filled steel box columns are usually used in engineering practice. When filled composite columns are subjected to axial compression at elevated temperatures, different material properties will cause discrepancy in strength degradation and thermal expansion of the materials. This discrepancey may influence fire resistance of the filled composite columns. This work investigates effects of design parameters on the fire resistance of the filled composite columns. This study elucidates experimentally and numerically to explore the behavior of axially loaded filled composite columns in fire. Four specimens were designed and tested at elevated temperatures to study the effects of shear studs and axial compression on fire behavior. The size and spacing of the shear studs are referred to engineering practice. Axial compression, corresponding to either 0.3 or 0.6 times column axial strength, was applied to the specimens. Finite element analyses were performed for both heat transfer and nonlinear static analyses, and, consequently, sequentially coupled thermal stress analysis was conducted to combine the effects from temperature and loading. The analysis models were used to simulate the test results and, furthermore, used to carry out parametric study. During the test, axial expansion of the column and strength provided by materials resisted the applied constant axial compressive force. Therefore, less axial compressive force resulted in greater axial elongation of the specimen and longer fire resistance time. Applied axial compression highly influenced the axial deformation and fire resistance of the specimens. However, the shear studs increased slightly the fire resistance of the filled composite columns subjected to axial compression. The XII

15 摘要 modes of failure of the specimens included shortening of the specimens, bulge of the column steel plate, and crushing of concrete inside the steel box. To simulate the test condition, finite element analysis reasonably calculated temperature distributions on the cross section in time history, and accurately predicted the tendency of the axial deformation of the specimens. According to these research results, the following suggestions are proposed. For immediate strategy: The design philosophy of domestic design codes for steel reinforced concrete members is based on the concept of superposition. This concept implies no need of shear studs although shear studs are used for shear transfer between concrete and structural steel. The findings of this work indicate that shear studs can increase slightly the fire resistance for axially loaded filled composite columns. The research is needed that whether the shear studs affect the fire resistance of filled composite columns subjected to additional flexural moment. For long-term strategy: The mechanical and thermal properties of concrete at elevated temperatures depend on concrete mix proportions and admixtures. These properties are lack for concrete used in domestic. It is needed that symmetrically study and collection of mechanical and thermal properties of materials used in steel reinforced concrete structures in order to be referenced in the research and practice. XIII

16 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 XIV

17 第ㄧ章概論 第一章概論 第一節 研究緣起與背景 近年來國內外發生數起高樓建築火災事件, 而在發生災害 10 分鐘內, 火場溫度將可能高達 600 C 以上, 若建築構件不能在持續高溫中仍具有承載能力, 可能導致建築損壞或倒塌, 進而危害人員生命安全與周邊公共安全 ; 導致此一現象主要原因乃係構造之耐火設計不良 根據我國 建築技術規則 的建築設計施工篇之 第三章 : 建築物之防火, 第 70 條至 73 條中明訂建築構造之防火相關規定, 其包括柱 梁及承重牆等 柱構件為主要支撐建築物之結構構件, 因此柱構件耐火能力在建築防火設計中占舉足輕重之地位 國內高樓建築不乏採用鋼骨鋼筋混凝土構造柱, 依柱斷面型式分為包覆型鋼骨鋼筋混凝土柱 填充型鋼管混凝土柱 及包覆填充型鋼管混凝土柱等, 如圖 1-1 與圖 1-2 所示 包覆型鋼骨鋼筋混凝土柱構件研究成果 ( 陳誠直等 2011) 與其後續之研究 ( 附錄一 ) 顯示, 混凝土保護層能有效延緩高溫傳入內部, 使試體達法規規定之防火時效 因此包覆填充型鋼管混凝土柱若鋼筋與鋼骨有足夠的混凝土保護層, 其防火時效將無庸置疑 (a) 包覆 I 型 SRC 柱 (b) 包覆十字型 SRC 柱 (c) 包覆 T 型 SRC 柱 圖 1-1 包覆型 SRC 柱斷面 ( 資料來源 : 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 ) 1

18 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) 填充型鋼管混凝土柱 (b) 包覆填充型鋼管混凝土柱 圖 1-2 鋼管混凝土柱斷面 ( 資料來源 : 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 ) 填充型鋼管混凝土柱則須依鋼構造施作防火材, 使達法規要求之防火時效 ; 惟於研究上將探討防火材失效後之耐火性能與行為 先前研究成果 (Espinos et al 陳誠直等人 2010) 發現, 無防火被覆試體之鋼管軸向熱膨脹相較混凝土大, 其於高溫下達 的伸長應變, 此軸向膨脹差異現象可能影響鋼管混凝土柱之耐火能力 國內工程實務上為使鋼骨與混凝土達到合成效果, 常於鋼骨上銲接剪力釘來增加鋼骨與混凝土間之結合能力, 以確保柱構件之強度, 如圖 1-3 所示 然而, 國內 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 於受軸壓柱構件之設計中, 未要求鋼骨須配置剪力釘, 且目前相關火害文獻甚少針對剪力釘研究而提出具體說明, 剪力釘的設置是否影響填充型鋼管混凝土柱之耐火性能將有其研究之必要性, 因此本研究將進行填充型鋼管混凝土柱受不同軸向載重下, 剪力釘是否影響柱構件耐火能力及其破壞模式 ( 資料來源 : 本研究蒐集 ) 圖 1-3 內灌混凝土箱型柱 2

19 第ㄧ章概論 第二節 研究目的 本研究目的主要探討填充型鋼管混凝土柱於不同軸向載重下, 設置剪力釘對柱構件於耐火設計之功效及耐火能力之影響 藉由軸向載重大小及有無配置剪力釘之影響, 以實驗方式探討試體斷面溫度分佈 材料強度因高溫損失之行為 軸向變形 耐火時效及破壞模式, 再以分析方法進行驗證及比對, 建立正確分析模型, 進而提出柱構件耐火設計之建議 第三節 研究方法 目前國內工程實務中, 常於填充型鋼管混凝土柱之鋼骨上銲接剪力釘, 以增加其與混凝土之結合能力 首先, 本研究進行蒐集和彙整國內外相關設計規範與文獻 以實驗方法探討填充型鋼管混凝土柱有無配置剪力釘於火害下之行為, 試驗試體將依據國內 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 設計, 並依照我國 CNS 建築物構造部分耐火試驗法 相關規定, 進行四支試體之高溫實驗研究 試驗試體藉由配置熱電偶測點, 量測試體於加溫歷時之斷面溫度變化關係 ; 並於加溫爐外間接量測試體受火段之軸向變形行為, 瞭解結構材料隨加溫歷時之強度損失關係 ; 參照 CNS 判定柱構件耐火時效及觀察承重柱構件因高溫損害結構之破壞模式 ; 最後, 比較不同參數試體之試驗結果, 提出剪力釘於合成柱構件之耐火設計建議 再者, 本研究也將利用有限元素分析軟體, 模擬火害試驗行為 有限元素分析將依實驗試體建立分析模型, 輸入合理之材料性質, 裁切適當網格元素大小, 進行模擬火害行為 ; 最後, 分析結果將與試驗結果驗證, 以修正分析模型並呈現實驗無法獲取之重要資訊 本研究依研究內容 預期成果及效益之執行進度, 如表 1-1 所示 3

20 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 表 1-1 研究進度 名稱 項目 期中 期末 1. 藉由試驗結果探討斷面溫度分怖 材料強度損失關係 軸向變形 耐火時 部分完成 完成 效及破壞模式等 計劃內容 2. 參數研究包括軸向載重 剪力釘配置之間距和數量影響 未執行 完成 3. 利用有限元素分析, 進行驗證及比對, 以克服儀器無法於高溫中取得之 部分完成 完成 資訊, 同時建立分析模型 1. 利用承重實驗結果建立箱型鋼管混凝土柱設計參數於耐火能力之影響 未執行 完成 2. 利用分析方法模擬實驗行為並與試驗結果驗證, 建立箱型鋼管混凝土柱 部分完成 完成 設計參數之耐火能力模型 3. 鋼骨鋼筋混凝土結構設計規範耐火性能設計專章一構件部分具體條文 部分完成 完成 研訂 預期成果 4. 以結構耐火角度量化設計規範中剪 及效益力釘配置與數量, 並據以修訂 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 中 部分完成 完成 相關設計內容並加以解說 5. 針對建築技術規則建築設計施工篇防火構造中, 包覆型 ( 鋼骨在外 ) 混凝土柱之防火時效進行實質驗證, 提供營建署修訂相關條文時之參考 未執行 完成 6. 提供工程實務上應用, 可供鋼骨鋼筋混凝土結構火害後承載能力之評估 未執行 完成 研究完成百分比 (%)

21 5 第ㄧ章概論

22 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第二章規範與文獻回顧 第ㄧ節 耐火試驗規範 壹 ISO 834 ISO 834 耐火試驗規範之標準升溫曲線為 T = 345log 10(8t + 1) + 20, 其中 T 為 平均爐內溫度 ( C) t 為試驗經過時間 (min); 試驗之室內溫度須介於 10 C~30 C, 初始平均爐溫小於 50 C; 柱試體受熱長度, 並無要求 ; 性能基準評定以構件承 重能力判別, 規定承重柱構造破壞條件為超過最大軸向壓縮量 (C), C=h/100 (mm), 與超過最大軸向壓縮速率 (dc/dt), dc/dt=3h/1000 (mm/min), 其中 h 為 柱試體高度 貳 BS 476 BS 476 耐火試驗規範之標準升溫曲線為 T = 345log 10(8t + 1) + 20 ; 試驗開始 之室內溫度與爐內溫度須介於 5 C ~35 C; 柱試體受熱長度要求 3 公尺以上 ; 以 承重能力規定試體破壞條件為最大軸向壓縮量超過 120 mm 與最大軸向壓縮速率 超過 25 mm/min 參 CNS 我國 CNS 規範主要參考 ISO 834 規範修訂 標準升溫曲線為 T = 345log 10(8t + 1) + 20, 其中 T 為平均爐內溫度 ( C) t 為試驗經過時間 (min); 開始試驗前之室內溫度須介於 10~40 C, 初始平均爐內溫度小於 50 C; 柱試體 受熱長度須大於 3 公尺以上 ; 柱試體耐火性能以承重能力判定, 其破壞條件為最 大軸向壓縮量 (C), C=h/100 (mm), 與超過最大軸向壓縮速率 (dc/dt), dc/dt=3h/1000 (mm/min), 其中 h 為柱試體高度 ; 柱構件主要承力部分為鋼構造 者, 耐火性能之破壞條件為鋼材最高溫度超過 550 C 或平均溫度超過 500 C 肆 ASTM E119 ASTM E119 耐火試驗規範之升溫條件為 5 分鐘爐內平均溫度須達 538 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; 開始試驗之室溫介於 10 C~32 C 之間 ; 對於承重柱試體受熱段長度 6

23 第二章規範與文獻回顧 不得小於 2.7 公尺, 而無加載具防火被覆鋼柱受熱長度至少 2.4 公尺, 且試體各面均需受熱 ; 試體耐火性能為依試驗類別要求, 與鋼骨溫度判定構件是否破壞, 如鋼材平均溫度超過 538 C 或任一鋼材量測點之溫度超過 649 C, 則試體發生破壞 伍 UL 263 UL 263 規範之標準升溫條件為 5 分鐘須達到 538 C,10 分鐘須達到 704 C, 30 分鐘須達 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; 開始試驗之室溫規定為 10 C ~32 C; 承重柱試體受熱長度要求大於 2.7 公尺, 而未加載具防火被覆之鋼柱受熱長度規定至少 2.4 公尺, 且試驗時試體受熱段各面皆須受熱 ; 關於柱試體耐火性能基準評定, 乃根據不同試驗分類來要求, 但未加載且具防火被覆之鋼柱則要求熱電偶測點溫度超過 649 C 或平均溫度超過 538 C, 即判定試體破壞 由上述說明得知,ISO 834 BS 476 和 CNS 規範之標準升溫曲線為依公式計算, 而 ASTM E119 和 UL 263 規範之標準升溫曲線相同, 乃以時間規定爐內溫度, 如圖 2-1 所示 Temperature ( o C) Temperature ( o F) 200 CNS ASTM E Time (min) 圖 2-1 CNS 與 ASTM E119 之標準升溫曲線 ( 資料來源 : 本研究彙整 ) 7

