分析結果比較

1. 載重-位移曲線

圖5.1 為試體 UN2 分析與實驗之載重與位移曲線比較圖，模擬

方式以往覆位移加載與實驗做比較，圖中可看到於2%弧度之前模擬 之曲線與實驗幾近重疊；於4%弧度後模擬之最大載重稍高於實驗之 值而有些微差距，研判此為由於試體逐漸降伏造成勁度軟化之現象所 致，即包辛格效應 (Bauschinger effect)。由比較之結果可知，模擬之 情況大致與實驗吻合，也大大增加了模擬之可信度。

圖5.2 為試體 OP2 分析與實驗之載重與位移曲線比較圖，模擬 方式仍以往覆位移加載至3%弧度與實驗做比較，圖中可看到於 2%

弧度之前模擬之曲線仍有相當高之準確性；於3%弧度後模擬之最大 載重也由於試體逐漸降伏造成勁度軟化之現象而稍高於實驗之值。由 比較之結果可知，模擬之情況也能準確掌握試體發展趨勢。

2. 應變分佈比較

圖5.3 (a) 至 (d) 為有限元素分析結果與試體 UN2 之梁翼與梁 腹應變分佈比較圖，取層間變位角為0.5%、2%及 4%弧度時之應變 作比較；圖5.4 (a) 至 (e) 為有限元素分析結果與試體 OP2 之梁翼 應變分佈比較圖，取層間變位角為0.5%、2%及 3%弧度時之應變作 比較。圖中之 X 軸為沿梁縱向應變之應變值，Y 軸為對應梁翼或梁 腹之中心位置。

圖5.3 (a) 為梁腹距離柱面 230 mm 處之應變分佈，由圖中可知於 0.5%弧度層間變位角時，實驗之應變值大致落於模擬之曲線上，顯見 分析結果有ㄧ定之準確度；至2%及 4%弧度時離梁腹中心兩側 145 mm 處之應變值皆稍高於模擬之曲線，但大致上仍可有效掌握應變分 佈之趨勢。

圖5.3 (b) 和圖 5.4 (a) 分別為梁翼距離柱面 60 mm 和 46 mm 處

之應變分佈，於0.5%弧度層間變位角時，分析之曲線與實驗應變值 仍大致吻合；至2%弧度後，均於距離梁翼中心 140 mm 處之實驗應 變值明顯高於模擬之曲線，研判此處為梁柱接面之熱影響區，而於分 析時忽略了銲接熱影響，是故影響了分析之準確性。

圖5.3 (c) 和圖 5.4 (b) 為梁翼近扇形開孔根部處之應變分佈，約 距離柱面80 mm 和 76 mm，同樣於 0.5%弧度層間變位角時，分析之 曲線與實驗應變值仍大致吻合；至2%弧度後，試體 UN2 模擬之曲 線於梁翼中心處有ㄧ提高之趨勢，而實驗之應變值則未如預期於扇形 開孔根部處為最大值，研判為此改良型式有效的降低了此處應力集中 現象所致，而試體 OP2 之模擬結果雖均稍低於實驗之應變值，但其 分佈趨勢則與實驗吻合，均於根部處有一集中現象。

圖5.3 (d) 為試體 UN2 梁翼距離柱面 230 mm 處之應變分佈，與 梁腹應變計位置相對應，於0.5%弧度層間變位角時，分析之曲線與 實驗應變值分佈趨勢大致吻合；至2%弧度後，模擬之曲線仍有相當 高之準確性；惟進入4%弧度後，於梁翼兩側之應變值偏離模擬之曲 線，稍高於模擬之結果。於此位置之分析結果大致上皆可準確掌握應 變分佈之趨勢。

圖5.4 (c)~(e) 分別為開孔區起始端、中心、末端之梁翼應變分佈，

其相關位置詳見圖4.19。由圖中之比較可知在梁翼三個不同位置之分 佈趨勢與應變值於0.5%弧度層間變位角時，均完全與實驗吻合，而 2%弧度後，僅圖 5.4 (c) 之實驗應變值稍高於模擬結果，但其分佈趨 勢仍然相同，顯見可以借由事前分析之結果，來準確有效地預測試體 局部行為之發展趨勢。

3. 剪應變分佈比較

表5.1 為梁腹板開孔試體 OP2 於開孔區周圍實驗與分析之剪應 變比較。由表中之比較可知，雖然分析結果與實驗之剪應變值有些微 微差距，但其發展趨勢大致相同，分析之結果仍為於 W2 與 W6 之 剪應變值為最高，顯見其剪力傳遞方向仍集中於角隅處，與實驗結果 相呼應，也達到掌握實驗發展趨勢之效果。

第六章 結論與建議

6.1 結論

本研究進行之四組梁柱接頭試體，均為箱型柱接 H 型梁的型 式，其中兩組為扇形銲接開孔改良型式接頭，另外兩組為梁腹板開孔 之減弱式接頭。綜合以上各章節所述，對此兩種改良型式之梁柱接頭 之相關理論、有限元素分析和試驗結果，提出以下幾點研究結論：

1. 有限元素分析得知採用 FEMA-350 建議之改良型式扇形開孔可 有效降低此處根部應力集中的問題，惟梁翼全滲透銲道處仍無法 獲得改善；梁腹板開孔型式之梁柱接頭，藉由開孔幾何形狀之改 良，能有效改善扇形開孔及梁翼全滲透銲道處應力集中等問題。

2. 梁腹板開孔之長度提高，雖能更有效迫使塑鉸產生於此開孔區 段，但須考慮其是否能發揮規範要求之彎矩強度，因此本研究建 議決定開孔長度參數 b 中之

α

3. 本研究發現當梁翼屬厚板時，將帶來大量之銲接施作，導致銲接 品質控制不易，因此於此種型式之下，可使用 FEMA-350 建議 之扇形開孔搭配減弱梁斷面之手段來避免銲接瑕疵等問題。

4. 試驗結果得知兩組不同梁柱尺寸之試體 UN1 和 UN2 在採用 FEMA-350 建議之改良型式扇形開孔後，均能有效避免破壞於此 處產生，惟破壞模式仍為梁翼全滲透銲處之撕裂，顯見無法改善 此處應力集中問題。

5. 兩組不同梁柱尺寸之梁腹板開孔試體 OP1 和 OP2，其開孔尺寸 均採設計參數中之最小值設計，並藉由試體之遲滯迴圈可知經由

單向加載方式，兩組試體皆可試驗至7%弧度均能有效迫使塑鉸 遠離梁柱交接面產生於開孔區段，其發展位置約為預期塑鉸產生 處之區段，與設計理念相符，所發展之彎矩強度也都可滿足規範 之需求，此種設計型式應可發揮良好韌性行為。

6. 本研究所設計之開孔試體與以往開圓形孔之設計比較，由於開孔 範圍變大，因此不需藉助柱面的補強即可有效降低梁柱接面處應 力集中等問題，而雖然也於開孔四個角隅有應力集中現象，但可 發現其面外挫屈均可延緩至4%弧度後產生，且均無由此處開裂 導致試體破壞之情況發生，可見開孔型狀由圓形加以一延長區段 後將有助於角隅處應力之傳遞，避免此處提早破壞。

7. 有限元素分析模擬得知箱型柱接 H 型梁型式之梁柱接頭於梁翼 邊緣有應力集中現象，而梁腹板開孔型式之梁柱接頭能使塑鉸產 生於開孔起始區段，並使應力集中於四個角隅，以上之分析結果 均與實際試驗相符。