第二章 鋼造梁柱梁翼內側加勁板接頭試體設計
2.4 梁柱梁翼內側補強接頭試體
本研究梁柱接頭試體共四組，其中一組為未加勁之傳統梁柱接頭，試 體編號UR，而以梁翼內側加勁板(IFS)為補強方式之試體共三組，試體編 號為IFS1-3，四組試體之柱及梁皆為相同尺寸，分別為柱H428×407×20×35 及梁H702×254×16×28，而柱高H以及油壓制動器中心至柱中心之距離 ( 圖2.4)均為 4000 mm，各試體所對應之加勁板尺寸如表 2.2所示。
2.4.1 材料性質
本實驗試體主要之材料分別有鋼梁、鋼柱、加勁板及疊合板(Double Plate)。其中試體UR及IFS1-2 其鋼梁均採用A36 之材料性質，另外為了探 討當鋼梁材質不同所造成的影響，故增加一組試體IFS3 其鋼梁為A572 Gr.50 之材料性質。而鋼柱、加勁板及疊合板皆採A572 Gr.50 之材料性質，
此外，為了解所有試體各部位組成材料之強度，以提高未來利用有限元素 分析軟體(ABAQUS 2003)模擬之準確性，本研究將各材料之拉伸試驗結果 列於表2.1。
2.4.2 強柱弱梁比
依據AISC(2005)耐震設計規範，強柱弱梁比之計算公式如下:
0 .
* 1
*
∑
≥∑
pb pc
M
M
(2-14)
其中
∑
為連接於梁柱接頭處柱在接頭交接面之標稱強度總合，計算如 下所示:*
Mpc
( )
∑
Mpc* =∑
Zc RyFyc −Puc Ag(2-15)
其中 為柱斷面塑性模數， 為柱鋼材之標稱降伏強度， 為所需之柱 向受壓力， 為柱全斷面積。因本研究並未在柱上施加軸向受壓載重，所 以在計算 時忽略 之影響，
Zc Fyc Puc
Ag
∑
M*pc Puc∑
M*pb 為連接於梁柱接頭處梁在接頭交 接面之標稱彎矩強度總合且等同於(2-2)式之 。依照上述之公式可計算 各試體之強柱弱梁比，如Mdem
表2.2所示。
2.4.3 加勁板尺寸
本研究於設計加勁板尺寸時，試體於塑鉸處之應變硬化係數
β
，參考 周中哲及饒智凱(2008)所建議之值為 1.36，且為了避免梁柱梁翼焊道的破 壞，試體IFS1 及IFS3 亦參考建議之梁彎矩強度需求比α 值( )
，而試體 IFS2 為了與試體IFS1 作為對照，限制其梁彎矩強度需求比05 .
≥1
α值為 0.98 小 於 1(表 2.3)。其中試體IFS1 至IFS3 其加勁板長度 及深度 均分別假設 為300 mm及 308 mm。根據 2.2 節加勁板設計步驟可得:
Ls ds
試體 IFS1
1. 計算塑鉸處極限彎矩強度MPH:
試體於塑鉸處之應變硬化係數
β
，採用周中哲及饒智凱(2008)所建議之 值為1.36。依照(2-1)式可得梁位於塑鉸處之塑性彎矩Mpb，其中(2-1)式 之σ
yn由為 由
於試驗前尚未得知鋼梁(材料性質A36)之強度，故假設為標稱 強度36 ksi (248 MPa)，且依照FEMA 350 之規定，A36 鋼材之變異係 數Ry 1.5，最後試體的MPH
β
值乘上Mpb計算而得如表 2.3所示。2. 求柱面彎矩需求Mdem:
將試體之MPH與假設之Ls值代入(2-2)式及(2-3)式中可得試體之 ，而 將計算出的 值列於
Mdem
Mdem 表2.3所示。
3. 求加入加勁板之梁柱接頭所能提供之彎矩容量Mcap:
試體之加勁板厚度 為ts 25 mm，並將試體之 、 代入ds ts (2-4)式中，其中 加勁板之強度(材料性質為A572 Gr.50)尚未由拉伸試驗得知，故
σ
yn假 設為加勁板之標稱降伏強度50 ksi (345 MPa)，且依照FEMA 350 之規 定，A572 Gr.50 鋼材之變異係數Ry為1.1，最後由(2-4)式可得加勁板所 提供之塑性彎矩Mps，並將Mps與Mpb相加即可求得Mcap，如表2.3所示。4. 計算各試體之梁彎矩強度需求比α 值:
將步驟2 及 3 所得之Mdem及Mcap代入(2-5)式中，可得試體之梁彎矩強度 需求比α值如表2.3所示。
5. 檢核第二步假設之Ls:
將試體假設之Ls及由(2-8)式所計算出之 列於Ls 表2.3中，由表中可看出 此試體滿足(2-8)式之需求。
試體 IFS2
本試體IFS2 其加勁板長度 及深度d 與試體IFS1 相同，僅減少加勁 板厚度(
Ls s
表 2.2)及改變加勁板形狀由矩形變為三角形。而減少加勁板厚度 的目的是為了觀察當梁彎矩強度需求比α 值小於1(表 2.3)的情況下，鋼梁 與H型柱接合之梁柱接頭是否依然具有不錯的消能行為，並且藉由實驗前
下，仍有部分區塊保持彈性，因此將加勁板切削後改為三角形以增加焊接 時之便利性，希望藉由此試體可看出，當加勁板樣式較為不保守時，此梁 翼內側加勁板補強方式，是否能使梁柱接頭有極佳之韌性行為並超過 AISC所要求之 4%層間側位移角。依據 2.2 節加勁板設計步驟，將計算所 得之彎矩Mpb、MPH、Mps、Mdem及Mcap列於表 2.3。
試體 IFS3
本研究之梁翼內側加勁板補強方式在先前的IFS試體試驗從未使用過 材料性質為A572Gr.50 之鋼梁，因此令梁彎矩強度需求比α 值保守地大於 1.05(表 2.3及圖 2.3)，由於試驗前尚未得知鋼梁及加勁板之強度，故假設 為標稱強度50 ksi(345 MPa)，且依照FEMA 350 之規定，A572.Gr50 鋼材 之變異係數Ry為 1，而加勁板長度Ls及深度ds與試體IFS1 及IFS2 相同，
其加勁板尺寸與試體IFS2 相較之下，僅改變加勁板厚度(
1.
表2.2)，加勁板 形狀與試體IFS2 維持不變(圖 2.8及圖 2.9)。
希望藉由此試體可看出，即使鋼梁材料性質為A572.Gr50，此梁翼內 側加勁板補強方式，亦能使梁柱接頭有極佳之韌性行為並達到AISC所要 求之 4%弧度之層間側位移角。依據 2.2 節加勁板設計步驟，將計算所得 之彎矩Mpb、MPH、Mps、Mdem及Mcap列於表 2.3。
2.4.4 梁柱接頭接合細節
加勁補強試體IFS1 與IFS2 之梁柱接頭接合細節均與未加勁之傳統梁 柱接頭UR相同，其接合細節如圖 2.6所示。而試體IFS3 由於鋼梁材質為
A572 Gr.50，所提供之梁端側力較大，故於設計剪力板尺寸時稍作修正，
如圖 2.9所示，各組梁柱接頭試體其剪力板與腹板採摩擦型螺栓栓接，其 剪力板螺栓數量計算公式如下：
s b m
str 1.13 T N N
R
φ μ
φ
⋅ = ⋅(2-16)
其中，
μ
為鋼板接合面之滑動係數（採用0.33）、 為螺栓最小預拉力、為接頭之螺栓總數、 為可能滑動面總數、
Tm Nb
Ns
φ
為強度折減係數（標準孔採 用 1.0），且摩擦型螺栓其抗滑強度φ
⋅Rstr應大於或等於其需求強度（即預 期之梁端側力），即可求出所需之螺栓數量，如表 2.4所示。三組補強梁柱接頭試體其加勁板與柱翼板接合位置皆在梁翼邊(圖 2.7)，且加勁板長度及深度均相同，試體IFS2 及IFS3 僅加勁板厚度和形狀 與試體IFS1 不同，其加勁板形狀削切與焊接細節如圖 2.8所示。所有試體 其梁翼與柱板接合方式，以及加勁板與梁翼及柱板接合方式均採全滲透開 槽焊，且梁與柱焊接時(照片2.1)所採用之焊條為ER70S-G，照片 2.2則為 加勁板與梁翼板及柱板接合時之情形。
2.4.5 梁柱交會區疊合板厚度
由於試體 UR 及試體 IFS1-2 其鋼梁材料性質皆為 A36 之鋼材，參數 變化分別為有無加勁板補強、梁彎矩強度需求比與加勁板形狀的改變，而 試體IFS3 相較於前組 IFS2 試體，其參數變化分別有鋼梁材質及梁彎矩強 度需求比的改變，由0.98 增加到 1.1，為了探討其影響，故將此四組試體 其梁柱交會區之疊合板(Doubler PL-1)厚度固定，以便使交會區得到相同