24 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第二節 合成柱構件設計規範 壹 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 根據我國 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 設計填充型箱型鋼管混凝 土柱, 其試體斷面鋼骨比須大於全斷面積之 2%, 且斷面最小尺寸不得小於 30 cm, 及其與斷面另ㄧ垂直方向尺寸之比值不得小於 0.4; 對於鋼骨斷面之寬厚比 (b/t) 規定, 耐震設計與結實斷面之肢材寬厚比之上限分別為 λpd = 3E s / Fys 及 λ p = 61; 對於箱型銲接組成鋼管柱之相鄰鋼板間之銲接須沿柱之全長採全滲透 銲接 在計算鋼管混凝土柱之設計受壓強度乃採 強度疊加法, 如公式 (2-1) 所 示 φ cpn = φ cspns +φ crcp (2-1) nrc 其中 φ cs 為鋼骨部分強度折減係數 (0.85),P ns 為鋼骨部份標稱受壓強度,φ crc 為鋼筋混凝土部份之強度折減係數 ( 填充型鋼管混凝土柱為 0.75),P nrc 為鋼筋混凝土部份標稱受壓強度 貳 American institute of steel construction (AISC) 依照 AISC(2010) 規範規定, 合成構件斷面標稱強度可依塑性應力分佈法或應變協合法計算, 且忽略混凝土張力強度之影響 合成構件之材料規定與限制, 如 : 一般混凝土抗壓強度須介於 21 MPa 至 70 MPa, 而鋼骨與鋼筋之降伏強度小於 525 MPa 對於填充型合成構件規定, 斷面鋼骨與全斷面積之比值須大於 1%; 考慮局部挫屈之影響, 斷面肢材寬厚比 (b/t) 最大上限為 5.0 E / F 且須符合 y λ p = 2.26 E / Fy 或 λr 3.0 E / Fy = 對於雙軸對稱填充型合成構件之設計受壓強 度 (LRFD) 及容許受壓強度 (ASD) 分別為 φ cp 和 n P n /Ω ; 其中 c φ 為受壓構件折減係 c 數 (0.75), Ω 為受壓構件安全係數 (2),P n 為標稱受壓強度 ; 標稱受壓強度由公式 (2-2) 及 (2-3) 規定計算 c 當 n0 P / P 2.25; e Pn0 Pe Pn = Pn (2-2) 當 n0 P / P 2.25 e > Pn 0.877Pe = (2-3) 8

25 第二章規範與文獻回顧 其中 2 2 P e 為彈性臨界挫屈載重, P = π (EI ) / (KL) (2-4) e eff EI eff 為填充型合成斷面有效勁度, EI eff = EI s s + EI s sr + CEI 3 c c (2-5) C = A / (A + A ) 0.9 C 3 為有效剛度係數, [ ] K 為有效長度因子 3 s c s 另外,P n0 為不考慮構件長度影響, 雙軸對稱填充型合成柱構件受軸力之受 壓強度, 其依公式 (2-6) 至 (2-11) 修正計算 1. 結實斷面 (compact sections) P n0 = P (2-6) p 2. 非結實斷面 (noncompact sections) P P P P (λ λ ) p y 2 n0 = p 2 p (λr λ p) (2-7) 3. 細長斷面 (slender sections) 其中 E = + + (2-8) ' s Pn0 Fcr As 0.7f c(ac A sr ) Ec E = + + (2-9) ' s Pp FA y s C2f c(ac A sr ) Ec C 2 為考慮混凝土受斷面形狀影響 ; 斷面為矩形及圓形, 則分別為 0.85 與 0.95 E = + + (2-10) ' s Py FyAs 0.7f c(ac A sr ) Ec λ λ P 和 λ 為細長參數 r 2 矩形填充斷面之 F cr, F = 9E /(b / t) (2-11) 參 Eurocode 4 (EC 4) cr s Eurocode 4(EN ) 規範規定鋼骨材料須符合 S235 至 S460 等級, 而普 9

26 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 通混凝土強度介於 C20/25 至 C50/60 等級之間 以簡易模式計算受壓合成柱構件 之規定與限制須符合, 如 : 鋼骨貢獻比 (δ) 介於 0.2 至 0.9 之間, δ = (Aaf yd) / Npl,Rd; 斷面寬厚比上限值 (b / t) max = / fy ; 構件斷面尺寸限制為 0.2 斷面寬深比 (b/h) 5.0 ; 細長比 (λ) 小於等於 2, λ = N pl,rk /Ncr ; 其中 A a 為鋼骨斷面積,f yd 為鋼骨降伏強度之設計值,f y 為鋼骨降伏強度之標稱值,N pl,rd 及 N pl,rk 為受壓合 成斷面之塑性抵抗強度,N cr 為彈性臨界強度 對於受軸壓合成柱構件之設計強 度須符合公式 (2-12) 及 (2-13) N χn Ed pl,rd 1.0 (2-12) 其中 N Ed 為設計受壓強度 χ 為考慮挫屈影響之折減係數, 依照 EN 規定計算 Npl,Rd = Aafyd + Acfcd + Asfsd (2-13) A c 為混凝土斷面積 ;f cd 為混凝土圓柱抗壓強度之設計值 A s 為鋼筋斷面積 ;f sd 為鋼筋降伏強度之設計值 另外, 根據 Eurocode 4(EN ) 受壓合成柱構件於火場下之計算方法與 Eurocode 4(EN ) 雷同, 其受壓合成構件於火場之塑性抵抗強度之計算, 如公式 (2-14) 所示 (2-14) N = (A f )/γ + (A f ) / γ + (A f ) / γ fi,pl,rd a,θ ay,θ M,fi,a s,θ sy,θ M,fi,s c,θ c,θ M,fi,c j k m 其中, 式中下標 θ 為考慮溫度影響,γ M,fi,a γ M,fi,s 及 γ M,fi,c 分別為鋼骨強度 鋼筋強度及混凝土強度於火場下之係數 第三節 火害合成柱 合成柱構件依合成形式分為包覆型及填充型兩種, 而本節主要彙整國內外受 壓填充型鋼管混凝土柱受火害之文獻研究成果 由鋼管混凝土柱受火害之文獻得 10

27 第二章規範與文獻回顧 知, 柱試體斷面形狀多以圓形 方形和矩形為主, 斷面尺寸介於 100 mm 至 500 mm 之間 ; 試體高度約為 400 mm 至 5200 mm 之間 ; 以實驗及分析方法探討斷面溫度分佈 試體軸向變形行為 破壞模式 有效耐火時效及材料受溫度之影響或不同材料間之介面影響等, 如下述之學者研究成果 Chung 等人 (2008) 以數值分析研究火害方形鋼管混凝土柱受軸向載重之行為, 並與實驗結果相互比對 對於數值分析乃先以二維熱傳數值分析, 計算試體斷面溫度, 並採四種鋼與混凝土之材料模型進行模擬 ; 再以非線性應力分析計算試體軸向變形行為 由結果顯示, 數值分析能合理模擬實驗結果 ; 承重試體受熱先膨脹變形後壓縮變形 ; 鋼材因高溫強度迅速降低, 使混凝土支撐能力成為影響試體耐火時效之關鍵 Ding 和 Wang (2008) 為利用有限元素分析軟體 Anysis 模擬受軸向和偏心載重鋼管混凝土柱於火害下之熱反應 軸向變形和側向變形行為 分析模擬有考慮鋼和混凝土材料介面間之接觸影響, 並與實驗結果比對, 顯示兩材料間有滑移而非完全握裹 ; 建議鋼和混凝土介面間受熱對流影響, 其為 200 W/m 2 K, 使分析混凝土溫度結果與實驗溫度更接近 Espinos 等人 (2010) 以有限元素分析軟體 -ABAQUS 建立 3-D 模型, 模擬火害圓形鋼管混凝土柱之行為 分析結果與實驗比對, 再進行參數研究, 如材料間介面接觸和熱對流因素 材料性質 混凝土濕度和試體初始不平整等影響 ; 最後, 根據 Eurocode 4 簡易計算模式, 計算試體有效耐火能力 對於混凝土之模擬, 由於鈣酸質混凝土內部溼度較矽酸質混凝土更不易損失, 因此模擬鈣酸質混凝土將採用 Eurocode 4 規定 10% 溼度之建議, 而模擬矽酸質混凝土將以 Eurocode 4 規定 3% 溼度之規定 由承重試體於火害下之軸向變形 - 時間關係與載重比 - 時間關係得知, 試體於加溫歷時期間可分成四個階段 :(1) 鋼管受火表面溫度迅速增加, 而內灌混凝土之溫度較鋼材低, 因此加載端板與混凝土間產生間隙, 且鋼材與混凝土接觸介面產生滑移現象, 使軸向載重逐漸轉移至鋼管 ;(2) 鋼材到達臨界溫度 550 C, 柱試體由原本膨脹位移轉變為壓縮位移, 使加載端板與混凝土再度接觸 ;(3) 鋼材因高溫喪失強度, 而軸向載重逐漸轉由混凝土承受 ;(4) 雖混凝土具低熱傳導性, 但隨著加溫歷時時間增加, 使高溫逐漸傳遞至核心混凝土, 最後混凝土部分也失去支撐能力, 以至於試體破壞 由結果顯示, 以有限元素分 11

28 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 析能合理預測實驗結果, 但使用 Eurocode 4 簡易計算火害受偏心載重之結果非常保守 ; 若試體受軸向載重且兩端支承皆為鉸接以及細長比超過 0.4, 則計算結果較實際上不安全 Han 等人 (2003) 以實驗研究有無防火被覆之方形和矩形鋼管混凝土柱受軸向或偏心載重下之火害行為, 並建立試體火害後殘餘強度計算公式 由研究結果得知, 影響柱構件耐火能力與判定之參數包括 : 鋼材極限溫度 斷面尺寸 加載型式和防火被覆厚度 ; 當試體之鋼材溫度達 500 C~786 C, 其已無載重支撐能力 ; 試體斷面尺寸越大, 則構件抵抗火害能力較好 ; 試體受偏心載重之耐火能力較受純軸向載重來得低 ; 較厚的防火被覆, 能增加耐火時效 Kodur (1998) 以實驗研究不同混凝土影響鋼管混凝土柱之耐火性能與耐火時效, 其混凝土分別為普通強度混凝土 高強度混凝土和含鋼纖維高強度混凝土 實驗結果顯示, 承重試體於加溫初期, 鋼材溫度相較混凝土高, 因此鋼管承受大部分載重 ; 當鋼材因高溫而強度損失, 則載重轉由混凝土承受 ; 而混凝土低熱傳導性和高熱容量特性將延續鋼管混凝土柱構件耐火能力 灌入不同型式之混凝土會影響柱構件之耐火能力, 其由高至低依序為灌入含鋼纖維高強度混凝土 灌入普通強度混凝土 灌入高強度混凝土 ; 在相同溫度下, 高強度混凝土相對普通強度混凝土更容易產生開裂破壞, 但加入鋼纖維將有助高強度混凝土之耐火能力 Kodur (2007) 為回顧和彙整相關文獻, 提出混凝土灌入圓形和方形鋼柱之耐火設計建議, 並比較空心型鋼柱於空心處設置三種不同型式混凝土之耐火性能, 如灌入純混凝土 (Plain concrete, PC) 設置鋼筋混凝土(Bar-rinforced concrete, RC) 和灌入含鋼纖維混凝土 (Steel fiber-reinforced concrete, FC) 由實驗和分析結果得知, 灌入純混凝土和含鋼纖維混凝土, 試體破壞原因為混凝土開裂, 而設置鋼筋混凝土試體破壞原因為鋼筋降伏 ; 合成柱試體耐火時效由高至低依序為設置鋼筋混凝土 灌入含鋼纖維混凝土和灌入純混凝土 對於試體斷面形狀之影響, 相同斷面積之柱構件, 圓形斷面較方形更具耐火能力 Lie 與 Irwin (1995) 以實驗及計算公式探討鋼管混凝土柱, 藉由升溫溫曲線及軸向變形以評估耐火時效 比較後發現, 實驗結果與計算結果相近, 因此作者認為研究結果可評估方形鋼管混凝土柱之耐火時效 12

29 第二章規範與文獻回顧 Lu 等人 (2009) 以實驗方法和有限元素軟體分析, 進行火害方形鋼管灌入高強度自充填混凝土柱構件之研究 藉由實驗過程瞭解試體於高溫火害中, 失去載重支撐能力之原因為外圍鋼管局部挫屈以及內灌混凝土碎裂或開裂 ; 利用 ABAQUS 軟體模擬實際實驗情況, 其分析模型有考慮混凝土因高溫產生碎裂情形及鋼和混凝土介面接觸影響 由研究結果得知, 以有限元素分析軟體 -ABAQUS 可以合理模擬實驗行為, 且模擬一般和高強度混凝土之分析模型, 也可用於模擬高強度自充填混凝土分析模型 Park 等人 (2007) 以實驗和數值分析研究方形鋼管混凝土柱於火害環境下之行為, 並比較相關文獻或規範之耐火時效計算公式 依照 Kim 等人 (2005) 之實驗結果, 與作者數值分析計算結果比對 ; 而數值分析計算依序進行有限差分熱分析和非限性熱應力分析 研究結果得知, 數值分析可以合理計算試體斷面溫度和變形能力 ; 較大的斷面與低載重比, 有助於增加方形鋼管混凝土柱之耐火時效 陳誠直等人 (2010) 藉由大尺寸試體, 以實驗方法和有限元素分析模擬, 研究有無防火被覆之承重銲接組合箱型鋼內灌自充填混凝土柱於火害下之行為 ; 探討有無防火被覆之影響 比較試體斷面溫度分佈 試體強度與勁度之變化 變形行為 ( 變形與變形速率 ) 與破壞模式等, 並建立合理之分析模型 由研究結果顯示, 具防火被覆試體皆能達到預期之防火時效, 而火害後之試體軸向勁度稍為增大且呈線彈性行為 ; 未具防火被覆試體於火害期間持續有混凝土爆裂的聲音, 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 (2011) 以實驗方法和有限元素分析模擬, 研究鋼骨鋼筋混凝土柱於火害下之斷面溫度分佈 材料強度折減關係及防火時效 研究結果顯示, 試體混凝土保護層爆裂會影響構件防火時效 ; 受火面會影響試體斷面溫度分佈情形, 且試體於非四面受火下, 因不均勻之溫度分佈使試體膨脹產生撓曲的現象 ; 分析模型可合理預測試體斷面溫度 黃政勳 (2012) 與林家毅 (2012), 研究圓形和方形包覆十字型鋼骨鋼筋混凝土柱於不同受火條件下之火害行為, 探討合成柱構件於火害後之殘餘強度 研究成果顯示, 非四面受火試體之斷面呈不均勻溫度分佈, 因熱膨脹差異使試體產生撓曲變形 ; 包覆型合成柱易產生爆裂行為, 圓形柱之混凝土保護層近乎完全剝落, 13

