耐震鋼梁新型防挫屈裝置之實驗研究II

耐震鋼梁新型防挫屈裝置之實驗研究

II

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告

中華民國 100 年 12 月

100-301070000G-1060 PG10005-0183

耐震鋼梁新型防挫屈裝置之實驗研究 II

研究人員：陳柏端

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告

中華民國 100 年 12 月

目次

目次

表次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ VII

圖次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ IX

摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ XIII

Abstract‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ XVII

第一章 緒論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 1

第一節 研究緣起與背景‧‧‧‧‧‧‧‧ 1

第二節 文獻回顧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 2

第三節 研究方法與步驟‧‧‧‧‧‧‧‧ 4

第四節 研究流程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 5

第二章 有線元素數值分析‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 7

第一節 結構分析與基本假設‧‧‧‧‧‧ 7

第二節 斷面尺寸‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 10

第三節 邊界條件與束制型‧‧‧‧‧‧‧ 11

第四節 分析結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 13

第三章 實驗裝置規劃‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 21

第一節 實驗規劃‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 21

第二節 柱與基座設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 23

第三節 短梁構架設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 31

第四節 測試梁與樓版設計‧‧‧‧‧‧‧ 35

第四章 實驗與結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 47

第一節 材料性質‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 47

第二節

實驗設置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 48

第三節 實驗加載歷時‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 50

第四節

實驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 51

第五章 結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 65

第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 65

第二節 建議事項‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 66

附錄一 期初報告審查意見會議紀錄‧‧‧‧‧‧ 67

附錄二 期中報告審查意見會議紀錄與回應表‧‧ 77

附錄三 期末報告審查意見會議紀錄與回應表‧‧ 87

參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 95

表次

表次

表

1.1 研究進度表‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 5

表

2.1 結構用鋼斷面及相關性質‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 11

表

4.1 混凝土圓柱試體抗壓強度表‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 47

表

4.2 鋼材料拉伸實驗強度‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 47

表

4.3 梁側向位移計裝設位置 L‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 48

表

4.4 實驗加載歷時‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 50

圖次

圖次

圖

1-1 傳統側向支撐示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 1

圖

1-2 鋼梁之新型防挫屈裝置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 2

圖

1-3 研究流程圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 6

圖

2-1 鋼梁構架結構示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 7

圖

2-2 測試試體上視圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 8

圖

2-3 鋼材之應力-應變曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 8

圖

2-4 有限元素分析模型‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 9

圖

2-5 RC 樓板之有限元素模型尺寸‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 10

圖

2-6 鋼梁束制型式之ㄧ（NN）‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 12

圖

2-7 鋼梁束制型式之二（CC）‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 12

圖

2-8 塑性轉角之參數示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 13

圖

2-9 600×300×13×28_NN 之遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 14

圖

2-10 600×300×13×28_NN 之包絡線‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 14

圖

2-11 600×300×13×28_CC 之遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧ 15

圖

2-12 600×300×13×28_CC 之包絡線‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 15

