鋼結構建築耐震評估、補強及修復準則之研擬

鋼結構建築耐震評估、補強

及修復準則之研擬

092301070000G1009

「鋼結構建築耐震評估、補強

及修復準則之研擬」

受委託者：中華民國地震工程學會 研究主持人：廖文義 共同主持人：羅俊雄、洪思閩、鄧崇任

內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告

中華民國九十二年十二月

摘 要

關鍵詞：耐震性能、鋼結構、耐震評估、補強 一 、 研 究 緣 起 有鑑於自九二一地震後國內鋼結構建築的數量有逐漸增加的趨勢； 且於美國北嶺及日本阪神地震後，對新建鋼構建築之耐震規定，已進行 相關之修訂工作，因此目前較能掌控新建建築之耐震性能，但是對於既 存鋼結構建築之耐震能力評估方式與補強原則均較陌生，因此有必要針 對鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前與震後耐震評估、補強及修復建議準 則之研擬進行研究，以提供業界做為進行評估與修補作業之依據，並有 效提昇國內既存鋼構造建築之耐震安全性。 二 、 研 究 方 法 及 過 程 參考研究報告FEMA 351-鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前耐震評估 及補強建議準則，並進行相關分析研究或國內外研究成果資料蒐集與整 理，並參酌國內鋼結構工程實際狀況，制定本土化之鋼結構韌性抗彎矩 構架建築震前耐震評估及補強建議準則內容，其內容主要在於耐震評估 概要、耐震性能評估、經濟損失評估、建物整體與構材耐震能力提昇及 各類接頭之耐震性能特性等方面之探討研究。參考研究報告FEMA 352-鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評估及修復建議準則，進行相關分析研 究或國內外研究成果資料蒐集與整理，並參酌國內鋼結構工程實際狀 況，制定本土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評估及修復建議準則 內容，其內容主要在於震害之檢查與分類、震後之初步評估、震後之詳 細評估(Level 1)、震後之詳細評估(Level 2)與震後修復等方面之探討與研 究。成鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前或震後耐震評估、補強及修復之 計算示範例，供國內工程界使用實務上之參考，另藉由收集美日之相關 研究報告與規範，並參酌國內相關文獻與鋼結構工程實際狀況，檢討國

內鋼結構建築與美、日等國實務應用上之差異性。 三 、 重 要 發 現 完成相關研究資料之蒐集、整理與研究探討，如參考美國FEMA 351-鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前耐震評估與補強建議準則、FEMA 352-鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評估及修復建議準則及日本耐震評估與 補強等文獻。參酌國內鋼結構工程實際設計與施作狀況，並藉由收集國 內外研究報告與試驗資料，建議出本土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築 震前耐震評估及補強建議準則及鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評估及 修復建議準則內容。 四 、 主 要 建 議 事 項 立即可行之建議: 以實際現存之鋼結構韌性抗彎矩構架建築進行本研究所提之震前耐 震評估實際計算示範例，供國內工程界參考。 長期性建議: 持續進行美日之相關研究報告與規範的收集，並參酌國內相關文獻 與鋼結構工程實際狀況，檢討國內鋼結構建築與美、日等國實務應用上 之差異性。及加強蒐集有關美、日等國，對於鋼構建築耐震評估、補強 之相關資訊，並以實際之案例說明。

Abstract

The major contents included in this report are as follow:

1. Based on content of the research report “Recommended Seismic Evaluation and Upgrade Criteria for Existing Welded Steel Moment-Frame Buildings” by Federal Emergency Management Agency, and according to the practical situation in construction and design for the steel frame structure of Taiwan to formulate the Seismic Evaluation and Upgrade Criteria for Steel Moment-Frame Buildings for our local area.

2. Based on content of the research report “Recommended Post-earthquake Evaluation and Repair Criteria for Welded Steel Moment-Frame Buildings” by Federal Emergency Management Agency, and according to the practical situation in construction and design for the steel frame structure of Taiwan to formulate the Post-earthquake Evaluation and Repair Criteria for Steel Moment-Frame Buildings for our local area.

3、Examples for the seismic evaluation, upgrade and repair of the steel moment frame structure have been be provided.

目

錄

第一章 諸論 1-1 1.1 研究動機 1-1 1.2 研究內容 1-3 1.3 本研究完成之具體成果 1-4 第二章 破壞分類與文獻回顧 2-1 2.1 破壞之檢驗與分類 2-2 2.2 破壞型式 2-2 2.2.1 梁破壞型式 2-3 2.2.2 柱破壞 2-5 2.2.3 銲道破壞 2-8 2.2.4 剪力板破壞 2-10 2.2.5 交會區破壞 2-11 2.2.6 其他破壞 2-13 2.3 改良式梁柱接頭 2-13 2.3.1 加勁式梁柱接頭 2-14 2.3.2 減弱式梁柱接頭 2-18 2.4 梁柱接頭可能破壞原因 2-20 2.4.1 結構系統方面 2-20 2.4.2 材料方面 2-20 2.4.3 焊接方面 2-20 2.4.4 梁柱腹板交會區方面 2-21 2.4.5 其他方面 2-21 第三章 鋼結構抗彎矩構架詳細耐震評估方法 3-1 3.1 前言 3-1 3.2 耐震能力靜力評估法 3-3 3.3 件破壞模式分析 3-11 3.4 建築物之之耐震能力 3-13 3.4.1 各半層之降伏地表加速度 3-13 3.4.2 各半層結構系統地震力折減係數 3-13 3.4.3 各半層之崩塌地表加速度 3-14

3.5 結構物之耐震能力 3-14 3.5.1 十二層鋼結構建築分析例 3-15 3.6 非線性靜力耐震評估 3-20 3.6.1 鋼造抗彎構架結構模擬準則 3-22 本章參考文獻 3-24 第四章 耐震補強 4-1 4.1 相關規範簡介 4-1 4.2 補強目標與準則 4-2 4.2.1 簡易(個別)補強方式 4-3 4.2.2 詳細(整體)補強方式 4-4 4.3 補強策略 4-5 4.3.1 接頭修改 4-5 4.3.2 不規則性的減少與移除 4-6 4.3.3 整體結構加勁 4-6 4.3.4 整體結構強度提升 4-7 4.3.5 減少質量 4-8 4.3.6 隔震 4-8 4.3.7 消能元件 4-9 4.4 構件補強 4-9 4.4.1 材料規格 4-9 4.4.2 材料強度性質 4-9 4.4.3 數值模擬 4-10 第五章 初步震後評估 5-1 5.1 簡介 5-1 5.1.1 通則 5-1 5.1.2 評估者資格 5-2 5.2 建物篩選 5-2 5.3 初步評估 5-4

5.3.1 通則 5-4 5.3.2 建築物建造特性 5-6 5.3.3 初步工址視察 5-6 5.3.4 資料簡化與評估 5-12 5.3.5 報告與通知 5-14 第六章 一級詳細震損評估 6-1 6.1 概論 6-1 6.2 資料收集 6-2 6.3 評估方法 6-2 6.4 詳細方法 6-3 6.4.1 方法一：所有接頭檢視 6-3 6.4.2 方法二：檢視取樣之接頭 6-12 6.4.3 額外考量 6-25 6.5 評估報告 6-25 第七章 震後詳細數值耐震分析法:二級評估 7-1 7.1 概論 7-1 7.2 資料收集 7-1 7.3 評估原則 7-2 7.4 現場調查 7-3 7.5 材料性質與狀況評估 7-4 7.6 評估方法 7-5 7.6.1 構材破壞後模擬 7-6 7.7 評估報告 7-8 附錄Ａ FEMA-351 接頭耐震能力評估 A-1 A.1 概論 A-1 A.2 既有接頭的性能評估 A-1 A.2.1未補強之傳統式抗彎接頭 A-1 A.2.2 含樓版之剪力板接合 A-3 A.3 接頭補強之基本設計方法 A-4

A.3.1 構架配置 A-4 A.3.2 層間變形角之要求 A-6 A.3.3 接頭形式 A-6 A.3.4 塑鉸位置之決定 A-7 A.3.5 塑鉸可能塑性彎矩之決定 A-8 A.4 一般要求 A-9 A.5 接頭細節(通則) A-11 A.5.1 載重組合及材料折減係數 A-12 A.6 可行接頭之補強 A-12 A.6.1 翼板銲接接頭之非補強改良方式 A-12 A.6.2 銲接式底部加勁肢材接頭 A-15 A.6.3 銲接式上下加勁肢材接頭 A-17 A.6.4 銲接式梁翼蓋版接頭 A-19 A.6.4.5 加長型單肋板 A-21 A.6.4.6 減弱式接頭 A-22 A.7 新增彎矩構架與抗彎接頭 A-23 A.8 具專利之接頭 A-23 A.9 實驗準則 A-23 A.10.1 可行驗證實驗 A-24 A.10.2 可行接頭限制之延伸 A-24 附錄 B FEMA-352 之震後修復 B-1 B.1 前言 B-1 B.2 臨時支撐 B-1 B.2.1 調查工作 B-1 B.2.2 特殊需求 B-2 B.3 修復細節 B-2 B.3.1 方法 B-3 B.3.2 銲接斷裂 B-3 B.3.3 柱破裂 B-6 B.3.4 柱接合破壞 B-9

B.3.5 大梁翼緣斷裂 B-10 B.3.6 梁翼版挫曲 B-11 B.3.7 柱翼版挫曲 B-12 B.3.8 承垂直力接合 B-12 B.3.9 螺栓的再使用 B-12 B.3.10 銲接規定 B-13