會區之韌性設計，梁柱交會區疊合板厚度 計算步驟如下: td 試體 UR 及試體 IFS1-2
1. 計算梁柱交會區之設計剪力強度Vp:
將假設之疊合板厚度 代入td (2-9)式以求得梁柱交會區總腹板厚度 ， 為了令交會區及梁能同時產生降伏，因此梁柱交會區之設計剪力強度
於計算時採用
total
t
Vp (2-11)式不考慮強度折減係數
φ (
0.75)
的存在並將所求 得之總腹板厚度ttotal代入(2-11)式，其中 為柱之標稱降伏強度(345 MPa)，即可求得交會區之設計剪力強度 ，列於Fyc
Vp 表2.5(a)。
2. 計算塑鉸處梁塑性彎矩投影至柱心之剪力強度VIFS,p:
藉由(2-1)式所求得梁位於塑鉸處之塑性彎矩Mpb(表 2.3)，即MIFS,p代入 (2-13)式得到投影至柱心之剪力強度VIFS,p，列於表 2.5(a)。
3. 計算梁柱交會區位於柱心處之剪力強度比VIFS,p Vp 並檢核:
將 上 述 步 驟 所 求 得 之VIFS,p 除 以Vp 即 可 求 得 各 試 體 之 剪 力 強 度 比
p p
IFS V
V , ，且剪力強度比VIFS p Vp 須符合Uang等學者(2005)所提出之適當 範圍介於0.7-0.9 屬於中等梁柱交會區(Balanced PZ)，否則重新假設疊 合板厚度td，並將各數值列於
,
表2.5(a)。
試體 IFS3
由於試體IFS1 及試體IFS2 於第一次試驗進行至 4%弧度層間側位移 角下時，梁柱交會區之疊合板未發生預期之剪力降伏現象，且第二次試驗 在彎矩強度未遞減的情況下進行至 5%弧度層間側位移角時，交會區依然 未出現任何降伏現象，故於試驗後進行鋼材拉伸試驗，發現梁翼板與梁腹
板實際強度比預期標稱強度低，且梁柱交會區之柱腹板與疊合板(Doubler PL-1)實際強度則比預期標稱降伏強度高，因此根據各試體鋼材實際強度 (表 2.1)計算而得之梁柱交會區剪力強度比，如表 2.5(b)所示，可判定試 體IFS1 及試體IFS2 實際上為高強度梁柱交會區，而非原預期如表 2.5(a) 所示之中等梁柱交會區。
試體IFS3 其觀察重點在鋼梁材質(A572 Gr.50)改變的情況下，此補強 方式是否可以達到AISC(2005) 耐震設計規範所規定 4%弧度層間側位移 角。因此試體IFS3 在其梁翼板鋼材材質較強的情況下，為了避免各IFS試 體梁柱交會區強度不一致所造成的影響，故試體IFS3 於設計交會區強度 時，依據鋼材標稱強度之計算再增加16 mm厚之疊合板(Doubler PL-2)，
並依照與前二組IFS試體相同之設計步驟，其交會區剪力強度比VIFS,p Vp 為 高強度梁柱交會區，如
0.60 屬於 表2.5(a)所示。
2.4.6 疊合板接合細節
試體 UR 及試體 IFS1-2
由 2.4.5 節得到此三組試體需要之疊合板厚度 為 24mm，將其分為 兩片各為12mm厚，並依照AISC(2005)耐震設計規範將疊合板焊接於梁柱 交會區柱腹板之兩側，疊合板上下緣各延伸出梁柱交會區柱連續板十公分 並以填角焊焊於柱腹板，而疊合板左右緣則以全滲透焊焊接於柱翼板，並 於疊合板中央配置四個塞孔焊來預防過早的局部挫屈，且使疊合板與柱腹 板緊密貼合，緊接著再將連續板以全滲透焊與柱翼板及疊合板焊接接合，
td
2.10所示。
試體 IFS3
為了令剪力強度比VIFS,p Vp 與試體IFS1 相近，此試體仍需要增加 16mm厚之疊合板(Doubler PL-2)，且亦將其分為兩片各 8mm厚，並於交 會區內以全滲透焊與柱連續板及柱翼板焊接接合，而疊合板中央亦配置四 個塞孔焊與1 號疊合板(Doubler PL-1)緊密接合，此試體梁柱交會區疊合 板接合細節如圖2.11所示。