4.1 試體行為
試驗程序採位移歷時控制，以利試體達極限扭矩強度後繼續擷取 其破壞後之數據，試體於試驗區表面粉刷白漆並繪製 10 cm×10 cm之 方格以利觀察裂縫。於試驗過程中以色筆繪出混凝土表面之裂縫，以 便觀察與記錄混凝土開裂之情形。
4.1.1 SRC系列試體
SRC 試體受純扭矩作用其行為大致相同，試體扭矩-扭轉角示意 圖如圖 4.1；A 點為原點，B 點為試體勁度改變處，C 點為極限扭矩 強度處，D 點為試驗停止處。AB 段為線性行為，此時試體混凝土表 面尚未產生裂縫，當施加扭矩強度接近B點時，混凝土表面開始產生 細小裂縫，到達B點時產生數條約 45°斜裂縫，此時試體勁度改變，
因試體混凝土表面開裂後勁度下降。
施加扭矩持續增加，於 BC 段時裂縫快速成長延伸，試驗區上方 與兩側之裂縫逐漸形成約45°螺旋破壞面。當施加扭矩逐漸接近C點 時，已出現數條主要裂縫，裂縫寬度已接近數mm。
CD 段為試體到達極限扭矩強度後之行為，在 CD 段之前半，試
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體主要裂縫寬度已達10 mm，此時混凝土表面除主要裂縫外另外產生 其他細小裂縫。CD 段之後半，試體混凝土表面，主要裂縫寬度已達
20 mm，並延伸至試體內部。進而混凝土表面數條主要裂縫中間之細
小裂縫，逐漸延伸成一非 45°破壞面，造成角隅混凝土塊剝落。裂縫 生成次序示意圖如圖4.2 所示，實際情形如照片4.1 所示。SRC試體 破壞之照片如照片4.2 至4.11所示。
4.1.2 RC系列試體
RC 試體受純扭矩作用其試體扭矩-扭轉角示意圖如圖 4.3 所示，
RC系列試體AB 段與SRC系列試體差異不大，於 AB段為線性。混 凝土表面產生裂縫後勁度下降，如 BC 段所示，其與 SRC 試體之不 同處在於 BC 段較為線性，到達極限扭矩強度前，產生約 45°螺旋狀 破壞面，主要裂縫持續成長。
RC 系列試體於CD 段時與 SRC系列試體不同處，主要裂縫持續 增大，主裂縫與主裂縫中間並不會產生許多細小裂縫，因RC系列試 體主要裂縫之螺旋破壞面，試體中心並無鋼骨加勁，當主要裂縫延伸 至試體中心後，CD段扭矩-扭轉角圖之曲線下降較為急速。裂縫生成 次序圖如圖 4.4所示，實際情形如照片 4.12所示。RC試體破壞之照 片如圖4.13至4.17所示。
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4.2 試體扭矩-扭轉角行為
當接近線性之行為。SRC梁達開裂扭矩後，隨著扭轉角之增加，扭矩 強度則顯得緩降的趨勢，此現象較 RC梁有延遲其扭力破壞行為。試 驗結果顯示SRC試體內之鋼骨並未達降伏，故SRC的韌性較好並非 因鋼骨的降伏，推測其原因可能因 SRC 試體產生裂縫且延伸至試體 中心時，鋼骨於SRC試體中心具有加勁之效果。
圖 4.19 所示為鋼梁試體 S1 與 S2 之扭矩-扭轉角關係。因油壓制 動器行程之限制與 H 型鋼梁扭矩勁度很小之緣故，試驗無法獲得鋼 梁之極限扭矩強度。
試驗結果顯示當試體到達極限扭矩強度( )後，RC系列試體強度 下降快其韌性最差；包覆鋼骨系列之試體扭矩-扭轉角關係圖呈一平 緩下降曲線，試體具有較好之韌性。t3系列試體採用緊密的橫向扭力 筋較t1、t2系列有效提高扭矩強度，極限扭矩強度對應之扭轉角也較 小，故相對提昇扭矩勁度。l2系列試體採用增加主筋數量，能提高扭 矩強度，扭矩勁度也較l1系列高。
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4.3 試體參數於扭矩強度與行為之影響
縱向扭力筋之影響(Al)
如圖 4.20 至 4.26 所示，可比較縱向主筋於扭矩強度與行為之影 響。在較多量的縱向主筋 l2 配置下，其極限扭矩強度能提昇，扭矩
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行為之趨勢則與l1系列大致相同。