30 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 使試體內部溫度較方形柱高 ; 火害後合成柱構件仍保持至少 69% 殘餘強度 包覆型合成柱構件因外圍混凝土包覆, 使構件能延緩火害高溫影響及具有優良的防火能力 另外, 對於箱型鋼柱之柱板銲接型式影響試體於火害高溫下之行為, 可由楊國珍等 (2011) 研究成果得知 其主要探討箱型鋼柱之柱板分別以全滲透與部分滲透銲接組合, 並藉由軸壓及不同溫度探討銲接型式對試體行為及破壞模式之影響 ; 由常溫試驗結果發現, 柱板採全滲透銲接之試體極限強度較採部分滲透銲接試體高 ; 對於高溫試驗, 採全滲透銲接試體之耐火時效較部分滲透銲接多 ; 對於柱板採部分滲透銲接試體表現較差之原因為柱板因軸壓發生局部挫屈進而發生銲道開裂 第四節 剪力釘影響 鋼骨與混凝土組成之合成構件, 常以設置剪力釘來增加兩材料間之結合能力, 進而提升構件整體強度 目前國內外相關研究主要以 push-out 試驗, 探討剪力釘強度及其提供之支撐能力 研究參數包括鋼骨厚度 剪力釘尺寸 混凝土強度及鋼骨和剪力釘間之銲接方法等 破壞模式主要分為混凝土壓碎或劈裂破壞 鋼材破壞與兩者同時破壞, 其中鋼材又可細分為剪力釘剪切破壞 拔出破壞及剪力釘與鋼骨間之銲接破壞 相關文獻成果, 如下述所示 Globe (1968) 發現鋼板厚度影響剪力釘之強度 ; 當鋼板厚度較薄時, 破壞模式將由鋼板控制, 並於低載重下展現出較好的彈性行為 作者藉由實驗結果發現, 試體之 d s / tf = 2.7為產生剪力釘剪切破壞模式 (Stud shear failure) 及翼板因剪力釘拔出產生之破壞模式 (Flange pull out failure) 之分界 ; 依兩種破壞模式分別提 2 ' 出計算剪力釘強度之建議公式, 發生剪切破壞為 q = Cd f 及拔出破壞為 q 2 u p f s u u s c = C t d f 其中,C 為 882( 常數 ),d s 為剪力釘直徑 (in.) f ' c為混凝土圓柱試 體抗壓強度 (psi) C p 為 4.7 (1/in),t f 為鋼板厚度 (in.),f u 為鋼板之極限強度 (ksi) Nguyen 與 Kim (2009) 以有限元素分析軟體 (ABAQUS) 模擬剪力釘於 push-out 試驗之行為, 以比對現行規範 ; 分析模型分別設定鋼與混凝土接觸介面為有及無摩擦之影響, 藉此瞭解剪力破壞和拔出破壞將不會同時出現, 且探討其中之差 14

31 第二章規範與文獻回顧 異 由分析結果發現,LRFD 明顯地高估剪力釘強度約 27%; 以 EC4 規範預估直徑 22 及 25 mm 之剪力釘強度與分析接近, 但對於直徑 27 mm 則些微高估, 另外直徑 30 mm 剪力釘配置於高強度混凝土 (50~60Mpa) 中之強度值高出約 8.7% Ollgaard 等人 (1971) 由研究成果提出用以計算埋置於常重混凝土和輕質混凝土中的剪力釘之強度計算公式 經由試驗結果發現, 剪力釘的破壞模式分為兩種 : 一為其與鋼板銲接處之剪切破壞 ; 另一為包覆剪力釘周圍之混凝土的破壞, 且此兩種破壞模式之剪力釘強度接近 比較剪力釘配置於輕質混凝土和常重混凝土之試驗結果發現, 混凝土之性質對剪力釘行為有很大的影響, 如剪力釘變形狀態 剪力釘於輕質混凝土中之強度較於常重混凝土減少 15 至 20%, 並發現剪力釘強度和斷面大小成比例關係 最後,Ollgaard 等人參考 Viest(1956) 所提供之剪力釘計算公式發現有不保守的情形, 因此經由分析實驗數據及與各參數的關係, ' 提出剪力釘之強度為 Qu = 0.5As fcec 其中,A s 為剪力釘斷面積 (in. 2 ), f ' 為混 c 凝土抗壓強度 (ksi),e c 為混凝土彈性模數 (ksi) Pallares 及 Hajjar (2010) 彙整相關文獻共 391 個試體之結果, 並與規範所建議之剪力釘強度計算公式進行探討與比較, 其規範如 AISC (2005) EC 4 (2004) ACI Appendix D 和 PCI 6 th edition (PCI, 2004) 彙整文獻之試驗成果顯示, 試體主要破壞模式分別為剪力釘破壞 剪力釘與鋼板銲接處破壞及剪力釘周圍包覆之混凝土破壞 ; 探討剪力釘長度與直徑比值之影響, 如比值大於 4 較易發生剪力釘或銲接處破壞, 反之為混凝土破壞 ; 依規範建議公式計算發現,AISC 規範計算結果較 EC 4 ACI 318 及 PCI 規範不保守, 進而針對各規範提出建議之修正公式 Wang (2012) 利用有限元素分析軟體 (ABAQUS) 模擬試體於常溫及高溫下之 push-out 試驗, 探討剪力釘與混凝土所造成之影響 試體受高溫產生熱膨脹位移再轉變為壓縮位移, 而常溫試驗無此行為, 進而探討鋼與混凝土材料熱膨脹係數差異及混凝土體積對熱膨脹位移之影響 ; 兩材料熱膨脹係數相同, 則熱膨脹位移較係數不同時大 ; 試體之混凝土體積較大, 熱膨脹位移也相對較大 另外, 試體於高溫下, 剪力釘之溫度相較周圍包覆混凝土溫度高, 使剪力釘強度下降而產生彎折變形 ; 剪力釘變形過大, 試體破壞模式為剪力釘剪切破壞, 反之為混凝土碎 15

32 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 裂和劈裂破壞 Xue 等人 (2008) 以 30 個試體進行 push-out 試驗, 藉由試體載重滑移曲線探討不同剪力釘直徑 長度 剪力釘銲接方法及混凝土強度等對試體承載能力之影響 研究成果發現, 提高剪力釘直徑 長度與混凝土強度, 則剪力釘之支撐能力增加 試體破壞模式分為混凝土劈裂破壞 剪力釘根部破壞及銲接處破壞 第五節 混凝土含水率影響 混凝土由水 水泥 骨材及其它摻料或膠結材所組成, 會因溫度影響使其於高溫中產生開裂或爆裂現象, 導致結構承載能力下降 ; 造成混凝土開裂或爆裂現象主要原因為熱應力或孔隙壓力大於混凝土張力強度, 而試體內部產生熱應力及孔隙壓力之因素為試體加溫速率和時間 混凝土形狀和尺寸 混凝土配比和含水率及加載等 雖然混凝土內部含水將隨齡期增加而逐漸減少, 但鋼管混凝土因鋼骨包覆延緩內部混凝土水份消散, 使混凝土於高溫中將可能會發生爆裂現象 ; 混凝土內部含水之影響, 如 Debicki 等人 (2012) Khoury 與 Anderberg (2000) 及李榮濤 (2012) 等研究文獻所述 Debicki 等人 (2012) 研究有 無添加聚合纖維之高性能混凝土於高溫下, 以試體溫度 尺寸 重量損失及壓力, 探討混凝土於高溫發生爆裂現象 研究成果顯示, 混凝土因高溫發生爆裂現象乃因熱 - 力學效應及熱 - 含水效應 ; 前者為溫度梯度造成試體變形而產生熱應力, 後者為水份遷移使試體飽和區之孔隙水壓力增加 另外, 試體尺寸 加溫速率及混凝土有 無添加聚合纖維皆會影響混凝土發生爆裂的機率 Khoury 與 Anderberg (2000) 為蒐集和彙整各國對於高溫下混凝土之研究, 並探討影響混凝土發生開裂或爆裂現象之原因 混凝土於高溫下產生開裂之形式分為骨材開裂 角隅開裂 表面開裂及爆裂, 其發生於加溫 7 至 90 分鐘之間 ; 然而, 影響混凝土發生爆裂現象之原因為加溫速率 試體尺寸 含水率及混凝土配比等因素 對於混凝土內部含水常以重量百分比或相對溼度百分比呈現 ; 由許多文獻研究成果發現, 混凝土內部含水率小於 3% 則較不易發生爆裂現象, 但高強度混凝土因高緻密及低滲透能力, 即使含水率低於 3% 也可能發生爆裂現象 16

33 第二章規範與文獻回顧 張焱與徐志勝 (2010) 以耐火性能及結構變形, 論述含溼量對混凝土結構於高溫下之影響 混凝土於加溫過程中, 高溫傳遞至試體內部, 使試體斷面溫度呈梯度分佈 試體內部自由水受溫度影響, 水汽產生遷移現象, 使試體斷面濕度也呈梯度分佈 ; 濕度差會產生蒸氣壓力, 若蒸氣壓力聚集於試體某處, 則容易引起混凝土產生爆裂現象 ( 蒸氣壓力大於混凝土拉力強度 ), 直接影響結構力學性能 ; 因此, 混凝土內部水汽產生遷移作用為受試體內部壓力 濕度及溫度梯度影響 另外, 以軟體分析考慮混凝土含濕量之作法為假設混凝土為乾燥, 或修正混凝土熱性質, 以補償混凝土內部含水率所造成之影響 李榮濤 (2012) 為彙整及探討各國混凝土結構於高溫下之爆裂之原因及形式, 並藉由影響混凝土發生爆裂之因素, 建立混凝土結構高溫爆裂評估方式 混凝土受高溫產生爆裂現象, 乃受試體孔隙壓力與熱應力影響, 而影響二者之因素為混凝土強度 含水率 骨材種類 水灰比及溫度等 ; 其中, 含水率為混凝土於高溫中產生爆裂行為之主要因素 作者認為一般強度混凝土含水率低於 3%, 則較不易發生混凝土爆裂現象 ; 另外, 混凝土含水率為 3% 類似於混凝土相對濕度為 75% 17

34 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 18

35 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 第ㄧ節 試驗規劃 本計畫藉由有無配置剪力釘及不同軸向載重之主要研究參數, 深入探討與比較填充式箱型鋼管混凝土柱於火害下之行為 實驗試體考量內政部建築研究所防火實驗中心之實驗設備及容量限制, 再根據我國 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 設計和製作 對於試體於火災高溫之升溫情況 試驗程序 破壞判定等, 依據 CNS 建築物構造部分耐火試驗法 之相關規定進行火害試驗 第二節 試體規劃與製作 壹 試體設計本研究規劃 4 支填充式箱型鋼管混凝土柱,2 支試體配置剪力釘, 另 2 支試體無配置剪力釘 ; 試體分別施加載重比為 0.3 及 0.6 倍之軸向載重, 如表 3-1 所示 柱試體之鋼材採 A572 Grade 50 規格之鋼種, 斷面尺寸為 mm, 乃 4 片厚 19 mm 長 3360 mm 鋼板以全滲透開槽銲接接合而成 ; 開槽型式為單斜槽, 開槽角度為 35 度, 根部間隙為 7 mm, 如圖 3-1 所示 考量火害試驗之規劃, 試體設置於加溫爐內並與加載設備連接 ; 為使軸向載重能均勻的傳遞等因素, 試體上下兩端以銲接接合端板及加勁板 另外, 考慮箱型鋼管灌注混凝土時之內部空氣排除 混凝土於養護或高溫中之水份蒸發等因素, 於試體 4 面柱板縱向預設數個直徑 20 mm 之透氣孔, 如圖 3-1 所示 考量實務設計時填充式箱型鋼管混凝土柱應用於中高層建築物, 內灌混凝土採高流動混凝土 試體剪力釘之配置將參考實務上剪力釘的配置為 19φ 76 mm LG@200 mm, 如圖 3-2 所示 19

36 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 表 3-1 實驗試體規劃 試體編號 試體尺寸 載重比 剪力釘 LR0.6-A mm 0.6 有 LR0.3-A mm 0.3 有 LR0.6-B mm 0.6 無 LR0.3-B mm 0.3 無 FB TYP unit:mm 400 箱型鋼斷面 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 20

37 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 φ20 灌漿透氣孔 熱電偶線孔位 ( 僅前及左視圖 ) φ20 透氣孔 x φ20 透氣孔 x6 φ20 灌漿透氣孔 unit:mm 箱型鋼柱左 右視圖 箱型鋼柱前 後視圖 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ( 續 ) 21

38 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 100 A A TYP. TYP. TYP 上部加勁板設計圖 上部加勁板設計 A-A 斷面圖 B B TYP. TYP. TYP 下部加勁板設計圖 下部加勁板設計 B-B 斷面圖 unit:mm 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ( 續 ) 22

39 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 上部端板尺寸圖 ~ φ150 灌漿孔 245 φ33 螺栓孔 @300= @300=900 φ33 螺栓孔 600 下部端板尺寸圖 90 ~ unit: mm 圖 3-1 箱型鋼管混凝土柱設計圖 ( 續 ) TYP @200= φ 76 LG@200 mm unit: mm 圖 3-2 試體剪力釘配置 23

