4.5 軸壓行為之探討
4.5.2 ANSYS 後期分析之軸壓行為探討
本研究進行 ANSYS 數值模擬之「後期分析」時，各材料之參數模擬皆比照 前期分析之設定，惟 SRC 柱中混凝土受圍束之情形細分為「完全未受圍束區 域」、「普通圍束區域」以及「高度圍束區域」三種區域來考量，其中「高度圍束 區」混凝土之抗壓強度則是藉由前期分析所得到。各 ANSYS 分析 SRC 柱試體 之普通圍束區與高度圍束區混凝土抗壓強度，如表 4.3 所示。本研究擬透過後期 分析與試驗結果相互比較，以驗證前期分析之預測效果。
本研究「後期分析」之各試體的試驗與分析之軸壓強度比較，如表 4.4 所示；
其軸力與位移曲線關係比較，如圖 4.15 至圖 4.22 所示，以下將各組試體試驗與 分析結果之軸力－位移曲線作比較與討論。
圖 4.15 為試體 SRC-B1 之試驗與分析之軸力－位移曲線，可以看出 ANSYS 分析與試驗結果，不管在初始線彈性階段或後期韌性部份趨勢皆相當吻合。在整 體 SRC 柱之軸壓強度預測上，如表 4.4 所示，試驗值
( )
Pu test為 19522 kN，分析值
( )
Pu ANSYS為 19414 kN，可以看出分析值與試驗值相當接近。圖 4.16 為試體 SRC-C1 之試驗與分析之軸力與位移曲線，可以看出 ANSYS 分析結果，在線彈性階段與試驗值吻合程度相當良好；而韌性部份分析值有低估 趨勢。在整體 SRC 柱之軸壓強度預測上，如表 4.4 所示，試驗值
( )
Pu test為 19885 kN，分析值( )
Pu ANSYS為 19681 kN，可以看出分析值與試驗值十分接近圖 4.17 和圖 4.18 分別為試體 SRC-C2 和 SRC-C3 之試驗與分析之軸力與位 移曲線，可以看出 ANSYS 分析與試驗結果，不管在初始線彈性階段或後期韌性 部份皆相當吻合。在整體 SRC 柱之軸壓強度預測上，如表 4.4 所示，試體 SRC-C2 試驗值
( )
Pu test為 3696 kN，分析值( )
Pu ANSYS為 3675 kN；試體 SRC-C3 試驗值( )
Pu test為 3748 kN，分析值
( )
Pu ANSYS為 3710 kN，可以看出兩組試體分析值與試驗值差 距皆十分微小。圖 4.19 和圖 4.20 分別為試體 SRC-H1 和 SRC-H2 之試驗與分析之軸力與位 移曲線，可以看出 ANSYS 分析與試驗結果，在初始線彈性階段試驗值吻合程度 相當良好；在韌性部份試體 SRC-H1 分析值有點低估；而試體 SRC-H2 高估了一 點。在整體 SRC 柱之軸壓強度預測上，如表 4.4 所示，試體 SRC-H1 試驗值
( )
Pu test為 4215 kN，分析值
( )
Pu ANSYS為 4205 kN；試體 SRC-H2 試驗值( )
Pu test為 4224 kN，分析值
( )
Pu ANSYS為 4227 kN，可以看出兩組試體分析值與試驗值皆相當吻合。圖 4.21 為試體 SRC-T1 之試驗與分析之軸力與位移曲線，在整體 SRC 柱之 軸壓強度預測上，如表 4.4 所示，試驗值
( )
Pu test為 3448 kN，分析值( )
Pu ANSYS為 3445 kN，其分析值與試驗值相當吻合。圖 4.22 為試體 SRC-T2 之試驗與分析之軸力與位移曲線，在整體 SRC 柱之 軸壓強度預測上，如表 4.4 所示，試驗值
( )
Pu test為 4718 kN，分析值( )
Pu ANSYS為4681 kN，其分析值與試驗值差距十分微小。
經由「後期分析」之結果可以發現，各組試體 ANSYS 分析之軸壓強度皆與 試驗值相當接近，軸力－位移曲線也與試驗試體相當吻合，由此可以證明本研究 之「前期分析」確實擁有良好的模擬與預測效果。