縱向扭力筋對於本研究之三種不同之At/s之影響，t1系列若採用 l2之配置，其極限扭矩強度約為採用 l1配置之 1.2 倍，而 t2 系列約 為 1.06 倍，說明 At/s 越高之情況下，縱向扭力筋之影響越小。於 t3 系列試體中，縱向扭力筋之影響不大，如圖 4.22 所示。然而試體 S2-RCt3l1極限扭矩強度高於試體S2-RCt3l2，與試體S1-RCt1l1高於
S1-RCt1l2，乃因試體混凝土強度不同造成，此時縱向扭力筋之影響
甚小。
橫向扭力筋之影響(At/s)
三種不同橫向扭力筋於扭矩-扭轉角行為之影響顯示於圖 4.27 至 4.30，較多的橫向扭力筋有助於扭矩強度的提昇。尤其是圖4.28與圖 4.29，明顯顯示t3系列試體(橫向扭力筋 2-#3 @10 cm)有最大的極限 扭矩強度，且t2 系列試體(橫向扭力筋#3 @10 cm)的極限扭矩強度高 於t1 系列試體(橫向扭力筋#3 @15 cm)。
鋼骨之影響(S)
圖 4.31 至 4.36所示為不同鋼骨下試體之扭矩-扭轉角比較圖。除 S1-RCt1l2與S2-RCt1l2系列之試體外，含 S2鋼骨(較大型鋼)之 SRC 試體之極限扭矩強度低於含S1鋼骨之 SRC試體。推測其原因可能為
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含S1 鋼骨之SRC試體因鋼骨翼板與橫向扭力筋有較大之距離，增大 剪力流之厚度，又因含S2鋼骨之SRC試體之鋼骨翼板與橫向扭力筋 接觸，導致S1 系列SRC試體有較大之極限扭矩強度。
4.4 試體局部行為討論
為 探 討 試 體 局 部 行 為 ， 以 四 組 試 體 S1-RCt2l1、S1-RCt2l2、 S2-RCt2l1、RCt2l1 之應變計資料為例。於試體混凝土表面開裂前，
縱向主筋與橫向扭力筋幾乎沒有應變，待混凝土表面開裂後，橫向扭 力筋開始受到扭矩作用，應變值明顯提高，縱向主筋為最晚受到扭矩 作用。故 SRC 構件在尚未開裂前，可視為由外圍混凝土承受扭矩，
開裂後，橫向扭力筋與縱向主筋才開始承受扭矩作用。
試體 S1-RCt2l1 橫向扭力筋之應變計顯示大多數皆已降伏，黏貼
於縱向扭力筋之應變計有少數已降伏。試體S1-RCt2l2橫向扭力筋之 應變計顯示少數已降伏，而黏貼於縱向扭力筋之應變計則因配置較高 量的縱向主筋，顯示皆未達降伏應變。
於三組試體包覆之鋼骨翼板共黏貼九組應變計，鋼骨腹板共黏貼 六組應變計，試驗結果顯示皆尚未達其降伏應變，且其近乎未受扭矩 作用，應變值幾乎沒有提昇。
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4.5 試體極限扭矩強度計算
對於SRC試體之扭矩強度計算，日本AIJ 規範建議疊加RC與鋼 骨之扭矩強度。依拉力試片計算所得之S1 與S2鋼骨全斷面塑性扭矩 強度(公式 2.15)分別為 6.80 kN-m 與 8.84 kN-m。然而試驗結果顯示 SRC 試體於達到其極限扭矩強度時之扭轉角φ (u 表 4.1)所對應之鋼骨 扭矩強度遠小於鋼骨全斷面塑性扭矩強度，因而依試體之 扭轉角由 圖4.19計算鋼骨之扭矩強度。
φu
表 4.2 為開裂扭矩強度規範計算值與實驗值之比較，對於各系列 之試體並無一致性之結果，推測應為開裂前只由混凝土承受扭矩，與 試體內鋼筋與鋼骨之配置無關，由於各試體混凝土強度不一致，故無 一致性之結果。
表4.3 為極限扭矩強度計算值與實驗值之比較，結果顯示 t1系列 試體之實驗值幾乎皆高於計算值，而 t3 系列試體之實驗值皆低於計 算值。t3系列試體之橫向扭力筋為雙排#3 @10 cm，試體無法發揮如 同計算所得之扭矩強度，值得後續之研究。表4.3 亦顯示ACI 318-95 能提供最為保守之計算值。基於 H型鋼於扭矩強度之貢獻相對於RC 甚小，於設計上可保守的忽略型鋼的扭矩強度。