分析結果之行為指標比較

由相關文獻之實驗結果得知傳統韌性抗彎矩之梁柱接頭，其破壞 之關鍵位置多為扇形開孔根部以及梁翼兩側之全滲透銲道處，因此以 下將就此兩位置之分析結果藉由各行為指標比較各模型之差異性。

1. von Mises 應力分佈

圖3.37 至圖 3.40 分別為各組有限元素模型於層間變位角 0.5%、

1.0%及 2.0%弧度時 von Mises 之應力分佈，此取法為考慮模型分別 位於彈性階段、非彈性階段和塑性階段。

圖3.37 (a) 及 (b) 分別為模型 UN1-MFA 與 UN1-MCA 於梁翼 全滲透銲道與扇形開孔根部處之 von Mises 應力比較圖。圖 3.37 (a) 可明顯看出兩組模型均於0.5%弧度時梁翼邊緣有應力集中的現象，

由於比較之兩組模型僅於扇形開孔處型式不同，因此應力分佈趨勢及 梁翼邊緣之應力最大值並無太大差異；進入1.0%弧度後應力集中之 現象漸趨平緩，研判此為模型已於梁翼全滲透銲道處形成一降伏區域 並進入非彈性階段（由圖3.17 (b) 及 3.18 (b) 可驗證之），因此應力 成長並不明顯。圖 3.37 (b) 可看出兩種不同型式之扇形銲接開孔，均 於根部處有應力集中現象，不同的是經由改良的確有降低此處應力之 效果，於2.0%弧度時，未改良之傳統開孔根部應力值為 470 MPa，

而改良後應力值為445 MPa。

圖3.38 (a) 及 (b) 分別為模型 UN2-MFA 與 UN2-MCA 於梁翼 全滲透銲道與扇形開孔根部處之 von Mises 應力比較圖。圖 3.38 (a) 可明顯看出兩組模型均於0.5%弧度時梁翼邊緣有應力集中的現象，

而應力分佈趨勢及梁翼邊緣之應力最大值仍未因為扇形銲接開孔型 式之不同而有太大之差異，圖中各層間變位角之兩條比較曲線，幾乎 呈現互相疊合的情況，即應力分佈趨勢相當近似；進入1.0%弧度後 應力集中之現象漸趨平緩，研判此為模型已於梁翼全滲透銲道處形成 一降伏區域並進入非彈性階段（由圖3.19 (b) 及 3.20 (b) 可驗證之）， 因此應力成長並不明顯。圖3.38 (b) 可看出兩種不同型式之扇形銲接 開孔，均於根部處有應力集中現象，不同的是經由改良的確有降低此 處應力之效果，於2.0%弧度時，未改良之傳統開孔根部應力值為 558 MPa，而改良後應力值為 504 MPa。

圖3.39 (a)、(c)、(e) 分別為模型 UN1-MFA 與 OP1b05-MFA、

OP1b075-MFA、OP1b10-MFA 於梁翼全滲透銲道處之 von Mises 應 力比較圖，而 (b)、(d)、(f) 則是與扇形開孔根部處之 von Mises 應 力比較圖。圖3.39 (a)、(c)、(e) 可明顯看出各組梁腹板開孔模型在 0.5%弧度時仍於梁翼邊緣有應力集中的現象，而應力分佈趨勢與未開

孔模型並無太大之差異，惟沿著梁翼全滲透銲道方向之應力值均有ㄧ 明顯降幅，並隨著開孔長度增加而增大；進入1.0%弧度後，未開孔 模型應力集中之現象漸趨平緩，研判此為模型已於梁翼全滲透銲道處 形成一降伏區域並進入非彈性階段，因此應力成長並不明顯，而各組 開孔模型則是僅於梁翼全滲透銲道最外緣進入非彈性階段，應力值有 ㄧ明顯提升。圖3.39 (b)、(d)、(f) 可看出各組梁腹板開孔模型，均於 根部處有應力集中現象，不同的是經由梁腹板開孔的確有降低此處應 力之效果，並也隨著開孔長度增加而增大其降低幅度，圖3.39 (f) 於 2.0%弧度時，更可看出此一明顯差異，未開孔模型於扇形開孔根部處 應力值為445 MPa，而開孔後應力值為 172 MPa。