40 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 貳 試體製作試體製作程序如下 : 1. 依設計圖裁切鋼板 鑽孔及開槽 2. 柱板及兩端端板以銲接接合固定成 U 字型 3. 安裝熱電偶至預定量測位置 4. 柱體組裝銲接施工 5. 混凝土灌漿作業 6. 混凝土養護 7. 安裝柱面熱電偶測點試體於鋼鐵廠依設計圖樣進行製作 當柱板組立成 U 字型並與兩端端板接合, 即進行安裝試體內部熱電偶測點 ; 試體測點位置將於本章節之溫度測點設置詳述 試體內部溫度測點之熱電偶線分別經由試體頂 底部柱板預留孔延伸出試體外, 確定測點訊號正常, 進行組裝銲接試體柱板和其它肢材 ; 箱型鋼柱板採全滲透銲接, 並以超音波檢測確保銲道無缺陷後, 再進行混凝土灌漿作業 試體 LR0.6 及 LR0.3 系列之內灌混凝土採高流動性混凝土, 其 28 天標準混凝土圓柱試體之平均抗壓強度為 465 kgf/cm 2 ; 混凝土配比, 如表 3-2 所示 試體之柱板鋼骨採 A572 Grade 50 等級, 其平均降伏強度為 4.25 tf/cm 2, 平均抗拉強度為 5.51 tf/cm 2 表 3-3 及 3-4 比較 SN490B SN490C 及 A572 Grade 50 鋼材之材料組成與機械性質, 試體採用 A572 Grade 50 鋼材材料組成與機械性質符合 SN490B 與 SN490C 之規定 24

41 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 表 3-2 試體之內灌混凝土配比 每 1 m 3 混凝土配比用量 (kg) 水泥 爐石 飛灰 水 附加劑 粗砂 細砂 3/4" 石 3/8" 石 總重 2357 備註 : 1. 設計強度為 350 kgf/cm 2 2. 設計坍度為 25 cm 3. 設計空氣含量為 2.0% 4. 骨材最大粒徑為 19 mm 5. 水膠比為 表 3-3 A572 Gr. 50 SN 490B 與 SN 490C 之材料組成 種類 厚度 (mm) 碳 (C) 矽 (Si) 化學成份 (%) 錳 (Mn) 磷 (P) 硫 (S) A572 Grade 50 a A572 Grade 50 b SN 490B b SN 490C b 備註 : a 為本研究之鋼材 b 為參考鋼結構設計手冊 ( 資料來源 : 本研究彙整 ) t 40 16<t 40 16<t 以下 0.18 以下 0.18 以下 0.40 以下 0.55 以下 0.55 以下 1.35 以下 1.60 以下 1.60 以下 0.04 以下 0.03 以下 0.02 以下 以下 以下 以下 25

42 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 表 3-4 A572 Gr. 50 SN 490B 與 SN 490C 之機械性質 種類 降伏強度 (tf/cm 2 ) 抗拉強度 (tf/cm 2 ) 降伏比 (F y /F u ) A572 Grade 50 a A572 Grade 50 b SN 490B b 3.3~4.5 5~ SN 490C b 3.3~4.5 5~ 備註 : a 為本研究鋼材拉伸試驗結果 b 為參考鋼結構極限設計法規範與解說 ( 資料來源 : 本研究彙整 ) 參 溫度測點設置根據我國建築物構造部分耐火試驗法規定, 柱構造試體須設置熱電偶量測溫度, 熱電偶將採用 0.75 級性能以上及直徑 0.65 mm 之 K 型熱電偶, 且所設置之熱電偶有效數量須為實做數量之 3/4 以上 本研究柱試體熱電偶設置將參照 CNS 規定, 分別位於試體受熱段之 4 個斷面高度設置熱電偶測點, 且試體內部設置熱電偶測點須有 16 個以上 ; 試體受熱段依實驗設備及試體規劃計算為 3100 mm, 兩端不受火段長度為 130 mm 本研究熱電偶分別設置於試體之鋼骨 剪力釘及混凝土部分, 依設置之斷面可區分為斷面無剪力釘及斷面有剪力釘 對於斷面無剪力釘, 熱電偶分別於鋼骨及混凝土不同位置處設置 7 個測點, 共 14 個測點 ; 而斷面有剪力釘之鋼骨及混凝土測點與斷面無剪力釘相同, 並於剪力釘處設置 6 個熱電偶測點, 共 20 個測點, 如圖 3-3 所示 本研究試體 LR0.6-A 及 LR0.3-A 之 4 個斷面高度為 2 個斷面無剪力釘 (A-A 及 D-D 斷面 ), 另 2 個斷面有剪力釘 (B-B 及 C-C 斷面 ), 如圖 3-3 所示 ; 試體 LR0.6-B 及 LR0.3-B 之 4 個斷面高度皆為斷面無剪力釘 ; 其主要乃為瞭解有無剪力釘對柱試體斷面溫度分佈情形 實際試體內部熱電偶安裝樣式, 如圖 3-4 所示 26

43 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 (a) 斷面無剪力釘 S S7 C1 C2 C3 S1 S2 C4 C5 C6 C7 S4 S5 S3 A A (b) 斷面有剪力釘 H6 S7 H5 H4 H1 H2 H C1 C2 C3 C4 C5 S4 S5 C6 C 混凝土測點 ; 鋼骨測點 ; 剪力釘測點 S S1 S2 S B C D B C D ( 受熱段 ) unit: mm 圖 3-3 箱型鋼管混凝土柱斷面之熱電偶測點分佈 27

44 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) 有配置剪力釘試體 (b) 無配置剪力釘試體 圖 3-4 試體內部熱電偶之安裝 第三節 實驗設備與設置 壹 實驗設備本研究試體於內政部建築研究所防火實驗中心之複合耐火爐進行火害試驗 ; 複合耐火爐之加載設備具 2000 噸加載能力, 其行程為 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 ; 加溫爐對柱試體限制為最大斷面尺寸 1 m 1 m 長度介於 4~5 m 之間及端板尺寸 1 m 1 m 複合耐火爐之加溫設備可以數位控制方式, 藉由加溫爐之噴火孔提升加溫爐內溫度, 以模擬 CNS 標準升溫曲線之升溫速率及溫度 ; 噴火孔位於加溫爐之東 西兩側, 噴火孔間距約為 1300 mm, 以雙向對流形式使爐內溫度能均勻分佈, 如圖 3-5 所示 28

45 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 圖 3-5 複合耐火爐 ( 資料來源 : 內政部建築研究所防火實驗中心 ) 貳 實驗設置試體進行火害試驗前, 須先於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, 藉由螺栓與柱礅和支撐短柱連接固定, 並以防火棉包覆加溫爐內之試體預定不受火段處及熱電偶線 ; 熱電偶線與資料擷取器連接 最後蓋上加溫爐頂端爐蓋板, 及架設量測試體受火段之位移計 ; 量測試體軸向變形位移計 (50 mm Dial Gauge) 架設於加溫爐底部東 西側 試驗設置, 如圖 3-6 所示 29

46 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 試體 3100 受熱段 束制墊塊支撐短柱防火棉 柱礅 位移計 unit: mm 圖 3-6 實驗試體設置示意圖 第四節 實驗步驟 根據 CNS 規定, 試驗步驟如下所示 : 1. 試驗開始前試驗開始前分兩部分規定, ㄧ為溫度要求, 其室內溫度須在 10~40 C 範圍內, 爐內溫度須小於 50 C, 且熱電偶之初始值須持續記錄並檢查一致性 ; 另ㄧ為試體加載, 加載載重須於試驗開始前 15 分鐘加載至試體, 保持加載不變直至試體變形不再增加, 並記錄軸向變形量 30

47 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗 2. 試驗過程 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, 並依標準加熱溫度 - 時間曲線進行加熱試驗, 其加熱函數為 T=345log 10 (8t+1)+20, 如圖 2-1 所示 加熱試驗過程中須維持固定載重, 試體加 載之載重依據 鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說 計算, 並考量試驗之容量 3. 量測與觀察 試體在整個試驗中之溫度和變形須加以記錄 ; 對於所有固定之熱電偶在試驗 期間應每隔不超過 1 分鐘即量測ㄧ次 ; 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 試驗 結束後, 須觀察試體之變形模式並詳實記錄之 4. 試驗終止 根據規定, 試驗終止條件包括 :(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):c = h /100 ; 最大軸 向壓縮速率 (mm/min): dc / dt = 3h /1000, 其中 h 為試體初始高度 31

48 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 32

49 33 第三章填充式箱型鋼管混凝土柱火害實驗

50 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第四章實驗結果與討論 根據前章節所述, 當試體設置於加溫爐內並確定量測儀器訊號正常, 則分別進行 4 支試體耐火性能試驗 ; 實驗試體分別為 LR0.6-A LR0.6-B LR0.3-A 及 LR0.3-B, 編號 LR0.6 及 LR0.3 分別為施加 0.6 倍試體強度之軸向載重及 0.3 倍軸向載重, 編號 A 與 B 分別為試體有配置剪力釘及無配置剪力釘 試體進行耐火試驗步驟 :(1) 加載階段, 施加軸向載重, 保持加載不變直至試體變形不再增加, 持壓約 30 分鐘 (2) 定載加溫階段, 試體所加載定額軸向載重乃依試體強度決定, 而加溫爐內溫度及升溫速率為參考標準升溫曲線進行加溫 第一節 實驗結果 試體於試驗時測得之混凝土強度為 515 kfg/cm 2, 依國內鋼骨鋼筋混凝土規 範計算試體強度, 其標稱強度約為 1642 tf; 因此試體 LR0.6 系列於試驗時施加 軸向載重約為 985 tf,lr0.3 系列施加約為 tf 壹 試體 LR0.6-A 試驗時, 實驗室室溫約為 30.4 C; 配置剪力釘試體 LR0.6-A 施加 985 噸軸向載重, 持壓約 30 分鐘後, 即進行定載加溫試驗 加溫爐內平均升溫曲線, 如圖 4-1 所示 ; 柱試體於定載加溫階段之軸向變形與時間關係, 如圖 4-2 所示 ; 試體各斷面之鋼骨測點溫度與時間關係, 如圖 4-3 所示 ; 混凝土測點溫度與時間關係, 如圖 4-4 所示 ; 剪力釘測點溫度與時間關係, 如圖 4-5 所示 爐內高溫使試體發生軸向伸長變形行為 ; 當試驗進行 12 分鐘時, 爐內溫度約為 708 C, 試體到達第ㄧ次最大熱膨脹伸長為 2.49 mm; 此時試體外側鋼骨平均溫度為 206 C, 內側鋼骨與混凝土交界處之鋼骨平均溫度為 133 C, 距試體表面 57 mm 及 95 mm 之剪力釘平均溫度分別為 92 C 和 62 C, 距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之混凝土平均溫度皆低於 40 C 第ㄧ次最大伸長變形後, 試體即轉變為壓縮變形至加溫 16 分鐘後, 再轉變為伸長變形 ; 加溫 16 分鐘, 試體仍處於膨脹階段, 伸長變形下降至 1.82 mm 34

51 第四章實驗結果與討論 當加溫 21 分鐘, 試體再度達第二次最大伸長變形 (2.01 mm), 此時爐內溫度為 787 C, 外側鋼骨平均溫度為 358 C, 內側鋼骨平均溫度為 254 C, 距試體表面 57 mm 及 95 mm 之剪力釘平均溫度分別為 150 C 和 102 C, 距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之混凝土平均溫度皆低於 80 C; 試驗進行至 21 分鐘後, 試體呈現壓縮變形直至試體破壞, 且試體於試驗期間無發現加溫爐內發出異聲 根據 CNS 規定, 試驗進行約 31 分鐘, 試體 LR0.6-A 達性能基準上限之規定, 中止試驗, 最大軸向壓縮速率大於 mm/min, 如圖 4-2 所示 此時, 爐內溫度為 842 C, 外側鋼骨平均溫度為 498 C, 內側鋼骨與混凝土交界平均溫度為 409 C, 距試體表面 57 mm 及 95 mm 之剪力釘平均溫度分別為 202 C 和 122 C, 距試體表面 79 mm 之混凝土平均溫度為 105 C, 而距試體表面 139 mm 及試體斷面中心之混凝土平均溫度皆低於 50 C 試驗結束待加溫爐內溫度下降至室溫, 以進行試體觀察與記錄, 如圖 4-6 及圖 4-7 所示 試體 LR0.6-A 各面柱板不同高度位置皆產生局部挫屈變形, 挫屈處呈面外凸起 ; 各處凸起量介於 4 至 23.5 mm, 最大凸起 23.5 mm 位於試體東面柱板距底端 2550 mm 處, 而最小凸起為西面柱板距底端 384 mm 處 ; 詳細試體局部挫屈位置, 如表 4-1 所示 另外, 試體柱板與柱板間之全滲透銲接皆無銲道開裂現象, 且柱板部分透氣孔有水漬痕跡 35

52 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 Furnace Average Temperature CNS Standard Fire Curve Time (min) 圖 4-1 試體 LR0.6-A 爐內升溫曲線 36

53 第四章實驗結果與討論 LR0.6-A Time (min) 圖 4-2 試體 LR0.6-A 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係 37

54 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) D-D 斷面之鋼骨溫度 Section A S4 S6 S Section D Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之鋼骨溫度 (d) C-C 斷面之鋼骨溫度 Section B S4 S6 S Section C Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-3 試體 LR0.6-A 之鋼骨測點溫度與時間關係 38

