局部行為

對分析模型內部之主筋軸力-應變、兩處箍筋張力-應變行為與實 驗試體之結果加以驗証。

主筋

分析模型與實驗試體主筋之軸力-應變比較如圖 4.2.1 至 4.2.5 所 示，其中因為 SRC2、SRC7 以及SRC8 實驗試體之應變計發生損壞，

因此無法進行比較，其他分析模型與實驗試體比較中可以觀察到在達 極限載重前兩者之勁度十分相合，只有SRC6 之勁度有較為明顯之差 異，過極限載重後，分析模型主筋皆隨著軸力之加載應變逐漸變大且 承載能力逐漸下降，而實驗試體之主筋大部份進入非線性狀態，其中 以SRC5 分析所獲得之曲線與實驗之結果最為吻合。

箍筋

分析模型與實驗試體主筋之張力-應變比較如圖 4.3.1 至 4.3.15 所 示，其中因為 SRC2之CH24產生損壞，無法進行比較，由圖中可以 觀察到分析與實驗之初始勁度十分吻合，在接近極限載重前有幾組分 析模型之勁度比起實驗試體會略為下降些，其餘之分析模型則獲得良 好之結果，與實驗之誤差極小，達極限載重時箍筋皆未達到降伏。過 極限載重後隨軸力之加載分析之應變改變量比起實驗試體之值要略 大些，但是可以看出分析與實驗之驅勢是相似的。

綜括所有局部主筋與箍筋行為，分析模型與實驗試體相比較之結 果對大多數之驅勢而言是相當符合的，但是行為上都還是有些地方並

不是十分吻合，其中之原因可以歸納出以下幾點：

1. 分析時混凝土開裂之行為沒有被考慮進去。

2. 分析時鋼筋與鋼骨局部挫屈之效應沒有被考慮進去。

3. 分析時箍筋被拉斷之效應沒有考慮進去。

4. 混凝土強度隨實驗之施作而有所改變，與分析時有所差異。

5. 分析時所有材料均設定為均質，但實際上之試體材料分布不一

定完全呈現均質。

6. 分析時軸力為平均之施加，不會產生偏心之現象，但是真正實

驗之施作容易產生偏心之情形。

4.3 分析與 CL 模型之比較

分析與CL模型(Chen and Lin 2006)之比較如圖4.4.1 至圖4.4.8， 各模型之極限載重如表 4.7，經由表中之比較後會發現不論是分析或 CL模型所獲得之極限載重差距不大，且由圖中可以觀察到分析與CL 模型之圖形在達極限載重前之勁度皆十分吻合，在極限載重後因各材 料之設定而有所差異。接著利用圍束效應之指標 R 進行比較，分析 與CL模型之 R值如表4.8，表中觀察到在柱內鋼骨為 H型與十字型

時，分析模型之 R值皆比解析模型大，只有SRC7 小於解析模型，原

影響。

材料強度參數之訂定，混凝土強度設定為 27.6、55.2、82.8 MPa 以及鋼骨強度設定為248.4、345、517.5 MPa，加上三種H 型、十字 型、I 型鋼骨斷面，共27組分析模型。混凝土強度一致使用 CEP-FIP

(1970) 之應力-應變模型；而鋼骨強度之設定方式則維持前述分析模

型之設定方式。

4.4.1 混凝土強度之影響

此系列探討當柱內鋼骨形狀以及強度相同時，混凝土強度之改變 對於分析模型整體受力行為與局部行為之影響，並計算出各種規範之 極限強度與分析模型進行觀察。

整體行為

柱內為H 型鋼骨系列之九組模型之極限載重如表4.10；十字型鋼 骨系列之九組模型之極限載重如表 4.11；I 型鋼骨系列之九組模型之 極限載重如表4.12，表中包含利用各規範所計算出之極限載重，在計 算時將不考慮各規範對於鋼材之降伏強度與混凝土強度之限制。由表 中可觀察到當使用之混凝土強度上升，模型之極限載重上升之幅度以 I型鋼骨系列最大，而 H型鋼骨系列與十字型鋼骨系列上升之幅度無

明顯之差距，主要是因為 I型鋼骨之含量最小，受到混凝土材料之影 響最大；H型鋼骨與十字型鋼骨之含量較大，且兩者含量差不多，因 此受混凝土材料之影響較小，各規範所計算出之預測值則以Eurocode 4之規範最為準確，日本AIJ規範與Squash Load 之值次之，再者ACI 規範則略為保守，AISC-LRFD則在其中為最為保守之規範。

將各系列中使用相同鋼骨強度模型之受力曲線進行比較，如圖

4.5.1至圖 4.5.9所示。藉由各圖形可以了解混凝土強度之影響，各組

圖形皆可以觀察到達極限載重前之勁度因使用之混凝土強度不同而 有明顯之差異，當使用之混凝土極限強度越高時，其初始之勁度會越 大，其中之原因與混凝土材料設定有關，混凝土材料使用之CEP-FIP

(1970) 應力-應變模型中，各混凝土材料達到極限強度時之應變量差

不多，使得極限強度越高之混凝土模型之勁度相對較大，導致分析模 型整體之承載能力在達到極限載重前，使用之混凝土極限強度越高有 越好之勁度表現。

而到達極限載重後之受力行為因使用混凝土極限強度高低與達 極限載重前有不同之結果，當搭配之混凝土強度為 27.6、55.2 MPa 之高強度混凝土時，過了極限載重後，混凝土強度為55.2 MPa 之分 析曲線其韌性行為比起27.6 MPa 之分析曲線差，會造成此種差異之