圖

目 錄

圖2-1 鋼構抗彎構架桿件 2-2 圖2-2 翼板破壞種類 2-4 圖2-3 柱破壞種類 2-6 圖2-4 銲道破壞種類 2-9 圖2-5 剪力板破壞種類 2-11 圖2-6 交會區破壞種類 2-12 圖2-7 加勁式梁柱接頭型式 2-24 圖3-1 靜力耐震能力評估流程 3-29 圖3-2 軸力與彎矩交互曲線與破壞降伏路徑 3-30 圖3-3 樑柱節點破壞模式分析 3-31 圖3-4(a) 12 層鋼構建築之平面圖 3-32 圖3-4(b) 12 層鋼構建築之立面圖 3-32 圖3-5 容量震譜之建立 3-33 圖3-6 彈性與非彈性震譜及性能點之決定 3-33 圖3-8 12F 鋼結構側推曲線及等值彈塑性曲線 3-34 圖3-9 12F 鋼結構側推分析於層間變位 3%之塑鉸分佈圖 3-34 圖5-1 防火被覆之梁柱接頭觀測範圍 5-9 圖5-2 抗彎接頭組成圖 5-11 圖6-1 初步接頭檢視之防火被覆移除 6-5 圖6-2 完整接頭檢視之防火被覆移除 6-5 圖6-3 破壞接頭之鄰近接頭檢視 6-20 圖6-4 破壞接頭之鄰近接頭檢視 6-20 圖7-1 交會區破壞類型 P9 之破壞情形 7-7 圖A-1 未補強之傳統式抗彎接頭 A-1 圖A-2 含樓版之簡支剪力板接合 A-3 圖A-3 當梁上產生塑鉸時之構架非彈性行為 A-5 圖A-4 塑鉸形成之位置 A-7 圖A-5 塑鉸剪力計算範例 A-8 圖A-6 臨界斷面需求強度之計算 A-9

表

目 錄

表2-1 梁破壞種類 2-3 表2-2 柱破壞種類 2-5 表2-3 銲道破壞種類-銲接瑕疵與不連續面 2-9 表2-4 剪力板破壞種類 2-11 表2-5 交會區破壞種類 2-12 表3-1 12 層樓建築梁柱尺寸表 3-17 表3-2 12 層樓建築各樓層重量及地震力 3-17 表3-3a 12F 鋼結構耐震能力評估結果(韌性接頭) 3-18 表3-3b 12F 鋼結構耐震能力評估結果(傳統型式接頭) 3-19 表3.4 鋼造抗彎構架之構材模擬參數 3-23 表4-1 可應用之規範 4-1 表5-1 可能發生破壞的地表運動指標 5-3 表5-2 震後狀況名稱 5-5 表6-1a 接頭破壞指數 6-8 表6-1b 一般破壞組合之破壞指數 6-10 表6-2 建議之修復與補強策略 6-12 表6-3 最小接頭取樣 6-15 表6-5 建議的狀況名稱與修復策略 6-24 表A-1 未補強之傳統式抗彎接頭的耐震性能評估 A-2 表A-2 含樓版剪力板接合之評估方法 A-4 表A-3 SMRF 與 OMRF 的設計係數 A-6 表A-4 可行銲接全束制接頭補強細節 A-12 表A-5 翼板銲接接頭之非補強改良方式的設計參數 A-16 表A-6 銲接式底部加勁肢材接頭的設計參數 A-17 表A-7 銲接式上下加勁肢材接頭的設計參數 A-18 表A-8 銲接式梁翼蓋版接頭之設計參數 A-20 表A-9 加長型單肋板接頭之設計參數 A-21 表A-10 漸變斷面切削式接頭之設計參數 A-22 表B-1 W 型破壞的參考細節 B-4 表B-2 C 型及 P 型損壞之參考細節 B-7

第一章 緒 論

1.1 研究動機

隨著地震工程研究之不斷進步與災害性地震發生後之教訓，耐震設 計規範必須不斷的進行修訂，使新設計之結構物於強震下具有更好之耐 震性能，但對於其他未照新規範設計之既存建築物，則可能於強震侵襲 下會造成嚴重之損壞或倒塌，此類建物其包含之潛在缺陷與危險並不是 可以輕易的檢識出的，所以須藉由耐震性能評估來檢視出其耐震缺點。 有鑑於自九二一地震後國內鋼結構建築的數量有逐漸增加的趨勢；且於 美國北嶺及日本阪神地震後，對新建鋼構建築之耐震規定，已進行相關 之修訂工作，因此目前較能掌控新建建築之耐震性能，但是對於既存鋼 結構建築之耐震能力評估方式與補強原則均較陌生，因此有必要針對鋼 結構韌性抗彎矩構架建築震前與震後耐震評估、補強及修復建議準則之 研擬進行研究，以提供業界做為進行評估與修補作業之依據，並有效提 昇國內既存鋼構造建築之耐震安全性。 梁柱接頭之非彈性變形能力是韌性抗彎矩構架抵抗強烈地震之主 要機構之一，美國系統之抗彎接頭一般以梁之腹板鎖螺栓，翼板工地全 滲透銲接為主(Welded Steel Moment Frame, WSMF)，而在過去之震災報 告中 WSMF 也一直未見重大之破壞情形，因此一向被視為可靠之耐震 結構系統，但一九九四年美國洛杉磯北嶺地震震災中，鋼結構之損壞多 發生於梁柱接頭中，且此種傳統所謂梁翼板銲接-腹板栓接之抗彎接頭 已證實無法提供可靠之耐震容量，乃引起極大的關注。美國聯邦緊急災 害處理署(Federal Emergency Management Agency)於北嶺地震後結合甚 多之研究單位、人力及經費探討 WSMF 之耐震安全性，成果相當之豐 碩，其內容非常值得國內參考應用。 雖然美國聯邦緊急災害處理署在 WSMF 之耐震性能評估及耐震能 力提昇上已有相當之成果且有相當多之相關的研究報告與規範，但由於 美國與我國之鋼結構在結構系統與接頭型式上有所不同，如在梁柱接頭 的組成方面，美國大多使用 H 型柱，而日本與台灣所使用的則多為箱型

柱，早期臺灣鋼骨高樓採用之梁柱接頭型式為於工廠銲上剪力連接板， 在於現場利用高強度螺栓將梁腹板與剪力連接板連接，後再將梁上下翼 板利用全滲透開槽銲與柱連接，此與美國 1994 年前之翼板銲接-腹板栓 接型式雖類似，但在柱斷面之使用並不同因此在細節方面也會造成差 異，如橫隔板的使用及疊合板(double plate)使用等，此會造成破壞因 素之不同及影響耐震評估與震後勘查制定之相關事項。另由於國內多採 用箱型柱，其梁柱腹板交會區之腹板強度一般而言皆具有足夠之強度使 梁端產生塑鉸時此梁柱腹板仍保持彈性，此會影響耐震評估結構模擬上 與美系接頭之差異。在結構系統方面，在日本與臺灣大部份之梁柱接頭 都是採用固接之方式，以提供雙向之抗彎強度，但在美國方面通常只有 部份構架設置為抗彎構架，部份構架設置為重力承載系統，所以只有部 份梁柱接頭採用固接方式，因此其結構系統抗地震力之贅餘度相對較 低。因為我國鋼造結構物與美國之型式有一定程度上之差異，所以在制 定我國適用之震前與震後耐震評估準則時除必須參考其他研究資料 外，亦需參酌國內鋼結構工程設計與施作實際狀況，制定本土化之震前 與震後耐震評估與補強準則。 本計畫之主要目的在(1)參考研究報告 FEMA 351-鋼結構韌性抗彎 矩構架建築震前耐震評估及補強建議準則，並進行相關分析研究或國內 外研究成果資料蒐集與整理，並參酌國內鋼結構工程實際狀況，制定本 土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前耐震評估及補強建議準則內 容，其內容主要在於耐震評估概要、耐震性能評估、經濟損失評估、建 物整體與構材耐震能力提昇及各類接頭之耐震性能特性等方面之探討 研究。(2) 參考研究報告 FEMA 352-鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評 估及修復建議準則，進行相關分析研究或國內外研究成果資料蒐集與整 理，並參酌國內鋼結構工程實際狀況，制定本土化之鋼結構韌性抗彎矩 構架建築震後評估及修復建議準則內容，其內容主要在於震害之檢查與 分類、震後之初步評估、震後之詳細評估(Level 1)、震後之詳細評估 (Level 2)與震後修復等方面之探討與研究。(3)完成鋼結構韌性抗彎矩構 架建築震前或震後耐震評估、補強及修復之計算示範例，供國內工程界 使用實務上之參考，另藉由收集美日之相關研究報告與規範，並參酌國

內相關文獻與鋼結構工程實際狀況，檢討國內鋼結構建築與美、日等國 實務應用上之差異性。

1.2 研究內容

本研究計畫之內容重點包括： 1. 參考美國聯邦緊急災害處理署之研究報告 FEMA 351-鋼結構韌性 抗 彎 矩 構 架 建 築 震 前 耐 震 評 估 及 補 強 建 議 準 則(Recommended Seismic Evaluation and Upgrade Criteria for Existing Welded Steel Moment-Frame Buildings)，並參酌國內鋼結構工程實際狀況，制定 本土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前耐震評估及補強建議準 則內容(內容應至少包含緒論、耐震評估概要、性能評估、修復費 用評估、耐震能力提昇與各類接頭之性能特性等章節)。 2. 參考美國聯邦緊急災害處理署之研究報告 FEMA 352-鋼結構韌性 抗 彎 矩 構 架 建 築 震 後 評 估 及 修 復 建 議 準 則(Recommended Post-earthquake Evaluation and Repair Criteria for Welded Steel Moment-Frame Buildings)，並參酌國內鋼結構工程實際狀況，制定 本土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評估及修復建議準則內 容(內容應至少包含緒論、震害之檢查與分類、震後之初步評估、 震後之詳細評估(Level 1)、震後之詳細評估(Level 2)與震後修復等 章節。 3. 完成典型設計案例之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前或震後耐震 評估、補強及修復計算範例，供國內工程界參考。 4. 檢討國內鋼結構建築與美、日等國實務應用上之差異性，及加強蒐 集有關美、日等國，對於鋼構建築耐震評估、補強之相關資訊，並 列舉實際之案例說明。