55 第四章實驗結果與討論 (a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) D-D 斷面之混凝土溫度 120 Section A 120 Section D Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之混凝土溫度 (d) C-C 斷面之混凝土溫度 120 Section B 120 Section C Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-4 試體 LR0.6-A 之混凝土測點溫度與時間關係 39

56 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) B-B 斷面之剪力釘溫度 (b) C-C 斷面之剪力釘溫度 Temperature ( o C) Section B H6 H5 H4 H1 H2 H3 H1 H2 H3 H4 H5 H6 Temperature ( o C) Section C Time (min) Time (min) 圖 4-5 試體 LR0.6-A 之剪力釘測點溫度與時間關係 圖 4-6 試體 LR0.6-A 耐火試驗後之外觀 40

57 第四章實驗結果與討論 (a) 東和北面 (b) 西和南面 圖 4-7 試體 LR0.6-A 局部挫屈 表 4-1 試體 LR0.6-A 柱板局部挫屈位置 局部挫屈位置 ( 距試體底端端板 ) 東面凸起量 (mm) 西面凸起量 (mm) 南面凸起量 (mm) 北面凸起量 (mm) 備註 : 火害後, 試體平均長度為 3302 mm( 原長為 3360 mm) 41

58 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 貳 試體 LR0.6-B 試體 LR0.6-B 進行試驗時, 實驗室室溫約為 31.4 C, 其與試體 LR0.6-A 加載相同軸向載重並持壓約 30 分鐘後, 進行定載加溫試驗 加溫爐內平均升溫曲線, 如圖 4-8 所示 ; 試體於試驗期間之軸向變形與時間關係, 如圖 4-9 所示 ; 試體各斷面之鋼骨及混凝土測點溫度與時間關係, 如圖 4-10 及圖 4-11 所示 試驗初期, 試體軸向變形為膨脹伸長狀態, 並於加溫 11 分鐘到達第ㄧ次最大伸長量 2.46 mm, 其略小於試體 LR0.6-A 在溫度方面, 爐內溫度為 682 C, 外側鋼骨平均溫度為 211 C, 內側鋼骨平均溫度為 141 C; 混凝土為距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之平均溫度仍為室溫 加溫 11 至 14 分鐘, 試體軸向變形為壓縮狀態, 由原本軸向伸長 2.46 mm 下降至伸長剩 1.65 mm, 其壓縮量約為 0.81 mm; 隨後試體轉變為伸長變形, 至加溫 18 分鐘到達最大 當試體加溫 18 分鐘時, 試體達第二次最大軸向伸長變形 1.79 mm, 隨後伸長變形轉變為壓縮變形, 直至試體破壞 ; 在加溫 18 分鐘時之爐內溫度為 771 C, 外側鋼骨平均溫度為 382 C, 內側鋼骨平均溫度為 274 C; 混凝土為距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之平均溫度皆低於 45 C 試體 LR0.6-B 於試驗期間無發現任何異樣聲音, 並於試驗進行 26 分鐘後到達 CNS 規定之性能基準, 最大軸向壓縮速率大於 mm/min, 中止試驗, 如圖 4-9 所示 試體 LR0.6-B 於試驗結束, 待冷卻後觀察試體發現, 試體各面柱板多處產生局部挫屈, 其與試體 LR0.6-A 相同皆為面外凸起變形, 但局部挫屈變形皆產生於柱板透氣孔處, 且柱板凸起量介於 9 至 37.5 mm; 試體各面柱板局部挫屈變形及位置, 如圖 4-12 圖 4-13 及表 4-2 所示 試體鋼骨銲接處皆無發生銲道開裂現象, 且各面柱板透氣孔略呈橢圓形 42

59 第四章實驗結果與討論 Furnace Average Temperature CNS Standard Fire Curve Time (min) 圖 4-8 試體 LR0.6-B 爐內升溫曲線 4 Axial deformation (mm) LR0.6-B Time (min) 圖 4-9 試體 LR0.6-B 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係 43

60 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) D-D 斷面之鋼骨溫度 Section A S4 S6 S Section D Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之鋼骨溫度 (d) C-C 斷面之鋼骨溫度 Bsection S4 S6 S Section C Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-10 試體 LR0.6-B 之鋼骨測點溫度與時間關係 44

61 第四章實驗結果與討論 (a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) D-D 斷面之混凝土溫度 120 Section A 120 Section D Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之混凝土溫度 (d) C-C 斷面之混凝土溫度 120 Section B 120 Section C Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-11 試體 LR0.6-B 之混凝土測點溫度與時間關係 45

62 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 圖 4-12 試體 LR0.6-B 耐火試驗後之外觀 (a) 東和北面 (b) 西和南面 圖 4-13 試體 LR0.6-B 局部挫屈 46

63 第四章實驗結果與討論 表 4-2 試體 LR0.6-B 柱板局部挫屈位置 局部挫屈位置 ( 距試體底端端板 ) 東面凸起量 (mm) 西面凸起量 (mm) 南面凸起量 (mm) 北面凸起量 (mm) 備註 : 火害後, 試體平均長度為 3291 mm( 原長為 3360 mm) 參 試體 LR0.3-A 試體 LR0.3-A 進行定載加溫試驗前, 試體先施加軸向載重至 噸, 持壓約 30 分鐘後進行試驗, 其室內平均溫度為 32.4 C 加溫爐藉由東和西面各 9 個噴火孔, 以對流形式使爐內溫度及升溫速率趨近於 CNS 規定之標準升溫曲線, 如圖 4-14 所示 試驗期間, 試體因軸向載重及溫度使試體產生軸向變形, 其軸向變形與時間關係, 如圖 4-15 所示 此外, 試體軸向變形也會受試體本身溫度影響, 因此試體各斷面之鋼骨 剪力釘及內灌混凝土溫度, 如圖 4-16 至圖 4-18 所示 試體共進行 46 分鐘定載加溫試驗 ; 試驗開始至加溫 28 分鐘, 試體變形反應為膨脹狀態之伸長變形, 並於加溫 28 分鐘時達最大, 其軸向伸長變形為 mm; 隨後試體軸向變形轉變為壓縮變形直至加溫 45 分鐘後, 試體達 CNS 規定之判定破壞基準, 最大軸向壓縮速率大於 mm/min, 中止試驗, 如圖 4-15 所示 ; 除此之外, 試驗開始至結束皆無發現試體內灌混凝土因高溫爆裂產生之聲音 當試驗進行 28 分鐘時, 爐內溫度為 833 C, 外側鋼骨平均溫度為 477 C, 內側鋼骨與混凝土交界處之鋼骨平均溫度為 361 C; 剪力釘分別為距試體表面 57 mm 及 95 mm 處之平均溫度為 185 C 和 114 C; 混凝土為距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之混凝土平均溫度皆低於 85 C; 另外, 有配置剪力釘斷面 (B-B 和 C-C 斷面 ) 之混凝土溫度略高於無配置剪力釘斷面 (A-A 與 D-D 斷面 ) 47

64 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 由試體 LR0.3-A 試驗後之觀察發現, 試體各面柱板不同高度位置與前述試體相同產生局部挫屈變形, 但挫屈位置與試體 LR0.6-A 相同發生於配置剪力釘間之柱板 ; 試體於透氣孔發現有水漬痕跡, 且各面柱板表面皆有剝離現象產生 ; 詳細試體變形形狀及位置, 如圖 4-19 圖 4-20 及表 4-3 所示 另外, 切除面外凸起變形較大處之柱板發現, 試體內灌混凝土碎裂, 但剪力釘無明顯變形, 如圖 4-21 所示 Furnace Average Temperature CNS Standard Fire Curve Time (min) 圖 4-14 試體 LR0.3-A 爐內升溫曲線 48

65 第四章實驗結果與討論 LR0.3-A Time (min) 圖 4-15 試體 LR0.3-A 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係 49

66 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) D-D 斷面之鋼骨溫度 Section A S4 S6 S Section D Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之鋼骨溫度 (d) C-C 斷面之鋼骨溫度 Section B S4 S6 S Section C Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-16 試體 LR0.3-A 之鋼骨測點溫度與時間關係 50

67 第四章實驗結果與討論 (a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) D-D 斷面之混凝土溫度 120 Section A 120 Section D Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之混凝土溫度 (d) C-C 斷面之混凝土溫度 120 Section B 120 Section C Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-17 試體 LR0.3-A 之混凝土測點溫度與時間關係 51

68 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) B-B 斷面之剪力釘溫度 (b) C-C 斷面之剪力釘溫度 Temperature ( o C) Section B H6 H5 H4 H1 H2 H3 H1 H2 H3 H4 H5 H6 Temperature ( o C) Section C Time (min) Time (min) 圖 4-18 試體 LR0.3-A 之剪力釘測點溫度與時間關係 圖 4-19 試體 LR0.3-A 耐火試驗後之外觀 52

69 第四章實驗結果與討論 (a) 東和北面 (b) 西和南面 圖 4-20 試體 LR0.3-A 局部挫屈 表 4-3 試體 LR0.3-A 柱板局部挫屈位置 局部挫屈位置 ( 距試體底端端板 ) 東面凸起量 (mm) 西面凸起量 (mm) 南面凸起量 (mm) 北面凸起量 (mm) 備註 : 火害後, 試體平均長度為 3279 mm( 原長為 3360 mm) 53

70 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) 西和北面 (b) 切除西面鋼板 (c) 觀察剪力釘 圖 4-21 試體 LR0.3-A 內部破壞情況 肆 試體 LR0.3-B 無配置剪力釘試體 LR0.3-B 於定載加溫試驗前, 施加與試體 LR0.3-A 相同之軸向載重, 並持壓約 30 分鐘後進行試驗, 其試驗前之室內溫度約為 32.1 C; 加溫爐內平均升溫曲線, 如圖 4-22 所示 ; 試體於試驗期間之軸向變形與時間關係, 如圖 4-23 所示 ; 試體各斷面之鋼骨及混凝土測點溫度與時間關係, 如圖 4-24 和圖 4-25 所示 試驗開始爐內溫度隨之增加, 試體因爐內升溫產生軸向伸長變形, 至加溫 24 分鐘達最大伸長變形為 mm, 此時爐內平均溫度為 831 C, 外側鋼骨平均溫度為 480 C, 內側鋼骨平均溫度為 330 C; 混凝土為距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之平均溫度皆低於 86 C 試驗進行約 25 分, 試體軸向變形轉變為壓縮變形至加溫 44 分鐘停止試驗, 而試體於試驗 42 分鐘後達 CNS 規定之最大軸向壓縮速率大於 mm/min, 判定試體破壞, 中止試驗, 如圖 4-23 所示 ; 另外, 本試體於試驗 28 至 32 分鐘期間, 加溫爐處發出砰砰聲響 ; 有異聲期間之試體外側鋼骨平均溫度為 550 C, 內側鋼骨平均溫度為 409 C; 混凝土為距試體表面 79 mm 139 mm 及試體斷面中心之平均溫度皆低於 90 C, 但距 54

71 第四章實驗結果與討論 試體表面 19 mm 至 79 mm 間之混凝土溫度可能已高於 100 C 試體 LR0.3-B 與前述試體相同皆於柱板多處發現局部挫屈變形, 且為面外凸起, 其與試體 LR0.6-B 相同之挫屈位置多發生於各面柱板透氣孔處 ; 試體鋼骨表面產生剝離現象, 此與試體 LR0.3-A 相同 ; 試體柱板發生局部挫屈位置, 如圖 4-26 圖 4-27 及表 4-4 所示 另外, 圖 4-28 顯示切除南面柱板凸起變形較大處發現, 試體內灌混凝土與鋼板分離且碎裂 Furnace Average Temperature CNS Standard Fire Curve Time (min) 圖 4-22 試體 LR0.3-B 爐內升溫曲線 LR0.3-B Time (min) 圖 4-23 試體 LR0.3-B 定載加溫階段之軸向變形 - 時間關係 55

72 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) A-A 斷面之鋼骨溫度 (b) D-D 斷面之鋼骨溫度 Section A S4 S6 S Section D Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之鋼骨溫度 (d) C-C 斷面之鋼骨溫度 Section B S4 S6 S Section C Temperature ( o C) S7 S1 S2 S3 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) 圖 4-24 試體 LR0.3-B 之鋼骨測點溫度與時間關係 56

73 第四章實驗結果與討論 (a) A-A 斷面之混凝土溫度 (b) D-D 斷面之混凝土溫度 120 Section A 120 Section D Temperature ( o C) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Time (min) Time (min) (c) B-B 斷面之混凝土溫度 (d) C-C 斷面之混凝土溫度 Temperature ( o C) Section B C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 Temperature ( o C) Section C Time (min) Time (min) 圖 4-25 試體 LR0.3-B 之混凝土測點溫度與時間關係 57

74 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 圖 4-26 試體 LR0.3-B 耐火試驗後之外觀 (a) 東和北面 (b) 西和南面 圖 4-27 試體 LR0.3-B 局部挫屈 58