原因也是在於混凝土材料之應力-應變模型中，當混凝土材料之極限 應力越高時，過了峰值點後之混凝土應力下降速度將會越來越快，因 此使得模型過了極限載重後之整體承載能力也會快速下降，而使用

82.8 MPa之高強度混凝土之分析模型，則是在模型到達極限強度後分

析軟體即產生收斂性之問題，因而無法得到極限載重後之受力行為，

推測其中原因應該是與混凝土材料設定之應力-應變曲線有關，當混 凝土極限強度為 82.8 MPa時其曲線過了極限後應力值下降速率十分 快速，致使 ABAQUS 軟體無法收斂造成無法分析出極限載重後之受 力行為，但依據前述結果之驅勢，可以推測使用強度為82.8 MPa 之 混凝土在過了極限載重後承載力將下降得更快，其產生之脆性破壞程 度將比使用極限強度為 55.2 MPa之混凝土嚴重，剩餘強度損失之速 率將達至最高。因此使用高強度之混凝土雖然有助於使模型能夠承受 較高之極限載重，並在達極限載重前有較為良好之勁度，但在極限載 重後韌性行為卻較差，承載力下降速率明顯，也許可以經由增加箍筋 體積或轉換不同形式箍筋來加強圍束壓力，改善使用高強度混凝土時 因脆性破壞強度快速下降之現象。

接著嘗試分別依照各組模型之資料計算圍束效應之指標 R，藉以 觀察混凝土強度之改變是否影響到圍束區域混凝土強度值對於非圍 束區混凝土強度值之提升程度。各系列鋼骨之指標 R 對於混凝土強

度影響之比較如表4.13。由各鋼骨系列之中皆可以明顯觀察到當使用 之混凝土強度越高時，其 R 值反而會下降，也就是當使用之混凝土 材料其強度越高，箍筋對於圍束區混凝土強度增加之效果較不顯著。

局部行為

比照先前驗證之模型，同樣取 CH20位置主筋之軸力-應變曲線以 及CH23 與CH24位置箍筋之張力-應變曲線進行一系列之比較。

各系列 CH20 位置主筋之軸力-應變曲線之比較如圖 4.6.1 至圖

4.6.9，由圖中皆可以觀察到主筋之行為與整體模型比較之行為相似，

混凝土材料越高則達極限載重前勁度表現越好，相對過了極限載重後 之韌性越差，主要皆是受到混凝土材料應力-應變模型影響所致。除 此之外，由圖中發覺到使用較低之混凝土強度時，主筋產生之應變明 顯大於模型整體之應變，推測其原因可能為混凝土之強度較低時，主 筋需承受較大之軸力，因而產生較大之變形量。

各系列 CH23 位置箍筋之張力-應變曲線之比較如圖 4.7.1 至圖

4.7.9，由圖中皆可以觀察到初始勁度是相合的，表示混凝土材料強度

之差異一開始並不會對箍筋產生顯著之影響，隨載重之增加箍筋行為 漸漸與整體行為相似，但在混凝土強度為55.2 MPa 之模型中，過極 限載重後之行為略有不同，因為箍筋是承受張力作用，過極限載重後

持續承受張力造成應變量有顯著之增加，比較特別的是在十字型鋼骨 系列中，鋼骨強度與混凝土強度皆最高之 Cruciform9 模型，主筋行 為與其他系列有所差異，在接近極限載重前之應變量沒有明顯增加，

推測應是軸力幾乎由鋼骨與混凝土承受，主筋承受力量小。

各系列 CH24 位置箍筋之張力-應變曲線之比較如圖 4.7.10 至圖

4.7.18，其行為與 CH23 極為相似，但 H 型鋼骨與 I 型鋼骨系列應變

量略小於 CH23，因為 CH24 受到鋼骨翼板之影響，使得箍筋受到混 凝土之力量較小，應變量小於無鋼骨翼板影響之 CH23，十字型鋼骨 則因鋼骨呈現雙軸對稱而無此差異產生。

4.4.2 鋼骨強度之影響

此系列探討當柱內鋼骨形狀以及混凝土強度相同時，鋼骨強度之 改變對於分析模型整體受力行為與局部行為之影響。

整體行為

將H 型鋼骨、十字型鋼骨以及I型鋼骨系列中使用相同鋼骨混凝 土強度模型之受力曲線進行比較，如圖 4.8.1至圖4.8.6所示，其中使

用 82.8 MPa 高強度混凝土之模型在達極限載重後之行為未能夠收

斂，無法獲得受力行為，因此將不進行模型彼此間之比較。藉由其餘

各組圖形了解鋼骨強度之影響。從各組圖形皆可以觀察到初始勁度皆 十分吻合，接著鋼骨強度為248.4 MPa之模型勁度首先開始降低，鋼

骨強度為345 MPa之模型也接著下降，推估是因為鋼骨材料應力-應

變曲線已進入塑性階段，造成整體模型之強度上升速度減緩，而使用 之鋼骨強度為517.5 MPa在達到極限強度前之曲線勁度就沒有明顯下 降之現象，應是鋼骨材料在達極限強度前保持在線性階段，未進入塑

變曲線已進入塑性階段，造成整體模型之強度上升速度減緩，而使用 之鋼骨強度為517.5 MPa在達到極限強度前之曲線勁度就沒有明顯下 降之現象，應是鋼骨材料在達極限強度前保持在線性階段，未進入塑