1.3 本研究完成之具體成果

1. 完成本土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前耐震評估及補強建議 準則內容，提供實務工程師進行耐震評估與補強設計之重要依據。 2. 完成本土化之鋼結構韌性抗彎矩構架建築震後評估及修復建議準則 內容，提供將來可能之地震災害的先前準備。 3. 完成鋼結構韌性抗彎矩構架建築震前或震後耐震評估、補強及修復 計算範例，提供國內工程界參考，可有效提昇國內鋼構造建築之耐 震安全性。

第二章 破壞分類與文獻回顧

鋼骨結構在所有的構造中，一向被認為是能提供極佳韌性，在結構 破壞前提供足夠的預警延時者。所以鋼結構一向被認為具有良好的耐震 能力，因此在各地均能見有鋼結構之身影；與鋼筋混凝土結構相較而言， 鋼結構具有易於自動化施工及自重小之特色，所以在高樓建築方面也被 廣泛使用。另外由於人類環境的過度開發，建築資源有逐漸耗竭之趨 勢，比起鋼筋混凝土，鋼材的回收再利用的比例較高，而其製造過程所 產生的污染也相對的較少。 但在美國的北嶺地震日本之阪神地震，此兩次地震除造成無數人員 傷亡和鉅大的財物損失外，亦造成大量的鋼骨結構發生破壞，震出了目 前鋼骨抗彎構架梁柱接頭之缺點，這對所謂的韌性抗彎構架無疑是一次 嚴重的考驗。從北嶺地震後的研究(FEMA)顯示，傳統所採用的梁翼板銲 接腹板栓接 (welded-flange bolted-web ) 之梁柱抗彎接頭 (以下簡 稱為傳統式接頭)，已證實無法提供可靠的耐震要求，因此美國己要求 不要再使用傳統梁柱接頭，需採用其他具有 3% 弧度塑性轉角能力之改 良式梁柱接頭。在銲接方面，從日本阪神地震中發現，不論是於鋼構廠 內所施作的銲接，或於工地現場所進行的銲接，多數無法使梁柱接頭足 以發展應真有之塑性轉角能力。 雖然在北嶺地震與阪神地震中都出現梁柱接頭受損的情況，但是在 阪神地震中大部份受損的接頭皆有塑性與局部挫屈的現象出現，與北嶺 地震中大部份的梁柱接頭脆性破壞的情況不同 (Nakashima 1999) 。美 國方面在北嶺地震後，發現鋼骨抗彎構架的梁柱接頭出現非預期性的脆 性破壞，因而引起了許多學者對此進行研究。反觀國內常用之箱型柱接 H型梁之接頭型式，雖至目前為止並未遭受強烈地震的考驗，無法得知 其在強震下之表現如何，但因其施工作業均與美式接頭相似，且考慮到 國內工地品質管制的實際情況，似乎不難推估於強震作用下此這些鋼骨 結構梁柱接頭之耐震能力。

本章以下先根據FEMA 351及FEMA352內容介紹鋼骨結構傳統接頭在 強烈地震下其可能破壞型式後再對各種改良型式梁柱接頭進行相關敘 述探討。 2.1 破壞之檢驗與分類 本章節採用較有系統的方法，分類並探討鋼構抗彎構架在承受重大 地震後，其可能之破壞情形。 震後鋼結構抗彎構架的破壞包含桿件（梁、柱）與接頭的降伏、挫 屈及破裂，以及震後的永久位移，會破壞的桿件含梁、柱、梁柱交會區 （包含連續板與柱腹疊合板）、梁柱接頭銲道、梁腹接柱翼之剪力板及 柱續接與柱端版等，圖2-1 為這些桿件的位置示意圖。 柱續接 構架立面 連續板 梁柱交會區 疊合板 梁 剪力板 銲道 柱 柱底板 圖2-1 鋼構抗彎構架桿件 2.2 破壞型式 鋼構抗彎構架桿件的破壞種類可分為銲道(W)、梁(G)、柱(C)、交 會區(P)及剪力板(S)。本節採用有系統的方法，分類並探討鋼構抗彎構 架的桿件破壞情形，此方法將運用在本報告中。桿件破壞並不一定只有

一個種類，例如梁柱接頭可能就有不同種類的破壞。除了個別桿件的破 壞種類，鋼構抗彎構架的破壞亦可能產生整體的影響，如永久的層間變 位等。 在震後檢測破壞細節後，破壞情形的分類是鋼構抗彎構架評估的第 一步驟。在本報告後面之一級詳細評估中，本節的破壞分類可用以得到 破壞指數。破壞指數是統計整理並外插得到一個指標，可顯示結構抗側 力系統破壞的嚴重程度，並可用以決定結構物之補強策略。在本報告中 的二級詳細評估，這些破壞分類是結構物破壞後之分析模型建議的重要 關鍵，以決定建築物在震後瞬間改變週期的情況下其受震反應。 2.2.1 梁破壞型式 梁破壞可能由靠近梁柱接頭的梁翼降伏、挫屈、破裂所構成。表2-1 定義出七種分類。圖2-2 則指出這些不同種類之破壞。其鄰近的銲道及 剪力板的破壞請分別參考2.2.3 節及 2.2.4 節。 表2-1 梁破壞種類 種類 說明 G1 翼板挫屈（上翼或下翼） G2 翼板降伏（上翼或下翼） G3 熱影響區翼板斷裂（上翼或下翼） G4 熱影響區外翼板斷裂（上翼或下翼） G5 不使用 G6 腹板降伏或挫屈 G7 翼板破裂 G8 斷面側向扭轉挫屈

熱影響區外開裂(G4) 翼版挫屈(G1) 腹版挫屈(G6) 熱影響區內開裂(G3) 腹版開裂(G7) 翼版降伏(G2) 側向挫屈(G8) 圖2-2 翼板破壞種類 梁翼板輕度降伏(type G2)是梁破壞最不嚴重的種類。通常不易察覺 且通常僅局部有小碎屑剝落，或是在母材上有特殊的可見線條分佈在翼 板上。在將塗漆抹掉時，常會使這種破壞情形被忽略。梁翼降伏而不發 生局部挫屈或破裂，所導致的結構強度衰減不明顯，因此通常不須修復。 梁翼挫屈(G1)可能導致梁塑性強度的嚴重衰減，尤其是伴隨著發生 梁腹挫屈(G6)時。對結實斷面而言，這種強度損失是慢慢發生的，並隨 著非彈性迴圈次數的增加及非彈性行為的延伸逐漸加劇。初始降伏發生 後，其他的降伏情形會在較低的載重作用下發生，與前一迴圈相比，強 度亦會下降。若構架承受許多次往覆迴圈作用，則因挫屈而使梁翼發生 局部化的二次應力，將導致翼板破壞(G4)的發生。這種破壞通常隨著迴 圈的重複慢慢以韌性的方式變化。一旦這種破壞發生，則梁翼雖然仍能 承受一些壓力，但無論是持續加載或反向加載，梁翼已開始喪失其抗張 能力。而明顯可見的翼板挫屈則必須修復。 在有些結構中，使用的開槽韌性差的銲料，梁翼可能在熱影響區 (HAZ)內發生破裂(G3)，而這中破裂通常是由銲道根不開始延伸的脆性 破壞。而這種現象比較容易發生在採用不適當銲接方式的接頭中，因而 較容易產生脆性熱影響區。但亦會發生在採用標準方法且使用韌性銲料 的接頭中，該類接頭具有低的疲勞強度，並在非補強式梁柱接頭中因扇

形開孔趾部的高度應變需求而逐漸惡化。G4 的破壞情形亦可能由扇形 開孔趾部的疲勞強度過低而發生，此兩種相似的破壞情形，將導致翼板 張力強度的完全喪失，而使接頭提供之構架側向強度與勁度嚴重降低。 在 1994 北嶺地震中梁破壞的位置大多發生在下翼板，上翼板破壞 亦有一些紀錄。此有幾種可能原因，首先，樓版的複合作用將使梁中性 軸往上翼板移動。這種現象使得梁下翼板須比上翼板承受更多的張力變 形需求。此外，樓版亦可能減少上翼板發生局部挫屈的機會。下翼板由 於較少束制，因此相對地較容易發生挫屈。最後，許多梁破壞是由於梁 翼接柱翼銲道的瑕疵所引起。由於銲接姿勢的影響，下翼板接柱翼板較 不易施作，因此較可能存在瑕疵而導致這樣的破壞情形。 2.2.2 柱破壞 表 2-2 定義了七種柱的破壞情形，並標示於圖 2-3 中。柱翼的破壞 通常會導致結構承重系統及側力抵抗系統的強度衰減。相關的柱交會區 破壞，可參考2.2.5 節。 表2-2 柱破壞種類 種類 說明 C1 柱翼板表面輕微開裂 C2 柱翼向外拉出或突出 C3 熱影響區外全部或局部柱翼開裂 C4 熱影響區內全部或局部柱翼開裂 C5 翼板層狀撕裂 C6 翼板挫屈 C7 柱續接破壞 C8 柱板撕裂

