文獻回顧

美國北嶺與日本神戶大地震之後，國內外對於提高鋼結構梁柱接 頭之韌性研究已有一段時間，主要研究方向為確保梁柱接頭能產生塑 性變形以消散地震力，其作法是將塑鉸發生位置遠離梁柱交接面，目 前對於韌性抗彎矩梁柱接頭之改良，主要有減弱式與補強式兩種，ㄧ 般之減弱式接頭都是在遠離柱面之梁翼板進行削弱，其翼板削弱的方 式有剃度切削(Iwankiw and Charles (1996)；Chen et al. (1996))、平行 切 削 (Engelhardt et al. (1996) ； Plumier (1997) ； Engelhardt et al.

(1998))、圓弧切削(Engelhardt et al. (1996)；Engelhardt et al. (1998)；

FEMA (2000)；陳宣維 (1999))與鑽孔式(林昆德 (1996))。而補強式接 頭則是在梁柱交接面處之梁斷面上使其段面積增加，其增加梁之斷面 積 的 方 式 有 蓋 板 式 (Engelhardt et al. (1995) ； SAC Jiont Venture (1996)；Goel et al. (1997)；Engelhardt et al. (1998)；Goel et al. (2000)；

林克強 (1992)；陳嘉有 (1995))、水平擴座式(楊榮坤 (1990)；陳嘉 有 (1995))、托肩式(SAC Jiont Venture (1996)；Civjan et al. (2000)；

Uang et al. (2000))、擴翼式(林群洲 (2006)；李智民 (2006))、梁翼板 內側加勁式(饒智凱 (2007))與肋板補強式(Popov and Tsai (1989)；

Engelhardt et al. (1995)；Zekioglu et al. (1996)；Goel et al. (1997)；

Anderson and Duan (1998)；Goel et al. (2000)；Chen et al. (2004)；林 昆德 (1996)；呂正安 (2001)；蔡佳良 (2002))。另外學術界對於梁腹 板開孔剪力與彎矩之設計與計算方式以及剪力與彎矩之互制作用已 有廣泛研究(文獻 Darwin (1990)；Chung et al. (2000)；Chung et al

(2003)；Aglan and Qaqish (1982)；Kussman and Cooper (1976)；Bower (1966)；Bower (1996)；葉木中 (1996))。因此本研究期望能夠參考國 內外對於減弱式與補強式梁柱接頭以及梁桿件在腹板開孔之相關文 獻，提供適合在梁腹板進行削弱之方法。

減弱式接頭

FEMA-350 (2000) Reduced Beam Section Connection 說明在梁末 端附近處(靠近柱面)之上下翼板利用切削的方式，對梁進行減弱，而 梁之上下翼板與柱翼板使用全滲透開槽銲連接，如圖 2.1 所示。此種 方式之接頭不需任何補強，而梁腹板與柱翼板連接可利用全滲透開槽 銲，或是傳統之剪力板螺栓接合，也可以用剪力板與梁腹板銲接接 合，這些方式配合圓弧切削之接頭皆可使用在特殊或普通之抗彎構 架。此文獻建議剪力板與柱翼板連接時可使用全滲透開槽銲或是填角 銲，雖剪力板使用銲接接合會使得工程成本增加，但此方式能夠改善 接頭之韌性能力，並可使部分作用力經由剪力板及腹板傳入柱中，降 低上下翼板與柱翼板之全滲透開槽銲及扇形開孔之破壞。另外此文獻 提供了圓弧切削式接頭之完整設計流程，而圖 2.1 中各符號之決定由 以下方式決定之。

bbf

a ≅(0.5~0.75)

db

b≅(0.65~0.85)

c 之決定要先假設為 0.2 倍之梁翼寬，再計算出圓弧切削最深處 之梁塑性斷面模數，之後利用此FEMA-350 (2000)之3.2.4 節與3.2.6 節之方法計算出柱面之外力彎矩M_f，計算M_f 時會使用到C_pr，這邊