75 第四章實驗結果與討論 表 4-4 試體 LR0.3-B 柱板局部挫屈位置 局部挫屈位置 ( 距試體底端端板 ) 東面凸起量 西面凸起量 南面凸起量 北面凸起量 備註 : 火害後, 試體平均長度為 mm( 原長為 3360 mm) (a) 西和南面 (b) 切除南面鋼板 圖 4-28 試體 LR0.3B 內部破壞情況 總結本節實驗結果, 試體 LR0.6 系列於試驗 12 分鐘, 達最大軸向伸長變形, 其約為 2.5 mm, 而軸向應變約為 ; 試體表面鋼骨溫度約為 200 C, 而混凝土測點溫度仍低 40 C; 試驗進行 29 分鐘, 判定試體已無承載能力 試體 LR0.3 系列進行 27 分鐘, 軸向伸長約為 15.5 mm( 達最大伸長變形 ), 軸向應變約為 , 試體表面鋼骨約為 479 C, 而混凝土測點溫度仍低 90 C; 當試驗進行約 44 分鐘時, 達 CNS12514 規定之破壞標準 另外, 試體破壞模式皆為受火段處 59

76 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 之箱型鋼骨發生局部挫屈與內灌混凝土碎裂, 達性能指標時之混凝土測點溫度低 於 120 C 各試體之軸向變形 溫度 破壞模式及試驗後試體觀察, 如表 4-5 所 示 60

77 第四章實驗結果與討論 表 4-5 耐火試驗結果 試驗結果 LR0.6-A LR0.6-B LR0.3-A LR0.3-B 施加載重 (tf) 試驗時間 (min) 最大軸向伸長量 (mm) 達最大伸長對應之時間 (min) 最大伸長時試體表面鋼骨平均溫度 ( C) 最大伸長時距試體表面 57 mm 之剪力釘平均溫度 ( C) 最大伸長時距試體表面 95 mm 之剪力釘平均溫度 ( C) 最大伸長時距試體表面 79 mm 之混凝土平均溫度 ( C) 最大伸長時距試體表面 139 mm 之混凝土平均溫度 ( C) 最大伸長時試體中心處之混凝土平均溫度 ( C) 有效耐火時效 - 承載失敗 (min) 破壞模式 柱壓縮, 鋼板局部挫屈 柱壓縮, 鋼板局部挫屈 柱壓縮, 鋼板局部挫屈 柱壓縮, 鋼板局部挫屈 破壞時柱板最大突起量 (mm) 破壞時試體透氣孔有無水漬 有 無 有 無 破壞時試體表面鋼骨平均溫度 ( C) 破壞時距試體表面 57 mm 之剪力釘平均溫度 ( C) 破壞時距試體表面 95 mm 之剪力釘平均溫度 ( C) 破壞時距試體表面 79 mm 之混凝土平均溫度 ( C) 破壞時距試體表面 79 mm 之混凝土平均溫度 ( C) 破壞時試體中心處之混凝土平均溫度 ( C) 備註 : 第二節 載重比影響 試體於定載加溫試驗初期, 爐內升溫使試體皆產生軸向伸長變形, 試體 61

78 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 LR0.6 系列最大軸向伸長變形約為 3 mm, 試體 LR0.3 系列約為 16 mm; 試驗後期之試體鋼骨溫度超過 400 C, 軸向伸長變形將轉變為壓縮變形至試體破壞, 鋼骨強度約剩餘 0.7 倍常溫時之強度以下 然而, 試體於試驗期間所施加之定額軸向載重大小會影響軸向伸長變形量, 並更進一步影響柱構件之有效耐火時效, 如圖 4-29 所示 ; 其中, 圖 4-29 (a) 為有配置剪力釘試體於不同載重比下之軸向變形, 圖 4-29 (b) 為無配置剪力釘之試體 由圖 4-29 發現, 當試體承受 0.6 倍試體強度之軸向載重, 產生之伸長變形小於承受 0.3 倍之試體 ; 載重比為 0.6 之試體達最大伸長變形後, 試體膨脹力與軸向載重相互抵抗達 8 分鐘後才轉變為壓縮變形, 但 0.3 之試體達最大伸長變形, 試體隨即轉為壓縮變形 ; 載重比 0.6 之試體有效耐火時效約為 28 分鐘, 而載重比為 0.3 之試體約為 43 分鐘, 因此柱構件承受較小軸向載重會增加軸向伸長變形及耐火時效 (a) 試體有配置剪力釘 (b) 試體無配置剪力釘 LR0.6-A LR0.3-A Time (min) Axial deformation (mm) 圖 4-29 試體於不同載重比之軸向變形 - 時間關係 第三節 剪力釘影響 由第一節有 無配置剪力釘試體溫度測點得知, 剪力釘會些微提高周圍混凝 土溫度, 如混凝土測點 C3 C5 及 C7; 再由試體柱板局部挫屈變形得知, 有配 62

79 第四章實驗結果與討論 置剪力釘試體柱板局部挫屈之凸起量較小, 且挫屈發生於配置剪力釘間之柱板 另外, 有剪力釘試體之箱型鋼骨溫度較無剪力釘為低, 及柱板部分透氣孔有水漬殘留痕跡, 其可能原因為剪力釘增加鋼骨與混凝土間之結合能力, 使試體內部混凝土之水氣能經由柱板透氣孔排出, 造成鋼骨溫度相較無剪力釘試體低 ; 無配置剪力釘試體因箱型鋼板與內灌混凝土分離, 故混凝土水氣無法經透氣孔排出, 如圖 4-28 所示 總結而言, 剪力釘會影響試體膨脹變形行為 柱板局部挫屈變形及些微延長柱構件之有效耐火時效, 如圖 4-30 所示 (a) LR0.6 系列 (b) LR0.3 系列 Axial deformation (mm) LR0.6-A LR0.6-B Time (mm) Axial deformation (mm) LR0.3-A LR0.3-B Time (min) 圖 4-30 有無配置剪力釘試體之軸向變形 - 時間關係 第四節 耐火時效公式計算 對於耐火時效之預測, 國內建築物構造防火性能驗證手冊有鋼骨構造及鋼筋混凝土構造之耐火時效預估公式, 但仍缺少鋼骨鋼筋混凝土構造之預估公式 國外研究文獻已有提出預估無防火被覆填充式鋼管混凝土柱之耐火時效公式, 如 Park et al. (1997) 及 Kodur (2007), 其建議公式分別為公式 (4-1) 與 (4-2) 所示 採用公式 (4-1) 及 (4-2) 計算本研究試體並與試驗結果比較, 如表 4-6 所示 ; 計算結果發現, 兩系列試體依 Kodur 建議公式計算較不保守, 雖然 Park et al. (1997) 建議之 63

80 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 公式無法計算 LR0.6 系列試體 ( 負值, 施加之軸向力大於混凝土提供之力量 ), 但 其與 LR0.3 系列接近 3 Dc N 10 t = ( ) ln( ) 10 f A ck C (4-1) ' fc + 20 D R = f ( ) D KL 1000 C (4-2) 其中,t 和 R 為耐火時效 (min),d c 與 D 為試體斷面之內灌混凝土寬度 (mm), N 及 C 為軸向載重 (kn),f ck 及 f 為混凝土 28 天抗壓強度 (MPa),A c 為內灌混凝 ' c 土斷面積 (mm 2 ),L 為未支撐柱長,K 為有效長度系數,f 為矽質和碳酸質混凝土 係數 (0.06 與 0.07) 表 4-6 預估箱型鋼管混凝土柱耐火時效 耐火時效 試驗結果 Chapra (1997) Kodur (2007) LR0.6 系列 LR0.3 系列

81 65 第四章實驗結果與討論

82 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 第一節 分析方法及步驟 本試驗分析方法為利用有限元素軟體 ABAQUS, 模擬試體 LR0.6 系列及 LR0.3 系列於火害下之行為, 並取得實驗儀器設備受限高溫無法量測之資料 材料性質會影響試體於高溫下之行為, 因此採用有限元素分析軟體分析時, 須先瞭解試體之鋼材與混凝土材料性質 ; 材料性質分為力學性質 (Mechanical property): 材料於常溫與受溫度影響下有效降伏強度 彈性模數 極限拉力強度與抗壓強度等折減參數, 及熱性質 (Thermal property): 材料於不同溫度下之比熱 (Specific heat) 熱傳導性(Thermal conductivity) 與熱膨脹性 (Thermal expansion) 等參數 有限元素分析軟體之分析步驟為熱傳分析 非線性應力分析及接續性耦合分析 第二節 材料之性質 壹 受溫度影響之應力及應變關係 1. 鋼骨材料 依據 Eurocode 4 之內容規定, 鋼材受熱於 2 至 50 K/min 之加溫速率, 會產 生應力與應變關係 如表 5-1 和圖 5-1 所示 對於鋼材溫度小於 400 C, 且應變 已進入降伏應變與極限降伏應變 ( ε au, θ ) 之間時, 將考慮應變硬化之影響, 而應變 硬化區域介於應變為 0.02 到 0.04 之間, 如圖 5-2, 且相關對應圖 5-2 的參數如公 式 (5-1) 至 (5-7) 所示 其中, θ a 為鋼材溫度 ( C), f ay 為常溫下之鋼材降伏強度, f ay, θ 為受溫度影響下之有效降伏強度, f au, θ 為受溫度影響下之鋼材極限張力強度, ε a, θ 為受溫度影響下之鋼材應變, σ a, θ 為受溫度影響下之鋼材應力 張力強度 當 a θ 300 C; fau,θ = 1.25fay (5-1) 當 300 < 400 C; fau,θ = f ay,θ( θ a ) (5-2) θa 當 θ 400 C; fau, θ = fay, θ (5-3) 66

83 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 應力 當 2% < ε a,θ <4%; σ a,θ = [(fau,θ f ay,θ ) / 0.02]ε a,θ fau,θ + 2fay,θ (5-4) 當 4% ε a,θ 15%; σa,θ = fau,θ (5-5) 當 15% < ε a,θ <20%; σ a,θ = [1 ((εa,θ 0.15) / 0.05)]f au,θ (5-6) 當 εa,θ 20%; σa,θ = 0 (5-7) 其中, θ a 為鋼材溫度 ( C), f ay 下之有效降伏強度, f au, θ 響下之鋼材應變, σ a, θ 為常溫下之鋼材降伏強度, f ay, θ 為受溫度影響下之鋼材極限張力強度, ε a, θ 為受溫度影響下之鋼材應力 為受溫度影響 為受溫度影 表 5-1 Eurocode 4 高溫下鋼材應力應變關係 應變範圍 應力 切線模數 Ⅰ ε εap,θ Ea,θε a,θ E a,θ Ⅱ ε ap,θ ε ε b(ε 2 2 ay,θ ε a,θ) ap,θ (fap,θ c) + a (εay,θ ε a,θ) a a a (εay,θ ε a,θ) Ⅲ ε ay,θ ε ε au,θ ay,θ f 0 Ⅳ ε= εae,θ 0 2 備註 : a = (ε ε )(ε ε + c/e ) ay,θ ap,θ ay,θ ap,θ a,θ b = E (ε ε )c + c 2 2 a,θ ay,θ ap,θ 2 (fay,θ f ap,θ) c = E (ε ε ) 2(f f ) a,θ ay,θ ap,θ ay,θ ap,θ

84 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 ( 資料來源 :Eurocode 4) 圖 5-1 高溫下鋼材應力應變關係 圖 5-2 高溫下鋼材考慮應變硬化之應力應變關係 ( 資料來源 :Eurocode 4) 68

85 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 Eurocode 4 之規定於鋼材受溫度影響之力學性質, 不同溫度之鋼材彈性模數 ( E a ) 降伏強度與極限張力強度等, 分別與常溫下之鋼材各項性質之比值, 以求 得折減係數如表 5-2 與圖 5-3 所示 由表 5-2 與圖 5-3 得知, 鋼材溫度在 500 C 至 600 C 之間, 折減係數之折減 量增加 ; 鋼材溫度於 800 C 後, 折減係數小於 0.1, 且曲線斜率減緩 鋼材溫度 o θ a[c] 表 5-2 Eurocode 4 高溫下鋼材力學性質折減係數 k E,θ E = E a,θ a k p,θ f = f ap,θ ay k y,θ f = f ay,θ ay k u,θ f = f 備註 : k E,θ 為相對於 E a 之切線模數折減係數 ; k p,θ 為相對於 f ay 之比例限度折減係數 ; k u,θ 為相對於 f ay 之極限張力折減係數 au,θ ay 69

86 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 Reduction factor k E,θ k p,θ k y,θ k u,θ Temperature( o C) 圖 5-3 Eurocode 4 高溫下鋼材力學性質折減係數 2. 混凝土材料 Eurocode 4 規定, 混凝土受每分鐘 2 至 50 K 加溫速率之溫度影響 常重混 凝土於受溫後, 應力應變關係可分成二個階段 階段一 : 為應變小於等於受溫度 影響之抗壓應變 ( ε cu,θ ), 其受溫度影響之應力 ( σ c,θ ) 計算如公式 (5-8) 所示, 其中 fc, θ 為混凝土抗壓強度 階段二 : 為應變介於受溫度影響之抗壓應變與最大應變 ( ε ce,θ ) 之間, 如圖 5-4 所示 表 5-3 為溫度 20 C 至 1200 C 之抗壓應變與最大應變建議值, 抗壓應變須符 合圖 5-2 所對應之受溫度影響抗壓強度 由圖 5-4 發現階段二之應力應變曲線不 連續, 乃因此段曲線不易求得, 故採表 4-3 抗壓應變與最大應變建議值, 以線性 取代非線性線段, 如圖 5-5 所示 ε ε σ f [3( )/{2 ( ) }] c,θ c,θ 3 c,θ = c,θ ε + cu,θ ε (5-8) cu,θ 70

87 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 ( 資料來源 :Eurocode 4) 圖 5-4 Eurocode 4 高溫下混凝土應力應變關係 表 5-3 Eurocode 4 高溫下混凝土應變建議值 混凝土溫度 3 o ε cu,θ 10 ε ce,θ 10 θ c[ C]