續接版破壞(C7) 層裂(C5) 塊狀開裂(C2) 挫屈(C6) 開裂(C1) 開裂(C4) 開裂(C3) 圖2-3 柱破壞種類 柱翼破壞中類包含C1 到 C8 八類。種類 C1 的破壞是由柱翼表面的 細小開裂所構成，並往其厚度方向延伸，通常位在梁翼相接處。C1 的 破壞並沒有貫穿柱翼之厚度，通常可由非破壞檢測檢查到。種類 C2 的 破壞是 C1 的延伸，其弧形的破壞曲面，通常由梁接柱銲道開始發生， 並延伸進柱翼板。在有些情況中，此破壞面會出現在初始破壞發生的柱 翼上。種類 C3 與 C4 的破壞延伸進柱翼厚度，且有可能延伸進交會區 內。種類 C5 的破壞，會在柱翼厚度上發生類似階梯狀的破壞面並與柱 翼平行。此種破壞通常僅能由非破壞檢測檢查出。 種類 C1 的破壞不會導致柱強度的快速大量損失，但當餘震或其他 日後發生的地震產生額外的張力載重作用時，這種小破裂很容易演變成 更嚴重的破壞種類。種類 C2 的破壞可能降低梁翼接柱的有效連結程 度，並可能引起柱翼面積的減少，而無法滿足軸向與撓曲的需求。種類 C3 與 C4 的破壞致使梁翼張力容量減少，且在其他載重作用下將演變為 其他破壞種類。 種類 C5 的破壞，可能因柱翼中非金屬的雜質存在所引起。此種破 壞是因高度的束制而發生，亦可能起因於高度的厚度方向張力需求，如 銲接引起的殘留應力等原因，此種現象很早以前便已知曉，並名為層狀

撕裂。並沒有證據顯示層狀撕裂是因地震所引起的，且目前認為種類 C5 的破壞發生，是因銲接根部的破壞所延伸而導致。此種破壞種類有 時被認為是 C2 柱翼厚度方向破壞的可能原因。須注意的是，有許多情 形，C2 與 W3（參考 2.2.3 節）的破壞並無法分辨。主要的不同在於 W3 的破壞基本上是在柱翼母材的熱影響區內發生，而 C2 的破壞面則 較深入柱翼母材。 種類C6 的破壞是梁柱接頭的柱翼發生局部挫屈。1994 北嶺地震後 並未發現該類破壞，但在柱可能產生塑鉸的範圍內或許會發生。由實驗 觀察，在層間位移角需求達0.02 弧度時，梁翼即可能發生挫屈。柱斷面 通常較梁斷面結實，因此較不會發生局部挫屈。但在強梁弱柱的結構 中，C6 的破壞情形可能發生，或是當結構物承受巨大的層間位移角時， 其底部的柱斷面，亦可能發生。 C7 的破壞方式，即柱續接破壞，在北嶺地震後亦無發現。但當柱 承受巨大的張力作用時，該處的部分滲透銲很可能會發生斷裂。而整體 構架的傾倒作用或過大的撓曲需求皆可能導致過大的張力作用。由於柱 完全破壞將對安全產生嚴重的威脅，因此所有的柱破壞須謹慎處理並立 即修復。 箱型柱接H型梁之接合型式為國內鋼骨高樓廣為採用之梁柱接頭型 式,其施工程序為先在鋼構廠內將剪力連接板銲於預定之柱面上，再於 工地現場以高強度螺栓將梁腹板與柱面上之剪力連接板結合，然後再將 梁之上下翼板以全滲透開槽銲與柱連結。 箱型鋼柱為一閉合斷面，故斷面之抗扭強度較其他H型斷面高,且斷 面四週肢材均為受到兩側支持之加勁肢材，斷面之抗壓、抗彎強度亦較 H型斷面為佳。又箱型柱斷面為雙向對稱，兩向之抗彎能力均相同，可 達到雙向之抗彎接合，且柱之四面平整，可將剪力連接板銲於柱面與梁 相接，而無須如H型柱斷面於柱之弱軸向要增銲其他加勁板才能與梁接 合，故施工作業較容易。 北嶺地震後發現H型柱接H型梁之接合型式，在梁柱接頭腹板交會區 因梁翼板所傳入之剪力與柱拉力之聯合作用，而造成腹板之開裂。於箱

型柱接合型式因接頭柱腹板對稱且厚度較大，故較不會產生此種破壞模 式。箱型柱除柱面兩側外，其平面外勁度較差，因而接頭區梁之撓曲應 力往兩側邊緣集中。故需於箱型柱內在與梁翼板相對應高程處增銲橫隔 板 ，以提高平面外勁度並利於撓曲應力之傳遞,也由於橫隔板之存在而 較不致發生柱腹板之壓皺降伏。 且由於梁柱接頭區需要橫隔板來傳遞梁翼板之撓曲應力，若柱之 四面有不同深度或不同高程之梁相接時，內橫隔板與翼板勢必產生偏 心，此易導致柱翼板撕裂。若梁翼板與內橫隔板間之高程差超過二分之 一梁翼板厚時，將造成梁翼板水平力傳遞過程中因偏心而引致彎矩及應 力集中現象，內橫隔板與柱板交接處容易產生脆性斷裂(C2, 3, 4)。另外 箱型柱與梁不宜斜交，經實驗與理論分析顯示，箱型柱與梁成斜交之接 頭韌性甚差，易於箱型柱之角隅處產生脆性斷裂，應避免此種接頭配置。 如上所述,箱型柱與 H 型梁翼板交接處，應力最大值發生在翼板最 外端，因此在銲道起弧部位若有缺陷，易發生應力集中而斷裂。又柱之 平面外勁度較差，對應於剪力連接板之箱型柱內，若無垂直加勁板，則 在剪力連接板承受柱面外拉力時，容易產生柱面外之變形而將柱板撕 裂，經研究發現，為避免此柱板撕裂之破壞模式發生，剪力連接板之厚 度不宜大於柱翼板之厚度。此外剪力連接板與梁腹板宜以抗滑型螺栓接 合，若外加額外的工地填角銲將剪力連接板與腹板銲接，將使剪力連接 板傳遞過大比例之梁彎矩至柱板，造成柱板撕裂(C8)或剪力連接板與柱 面銲接部份產生破壞(S1, 6，參考2.2.4節)。 2.2.3 銲道破壞 表 2-3 定義四種銲道破壞模式，並標示在圖2-4 中。這裡的銲道是 指梁翼接柱翼的全滲透銲道。 除了在表2-3 與圖 2-4 中所示之W2、W3 與 W4 等破壞模式，在美 國FEMA-267 的破壞分類還包含了一些全滲透銲根部的破壞情形，這些 破壞情形並未滲透進銲道或其鄰近母材，且可藉由移除墊襯版查知，或 以非破壞檢測檢查之。這些破壞模式也就是W1a、W1b 與 W5。

FEMA-267 的 W5 破壞種類，主要是在銲道根部存在細微的不連續 面，若在新建建築的品質控制中發現該類不連續面，則在AWS D1.1 的 規範中，該不連續面是無法去除的。FEMA-267 深知 W5 的情形是建築 過程中可接受的瑕疵，但仍將其列入分類中，因為FEMA-267 有時要求 超音波檢測(UT)，該類破壞亦會被查出，此時才能列入報告中。由於本 報告並未建議要求檢驗時採用超音波檢測，因此W5 的破壞可能不會被 查出，所以並未在此列入分類。 表2-3 銲道破壞種類-銲接瑕疵與不連續面 種類 說明 W1、W1a、 W1b 未使用（見說明） W2 穿透銲接母材厚度的開裂 W3 與柱接面破壞 W4 與梁接面破壞 W5 未使用（見說明） 沿柱翼版開裂 (W3) 沿梁翼版開裂(W4) 銲材開裂(W2) 圖 2-4 銲道破壞種類 FEMA-267 中 W1a 與 W1b 的破壞情形，主要是銲道根部的不連續 面、瑕疵及開裂，且根據AWS D1.1 的規定可去除之。W1a 與 W1b 的 區別僅在於尺寸的不同。除非移除墊襯版，否則這兩種破壞種類皆無法

由目視檢查出，而在 W1a 的情形中，移除墊襯版可能亦移除了一些既 有的瑕疵。FEMA-267 剛出版時，對於各種 W1 破壞種類是否為真正的 破壞，亦或只是建造時未偵察出的瑕疵，有相當大的爭議。FEMA-267 出版後的研究十分支持一個立場，認為即使不是全部的W1 破壞亦有大 部分的W1 破壞是既有的破壞，而非地震所造成的。該研究並指出除非 將墊襯版移除，否則W1 的破壞不容易可靠地檢測出來。而許多個案研 究顯示，UT 檢測出的 W1 破壞，常常在移除墊襯版後便無法檢測出。 另外一些個案研究顯示，UT 檢測未測出的 W1 破壞，卻在移除墊襯版 後被檢測出。因此，在規劃本建議準則時，便決定剔除W1 的破壞種類， 並且在檢測接頭銲接時取消使用UT 的限制。 儘管有上述的說明，但我們仍須明白，在北嶺地震後有許多的破壞 種類是歸類為W1 破壞。針對洛杉磯 209 棟建築物所作的研究顯示，報 告出的破壞情形中，有大約2/3 是屬於 W1 破壞。雖然在本報告中未將 W1 破壞列入破壞種類，但其存在可能導致建築物的接頭因地震而產生 破壞。若進行檢測或修復時發現，銲道根部有可去除之不連續面存在或 融合不足或有銲接雜質及裂縫存在時，應加以記述，並對其修復提出說 明，當作對該情形的修正。 W2 的破壞完全穿透銲接母材的厚度，可藉由磁粉探傷(MT)或目視 檢查(VI)偵測出。W3 與 W4 的破壞發生在融合的區域內，分別在銲接 材料與梁翼母材間以及銲接材料與柱翼母材間。此三種破壞皆會導致接 頭抗張容量的喪失，須將其修復。 2.2.4 剪力板破壞 表2-4列出梁腹接柱翼剪力板的六種破壞種類，並標示在圖 2-5中。 除非有其他接頭的破壞發生，如前述之柱、梁、交會區或銲道破壞等， 否則剪力板不易發生嚴重的破壞。 剪力板破壞是十分嚴重的情形，因為可能導致梁承重能力的喪失， 亦可能導致該樓層局部崩塌。剪力板嚴重的破壞通常不易發生，除非在 接頭有另外一些嚴重的破壞情形發生。若梁翼接合與鄰近母材十分堅