Cpr使用 1.15，最後如果M_f <C_prR_yZ_bF_y， c 值須重新假設，而 c

值不可超過0.25倍之梁翼寬。

補強式接頭

饒智凱 (2007) 於梁翼左右兩邊之內側各加鋼板，其補強型式有

兩種，一種是梁上翼板及下翼板內側與腹板之相對邊各放置ㄧ片加勁 板，將加勁板兩側分別與梁翼板內側及柱銲接接合，如圖2.2 所示，

另外一種是在梁翼板內側近柱邊加置全梁深之加勁板，如圖 2.3 所 示。目的為改善箱型柱因梁腹對應之柱內並無直接傳遞應力之柱腹板 所造成梁翼板接柱板之兩側全滲透銲接處之較大應力，並提高梁柱接 頭區之彎矩容量，使塑鉸移至加勁板端部附近。結論歸納兩種加勁板 設計均先假設塑鉸發生離加勁板端部四分之ㄧ梁深處，且加勁板長度 建議大於梁翼板寬度，而利用梁之彎矩容量與柱面外力彎矩需求之比 值α，推算出加勁板之厚度，文中建議在前述第一種加勁板補強型式 之α值需大於1.03，第二種加勁板補強型式之α需大於1.07。

呂正安 (2001) 具延長段之單肋板補強，是在梁柱交接面之梁上

下翼板增加單肋板補強，使梁柱交接面之彎矩容量增加，使塑鉸形成 遠離柱面，梁柱均採用H型鋼，如圖 2.4所示。多數單肋板研究均指 出經由單肋板補強可使梁柱交接面應力有效地降低，但臨界斷面轉移 至肋板末端使該處產生應力集中之現象卻無法改善，直到肋板尾端延 長才解決此一難題。然而該研究僅證實此種型式接頭之可行性與功 效，並未明確訂出相關之設計參數與設計流程。此研究目的希望藉由 有限元素分析進行參數研究，其後依據分析結果來設計試體並進行實 驗，訂出可靠之設計參數與合理、簡潔之設計流程。結果顯示參數α 使用 1.05、η使用 1.05 以及γ 使用 1.1，較為適當。其中α定義為經 肋板補強後梁柱交接面塑性彎矩與該處外力彎矩之比值，η為塑鉸形

成區之塑性彎矩與梁塑性彎矩之比值，γ 則是梁塑性彎矩與肋板末端 之外力彎矩之比值。

蔡佳良 (2002) 於梁柱交接面之梁上下翼板增加具延長段之單肋

板補強，使梁柱交接面之彎矩容量增加，使塑鉸形成遠離柱面，而梁 採用H 型，柱採箱型，如圖2.5所示。其研究目的為探討單肋板補強 應用在箱型柱接 H 型梁之行為。藉由實尺寸梁柱接頭試驗與有限元 素分析，均驗證肋板補強針對箱型柱梁柱接頭，塑鉸可於肋板圓弧末 端形成，而且補強段具有全段降伏之特性。另外此研究α 定義為經肋 板補強後梁柱交接面塑性彎矩與該處外力彎矩之比值，建議採 1.05 至1.15之間行為較為穩定。

Goel et al. (1997) 有限元素研究結果顯示，在抗彎接頭區的鄰近 處，其應力分佈徹底與標準梁理論所假定模式下之應力分佈不同。造 成此原因可能是邊界條件所假設的條件ㄧ致之影響下，出現著名的聖 維南定理。透過有限元素之研究，顯示在接頭區之重要且直接之主應 力分佈情形較類似於桁架中拉壓桿模式而非標準之梁理論。因此彎矩 及剪力於接頭區之梁翼板附近之傳遞模式就如對角線的形式以傳遞 該力量。由上述可得知接頭區之梁彎矩是透過梁翼板傳遞有如拉壓桿 上下弦桿之模式；剪力之傳遞則像是對角線之拉壓桿模式。很顯然的 可看出力都被導引至接頭區上下翼板，故此區域之上下翼板必須能夠 抵抗彎矩及剪力之作用。而此區域之彎矩及剪力可藉由拉壓桿理論轉 換成水平及垂直反作用力，再針對此反作用力在接頭區之上下翼板設 計出適合的蓋板及肋板，由於力量都被導引至接頭區之上下翼板處，

而柱面之梁腹板中間處並無力量往此傳遞，因此在設計上梁腹板無需 與柱連接。本文獻期望藉由有限元素之分析以及拉壓桿理論於接頭區

範圍內建立出較好之實際載重路徑，以設計出適合的蓋板及肋板以抵 抗地震力。結果藉由分析所得之拉壓桿形式之載重路徑，設計出適合 之蓋板及肋板，其形式為在接頭區之上下翼板各用ㄧ片鋼板用填角銲 與之連接，並在此鋼板上及上下翼板內側各加四塊三角形之肋板以填 角銲連接，如圖 2.6所示，並進行反覆載重實驗，實驗結果顯示層間 變位角可超過4% 弧度，塑性轉角可大於0.04 rad.。