圖

2-13 600×300×13×28_NN 之破壞模式‧‧‧‧‧‧‧‧ 17

圖

2-14 600×300×13×28_CC 之破壞模式‧‧‧‧‧‧‧‧ 17

圖

2-15 NN型式之θ

p

關係曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 18

圖

2-16 CC型式之θ

p

關係曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 19

圖

3-1 試驗佈置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 22

圖

3-2 柱支承基座細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 23

圖

3-3 箱型鋼柱細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 25

圖

3-4 箱型鋼柱剪力連接板細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 26

圖

3-5 箱型鋼柱底部基板細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 27

圖

3-6 H 型鋼柱細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 28

圖

3-7 H 型鋼柱剪力連接板細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 28

圖

3-8 H 型鋼柱底部基板細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 29

圖

3-9 柱底鉸支承上部細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 30

圖

3-10 柱底鉸支承下部細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 30

圖

3-11 H 型鋼上部鉸支承細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 31

圖

3-12 短梁細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 32

圖

3-13 鬆緊器(Turnbuckles)細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 33

圖

3-14 短梁構架組裝圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 34

圖

3-15 測試梁 CC 細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 36

圖

3-16 測試梁 CCLB 細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 37

圖

3-17 傳統側支撐細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 38

圖

3-18 測試梁 CCPS 細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 39

圖

3-19 測試梁 EGLS 細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 40

圖

3-20 測試梁 NN-1 與 NN-2 細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 41

圖

3-21 測試梁之端板細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 42

圖

3-22 測試梁端與 H 型鋼柱連接用鉸支承細部設計‧‧‧‧ 42

圖

3-23 測試梁吊耳、切削區與補強板細部設計‧‧‧‧‧‧ 43

圖

3-24 RC 樓版配筋細部設計-1‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 44

圖

3-25 RC 樓版配筋細部設計-2‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 45

圖

4.1 實驗設置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 48

圖

4.2 位移計與應變計裝設位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 49

圖

4.3 實驗加載歷時圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 50

圖

4.4 測試梁 BM-CC 遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 51

圖

4.5 測試梁 BM-CC-LS 遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 52

圖

4.6 測試梁 BM-EGLS 遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 52

圖

4.7 測試梁 BM-CCTS 遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 53

圖

4.8 測試梁 BM-NNC 遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 53

圖

4.9 測試梁 BM-NNU 遲滯迴圈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 54

圖

4.10 梁 BM-CC 之包絡線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 54

圖

4.11 梁 BM-CC-LS 之包絡線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 55

圖

4.12 梁 BM-CC-EGLS 之包絡線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 55

圖

4.13 梁 BM-CCTS 之包絡線圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 56

圖 4-14 梁

BM-CC-LS 局部挫屈處‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 57

圖 4-15 梁

BM-CC-LS 側向扭轉挫屈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 57

圖 4-16 梁

BM-CC-LS 下翼板與端板間銲道破裂‧‧‧‧‧‧ 58

圖 4-17 梁

BM-CC 側向扭轉挫屈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 59

圖 4-18 梁

BM-CC 端點混凝土開裂‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 59

圖 4-19 梁

BM-CC 下翼板破裂‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 60

圖 4-20 梁

BM-EGLS 側向扭轉挫屈‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 61

圖 4-21 梁

BM-EGLS 樓板開裂‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 61

圖 4-22 梁

BM-EGLS 端點混凝土開裂‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 62

圖 4-23 梁

BM-EGLS 下翼板開裂且向上延伸至腹板‧‧‧‧ 62

圖 4-24 梁

BM-CC-TS 腹板局部挫屈‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 63

圖 4-25 梁

BM-CC-TS 側向扭轉挫屈‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 64

摘要

摘要

關鍵詞：扭轉挫屈、側向支撐 一、研究緣起 耐震建築鋼結構中，鋼梁通常是結構物消能的主要桿件，鋼梁藉由大量的塑 性變形達到消能的效果。為讓鋼梁具有足夠的塑性變形或消能能力來抵抗地震， 必須防止鋼梁過早產生側向扭轉挫屈（lateral-torsional buckling），通常防止鋼梁 過早產生側向扭轉挫屈的方法為設置防挫屈裝置（或稱為支撐，brace）。傳統的 防挫屈裝置為側向支撐（lateral support），上翼板直接由樓版之面內勁度與強度 提供側向支撐，下翼版則由側向支撐桿件一端接在鋼梁下翼板，另一端接在樓 版，主要也是靠樓版的面內勁度與強度提供鋼梁側向支撐。這種側向支撐裝置已 經使用很長一段時間，設計與施工方法都相當成熟，但是側向支撐桿件的存在佔 據部分樓版底部空間且相當突兀，不但影響室內空間的美觀也影響空間使用效 率，尤其是住宅所受的影響很明顯。 本研究提出一個可能解決上述難題的方法是將傳統的側向支撐轉換成防挫 屈裝置。於鋼梁設置梁腹加勁板，在上翼板處設計兩種延伸之補強板與加勁板， 並利用剪力釘加強與樓版的結合，增加鋼梁之抗扭轉勁度，規劃設計大尺寸結構 試驗探討此型支撐的效果、現有設計方法之合理性，供工程人員及一般大眾參考。 二、研究方法及過程 本研究之包括資料蒐集與整理、有限元素法模擬分析、試體設計與製作、試 驗、材料力學性質試驗、實驗資料整理與分析、相關規範條文之檢討。研究方法 與步驟如下： 1. 文獻資料之收集與整理 2. 有限元素法模擬分析 3. 含扭轉型側向支撐鋼梁潛能因素分析 4. 大尺寸鋼結構架及 RC 樓版實驗規劃與測試 三、研究發現