實，則可避免梁與柱之間嚴重的變形差異。如此便可避免剪力板的破 壞，除非有其他因素使剪力板承受額外的剪力需求。若真有額外剪力需 求，則剪力板的破壞將引起梁翼銲接的破壞。 表 2-4 剪力板破壞種類 種類 說明 S1 與柱接合銲道局部開裂 S2 補銲銲道之破壞 S3 螺栓處剪力板斷裂或嚴重扭曲 S4 剪力板降伏或挫屈 S5 螺栓鬆動、破壞或遺失 S6 與柱相接銲道全部斷裂 銲道局部開裂(S1) 補銲焊道之破壞(S2) 剪力板降伏(S4) 剪力板斷裂(S3) 螺栓鬆動、破壞或遺失(S5) 柱相接焊道斷裂(S6) 圖 2-5 剪力板破壞種類 2.2.5 交會區破壞 表2-5列出梁柱交會區及鄰近構材的九種破壞種類，並標示在圖2-6 中。此類的破壞可能最難檢查，因為檢查梁柱交會區的這些構件可能被 連接柱弱軸的梁桿件所妨礙。此外，要在不危及承重支撐的情況下，對 梁柱交會區施工並移除柱斷面以作修復，困難度極高，因此使得該種破

壞的修復成本最高。 表 2-5 交會區破壞種類 種類 說明 P1 連續板破裂、挫屈或降伏 P2 連續板銲道破壞 P3 柱腹板降伏或韌性變形 P4 疊合板銲接破壞 P5 疊合板之局部深度破裂 P6 柱腹板之局部深度破裂 P7 疊合板與柱腹板之全深度或幾近全深度破裂 P8 腹板挫屈 P9 柱斷裂 降伏或韌性變形(P3) 破裂(P5,P6) 腹板挫屈(P8) 破裂(P7) 破裂、挫屈或降伏(P1) 疊合板銲接破壞(P4) 柱斷裂(P9) 連續板銲道破壞(P2) 圖 2-6 交會區破壞種類 連續板接柱銲道的破壞(P2)，或其破裂、降伏及挫屈(P1)，只要破 裂未延伸進柱母材本身，其對結構的影響可能不大。疊合板的銲接破壞 (P4)的影響卻大得多，因為其破壞使得疊合板的效果大打折扣，且破壞 可能延伸進柱母材內。 雖然交會區的剪力降伏(P3)並不是非預期的，但是在過大的變形 下，這樣的剪力降伏可能使柱翼板發生折曲，且會使梁翼接柱翼接頭產

生巨大的二次應力。延伸進柱腹交會區的破壞( P5、P6 與 P7)，在額外 的載重作用下，可能由柱交會區下半部開始演變成 P9 的破壞（接頭上 半部的完全分離），因此該類破壞的嚴重程度與柱續接破壞相當。當發 生這樣的破壞時，柱將失去所有的張力容量，並且其剪力傳遞能力將大 受限制。這種破壞將導致耐震能力的完全喪失。 交會區腹板挫屈(P8)可能導致交會區剪力勁度的快速喪失，並可能 使耐震能力完全喪失。在柱弱軸方向若有梁相接並有剪力板存在時，則 該接頭將獲得加勁而使挫屈情形不易發生。 2.2.6 其他破壞 除了前面各節所論之破壞情形，鋼構抗彎構架中意可能發現其他破 壞種類。其他可能破壞的相接桿件包含：(1)柱端板、梁、柱及未在原始 設計中考慮進側力抵抗系統中的接頭，(2)樓版與屋頂。此外，結構中可 能產生巨大的永久層間變形。根據 1994 北嶺地震後的觀察，該破壞情 形不易發生，除非側力抵抗系統已有一些嚴重的破壞。一旦發生該破 壞，應根據本報告後面章節的建議報告並修復之。 2.3 改良式梁柱接頭 在北嶺地震中已証實傳統之翼板銲接腹板鎖螺栓之抗彎接頭已無 法可靠地提供所需之塑性轉角，根據國內陳生金教授(1996)實驗指出此 種接頭其於箱型柱接H型梁情況下之塑性轉角容量平均僅有 0.92% 弧 度，因此我國規範(內政部 1998)與美國皆已不再容許採用此種接頭設 計而要求需採用其他改良式之梁柱接頭。對於依此種方法設計之既有建 築物亦應儘速予以補強。而對於過去將抗彎構架消能能力依賴於其梁柱 接合面之塑性鉸或梁柱腹板交會區產生降伏之設計理念也需修正。因若 使塑性鉸發生於梁柱交界面將使得柱在其厚度方向受到極大的應變 量，同樣地在銲道及其熱影響區皆將受到極大的應變能力需求，但因桂 板之厚度方向及銲道或熱影響區之塑性變形能力不夠，以致發生脆性斷 裂。因此現在之設計理念已成為必須利用補強或切削減弱之方法將塑性

鉸移開柱面。而若塑性鉸發生在梁柱腹板交會區時，由於可能在梁翼與 柱板之全滲透銲處發生過大的變形轉折，將引致極大的局部應變集中現 象而造成接頭發生脆性斷裂，且若梁柱腹板交會區採用疊合板時可能因 其銲接而影響接頭之韌性發展。因為傳統梁柱接頭由許多實驗證實無法 提供可靠的耐震能力，因此需採用其他改良式之梁柱接頭來滿足耐震需 求。近年來所發展的改良式接頭主要可分為兩大類，一為梁端加勁之梁 柱抗彎接頭 (以下簡稱為加勁式梁柱接頭或補強式梁柱接頭)，另一為 梁端減弱之梁柱抗彎接頭 (以下簡稱為減弱式梁柱接頭) 。 以下即針對上述兩種接頭型式之設計原理、施工性、能量消散能力 以及建造成本進行說明與探討。 2.3.1 加勁式梁柱接頭 補強式接頭的設計理念主要是由於抗彎構梁在承受側向力作用 時，在接頭區梁柱交界處之梁端將承受最大的應力，但此處通常也就是 銲接或螺栓孔的位置，因此利用各種方式將其局部加強，並將塑性鉸外 移。在補強式接頭的研究中，蓋板和肋板的補強是較為常見的型式，其 結構力學原理為提高接頭區的彎矩容量，並將塑性鉸移出接頭區。 2.3.1.1 蓋板式接頭 蓋板補強式接頭示意圖如圖2.7(a)所示，蓋板補強式接頭依蓋板幾 何形狀主要分為兩種型式，一為常見三角形上下蓋板補強接頭；一為三 角形上蓋板與矩形下蓋板補強接頭型式。上下蓋板皆為三角形蓋板補強 方式，對應力傳遞而言是有助益的，實驗證明此種補強接頭在強度維持 下，塑性轉角可達0.03弧度以上(陳嘉有 1995)。三角形上蓋板與矩形下 蓋板補強方式 Engelhard et al.(1995) 實驗證明此種型式接頭效果良 好，在強度維持下，有試體塑性轉角可達0.035弧度以上；陳嘉有(1995) 之實驗亦顯示在強度不損失下，塑性轉角亦接近0.03 弧度，其韌性行為 表現良好，皆在補強終點處產生塑鉸後，繼而發生挫屈或拉裂。 對於蓋板缺點為過厚之梁柱全滲透銲接，因而SAC (1997) 建議蓋

板厚加梁翼厚不應超過柱翼板厚度與兩倍梁翼板厚度。另此類接頭若要 使用於既有箱型柱接H型梁之接頭上，若蓋板與內橫隔板間之高程差超 過大時，將造成梁翼板與蓋板水平力傳遞過程中因偏心而引致彎矩及應 力集中現象，內橫隔板與柱板交接處容易產生脆性斷裂，所以使用蓋板 於既有箱型柱接H型梁之接頭補強上需注意此現象。 梁經過蓋板補強後，原本在梁柱接合處產生的塑鉸，將移至補強之 終點處。所以塑鉸將產生於梁上，消散地震來時之能量。其強度有增加， 勁度亦未減少，是良好的梁柱接頭。影響蓋板梁柱接頭設計主要有兩參 數(陳生金 1996)，一為梁長，二為蓋板提供之彎矩容量(即蓋板之尺 寸)。梁長越長則其韌性消能表現越好，其可降低外力之彎矩梯度，且 能穩定消能。至於蓋板尺寸有大小之限制(林克強 1992)，長度太長會增 加梁柱接頭彎矩需求，長度也不可太短，因蓋板和翼板間之角銲有承載 能力之問題，且補強長度過短，會產生梁翼應力傳遞不均的缺點。 2.3.1.2 傳統肋板式接頭(非加長型單肋板) 一般垂直肋板接頭之原理為將梁之應力最大處予以補強，並將塑性 鉸往柱面外移一段距離以避開熱影響區。惟其與蓋板式接頭之不同處是 採用站立式的肋板，分別於上下梁翼板處，將肋板兩側個別銲於梁柱翼 板上，傳統垂直肋板接頭配置如圖2.7(b)所示，至於耐震性能更佳之加 長型單肋板接頭(圖2.8)，因為其產生塑性鉸位置與一般肋板接頭不 同，所以於於2.3.1.6節中再說明。 如此之補強型式，所獲得與蓋板式接頭相當之效果外，並減少了蓋 板式接頭的厚板銲接，以及銲接品質檢驗等問題。此型式接頭為將肋板 銲於梁柱翼板上，若於H型柱每邊翼板採用雙肋板或於柱為箱型柱情況 下，則肋板與柱腹板無法相對應，故肋板需銲於平面外勁度較差之柱翼 板上，於結構承受反覆載重作用時，柱之平面外變形會趨於嚴重，極可 能造成柱翼板挫屈或撕裂破壞，此外更可能因柱軸力之引進，而加重P-∆ 效應，於補強設計上需同時增厚柱翼板，始能避免此一破壞模式。 肋板之補強對建築影響及對鋼承板、水電設備管路等配合會造成額