Goel et al. (2000) 依照Goel et al. (1997) 拉壓桿理論，對於抗彎接 頭歸納出可供工程師使用之設計流程，並對Goel et al. (1997) 所設計 之試體進行改良，將肋板由八塊改成四塊，而利用一塊 C 形狀之剪 力板以填角銲的方式與梁腹板與柱翼板連接，如圖2.7 所示，並進行 反覆載重實驗，實驗結果顯示層間變位角達到4% 弧度，可在4% 弧 度下維持四個迴圈，並且強度並無明顯折減的情況出現，滿足 AISC 所規定之特殊抗彎構架。

梁腹板開孔

Darwin (1990) 明確的規定出梁腹板開孔形狀、大小範圍及補強方

式，並提供剪力及彎矩強度之計算方式。另外對於剪力-彎矩互制效 應也有明確的說明。本文獻提出之梁腹板相關規定其鋼材都必須限制 於降伏強度不大於65 ksi以及滿足 AISC所規定之結實斷面。

Chung et al. (2001) 指出近年來對於 H型梁梁腹板開圓孔之載重 容量設計法都假設其塑鉸發生於梁腹板開孔後所剩之上 T 型斷面處 且在受低彎矩作用下的一側。依此假設所設計的載重容量會過於保 守，原因為 H 型梁梁腹板開圓孔受到破壞的地方，不ㄧ定都在上述 所假設之位置。另外當載重容量增加到四個塑鉸在梁腹板開孔周圍之 上、下兩T型斷面產生時，會出現 Vierendeel效應，使得梁腹板開孔

後所剩T型斷面之彎矩容量比我們所預期的還要少。故本此文獻建立 梁腹板開圓孔之有限元素模型，藉由有限元素分析以探討塑鉸發生在 不同位置處對於載重容量的影響以及Vierendeel效應對梁腹板開圓孔 之影響。從有限元素模型發現，若假設塑鉸發生於梁腹板開孔後所剩 兩上、下 T 型斷面之上 T 型斷面處且在受低彎矩作用下的一側，其 載重容量會比有限元素模型所分析之載重容量少百分之 5 到 10，如 果假設塑鉸形成在高彎矩作用下的ㄧ側，其載重容量會比有限元素模 型所分析之載重容量高百分之10到 15。

Chung et al. (2003) 說明Vierendeel效應嚴重的影響著梁腹板有單 獨且較大開孔之梁桿件。梁腹板開孔的開孔深度會影響開孔部分的剪 力與彎矩破壞，而開孔的範圍會影響著Vierendeel效應，除此之外局 部的剪力及T型斷面的彎矩容量也會影響 Vierendeel效應，故已經有 許多有限元素的研究分析梁腹板開孔之形狀及大小對於梁桿件的影 響程度。另外藉由許多有限元素的分析以比較梁腹板開孔之形狀及大 小所產生各種整體的剪力-彎矩交互作用曲線，發現各種開孔形狀及 大小之整體的剪力-彎矩交互作用曲線差異並不大。如此可將這些整 體的剪力-彎矩交互作用曲線統整出各種開孔形狀及大小皆可用的參 考曲線。此文獻目的是為了建立Vierendeel之參數用以評估Vierendeel 效應在梁腹板開孔之行為。並利用彎矩及剪力之比率與Vierendeel之 參數，在這三者之間相互比較之下能立即建立出在不同剪力-彎矩比

Chung et al. (2003) 說明Vierendeel效應嚴重的影響著梁腹板有單 獨且較大開孔之梁桿件。梁腹板開孔的開孔深度會影響開孔部分的剪 力與彎矩破壞，而開孔的範圍會影響著Vierendeel效應，除此之外局 部的剪力及T型斷面的彎矩容量也會影響 Vierendeel效應，故已經有 許多有限元素的研究分析梁腹板開孔之形狀及大小對於梁桿件的影 響程度。另外藉由許多有限元素的分析以比較梁腹板開孔之形狀及大 小所產生各種整體的剪力-彎矩交互作用曲線，發現各種開孔形狀及 大小之整體的剪力-彎矩交互作用曲線差異並不大。如此可將這些整 體的剪力-彎矩交互作用曲線統整出各種開孔形狀及大小皆可用的參 考曲線。此文獻目的是為了建立Vierendeel之參數用以評估Vierendeel 效應在梁腹板開孔之行為。並利用彎矩及剪力之比率與Vierendeel之 參數，在這三者之間相互比較之下能立即建立出在不同剪力-彎矩比