88 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 圖 5-5 Eurocode 4 溫度變化下混凝土應力應變關係 ( 資料來源 :Eurocode 4 ) ( c Eurocode 4 規定受溫度影響混凝土抗壓強度 ( f c,θ ) 與常溫混凝土之抗壓強度 f ) 之比值求得折減係數 ( k c,θ ), 如表 5-4 與圖 5-6 所示 由表 5-4 為受溫度影響之 抗壓強度與抗壓應變相互對應數據 表 5-4 Eurocode 4 高溫下混凝土力學性質折減係數 混凝土溫度 o kc,θ f c,θ /fc ε cu,θ 10 θ c[ C] = 3 72

89 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 圖 5-6 Eurocode 4 高溫下混凝土力學性質折減係數 貳 熱伸長 1. 鋼材熱伸長 (Thermal elongation) 為材料溫度每上升 1 度, 造成材料之伸長 6 Eurocode 4 規定, 簡易計算鋼材伸長率為 (θ 20) ; 各階段溫度變化, 造 成不同伸長率可由公式 (5-9) 至 (5-11) 計算 a 當 20 < 750 C; θa 4 5 Δ / l l = θ a θ (5-9) 8 2 a 當 750 < 860 C; θa 當 860 < 1200 C; θa Δ l/ l = (5-10) 3 5 Δ / = θ a l l (5-11) 2. 混凝土 6 依 Eurocode 4 規定, 簡易計算常重混凝土熱伸長率為 (θ 20) ; 受 溫度影響, 各溫度階段伸長率可由公式 (5-12) 與 (5-13) 計算 c 73

90 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 當 20 θc 700 C; 4 6 Δ / l l = θ c θ c (5-12) 當 700 < 1200 C; θc Δ l/ l = (5-13) 貳 熱傳導 1. 鋼材 熱傳導 (Thermal conductivity) 為物質傳導熱能之性能 Eurocode 4 規定, 簡 易計算鋼材熱傳導為 45 W/mK; 而隨溫度變化, 其熱傳導也隨之不同, 可由公 式 (5-14) 至 (5-15) 計算 ; 溫度由 20 C 至 1200 C 之鋼材熱傳導 ( λ a ), 亦如圖 5-7 所 示 當 20 θa 800 C; 2 λa θa = (5-14) 當 800 θa 1200 C; λa = 27.3 (5-15) 圖 5-7 Eurocode 4 溫度影響鋼材熱傳導 74

91 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 2. 混凝土 Eurocode 4 規定受溫度影響之常重混凝土熱傳導 ( λ c ) 乃由上 下限值決定, 分別為公式 (5-16) 與 (5-17), 亦如圖 5-8 顯示 ; 如以簡易計算時, 熱傳導可取 1.6 W/mK 當 C; λc = (θ c /100) θc (θ c /100) (5-16) 當 C; λc = (θ c /100) θc (θ c /100) (5-17) 圖 5-8 Eurocode 4 溫度影響混凝土熱傳導 參 比熱 1. 鋼材 比熱 (Specific heat) 為單位物質升溫 1 C 所需之熱能 Eurocode 4 規定鋼材平 75

92 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 均比熱為 600 J/kgK; 鋼材之比熱隨溫度變化, 可由公式 (5-18) 至 (5-21) 計算 ; 溫 度由 20 C 至 1200 C 之鋼材比熱 ( c a ), 亦如圖 5-9 所示 當 20 θa 600 C; c = θ θ a a a θ (5-18) 6 3 a 當 600 < θa 735 C; ca = 666 ( ) θ 當 735 < θa 900 C; ca = ( ) θ 731 a a (5-19) (5-20) 當 900 < θa 1200 C; ca = 650 (5-21) 圖 5-9 Eurocode 4 溫度影響鋼材比熱 2. 混凝土 對於常重混凝土之比熱 ( c c ) 依照 Eurocode 4 之規定 若以簡易計算方法時, 比熱取 1000 J/kg K; 或以公式 (5-22) 至 (5-25) 計算不同溫度範圍下之比熱參數 ; 76

93 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 或以公式 (5-26) 計算溫度變化之比熱近似值, 如圖 5-10 所示 然而當溫度介於 100 至 200 C 之間, 混凝土濕度會影響比熱, 使其產生尖峰值 (1) 條件計算.. 當 20 θc 100 C; cc = 900 (5-22) 當 100 < 200 C; cc = (θc 100) (5-23) θc 當 200 < 400 C; cc = (θc 200) / 2 (5-24) θc 當 400 < θc 1200 C; cc = 1100 (5-25) (2) 近似計算.. c (θ /100) 3.4(θ /100) 2 c,θ = + c c (5-26) 圖 5-10 Eurocode 4 溫度影響混凝土比熱 肆 密度 1. 鋼材 密度 (Density) 為單位體積之質量 Eurocode 4 規定鋼材密度為 7850 kg/m 3 77

94 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 2. 混凝土 對於混凝土密度 ( ρ c ) 依照 Eurocode 4 之規定 常重混凝土於靜態載重下且不 考慮溫度影響, 常重純混凝土之密度 ( ρ c,nc ) 為 2300 kg/m 3 ; 若常重混凝土考慮溫 度影響, 則以近似公式計算, 如公式 (5-27) 所示 ρ = (θ /100) (5-27) c,θ c 第三節 箱型鋼管混凝土柱受高溫下之模擬 壹 分析基本假設 1. 假設試體表面溫度均勻分佈 2. 忽略混凝土內部含水份汽化對溫度之影響 3. 忽略混凝土因高溫產生開裂或爆裂, 及其影響試體溫度 4. 忽略箱型鋼管於製作或銲接過程中產生殘留應力之影響 5. 假設試體混凝土與剪力釘 箱型鋼管接觸面為無握裹 貳 箱型鋼管混凝土柱試體模擬之邊界條件模擬試體邊界條件, 可分為柱兩端支承邊界 載重施加邊界及對稱分析邊界 為提升分析之效率, 採用 1/4 斷面對稱分析, 如圖 5-11 所示 模擬箱型鋼管混擬土柱試體之設定 : 1. 支承邊界條件以模擬試體於加溫爐中支承情形 ; 設置頂端為固接支承, 底端設置可上 下移動支承 2. 載重邊界條件以模擬試體施加均佈載重於端板 ; 於底端設置參考點, 將參考點與底板連結 設置參考點只可上 下移動, 並施加載重於參考點 78

95 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 3. 取 1/4 分析邊界條件為節省分析時間, 分析採用 1/4 試體 利用 XSYMM(U1=UR2=UR3=0) 及 YSYMM(U2=UR1=UR3=0), 此兩個方向的對稱性質以加速分析效率 4. 溫度以模擬試體於爐內受熱情況 ; 首先試體整體設定為實驗當日所量測未加熱表面溫度, 再依平均爐內加溫歷時溫度, 輸入至試體表面之受熱段 (a) 有配置剪力釘之試體斷面 (b) 無配置剪力釘之試體斷面 : 鋼板熱電偶測點 ; : 混凝土熱點偶測點 ; : 剪力釘熱點偶測點 圖 5-11 箱型鋼管混凝土柱斷面示意圖 79

96 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 參 材料參數本研究試體所用材料為鋼骨 剪力釘及混凝土 各材料性質包含力學性質及熱性質 1. 鋼骨材料參數試體鋼骨為採 A572 Gr. 50, 其力學材料性質採用莊有清 (2004) 研究不同溫度下 Gr. 50 鋼材拉伸試驗之應力及應變關係, 並藉由試驗數據加以修改 ; 熱性質採用 Eurocode 4 建議值 比較莊有清 (2004) Gr. 50 及 Eurocode 4 建議之鋼材於不同溫度下之力學性質折減係數, 如表 5-5 所示 表 5-5 Gr. 50 與 EC4 之鋼材受溫度影響力學性質折減係數 溫度 ( C) ke,θ E a,θ /Ea = ky,θ = f ay,θ /fay ku,θ = f au,θ /fay Gr. 50 EC4 Gr. 50 EC4 Gr. 50 EC 註 :k E,θ 為相對於 E a 之切線模數折減係數 k y,θ 為相對於 f ay 之降伏強度折減係數 k u,θ 為相對於 f ay 之極限張力折減係數 Gr. 50 之數據參考莊有清 (2004) EC4 為 Eurocode 4 之建議 2. 混凝土材料參數 混凝土熱性質採用 Eurocode 4 相關參數, 而力學性質則採用 Lie(1995) 所建 議相關參數, 如公式 (5-28) 至 (5-32) 80

97 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 ε 當 c ε ; max 2 ' εmax ε c fc = fc 1 ε max (5-28) ε 當 c > ε ; max ε = T θ 10 其中, max ( a ) 2 ' εc ε max fc = fc 1 3ε max 2 6 (5-29) 當 0 C < θa <50 C; f ' c = f (5-30) ' co 當 450 C θa 874 C; θ 20 = ' ' a fc fco (5-31) 當 θ a > 874 C; ' fc = 0 (5-32) 肆 分析模型及元素分析試體 LR0.6 系列及 LR0.3 系列以熱傳 非線性應力及結合兩者之接續性耦合分析, 模擬試體於高溫下之行為 為模擬試體於各接合介面有不同設定, 其中箱型鋼管與剪力釘接合處為模擬銲接以約束 (Constraints) 連接, 鋼材與混凝土間, 為模擬兩材料於實驗時其相對關係以相互作用 (Interactions) 連接 分析模型以 1/4 斷面對稱建立, 減少元素以增加分析效率, 如圖 5-12 及圖 5-13 所示 81

98 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) 混凝土柱模型 (b) 箱型鋼柱及剪力釘模型 (c) 剪力釘模型 圖 5-12 有配置剪力釘試體分析模型 82

99 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 (a) 混凝土柱模型 (b) 箱型鋼柱模型 圖 5-13 無配置剪力釘試體分析模型 熱傳分析箱型鋼管 剪力釘及混凝土採熱傳導分析所使用之 DC3D8 元素 此分析為模擬試體在加溫爐內受熱, 取得分析模型各節點之溫度歷時結果, 供接續性耦合分析使用 非線性應力分析箱型鋼管 剪力釘及混凝土採 C3D8R 元素 C3D8R 為減縮積分元素, 其積分點在每個方向較 C3D8 少使用一個, 並與 C3D8 元素同用於力學分析 此分析可得模型之位移 應力及應變等反應 接續性耦合分析箱型鋼管 剪力釘及混凝土以 C3D8R 元素型式 此步驟分析結合了熱傳分析及非線性應力兩種分析結果, 以模擬受定額軸壓試體於高溫下之情形 83

100 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第四節 有限元素分析結果與討論 本試驗以分析試體 LR0.6 系列及 LR0.3 系列四種條件下, 對試體溫度分佈 軸向變形及橫向變形加以討論與比較 壹 試體溫度分佈試體斷面可分為有 無配置剪力釘兩種情形, 以探討剪力釘對於試體內部溫度分佈的影響 試體於熱傳分析時採用鋼骨表面溫度歷時, 經分析後可預測試體溫度分佈, 如圖 5-14 所示 由表 5-6 發現配置剪力釘試體, 因剪力釘影響使溫度較易傳遞至試體內部, 且溫度上升較快 因混凝土為熱墮性材料, 導致溫度傳遞較差 以致混凝土經箱型鋼傳遞熱後溫度就快速遞減, 於中心處以與室溫相當 此行為可由圖 5-14 中, 混凝土溫度分佈快速遞減顯示出 因此當試體配置剪力釘時, 影響範圍僅限於剪力釘周圍 84

101 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 (a) 分析試體 LR0.6A- 加熱 33 分鐘之斷面溫度分佈圖 (b) S5 S4 ` H6 H5 C5 H4 C6 C4 C1 C2 (b) 分析試體 LR0.6B- 加熱 29 分鐘之斷面溫度分佈圖 S5 S4 C5 C6 C4 C1 C2 S6 S3 C7 H1 H2 H3 C3 S1 S2 S6 S3 C7 C3 S1 S2 (c) 分析試體 LR0.3A- 加熱 46 分鐘之斷面溫度分佈圖 (d) 分析試體 LR0.3B- 加熱 44 分鐘之斷面溫度分佈圖 S5 S4 C5 C4 C1 S5 S4 C5 C4 C1 H6 H5 H4 C6 C2 C6 C2 S6 S3 C7 H1 H2 H3 C3 S1 S2 S6 S3 C7 : 剪力釘之熱電偶測點 C3 S1 S2 : 鋼骨表面之熱電偶測點 : 混凝土之熱電偶測點 圖 5-14 分析模型之斷面溫度分佈 85

102 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 (a) 有配置剪力釘試體之比較 表 5-6 試體測點溫度與分析值比較 5 min 10 min 15 min ( C) Test FEM Test FEM Test FEM C C C S S H H H min 25 min 30 min ( C) Test FEM Test FEM Test FEM C C C S S H H H min 40 min 45 min ( C) Test FEM Test FEM Test FEM C C C S S H H H

