第四章 有限元素分析
4.4 參數研究
4.4.4 參數研究分析結果
將參數研究九組成功模型在核心單元達到降伏應變時之挫屈模態數列 於 表 4. 7 並與理論值比較。
圖 4. 17(a)為核心面積 1500 mm2(100×15)之軸向力量與軸向應變關係 圖，圖中看出三組設計得當之模型5、6 及 7 在軸向應變達到 3.2%(相當於 3.0Δbm)時核心單元強度均未衰減，模型 14 及 15 因螺栓間距過大分別於軸 向應變為2.9%及 1.4%時發生局部挫屈行為(見 表 4. 8)，導致核心單元強度 衰減，而局部挫屈均發生在端部兩螺栓間，在此範圍內之高模態數目分別 為3 個及 4 個，此時圍束單元的最大側向變形為 17 及 14 mm。模型 16 將 圍束強度降低於軸向應變為1.2%時發生整體挫屈行為(見 表 4. 9)，導致核 心單元強度衰減，此時圍束單元的最大側向變形為13 mm。
圖 4. 17(b)為核心面積 3300 mm2(150×22)之軸向力量與軸向應變關係 圖，圖中看出三組設計得當之模型3、8 及 9 在軸向應變達到 3.2%(相當於 3.0Δbm)時核心單元強度均未衰減，但模型 4 因圍束強度不足於軸向應變為
1.4%時發生整體挫屈行為(見 表 4. 9)，導致核心單元強度衰減，此時圍束 單元的最大側向變形為12 mm。模型 17 螺栓間距過大於軸向應變為 1.8%
時發生局部挫屈行為(見 表 4. 8)，導致核心單元強度衰減，而局部挫屈均發 生在端部兩螺栓間，在此範圍內之高模態數目分別為3 個，此時圍束單元 的最大側向變形為13 mm。模型 18 圍束強度雖不足，但因螺栓間距為模型 4 之 1.5 倍導致在發生整體挫屈行為前於軸向應變為 0.18%時產生局部挫屈 行為(見 表 4. 8)，導致核心單元強度衰減，而局部挫屈發生在端部兩螺栓 間，在此範圍內之高模態數目分別為3 個，此時圍束單元的最大側向變形 為4 mm。模型 19 因圍束強度不足於軸向應變為 1.0%時發生整體挫屈行為 (見 表 4. 9)，導致核心單元強度衰減，此時圍束單元的最大側向變形為 14 mm。
圖 4. 17(c)為核心面積 6400 mm2(200×32)之軸向力量與軸向應變關係 圖，圖中看出三組設計得當之模型10、11 及 12 在軸向應變達到 3.2%(相當 於3.0Δbm)時核心單元強度均未衰減，模型 13 雖圍束單元彈性挫屈強度與 核心單元降伏強度(Pe/Py)比值定為 2.0，亦達到軸向應變 3.2%(相當於 3.0Δ
bm)時核心單元強度均未衰減，模型 20 螺栓間距過大於軸向應變為 0.26%時 發生局部挫屈行為(見 表 4. 8)，導致核心單元體強度衰減，而局部挫屈均發 生在端部兩螺栓間，在此範圍內之高模態數目分別為2 個，此時圍束單元 的最大側向變形為6 mm。模型 21 及模型 22 因圍束強度不足分別於軸向應 變為1.0%及%時發生整體挫屈行為(見 表 4. 9)，導致核心單元強度衰減，
此時圍束單元的最大側向變形分別為13 mm及 12 mm。
圖 4. 18(a)為模型 15 面外變形沿軸向分佈，圖中顯示模型端部於發生 局部挫屈時產生明顯的面外變形為13mm，而其它處均未產生明顯之面外 變形。圖4. 18(b)為模型 20 面外變形沿軸向分佈，圖中顯示模型端部於發 生局部挫屈時產生明顯的面外變形為6mm，而另外一邊端部亦產生明顯的
面外變形為3mm。圖 4. 18(c)為模型 21 面外變形沿軸向分佈，圖中顯示模 型中點於發生整體挫屈時產生明顯的面外變形13 mm。圖 4. 18(d)為模型 22 面外變形沿軸向分佈，圖中顯示模型中點於發生整體挫屈時產生面外變形 為12 mm。
圖4. 19(a)為模型軸向強度及螺栓間距與核心單元高模態波長之比值關 係圖，圖中顯示圍束單元彈性挫屈強度與核心單元降伏強度(Pe/Py)比值大於 2.0，螺栓間距小於核心單元高模態挫屈波長之 2 倍，則模型在軸向應變達 到3.2%(相當於 3.0Δbm)時核心單元強度均未衰減，且最大軸向壓力與核心 降伏力比值均趨近於1.4，若圍束單元彈性挫屈強度與核心單元降伏強度 (Pe/Py)比值大於 2.0，但螺栓間距大於核心單元高模態挫屈波長之 2 倍，則 模型在軸向應變未達到3.2%時核心單元強度均衰減，且最大軸向壓力與核 心降伏力比值均小於1.4(模型 14、15、17 及 20)，而其中模型 18 因圍束單 元彈性挫屈強度與核心單元降伏強度(Pe/Py)比值小於 2.0，且螺栓間距(=700 mm)大於核心單元高模態挫屈波長之 2 倍(=516 mm)，因此核心單元強度衰 減最為明顯。
圖4. 19(b)為軸向強度及圍束單元彈性挫屈強度與核心單元降伏強度 (Pe/Py)之比值關係圖，而模型之螺栓間距與核心單元高模態波長之比值均小 於2，圖中顯示圍束單元彈性挫屈強度與核心單元降伏強度(Pe/Py)比值大於 2.0，則模型在軸向應變達到 3.2%(相當於 3.0Δbm)時核心單元強度均未衰 減，且最大軸向壓力與核心降伏力比值均趨近於1.4，但圍束單元彈性挫屈 強度與核心單元降伏強度(Pe/Py)比值小於 1.5，則模型在軸向應變未達到 3.2%時核心單元強度均衰減，且最大軸向壓力與核心降伏力比值均小於 1.4(模型 4、16、19、21 及 22)。
圖4. 19(c)為核心長度、厚度及整體斷面慣性矩(Ir,g)對於核心強度的影 響，橫座標為各模型之整體斷面慣性矩除以相同核心長度下之最小斷面慣
性矩，而模型之圍束單元彈性挫屈強度與核心單元降伏強度(Pe/Py)比值均趨 近於2.5，圖中顯示設計得當之挫屈束制消能支撐在相同核心厚度下，核心 長度越短，核心抗壓強度越高；在相同核心長度下，核心厚度越厚，核心 抗壓強度越高，同時在相同核心長度下，整體斷面慣性矩越大亦可得核心 強度亦高。
圖 4. 19(d)為分析模型之整體或局部挫屈強度與理論預測整體或局部 挫屈強度之關係圖，圖中顯示在不同核心長度、厚度及整體斷面慣性矩下 分析模型與理論預測之整體或局部挫屈強度差異大約為20%。
由上述分析結果可得模型之圍束單元彈性挫屈強度與核心單元降伏強 度(Pe/Py)比值大於 2.0，螺栓間距小於核心單元高模態挫屈波長之 1.5 倍，
螺栓強度安全係數為1.5，即可避免整體及局部挫屈行為發生，且核心強度 亦不會衰減，而在不同核心長度、厚度及整體斷面慣性矩下，核心強度差 異均小於10%，因此 2.3 節的設計方法適用於不同長度及厚度之可更換核 心板之挫屈束制消能支撐設計。