1. 本研究應用有限元素分析影響鋼梁韌性行為之參數所得塑性轉角評估 公式，可供工程師於設計時之參考。 2. 有線元素分析模型中之防挫屈裝置，係假設 RC 樓板與鋼梁上翼板完全 剛性接合，並未考慮接合面之間的接合勁度。而實際上鋼梁、RC 樓板 與接合面之接合勁度（剪力釘）三者分別具有扭轉勁度，且以串聯型式 接合，建議未來對接合面之間的接合勁度再規劃相關實驗，探求接合面 採用如剪力釘方式所能提供之扭轉勁度。 3. 實心混凝土樓板可提升梁之穩定性，對於其局部挫屈與側向扭轉挫屈之 防制皆有顯著作用。至於樓板的厚度、配筋型式、剪力釘間距、剪力釘 長度、梁翼厚度、梁高度等因素，跟梁與樓板間之接合勁度相關，惟此 部分影響因素較多，未來進行相關實驗須審慎規劃。 4. 本研究案主要探討實心混凝土樓板，對於梁穩定度之影響，因為實驗進 行困難度大及經費需求較高，試體數量不多，待研究有一定成果後，再 進行鋼承板之研究。 5. 使用側向支撐或補強整體斷面，皆可提升鋼梁扭轉勁度，對於梁之穩定 度有相當之助益，惟部分實驗因梁柱接頭螺桿已達降伏，至梁端板與柱 之間產生額外間隙，難以估算最終之塑性轉角，另外因梁部分銲道強度 不足或銲接處產生應力集中現象，使實驗中斷，未來進行相關實驗時， 對於梁柱接頭及銲接應多加注意。 四、主要建議事項 中長期之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：相關學術團體 1. 本研究案相關之決定性參數多，建議後續宜以有限元素模擬，以進行更 多參數之探討。 2. 使用側向支撐如加勁托架式，或補強整體斷面如增加補強板或加勁板， 對於可提升整體鋼梁扭轉勁度之效果，建議納入未來研究內容。 3. 有關實心混凝土樓板對於梁穩定性之增益，因樓板的厚度、配筋型式、 剪力釘間距、剪力釘長度、梁翼厚度、梁高度等眾多因素影響而有不同

之效果，建議未來可逐步規劃以進行相關之實驗。

4. 本研究案屬於先導性之研究，因困難度大且經費需求較高，試體數量不 多，對於如何提升梁穩定性之設計方法，需再進一步規劃相關實驗，並 廣徵專家學者意見後才能得到較具體之成果。

Abstract

Abstract

Keyword: lateral torsional buckling, lateral bracing

1) OVERVIEW

The present investigation focused on the evaluation of lateral torsional buckling behavior of steel I-section beam using the finite element (FE) model. A highly detailed three-dimensional FE model has been created using commercial finite element software ABAQUS. It was proved that this three-dimensional FE complex model, accounting for material and geometric non-linearity, large deformation

behavior is able to simulate behavior of simply supported steel beam under monotonic flexural loading. This study covers critical load evaluation, load vs. plastic rotation behavior, effectiveness of location and variable stiffness for lateral nodal bracing system, behavior of Reduced beam section. The reliability of the model is

demonstrated by comparison with experiments an with alternative numerical analyses. This study also discusses in detail several numerical modeling issues related to mesh convergence problems, geometric imperfection modeling, loading strategies and computer efficiency.

2) METHOD

1. Paper review and data analysis.

2. Finite element analysis for lateral-torsional buckling behavior of steel beams with different types of lateral bracing.

3. Design of full scale experiment for steel frame with RC deck. 4. Experiment for full scale steel frame with RC deck.

3) SIGNIFICANT RESULTS

1. The formula to estimate the plastic rotation of the beam using finite element analysis is a good approximation for any designer to get a better idea

beforehand and could be of great help for modifying the whole setup step by step to reduce any unexpected mistake.

2. In the FEM model analyzing torsional resisting mechanism, it was assumed that the connection between RC floor and beam is rigid. However, the

contribution from shear studs need to be considered in order to justify the real stiffness between floor and beam. Further experiments are recommended. 3. RC floors have significant contribution to the stability of beams. To be more

quantitatively, all the factors including the thickness of slabs, the length and span of studs, the thickness of beam web, and the depth of beams need to be investigative carefully.

4. This research is focus on the contribution of the RC floor to the stability of beams. Due to the cost and time, there are only 6 specimens been investigated. It should be noticed that further research need to be done to fully understand the behavior of the RC floor.