103 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 表 5-6 試體測點溫度與分析值比較 ( 續 ) (b) 無配置剪力釘試體之比較 5 min 10 min 15 min ( C) Test FEM Test FEM Test FEM C C C S S min 25 min 30 min ( C) Test FEM Test FEM Test FEM C C C S S min 40 min 44 min ( C) Test FEM Test FEM Test FEM C C C S S 貳 試體軸向變形由表 5-7 及圖 5-15 可發現, 分析試體 LR0.3-A 之伸長變形與實驗結果相比為趨勢接近, 但分析之伸長量偏低 ; 分析試體軸向壓縮變形之行為與實驗結果差異較大 ; 而分析試體 LR0.3-B 之伸長變形與實驗結果接近, 且伸長量能準確預測 另外, 由分析試體 LR0.3-B 之壓縮變形結果發現, 試體達最大軸向伸長變形後, 分析模型仍具有承載能力, 使軸向變形曲線為緩降趨勢, 此與實驗試體 LR0.6 系列結果雷同 試體 LR0.6 系列伸長變形與實驗結果相近, 但分析之伸長變形都較實驗結果高 ; 分析試體為軸向壓縮變形時, 軸向變形與時間關係曲線呈現陡降狀態, 此與實驗試體 LR0.3 系列結果雷同 綜合前述比較結果發現, 分析與實驗行為有些微差異, 其可能原因為分析試體相較實驗試體為理想狀態, 且實驗試體 87

104 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 於鋼骨銲接組合產生殘留應力及幾何不平整等因素, 或試體混凝土灌漿時產生蜂 窩與粒料不均勻分佈等情況所造成之差異 ; 整體而言, 分析與實驗行為趨勢接近 表 5-7 試體 LR0.3 系列和 LR0.6 系列軸向變形之實驗與分析比較 LR0.3-A LR0.3-B LR0.6-A LR0.6-B Test FEM Test FEM Test FEM Test FEM 最大軸向變位量 (mm) 最大變位 對應時間 (min) 圖 5-15 試體 LR0.3 系列和 LR0.6 系列軸向變形之實驗與分析比較 參 試體橫向變形 由分析試體得知試體皆產生有產生橫向變形, 故僅以 LR0.6 系列討論柱中間處探討橫向變形, 並調整放大係數為 10 以利觀察, 藉此瞭解剪力釘對於橫向變形的影響 由表 5-8 及圖 5-16 至圖 5-19 可明顯觀察剪力釘對於試體橫向變形有 88

105 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 良好的束制能力, 但其對於角偶處束制能力較差, 原因為距離剪力釘較遠且角偶 處溫度較高 當分析試體 LR0.6-B 於加溫時發現, 試體混凝土與鋼骨分離進而喪 失圍束效果, 導致耐火時效低於 LR0.6-A 表 5-8 分析試體 LR0.6 系列斷面橫向變形比較 A-A 斷面橫向最大變位量 (mm) B-B 斷面橫向最大變位量 (mm) LR0.6-A LR0.6-B 圖 5-16 試體 LR0.6-A 之縱斷面橫向變形示意圖 A A B B 89

106 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 圖 5-17 試體 LR0.6-A 之 A-A 斷面橫向變形示意圖 圖 5-18 試體 LR0.6-A 之 B-B 斷面橫向變形示意圖 90

107 第五章填充式箱型鋼管混凝土柱火害有限元素分析 圖 5-19 試體 LR0.6-B 斷面橫向變形示意圖 91

108 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 92

109 第六章結論與建議 第六章結論與建議 第一節 結論 本研究以實驗方式與有限元素分析探討填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力之耐火性能試驗, 探討有 無配置剪力釘及加載不同純軸向載重 (0.3 倍及 0.6 倍試體強度 ) 之影響 綜合試驗及分析結果, 提出以下結論 1. 爐內升溫導致試體溫度增加, 鋼骨表面與內側鋼骨溫度相差約 100 C, 且鋼骨表面平均溫度與混凝土最高溫測點於試體破壞時之溫差約為 400 C, 展現混凝土相較鋼材為熱墮性材料, 內灌之混凝土進而影響內側鋼骨溫度 鋼骨於角隅處有相對較高的溫度 2. 溫度會使試體材料產生熱膨脹行為, 並也導致材料強度下降, 進而影響柱構件之承載能力 試體於試驗初期為軸向伸長變形, 當達到變形最大值後, 開始進入壓縮變形, 直到試體破壞 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 3. 試驗結果發現, 熱膨脹變形與材料強度ㄧ同抵抗定額之軸向載重, 故加載 0.3 倍試體強度之軸向力將使試體產生較大軸向伸長變形, 且增加耐火時效 ; 因此試體於試驗期間所施加之軸向力大小會明顯影響試體之軸向變形行為及耐火時效 4. 配置剪力釘試體試驗結果發現, 剪力釘會些微增加剪力釘周邊混凝土溫度, 惟剪力釘於填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力時之耐火時效有些微增加 5. 以有限元素分析模擬試體於加載下且高溫下之行為, 可合理的預測試體斷面於各時間歷時的溫度分布, 並準確的預測試體軸向變形趨勢 6. 由分析結果發現, 剪力釘可明顯減少鋼板橫向位移, 但無論試體於有 無配置剪力釘之情況下, 其受熱後鋼板變形量仍大於混凝土變形量, 導致混凝土與鋼板間產生空隙失去圍束提供之效果 93

110 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 第二節 建議 壹 填充式箱型鋼管混凝土柱耐火建議 火災害發生往往因構造耐火性能不足或火場擴大延燒造成嚴重災害, 因此基於使用性 安全性及經濟性等因素, 對建築物及其構件防火性能訂定耐火設計相關規定 條文及試驗, 以預估災害程度並降低危險和損失 目前歐洲 Eurocode (2005) 和美國 AISC (2010) 規範已於建築結構設計規範有火災高溫下之結構設計章節, 規定高溫下材料性質 構件極限狀態與使用性狀態, 而我國結構設計規範尚未有此章節 國內針對建築防火性能已有相關規定與研究成果, 如 CNS 耐火試驗法 建築技術規則與建築物構造防火性能驗證手冊等法規及研究報告 ; 以下將針對填充式箱型鋼管混凝土柱耐火試驗結果提出耐火性能之建議 國內 SRC 規範依混凝土填充或包覆方式不同而分類, 本研究試體箱形柱部分由鋼板銲接組成且混凝土為填充式, 故屬填充式箱型鋼管混凝土柱, 於常溫下主要特色為不增加柱斷面積, 能有效增加柱之抗壓強度與勁度, 而其遭受火害高溫下之行為與耐火性能, 可由本研究試驗成果及相關文獻得知 對於箱型鋼板銲接型式, 我國 SRC 規範於耐震章節規定使用銲接箱型或圓型鋼管混凝土柱內灌混凝土時, 組成鋼管柱之相鄰鋼板間之銲接須沿柱之全長以全滲透銲接為之 ; 主要目的為避免鋼管內部混凝土受到高軸壓時產生側向膨脹, 造成鋼管受到環張應力而導致銲接處拉力破壞 火害高溫下, 楊國珍等 (2011) 軸向受力箱型鋼柱之銲接型式研究成果發現, 柱板採部分滲透銲之試體產生局部挫屈後, 柱板較易開裂且耐火時效較採全滲透銲少 由陳誠直等 (2010) 與本研究試驗柱板皆採全滲透銲接, 試驗結果發現試體無發生銲道開裂情形, 因此箱型鋼管混凝土柱之柱板銲接型式應依規範採全滲透銲接 剪力釘之配置主要為增加鋼骨與混凝土間之結合能力, 進而抵抗剪力 傳遞力量與提升強度 ; 國內 SRC 規範並無規定 SRC 構件須配置剪力釘, 而國內工程業界常於 SRC 構件鋼骨與混凝土間配置剪力釘 由本研究試驗結果發現, 於純軸壓力作用下, 剪力釘於耐火時效之影響甚微 最後, 由建築技術規則之設計施工篇, 第三章第 70 至 73 條規定, 柱構件依不 94

111 第六章結論與建議 同條件須滿足 1 或 2 或 3 小時耐火時效 ; 本研究無防火被覆試體之耐火時效皆不足 1 小時, 另由文獻研究成果得知 ( 陳誠直等 2010), 防火被覆須噴覆內政部核可之最 小噴覆厚度, 即可達規定之耐火時效 貳 後續研究建議 1. 建議一填充型箱型鋼管混凝土柱耐火性能研究 : 立即可行之建議主辦機關 : 內政部建築研究所協辦機關 : 行政院國家科學委員會國內 SRC 構造設計規範構件的設計為基於強度疊加的觀念, 故柱構件內並不需要剪力釘 ; 惟剪力釘的配置為傳遞剪力, 尤其使用於混凝土與鋼骨間增加握裹能力 本研究於填充式箱型鋼管混凝土柱受軸壓力時, 剪力釘僅可些微增加耐火時效 ; 然而於構件有彎矩時, 剪力釘是否影響耐火性能之試驗將有其必要性 2. 建議二鋼骨 鋼筋及混凝土於高溫下之材料研究 : 長期性建議主辦機關 : 行政院國家科學委員會協辦機關 : 內政部建築研究所不同配比與添加物之混凝土材料, 於高溫中之力學及熱性質會有所不同, 雖然目前國內已有部分材料高溫試驗成果, 但多屬各別單一之研究案例且其數量及數據仍甚缺乏, 因此建立與彙整材料高溫中之力學及熱性質, 將可供國內學界及業界等作為參考之依據 95

112 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 96

113 附錄一 附錄一火害後 SRC 短柱軸向載重試驗 壹 試驗規畫內政部建築研究所委託研究計畫 鋼骨鋼筋混凝土高溫材料性質之研究 ( 陳誠直等 2011) 進行高溫試驗 ; 後續之研究為進行火害後 SRC 短柱軸向載重試驗 ( 黃政勳 2012; 林家毅 2012) 將受火害 SRC 柱試體冷卻至常溫後解除軸壓力, 吊至爐外靜置空氣中約 250 天後進行載重試驗, 並與未受火害 SRC 柱試體之載重試驗比較, 瞭解火害前後對 SRC 柱力學行為之影響 貳 軸向載重試驗設置 常溫及火害後 SRC 柱載重試驗於內政部建築研究所新店材料實驗中心 30 MN MTS 萬能試驗機進行, 如圖 A-1 所示 ( 資料來源 : 內政部建築研究所 ) 圖 A-1 30 MN MTS 萬能試驗機 試驗目的為量測 SRC 短柱受軸向之變形行為, 載重大小由建置於油壓機 (Actuator) 之量力計 (Load cell) 量測, 軸向位移亦以內建之位移計量測 ; 此外為量測柱試體中間段 (130 mm) 變形情形, 在每支柱試體東西兩側安裝量測範圍為 50 mm 之位移計 97

114 包覆填充式箱型鋼管混凝土柱火害行為研究 軸向載重試驗步驟如下 : 1. 將 SRC 柱試體安裝於台車承壓板上, 以經緯儀校正柱試體位置與方向, 緩慢移動台車使柱試體精確地位於正中央 ( 無偏心 ), 並於試體頂部與承壓鋼板間以高強度石膏蓋平使載重能均勻傳至試體, 防止應力集中導致試體提早破壞 2. 架設位移計, 將所有位移計接上資料擷取器, 並打開通路檢查所有系統是否正常運作 3. 試驗開始時, 先對試體施以一微小初始載重, 同時調整位移計傳回之讀數, 再逐漸加壓 4. 試驗進行採用歷時位移控制, 加載速率 mm/s, 全程使用相同加載速率控制 當試體強度過極限強度後衰減至極限強度 70% 即停止試驗 參 載重試驗結果與討論未受火害之 SRC 柱試體載重試驗由觀測破壞行為如下, 載重試驗開始後會先有一段線性段, 之後逐漸進入非線性段, 隨著位移量增加, 四周混凝土表面逐漸產生細微裂縫 當載重達約 50% 最大載重時, 試體表面逐漸產生可視之縱向裂縫, 裂縫先產生於角隅處, 並逐漸上下延伸 不規則裂縫開始延伸, 直至保護層整塊剝落使載重降低, 軸立應變曲線趨勢開始往下降, 此時主筋通常已挫屈 隨主筋挫屈變形不斷增大, 箍筋會降伏或彎勾錨定端被拉開甚至拉斷, 產生更大主筋挫屈變形量, 箍筋所圍束之混凝土便開始剝落, 逐漸看見鋼骨翼板局部挫屈 試體 SN0 破壞情形如圖 A-2 所示 受火害後 SRC 柱試體其破壞模式與未受火害類似, 但受火害後之試體表面會殘留熱裂縫, 裂縫之發展主要隨著熱裂縫逐漸延伸擴大 ; 若為外柱 ( 試體 SN3 與試體 SH3) 受軸壓載重, 受防火棉包覆面會於角隅處先產生縱向裂縫接著未受火面保護層整塊剝落後, 破壞過程則與內柱 ( 試體 SN4 與試體 SH4) 類似 試體軸壓強度與變位關係如圖 A-3 所示, 受火害後試體因混凝土受火害影響, 試體之軸向強度較低且軸向變形較大 試體載重試驗結果如表 A-1 所示, 火害後包覆型 SRC 柱試體強度仍保持至少 69% 殘餘強度, 其中圓形柱與混凝土強 98

115 附錄一 度較低之柱試體火害後殘餘強度較高 火害後 SRC 柱試體之軸向彈性剛度亦顯著下降且折減率較軸向強度為高, 混凝土強度則於軸向剛度無顯著影響 火害後 SRC 柱試體之韌性較未受火害有所提升, 其中方形柱與混凝土強度較低之柱試體火害後之韌性較佳 (a) 試體西北面整體外觀 (b) 西南面整體外觀 (c) 試體東北面整體外觀 (d) 東南面整體外觀 圖 A-2 試體 SN0 載重試驗破壞情形 99