4.6 鋼骨對混凝土 鋼骨對混凝土 鋼骨對混凝土圍束效應之探討 鋼骨對混凝土 圍束效應之探討 圍束效應之探討 圍束效應之探討
本研究為了探討受鋼骨翼板與腹板間所圍束之「高度圍束區」混凝土之圍束 效應，於進行 ANSYS 有限元素之前期分析時，先不考慮鋼骨對混凝土圍束之貢 獻，將 SRC 柱中之混凝土方面分為完全未受圍束區域及普通圍束區來模擬，然 後將分析與試驗結果比較，藉由試驗結果反推的方式，以了解 SRC 柱在軸壓作 用下，高度圍束區混凝土所額外提昇之軸力貢獻以及柱中鋼骨能提供多少混凝土 圍束力。
如前一節所述，計算各試體之試驗軸壓強度
( )
Pu test與 ANSYS 有限元素分析 之軸壓強度( )
Pu ANSYS之差值為∆Pu。此∆Pu值即為高度圍束區之混凝土因受鋼骨圍 束所「額外提昇之軸壓強度」（相對於普通圍束區混凝土而言），當受鋼骨圍束之 高度圍束區混凝土之面積越大，此值就會越高。此高度圍束區之混凝土因受鋼骨圍束所「額外提昇之軸壓強度」即為「額外 提昇之混凝土抗壓強度」與「高度圍束區混凝土之面積」之乘積。為了方便計算，
在公式中採用一個「鋼骨圍束效應係數α 值」的概念，令此「額外提昇之混凝土 抗壓強度」等於α 倍的混凝土圓柱試體之抗壓強度 fc′；亦即高度圍束區之混凝 土因受鋼骨圍束所「額外提昇之軸壓強度」等於「α 倍的混凝土圓柱試體之抗壓 強度」與「高度圍束區混凝土之面積」之乘積。本研究∆Pu值與α 值關係計算公 式如下所示：
( ) ( )
u u test u ANSYS c hcc
P P P α f A′
∆ = − = （4-3）
其中
( )
Pu test為試體試驗之軸壓強度；( )
Pu ANSYS為 ANSYS 分析之軸壓強度；α為鋼骨圍束效應係數；
fc′為混凝土圓柱試體之抗壓強度；
Ahcc為高度圍束區混凝土之面積，如圖 2.1~2.4 所示。
根據公式（4-3）式，SRC 柱試體之實驗軸壓強度
( )
Pu test與 ANSYS 分析之軸壓強度
( )
Pu ANSYS之差值，可得到高度圍束區之混凝土因受鋼骨圍束所「額外提昇之軸壓強度」∆Pu，將∆Pu值除以混凝土圓柱試體之抗壓強度和高度圍束區混凝 土之面積，以估計各試體之α 值大小。本研究希望透過 ANSYS 有限元素分析模 擬幾組試驗之試體，以了解高度圍束區之圍束效應，找到一般試體理想的α 值範 圍。
本研究於分析計算時，主要係根據王榮進、翁正強等[15]之研究報告中所提 出各種不同鋼骨型式對 SRC 柱中混凝土之圍束模式，來考量各種不同鋼骨型式 高度圍束區混凝土面積以及各鋼骨型式之圍束模式。例如包覆填充鋼管 SRC 柱 與包覆十字型鋼骨 SRC 柱採用「矩形圍束模式」，如圖 2.1 及圖 2.2 所示；包覆 H 型鋼骨 SRC 柱採用「三角形圍束模式」以及包覆 T 型 SRC 柱採用「三角與矩 形組合圍束模式」，如圖 2.3 及圖 2.4 所示。
由於，本研究已考量上述各種不同鋼骨斷面型式之高度圍束區面積以及圍束 模式。因此，預測所得到各試體之α 值與高度圍束區混凝土面積和各鋼骨型式無 關。另外，若α 值越大表示高度圍束區之混凝土受鋼骨圍束效應越好。
表 4.5 顯示所有 SRC 柱受軸壓作用下各試體之試驗軸壓強度
( )
Pu test、ANSYS 分析之軸壓強度( )
Pu ANSYS、高度圍束區之混凝土因受鋼骨圍束所「額外提昇之軸 壓強度」∆Pu值、各試體不同圍束區混凝土之抗壓強度，以及「高度圍束區」混凝土因受鋼骨圍束所「額外提昇之混凝土抗壓強度」之α值。以下將各試體α 值 作比較與討論，並將α 值反映在高度圍束區，計算高度圍束區混凝土之抗壓強度。