圖3.40 (a)、(c)、(e) 分別為模型 UN2-MFA 與 OP2b05-MFA、

OP2b075-MFA、OP2b10-MFA 於梁翼全滲透銲道處之 von Mises 應 力比較圖，而(b)、(d)、(f) 則是與扇形開孔根部處之 von Mises 應力 比較圖。圖3.40 (a)、(c)、(e) 可明顯看出各組梁腹板開孔模型在 0.5%

弧度時仍於梁翼邊緣有應力集中的現象，其應力值僅稍低於未開孔模 型，而應力分佈趨勢與未開孔模型並無太大之差異，惟沿著梁翼全滲 透銲道方向之應力值均有ㄧ明顯降幅，並隨著開孔長度增加而增大；

進入1.0%弧度後，未開孔模型應力集中之現象漸趨平緩，研判此為 模型已於梁翼全滲透銲道處形成一降伏區域並進入非彈性階段，因此 應力成長並不明顯，而各組開孔模型則是僅於梁翼全滲透銲道最外緣 進入非彈性階段，應力值有ㄧ明顯提升。圖3.40 (b)、(d)、(f) 可看出 各組梁腹板開孔模型，均於根部處有應力集中現象，不同的是經由梁 腹板開孔的確有降低此處應力之效果，並也隨著開孔長度增加而增大 其降低幅度，而沿著梁翼板全滲透銲道方向之應力分佈則漸趨平緩，

圖3.40 (f) 於 2.0%弧度時，更可看出此一明顯差異，未開孔模型於扇

形開孔根部處應力值為504 MPa，而開孔後應力值為 370 MPa。

2. 等效塑性應變指數 (PEEQ index)

圖3.41 和圖 3.42 分別為 UN1-MFA 與 UN1-MCA、

OP1b05-MFA、OP1b075-MFA、OP1b10-MFA；UN2-MFA 與

UN2-MCA、OP2b05-MFA、OP2b075-MFA、OP2b10-MFA 有限元素 模型於層間變位角4.0%弧度時之 PEEQ index 比較圖，此取法乃根 據 AISC (2005) 耐震設計規範要求，特殊抗彎構架 (Special Moment Frames) 之梁柱接頭最少須滿足 4.0%弧度之層間變位角，故取 4.0%

弧度作為等效塑性應變指數之比較基準。

圖3.41 (a) 及 (b) 分別為各 UN1 與 OP1 模型於梁翼全滲透銲 道與扇形開孔根部處之 PEEQ index 比較圖。圖 3.41 (a) 可明顯看出 各組模型均於梁翼邊緣有較大之應變需求，進入4.0%弧度後兩組梁 腹板未開孔模型之 PEEQ index 值均可達到 15 左右，顯見扇形開孔 型式之不同並未影響梁翼全滲透銲道處之塑性應變需求；而三組開孔 模型則有ㄧ明顯下降趨勢，並隨著開孔長度之增加，下降幅度跟著增 大，最大可降至 4 左右，顯見腹板開孔對於降低梁翼全滲透銲道之應 變需求有一顯著之功效。圖3.41 (b) 可看出兩種不同型式之扇形銲接 開孔在4.0%弧度之層間變位角下，其 PEEQ index 最大值皆位於扇 形開孔根部處，其中不同的是經由改良之銲接開孔相較於傳統之型式 有一明顯之降幅，傳統開孔根部之 PEEQ index 值高達 20，而改良 後之開孔根部 PEEQ index 值為 13 左右，約下降了 35%；另外三組 開孔模型之最大值也位於扇形開孔根部，不同於前兩組的是有一明顯 之改善，PEEQ index 值最大可降至 2 左右，而當

α

圖3.42 (a) 及 (b) 分別為各 UN2 與 OP2 模型於梁翼全滲透銲 道與扇形開孔根部處之 PEEQ index 比較圖。圖 3.42 (a) 可明顯看出 各組模型之 PEEQ index 最大值均位於梁翼兩側，顯見此處有較大之 應變需求，進入4.0%弧度後兩組梁腹板未開孔模型之 PEEQ index 值分別達到13 和 14 左右，由此得知扇形開孔型式之不同仍未影響梁 翼全滲透銲道處之塑性應變需求；而三組經由開孔之模型則隨著開孔 長度之增加，下降幅度跟著增大，最大可降至7 左右，展現降低梁翼 全滲透銲道應變需求之顯著功效。圖3.42 (b) 可看出兩種不同型式之 扇形銲接開孔，於扇形開孔根部處皆有較高之塑性應變需求，其中經 由改良之銲接開孔於4.0%弧度時，其根部之 PEEQ index 值可達 17，而相較於傳統型式之 PEEQ index 值 23，有約 26%之降幅；另 外三組開孔模型之 PEEQ index 值最大可降至 7 左右，其下降幅度也 隨著開孔長度之增加而有明顯之改善。