外之作業。如使用於現有建物補強時，於上翼板處需先移去一部份的樓 板才能進行肋板之銲接作業。 2.3.1.3 加長型單肋板 加長型單肋板式接頭之原理為將梁之應力最大處予以補強並改變 塑鉸位置，其為一前端具有變段面而後端為一高度較低之加長段，肋板 厚度一般限制為腹板厚度之1~2倍；其基本原理與蓋板式、三角型肋板 及雙肋板接頭類似。惟其與一般肋板式接頭之不同處在於其最大應力發 生位置為位於肋板圓弧段之末端(圖2.8)，不似一般肋板式接頭是產生於 肋板末段，因為加長型單肋板式圓弧段之末端還繼續往離柱面方向加勁 延伸一段距離，由於此加勁作用所以其最大應力比與原構材比較下會有 一定幅度之降低，此類型式經過相關之試驗證實具有穩定提供3%以上 之塑性轉鉸的能力(陳誠直、陳生金, 2000)，不似其他補強式梁柱接頭無 法確保穩定之3%塑性轉鉸能力，另其同樣具有移開塑鉸與增加結構物 強度之功能。 2.3.1.4 托肩式接頭 美國北嶺地震震後之鋼骨梁柱接頭損害報告中發現，梁下翼板造成 破壞之比例高於上翼板甚多，其主要原因是上翼板有樓板的存在而提供 了良好的側向束制，下翼板則無樓板的支撐而容易於梁變形過大時，造 成局部挫屈而破壞;其次是梁與柱面之全滲透銲接作業中，下翼板施作 過程由於梁腹板之存在，使多銲接作業受到阻礙而無法連續施銲於整個 梁翼寬度，造成鄰近腹板處之銲道瑕疵;再者超音波檢驗上翼板處較下 翼板易於檢測，故下翼板銲道品質較不易掌握。 有鑑於北嶺地震造成下翼板之大量破壞，在梁翼緣增銲一T型斷 面，有斜式與水平式兩種建議配置情況，可降低下翼板破壞之發生。由 於托肩之配置(圖2.7c)，使靠近柱面之梁中立軸位置有往下移的趨勢。 如此梁下翼板所受到之撓曲應力減小，降低了該處梁柱間全滲透銲銲接 瑕疵所造成對接頭行為之影響，但此配置相對地使撓曲應力分配到托肩

和上翼板。上翼板亦因撓曲應力之集中而有發生局部挫屈之虞，由實驗 中亦有上翼板挫屈之破壞發生。 托肩式接頭除延續補強式接頭的原理，將撓曲應力最大處予以加 強，使塑性鉸之產生位置距柱面一段距離，避開銲接造成之熱影響區 外，更進一步以加深梁斷面深度來降低梁柱接合處銲接品質之影響。在 使用上，需考量建築上之水電管路配置，以避兔與托肩設置衝突。而托 肩式接頭若應用在箱型柱接H梁的接頭補強時，因為在托肩相對高程處 無法設置柱橫隔板，會造成柱面外變形甚大，故較適合運用在如H型柱 般可以再增銲相對加勁板之接頭補強。 2.3.1.5 側板式接頭 在柱之兩側加銲側板，梁和側板間則加入填充板以傳遞力量，其目 的在強化接頭區本身使塑性鉸的發生位置移離柱面。除此型式外，另有 在側邊加銲T型加勁材的型式。接頭外觀如圖2.7(d)所示。 優點為在水平力量的傳遞係經由梁翼傳遞至側板，在經由側板傳遞 至柱上，本身梁端並不與柱翼板銲接在一起，全滲透銲接的程序不會使 用上，可降低梁翼及柱翼熱影響區的範圍；另可避免背墊板所引起的破 壞。 缺點則是側板的突起會對樓板及使用功能造成一定程度的影響； 另此類接頭僅對強軸方向會有較明顯的韌性貢獻，且在另一方向的梁配 置上會有問題產生。 2.3.1.6 水平擴座式接頭 其補強原理與蓋板相同，施工方式亦與蓋板相似，只是蓋板增加厚 度，而擴座板是增加寬度。水平擴座與梁翼連接方式為全滲透銲，外觀 近似梯形，由接頭處之較大寬度往梁軸心內縮而成。 其優點在於減緩梁端與柱面交界處之撓曲應力集中於柱緣兩側之現 象，使該處之撓曲應力能有較均勻的分佈；加大了與柱翼板之接續，降 低了梁柱間銲道所需傳遞之撓曲應力，相對的提高了梁柱界面的強度，

減低了銲道破壞之機會，使塑鉸產生於補強末端。 缺點則有擴座板補強末端和梁翼銲接部份，易受銲接之熱影響而不 能發展良好塑鉸而無法消能。翼板擴座部份，梁翼的寬厚比增大，得考 量局部挫屈的問題，此即謂當塑性鉸產生之後，由於應變硬化現象，增 銲之水平翼板區亦可能進入降伏階段，由於該處梁翼板的寬度增加，提 高了受壓肢材之寬厚比，而使受壓肢材容易發生局部挫屈。 2.3.2 減弱式梁柱接頭 減弱式梁柱接頭的特色在於減少部分梁翼板之斷面，使塑性鉸發生 於預期之位置，包括有下列各種型式：等斷面平行切削式梁柱接頭，漸 變斷面切削式梁柱接頭，弧形切削式梁柱接頭， 以及鑽孔式梁柱接頭。 各類接頭外觀如圖 2.9 所示。 2.3.2.1 切削式接頭 切削式梁柱接頭之耐震原理，利用減少梁翼之寬度，降低此區之彎 矩強度，使此區域先行降伏，以產生塑性鉸消散地震能量；此種接頭形 式將塑鉸移離梁柱交界面目的，在避免銲接熱影響區承受較大應力之脆 性破裂。此種概念由比利時 Plumier 於 1988 年提出，且於 1992 年申請 專利。後來國內臺灣科技大學陳生金教授亦提出高韌性接頭(漸變斷面 切削式接頭)，其設計乃以彎矩梯度做為切削斷面原則，且製造一區整 體性穩定消能，亦申請有專利權。 切削式接頭優點為在設計上簡單，施工容易，避開了銲接作業的問 題且造價低廉，是各種改良接頭型式中最經濟的一種，且對於已現有建 築之韌性改良，施工亦相當便利。切削式接頭缺點，由於翼板的切削， 降低了梁在弱軸方向的迴轉半徑，故得考慮其側向支撐的需求，以防止 側向扭轉挫屈的提早發生；由於切削的因素，使得切削區梁翼承受較大 的應力，梁寬的減少使梁腹束制降低，如此可能使腹板受壓部份產生挫 屈，而使腹板局部挫屈提早發生，翼板因寬厚比減少，局部挫屈會較晚

發生，最後才產生側向扭轉挫屈。 Engelhardt等(1997)進行四組圓弧切削試體試驗，一組直線型切削試 體，其鋼材的降伏應力介於38ksi至58ksi，其切削量為38%~39%，且各 接頭均採用梁腹全銲型式。各組試體除微小銲道裂縫外均無明顯的破壞 發生，最終的破壞模式為局部挫屈與側向扭轉挫屈。除直線切削試體 外，各試體均有0.03弧度以上的塑性轉角表現。 葉禎輝(1993)研究指出，非對稱切削式接頭，梁端塑性轉角可達0.03 弧度，且韌性表現就相當穩定。陳生金教授、陳舜田教授、張敬昌及周 作隆試驗之彎矩梯度切削試體(張敬昌 1992, 周作隆 1995)，實驗所得 之塑性轉角為2.35~4.79弧度，且結果顯示，採用A36之較低降伏比鋼 材、Zf /Z 值大於70%及結實斷面的試體，韌性行為較優良。 由葉禎輝 (1993) 所做研究指出，非對稱切削形式接頭構件強度方 面，實驗結果實際彎矩強度並未低於標稱強度，且約高出29%之比例。 由周作隆(1995)研究指出，符合結實斷面要求A36鋼梁之梁柱接頭，採 用非對稱切削形式，實驗結果其實際極限強度與標稱強度比值為1.22及 1.34；由林昆德(1996)研究指出，圓弧切削形式接頭實際極限彎矩強度 與拉力試片所得材料實際強度推算之彎矩強度比值約在1.3與1.05；由 Engelhardt等(1997)研究指出，圓孤切削形式接頭實際極限彎矩強度與拉 力試片所得材料實際強度推算之彎矩強度比值約在0.92~1.13之間，整體 來說極限彎矩強度皆高於標稱彎矩強度。 2.3.2.2 鑽孔式接頭 其原理和切削式相同，選定一遠離柱面梁翼區做減弱斷面的工作， 以使此區於地震來臨時產生塑性鉸，以消散能量。其與切削式的差別， 在於鑽孔式的梁翼減少面積是分散的，而切削式是集中的。 鑽孔式接頭最大的優點在於施工便利，對現存結構的改善是方便 的。其由此利時Plumier 取得專利，試驗結果對韌性改良有貢獻(陳嘉有 1995、林昆德 1996)。缺點則為其遭遇的問題較切削式複雜，存在應力