由表 4.5 可知試體 SRC-B1 及試體 SRC-C1 經由公式（4-3）式計算，α 值分 別為 0.33 及 0.32，顯示試體 SRC-B1 和試體 SRC-C1 之高度圍束混凝土因受鋼骨 圍束所「額外提昇之混凝土抗壓強度」頗高，此兩組試體配置之鋼骨型式與鋼骨 斷面對其高度圍束區混凝土具有良好的圍束效應。
試體 SRC-C2 和試體 SRC-C3 採用相同的鋼骨型式與斷面，惟箍筋間距不 同，根據公式（4-3）式計算試體α 值分別為 0.2 和 0.28。雖然試體 SRC-C2 箍筋 間距配置較疏，但其受鋼骨圍束之高度圍束混凝土仍具有不少的圍束效應；試體
SRC-C3 箍筋間距配置較密，其計算之α 值較高，顯示高度圍束區混凝土受到鋼
骨良好的圍束效應。將兩組結果作比較可發現，箍筋間距配置越密，高度圍束區 之圍束效應也越好。
試體 SRC-H1 和試體 SRC-H2 採用相同的鋼骨型式與斷面，惟箍筋間距不 同，根據公式（4-3）式計算試體α 值分別為 0.21 和 0.25。試體 SRC-H1 箍筋間 距配置較疏，其受鋼骨圍束之高度圍束混凝土仍具有不少的圍束效應；試體
SRC-H2 箍筋間距配置較密，計算之α 值也較大，顯示其受鋼骨圍束之高度圍束
區具有良好的圍束效應。將兩組結果作比較可發現，箍筋間距配置越密，高度圍 束區之圍束效應越好。
試體 SRC-T1 及 SRC-T2 採用相同之箍筋間距，但斷面之鋼骨比和鋼骨翼板 寬厚比不同，根據公式（4-3）式計算試體之α 值分別為 0.23 和 0.22，兩組試體 之高度圍束混凝土因受鋼骨圍束皆具有不錯的圍束效應。由於此兩組試體之箍筋 間距相同，可以比較其鋼骨翼板之寬厚比影響，試體 SRC-T1 之鋼骨寬厚比，較 試體 SRC-T2 小，因此其計算之α值較大。由此兩組試體之分析結果可知，SRC 柱中之鋼骨翼板寬厚比會影響高度圍束之圍束效果，當鋼骨翼板寬厚比愈小，愈 能對其所圍束之高度圍束區混凝土發揮愈好的圍束功能。
根據以上分析結果顯示，此受鋼骨圍束所「額外提昇之混凝土抗壓強度」α
值介於 0.2 至 0.33 之間，其平均約為 0.26。根據分析與試驗結果之比較，顯示
Ps為鋼骨之軸壓強度，依下式計算：
s ys s
P =F A
（4-7）
Phcc為「高度圍束區」混凝土因受鋼骨圍束所「額外提昇之軸壓強度」（相 對於普通圍束區混凝土），依下式計算：
'
hcc c hcc
P =αf A （4-8）
其中Ahcc為高度圍束區混凝土之面積，如圖 2.1~2.4 所示。α 為鋼骨圍束效 應係數，根據本研究之分析結果顯示（如表 4.5 所示），一般 SRC 柱之α 值 介於 0.2 至 0.33 之間，平均值約為 0.26。因此，本研究初步建議α值可取 為 0.25，或更保守的將α取為 0.2。
由於 SRC 柱中之鋼骨可分攤 SRC 柱的軸力，使得混凝土所需承受之軸力降 低；同時鋼骨之翼板對其所包圍之混凝土可以提供有效圍束作用，形成「高度圍 束區混凝土」。因此，相較於一般 RC 柱，SRC 柱之圍束箍筋用量可以適當折減，
由於台灣目前 SRC 設計規範尚未對鋼骨翼板所圍束之「高度圍束區混凝土」所
「額外提昇之軸壓強度」作適當之考量。因此，本研究提出一套新的 SRC 柱圍 束箍筋需求量之計算公式，以提供學術界與工程界參考。此一設計方法主要特色 就是考慮「鋼骨分攤 SRC 柱軸力」以及「鋼骨翼板圍束混凝土」之貢獻，作為 放寬 SRC 柱圍束箍筋需求量之主要參數，將有助於使 SRC 柱圍束箍筋配置更為 合理，亦有助於簡化施工，並可達到較經濟的設計結果。
另外，本研究以各分析之 SRC 柱斷面為例，比較台灣 SRC 設計規範、ANSYS
另外，本研究以各分析之 SRC 柱斷面為例，比較台灣 SRC 設計規範、ANSYS