3. 破裂指數 (Rupture index)

圖3.43 和圖 3.44 分別為 UN1-MFA 與 UN1-MCA、

OP1b05-MFA、OP1b075-MFA、OP1b10-MFA；UN2-MFA 與

UN2-MCA、OP2b05-MFA、OP2b075-MFA、OP2b10-MFA 有限元素 模型於層間變位角4.0%弧度時之 Rupture index 比較圖。由於破裂指 數結合了等效塑性應變指數與應力三軸度（詳見3.5 節），因此其發 展趨勢會有近似等效塑性應變指數之情形發生。

圖3.43 (a) 及(b) 分別為各 UN1 與 OP1 模型於梁翼全滲透銲 道與扇形開孔根部處之 Rupture index 比較圖。圖 3.43 (a) 可明顯看 出各組模型在4.0%弧度層間變位角下，均於梁翼外緣有較大之 Rupture index 值，兩組梁腹板未開孔模型之 Rupture index 值均可高

達到30 左右，顯見兩種扇形開孔型式於梁翼全滲透銲道處皆有撕裂 破壞之可能；而經由改良之腹板開孔模型，其分佈則呈現大幅降低趨 勢，但梁翼全滲透銲道最外緣處仍有一集中現象，但 Rupture index 值最高僅達17，至低則可降至 7 左右，大大的降低了柱面處梁翼全 滲透銲道處撕裂破壞之可能性。圖3.43 (b) 可看出兩種不同型式之扇 形銲接開孔在4.0%弧度層間變位角下，其 Rupture index 最大值皆位 於扇形開孔根部處，而經由改良之銲接開孔相較於傳統之型式則有一 明顯之降幅，傳統開孔根部之 Rupture index 值高達 58，而改良後之 開孔根部 Rupture index 值為 30 左右，下降幅度高達 49%；而三組 梁腹板開孔模型之 Rupture index 則分別可降低至 6、4 與 3，隨著開 孔長度增加而降低。

圖3.44 (a) 及 (b) 分別為各 UN2 與 OP2 模型於梁翼全滲透銲 道與扇形開孔根部處之 Rupture index 比較圖。圖 3.44 (a) 可明顯看 出各組模型在4.0%弧度層間變位角下，均於梁翼外緣有較大之 Rupture index 值，其中兩組梁腹板未開孔模型之 Rupture index 值均 可高達到46 左右，顯見兩種扇形開孔型式於梁翼全滲透銲道處皆有 撕裂破壞之可能；而三組開孔模型則是呈現大幅降低趨勢，分別可降 低至28、20 及 13，大幅降低梁翼全滲透銲道處撕裂破壞之可能性。

圖3.44 (b) 可看出兩種不同型式之扇形銲接開孔在 4.0%弧度層間變 位角下，其 Rupture index 最大值皆位於扇形開孔根部處，而經由改 良之銲接開孔相較於傳統之型式皆有一明顯之降幅，傳統開孔根部之 Rupture index 值高達 58，而改良後之開孔根部 Rupture index 值為 39 左右，下降幅度達 33%；其中三組梁腹板開孔模型仍隨著開孔長 度增加而降低，其 Rupture index 值分別降至 28、21 及 15，與傳統 扇形開孔模型比較下降幅度高達52~74%。

3.9 結論

透過有限元素分析之結果可清楚掌握梁柱接頭之力學行為，如接 頭區之應力傳遞及其發展趨勢，還有可能發生破壞之關鍵位置等，藉 此作為試體規劃之參考依據。以下將就分析所得之結果歸納成幾個重 點：

1. 箱型柱接 H 型梁之梁柱接頭，無論梁柱尺寸之大小，其應力最

1. 箱型柱接 H 型梁之梁柱接頭，無論梁柱尺寸之大小，其應力最