傳遞問題，對於孔徑、孔數、孔距都是值得研究範園，所以設計上並不 容易。

2.4 梁柱接頭可能破壞原因

Krawinkler(1996)指出，梁柱接頭的破壞並非為單一因素所控制， 而是由各種可能因素所造成的，其包括: 2.4.1 結構系統方面 在大部分於北嶺地震發生破壞的抗彎構架中，多數的構架皆用於傳 遞垂直載重，只有少數構架用以抵抗側向地震力，造成結構系統的贅餘 度較低，而減少結構系統應力重新分配的機制。除此之外為滿足結構系 統在地震力作用下的側向位移限制，大多須採用較大尺寸的梁，導致梁 翼板的全滲透銲接量增大，造成銲接方面的問題。 2.4.2 材料方面 在強柱弱梁的設計原則下，一般的鋼骨抗彎構架在材料使用方面， 梁較常採用的為A36鋼材，柱較常採用的為A572 Gr.50鋼材。相關試驗 顯示(FEMA 1995)，A36鋼材其降伏強度常超過 36ksi，另在地震力的返 復載重作用之下 , 應變固化效應可能使得梁的彎矩強度增加 50% 以 上 (krawinkler 1983)。因此在上述的因素作用之下，如仍以A36鋼材 的標稱強度進行設計，將使得梁柱接頭處梁的設計作用力遠小於真實作 用力，導致選用的柱強度及銲材強度相對降低。如果梁翼板的實際降伏 強度遠大於標稱強度，甚至可能造成柱強度不足形成弱柱強梁之設計， 或是銲材強度之不足而形成銲道破壞。 2.2.3 銲接方面 對於柱翼板而言，與梁上下翼板接合的相對高程處，其內側須加銲 加勁板，造成此處的柱翼板重複受熱；有時亦需於梁柱腹板交會區增銲 疊合板，造成其兩側銲道附近的柱翼板脆化。在北嶺地震發生前，塑性 鉸的發生位置皆設計於梁柱接頭處；當塑性鉸發生在梁柱接合處時，梁 端上下翼板的全滲透銲道附近的熱影響區或梁柱腹板交會區的柱翼板，

在無法發揮適當的韌性情況下自然容易產生開裂。 銲道的瑕疵及細部問題，是北嶺地震接頭破壞案例中最常見的問 題。下翼板的全滲透銲接，因受梁腹板所阻，無法如上翼板的全滲透銲 接可連貫施工，甚至有左右分段施工之情形，造成在梁腹板扇形切角處 的下翼板全滲透銲道的不連續；也因為梁腹板的因故，而無法有效控制 此類銲道的品質。 2.2.4 梁柱腹板交會區方面 梁柱腹板交會區主要用以承受梁翼板所傳入的剪力，但是在地震力 的作用下，則需同時承受自柱端傳入的拉力。如果此時柱翼板叉出現開 裂之情況，將造成梁柱腹板交會區柱腹板的開裂。當塑性鉸發生在梁柱 腹板交會區時，梁柱腹板交會區可能因剪力變形過大，使得梁柱腹板交 會區在四個角偶處產生局部曲折，當梁翼板與翼板全滲透銲接處曲折程 度嚴重時極易造成接合處的破壞。 2.2.5 其他方面 其他可能的原因包括:樓板與梁上翼板的結合，中性軸隨之往上翼 板移動，使得下翼板受到更大的應力；扇形切角加工不當傷及母材，導 致梁翼板的開裂；梁翼板全滲透銲接處的墊襯板與柱翼板間未銲接的自 然縫隙，容易造成應力集中現象及銲道開裂的初始裂縫。在梁柱接頭區， 梁翼板因受到接合處的束制，處於三軸應力之狀態，其應變行為已非單 向外力作用下之情況，此時梁翼板已無法發揮其在單軸拉伸試驗中所有 之韌性，而導致脆性破壞的發生(Bruneau et Gl.1998)。 本章參考文獻

Federal Emergency Management Agency (FEMA), “Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings”, FEMA 350, 2000. Federal Emergency Management Agency (FEMA), “Recommended Seismic

Evaluation and Upgrade Criteria for Existing Welded Steel Moment-Frame Buildings”, FEMA 351, 2000.

Federal Emergency Management Agency (FEMA), “Recommended Postearthquake evaluation and repair criteria foe welded steel moment-frame buildings”, FEMA 352, 2000.

Engelhardt, M.D., Winneberger, T., Zekany, A. J., and Potyraj, T.J. (1996),”The Dogbone Connection：Part II," Modern Steel Construction, Vol.36, N0.8, PP.46-55, American Institute of Steel Construction.

Engelhardt, M. and Sabol, T. (1998),”Reinforcing of Steel Moment Connections with Cover Plates ： Benefits and Limitations, ” Engineering Structures, Vol.20, Nos 4-6, pp.510-520.

Engelhardt, M. D., Winneberger, T., Zekany, A.J., and Potyraj,T.J. (1998),” Experimental Investigation of Dogbone Moment Connections,”Engineering Journal, Fourth Quarter, pp.128-139.

Chen, S.J., Yeh, C.H., and Chu, J.M. (1996),“Ductile Steel Beam-to-Column Connections for Seismic Resistance," Journal of Structural Engineering, Vol.122, No.11, pp.1292-1299.

Chen, S.J. (1998), ”Effects of Floor Slabs on the Seismic Behavior of Steel Beam-to-Column Connections with Reduced Beam Section,” 2nd World Conference on Steel Construction, San Sebastian, Spain.

Krawinkler, H. (1996), ”Earthquake Design and Performance of Steel Structures,” Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering, Vol.29, No.4, pp.229-235.

Uang, C.M., Bondad, D.M., and Lee, C.-H. (1998), “Cyclic Performance of Haunch Repaired Steel Moment Connections：Experimental Testing and Ana1ytical Modeling,” Engineering Structures, Vol.20, No.4-6, pp. 552-561.

Whittaker, A. and Gilanii, A.(1995),”Testing of Full-Scale Steel Beam-to-Column Assemblies,” SAC, Phase I Report, SAC Joint Venture, Sacramento, California.

Bruneau, M., Uang, C.M., and Whittaker, A.(1998), Ductile Design of Steel Structures, McGraw-Hill, New York.

擬，內政部建築研究所報告，1994。 葉祥海、呂良正、楊永斌，美日鋼結構梁柱抗彎接頭研究近況及未來發展， 內政部建築研究所報告，1999。 鋼構造建築物鋼結構設計技術規則 (一) 鋼結構容許應力設計法規範及解 說，內政部營建署 (1998a)。 鋼構造建築物鋼結構設計技術規則 (二) 鋼結構極限設計法規範及解說，內 政部營建署 (1998b)。 陳生金，陳舜田，葉禎輝，周作隆，“ 強烈地震下鋼骨樑柱接頭之破壞及高 韌性接頭之開發”，結構工程第十一卷第四期，pp.19-37，1996。 陳誠直、陳生金，鋼構造梁翼圓弧切削梁柱接頭耐震行為，中興工程顧問社， 1999。 陳誠直、陳生金，鋼構造單肋板耐震補強梁柱接頭，中興工程顧問社，2000。 蔡克銓，陳嘉有，“韌性鋼骨構架梁柱接頭行為研究”，國立台灣大學地震 工程研究中心，研究報告 84-04 號，1995。 林昆德，抗彎鋼骨梁柱接頭之行為，國立台灣大學土木工程研究所碩士論文， 1996。(指導教授:蔡克銓) 孔祥嵐，具大變形鋼骨梁柱交會區之梁柱接頭行為研究，國立台灣大學土木 工程研究所碩士論文，1998。(指導教授:蔡克銓) 蔡克銓，陳威志，林克強 (1999)，“梁翼切削與弱梁柱交會區共存型抗彎接 頭之韌性行為”，鋼結構建築耐震抗彎接合設計技術研討會論文集， pp.301-319。

(a)

(d) (c)

(b)

塑鉸處 加長型肋板 圖2.8 加長型單肋板接頭示意圖 鑽孔式接頭 漸變斷面切削式接頭 圓弧切削式接頭 圖2.9 減弱式梁柱接頭型式

第三章 鋼結構抗彎矩構架詳細耐震評估方法

3.1 前言

現有鋼結構抗彎矩構架，其耐震能力彼此間可能有很大的差異。此 處所指的耐震能力，為地震地表加速度大到多少時建築物將破壞之謂。 建築物耐震能力有差異的原因可能為設計時採用的規範不同，設計地震 力因而不同；亦可能係結構物的接頭韌性設計彼此不同；也可能為結構 物結構系統配置的不規則性程度不同等。對於現有鋼結構抗彎矩構架， 如能在大地震發生前進行耐震能力評估，其耐震能力太低者，及早加以 補強或拆除，實為降低大地震造成人命傷亡與財產損失的有效手段。 現有鋼結構抗彎矩構架耐震能力評估所涉及的技術層次，實高於新 建者，因此宜有一套合適的評估方法提供評估者使用。美國聯邦緊急災 害處理署之1996 年的研究報告 FEMA273/274 中使用結構物之性能水準 與地震水準之配合來定義結構物之性能目標，但由於地震本身及結構材 料、耐震細節及分析模擬方式上皆具有相當多之不確定性，所以在 FEMA351(2000)之耐震性能評估上為使用機率之概念來定義結構物是 否滿足性能目標之確認性。進行性能評估首先為進行地震危害分析，其 中包括有地表運動(回歸期 2500 年之最大考量地震及回歸期 475 年之設 計地震)及其他地震危害(液化、山崩、地盤側向流動)之考量，決定地震 危害後要進行的為結構性能水準之制定，在FEMA351 中僅選用了輕微 受損(Immediate Occupancy)及近乎倒塌(Collapse Prevention)兩種水準， 並以層間變位配合接頭形式、柱軸力及柱搭接處之拉力來決定性能水 準，而耐震性能目標之達成與否則以一個確認(信心)指標(Confidence index)來表示。另 FEMA351 中對於耐震評估方法同其他系列報告一 樣，提供了線性靜力、線性動力、非線性靜力及非線性動力分析四種選 用方法及結構模擬與相關之規定。 由上所述可以得知FEMA351 中之規定與我國最常被使用之耐震評 估方法與耐震設計方法不論在分析步驟或性能水準定義上還是有相當

程度上之差異，為顧及規範之延續性及FEMA351 中所採用之不確定性 參數可能難以在現階段被國內工程師接受，所以本研究並不依循 FEMA351 之方法進行耐震性能評估方面之研究，而以內政部建築研究 所之研究報告「鋼筋混凝土建築物耐震能力評估法及推廣」中之耐震能 力詳細評估法的精神進行有關耐震性能評估方法之制定，使能有效進行 結構耐震能力評估及使與現行鋼結構耐震規範具相容性，另考量非線性 分析已經慢慢被國內工程界所接受，且其為未來耐震評估之趨勢，所以 本研究亦提出類似於美國 ATC40 之修正容量震譜法的非線性靜力耐震 評估法。 本計畫中採用之耐震評估方法之一為以建研所「鋼筋混凝土建築物 耐震能力評估法及推廣」中之耐震能力詳細評估法之理論基礎為出發 點，發展一套類似之可用於評估鋼造抗彎構架之分析方式與相關程式， 詳細說明於 3.2 至 3.5 節中，其為以 ETABS 程式分析建築物在 0.1g 彈 性地震力作用下，求得各構件之內力後，根據單一構材實際尺寸與接頭 型式計算所得之強度，判斷構材之損壞模式(接頭、梁柱交會區或梁生 塑鉸等)及損壞時對應之變形能力(韌性比)；再以節點為單位進行強度比 較，求得該節點破壞時所承擔之的剪力與對應之韌性比，後以加權平均 的方式求得整個半層綜合的剪力強度與韌性比，即可求得各半層之崩塌 地表加速度。 本研究之另一評估方法即修正容量震譜法；主要為運用適當的折 減係數將彈性需求震譜折減成非彈性需求震譜，其另一種物理意義為 非彈性反應譜的建立，其為近來國內外常被討論與推薦之一個耐震評 估方法。此方法之基本精神與我國之耐震設計規範及建研所「鋼筋混 凝土建築物耐震能力評估法及推廣」中之耐震能力詳細評估法相同， 但主要且關鍵之不同點為此方法為由非線性側推分析實際求得建物之 容量曲線，而建研所之耐震能力詳細評估法為採彈性分析之等值方式 求得；考量結構物進入非彈性階段，採用彈性分析方法是很難去確定 建物之損壞位置及何種破壞程度，因為當結構損壞開始發生時，某些 構材開始產生降伏會造成內力之重新分配，另由於構材之非彈性需求

為依構材之不同而有所不同，所以於非彈性階段，損壞為由變位量控 制而不是由彈性分析所得之力量控制。

修正容量震譜法首要為得到結構物之容量曲線，所以需要進行非 彈性側推分析，此種分析於國內外土木結構設計者最常使用之軟體 SAP2000 或 ETABS Nonlinear 程式中皆可進行。同建研所之耐震能力詳 細評估法一樣，分析重點在於接頭及桿件變形能力之模擬，其中對於 桿件塑鉸之模擬於 FEMA273 及 FEMA350、351 中皆有相當程度之定 量與定性之描述，但本計畫以參考國外研究報告與國內實際試驗資料 來合理的加以決定其合理設定值。以下章節就本計畫目前為止對此些 方法之發展與相關研究進行簡要說明

3.2 耐震能力靜力評估法

本法乃根據建築物實際構材之尺寸及配置，計算其強度、韌性與破 壞模式，並配合建築物彈性地震分析，計算建築物各樓層上半層與下半 層之耐震能力，即破壞時之地表加速度A_c。並可從評估結果了解造成耐 震能力不足之原因，以做為將來補強時重要之參考。 評估流程 建築物係以其強度與韌性來抵抗地震，先用強度來抵抗，俟地表加 速度增大令其降伏後，再用韌性抵抗更大的地表加速度。當韌性用盡 時，建築物就會破壞，其對應的地表加速度就是耐震能力A_c。 評估破壞模式所對應之耐震能力，須對建築物進行結構分析，先以 較低的地震力(0.1g)和設計靜載重與 1/2 活載重為外力，採用結構分析 程式對建築物進行彈性靜力分析，以取得建築物結構在彈性範圍內的桿 件內力資料。 根據桿件實際尺寸計算所得的彎矩強度、剪力強度及韌性，配合彈 性地震分析所得之內力，判定該構材破壞時到底係彎矩降伏，還是挫屈 或剪力降伏，以及破壞時對應的韌性比，可分為單根梁、柱及梁柱交會

區破壞模式之分析，並以節點為單位作強度比較，分為強柱弱樑與弱柱 強樑。可求得破壞時該節點承擔的剪力及其對應的韌性比，由於各節點 承擔的剪力與韌性比不同，因此要以加權平均的方式求得整個半層綜合 的剪力強度與韌性比。 由各半層承擔的剪力與 0.1g 彈性地震分析所得之層剪力，就可算 得該半層的降伏地表加速度 Ayi。根據該半層的綜合韌性容量，便可求 得結構系統地震力折減係數 Fui，乘以降伏地表加速度後，即可推估建 築物沿兩個主軸方向各半層的崩塌地表加速度 Aci。而各半層各方向所 得之最小值，即為該建築物之耐震能力Ac。整體之評估流程如圖3.1 中 所示。 建築物彈性地震分析 首先要以結構分析程式進行地表加速度 0.1g 之彈性地震分析，求 得梁、柱等構材的內力，供後續評估之用。建築物若係規則性結構，依 規範規定，可進行靜力彈性地震分析，當地表加速度為 0.1g 時，引致 之地震總橫力V 依下式計算： V =ZCW (3.1) 其中，Z 取 0.1，C 為工址正規化水平加速度反應譜係數，如現行 耐震設計規範所示。求得之總橫力，其地震力豎向分配按規範規定計算 之。 建築物若係不規則性結構，依規範規定，應進行動力彈性地震分 析，惟求得 0.1g 下各層之地震力與動態扭矩後，應將其改為等值靜力 加在各層上，其偏心量應為動態偏心量加上意外扭矩偏心量。 結構分析時尚須包括設計靜載重及1/2 活載重作用下引致之構材內 力。其中，因地震時真正的活載重可能只有設計活載重的一半，因此取 1/2 設計活載重分析之。

梁柱構材行為之模擬 梁柱斷面降伏時之彎矩強度 柱斷面同時承受軸力與彎矩，在柱斷面尺寸已知的條件之下，其軸 力－彎矩強度交互曲線為已知，如圖3.2所示。地震前受到設計靜載重 與1/2 活載重的作用，其所產生的軸力與彎矩分別以 PDL與MDL表示。 此外，假設0.1g 地震下，柱所引致的軸力與彎矩分別以 PE與ME表示。 當地震越來越大時，總軸力與總彎矩則慢慢遞增，如圖3.2 所示，當地 表加速度達

α

×0.1g時，軸力與彎矩剛好碰到交互影響曲線，屆時斷面 產生彎矩降伏，其彎矩強度為M_y =M_DL +α_yM_E，若根據現行鋼結構極限 設計法規範則構材降伏時可以表示成下式 1 9 8 ₌         + + + + + ny Ey y DLy nx Ex y DLx n E y DL M M M M M M P P P α α α ; + ≥0.2 n E y DL P P P α (3.2a) 或 1 2 _=      + + + + + ny Ey y DLy nx Ex y DLx n E y DL M M M M M M P P P α α α ; + <0.2 n E y DL P P P α (3.2b) 由以上之表示式則可以求得斷面產生彎矩降伏時對應之α，其中 Pn為構 材之標稱受壓強度，依下式計算 cr g n A F P = (3.3a) 當(λ_c ≤1.5) y c cr F F ₌exp(₋0.419_λ2) _(3.3b) 或 y c c c cr F F ₌(0.211_λ3 ₋0.57_λ2₋0.06_{λ +}1.0) _{; 銲接箱形構材 (3.3c)} 當(λ_c >1.5) y c cr F F _      = 0.877₂ λ (3.3d) 或

y c cr F F _      = 0.764₂ λ ; 銲接箱形構材 (3.3e) E F r kL y c _π λ = (3.3f) Ag = 構材之全斷面積(cm2) Fy = 標稱降伏應力(t/cm2) E = 彈性模數(t/cm2) L = 構材無側撐長度(cm2) r = 對挫屈平面之最小迴轉半徑(cm2) k = 有效長度係數，依下述方式計算: (1) 計算受壓構材頂部與底部相對勁度函數

∑

∑

= b b c c A L I L I / / ψ 與

∑

∑

= b b c c B L I L I / / ψ Ic, Lc為柱之慣性矩與長度，Ib, Lb為梁之慣性矩與長度。 (2) 設ψ_m =(ψ_A +ψ_B)/2，則 無側移構架兩端束制者之k 值計算公式為 0 . 1 1 . 0 7 . 0 + ≤ = _m k ψ 有側移構架兩端束制者之k 值計算公式為 2 1 9 . 0 2 1 20 20 ≥ + = < + − = m m m m m k k ψ ψ ψ ψ ψ 在(3.2)式中Mnx及Mny為構材兩雙軸之標稱撓曲強度，依下面所述方 式計算: 當側向無支撐長度L_b ≤L_r時，撓曲強度Mn依下列方式計算 (1) L_b ≤L_p p n M M = (3.4a)