4) RECOMMENDATIONS

Mid term recommendation

Auspices: the Architecture and Building Research Institute Collaborator: academic and research organizations

1. In this research, there are so many deterministic factors in design beams, slabs, shear studs, and lateral supports. It is recommended the numerical method such as finite element method could be used to investigate these factors before planning further experiment.

2. Lateral supports and reinforcement of beams do have significant impacts on the stability of beams. Further research is recommended.

3. The RC slabs would help to increase the stability of beams. Further research to investigate the contribution from factors including the thickness of slabs, the diameter of reinforce bars, the span and length of shear studs, and the dimension of beams is recommended.

第一章 緒論

第一章 緒論

第一節 研究緣起與背景

耐震建築鋼結構中，鋼梁通常是結構物消能的主要桿件，鋼梁藉由大量的 塑性變形達到消能的效果。為讓鋼梁具有足夠的塑性變形或消能能力來抵抗地 震，必須防止鋼梁過早產生側向扭轉挫屈（lateral-torsional buckling），通常防 止鋼梁過早產生側向扭轉挫屈的方法為設置防挫屈裝置（或稱為支撐，brace）。 傳統的防挫屈裝置為側向支撐（lateral support），如圖 1-1 所示。上翼板直接由 樓版之面內勁度與強度提供側向支撐，下翼版則由側向支撐桿件一端接在鋼梁 下翼板，另一端接在樓版，主要也是靠樓版的面內勁度與強度提供鋼梁側向支 撐。這種側向支撐裝置已經使用很長一段時間，設計與施工方法都相當成熟， 但是側向支撐桿件的存在佔據部分樓版底部空間且相當突兀，不但影響室內空 間的美觀也影響空間使用效率，尤其是住宅所受的影響很明顯。 圖1-1 傳統側向支撐示意圖 （資料來源：本研究整理） 一個可能解決上述難題的方法是將傳統的側向支撐轉換成如圖1-2 所示之 防挫屈裝置，其中圖1-2(a)為在上翼板銲接補強板，並將梁腹加勁板延伸，為 永峻公司提出之方法，圖1-2(b)亦為上翼板銲接補強板，不過加勁板加在上翼 板上方。圖1-2(a)與(b)之防挫屈方式是藉著延伸上翼板以增加梁之整體扭轉勁 度，而下翼板只需注意控制不發生局部挫屈即可。然而此類型支撐的效果如何， 現有設計方法是否合理，屬於側向支撐或扭轉支撐等問題，都需要加以釐清、

探討，以利工程建設之更順利進行。對工程人員及一般大眾而言，大尺寸結構 試驗為探討上述問題最直接也最有說服力的方法。為審慎規劃試體與實驗裝 置，本研究先以有限元素模擬分析鋼梁扭轉挫屈行為，並考量樓版行為，探討 不同之防挫屈裝置。 (a) 加補強板-1 (b) 加補強板-2 圖1-2 鋼梁之新型防挫屈裝置 （資料來源：本研究整理）

第二節 文獻回顧

本研究在實驗相關文獻收集如下： 1. 所提供的強度及剛度下限值，提出如何設計桿件中的等值有效側 撐。 2. 1985 年 Winter 等人以理論分析方法，對於梁與柱構件配置側向支撐之 設計，進行相關研究，發展出一簡單的有限分析模式，以求得桿件中側 向支撐 1966 年 Taylor 等人，對於梁桿件中提供扭轉束制以抵抗側向扭轉挫屈 之行為模式進行研究，作者對於大梁接小梁之設計所提供的扭轉束制行 為進行有限元素分析並與理論分析結果比較，發現大梁在提供連續抗扭 束制的情況下，其臨界載重強度與抗扭束制之勁度成正比，若大梁在僅

提供單節點之抗扭束制之情況下，其臨界載重強度會在大梁發生雙曲率 3. 斷面 梁之邊界條件有關。 4. 挫屈時之側向位移量，並提出一計算 來評估其加勁板之需求量。 5. 提出在考慮載重作用 不同位置時，其C 之估算方式。 6. 同的側撐型式設計範例，亦已納入AISC 規範作為設計之參考 7. 但是此結論是在梁構材不會發生腹板挫屈 8. 移束制系統或使用封板斷面皆可有效抑制梁 整體側向扭轉挫屈時達到極限值。 1972 年 Nethercot 及 Rockey 對於在彈性階段梁之側向扭轉挫屈之分 析，提出一套統一系統化的分析模式以求得在彈性階段中發生側向扭轉 挫屈時之臨界撓曲應力，於彈性階段中發生挫屈之最大撓曲應力與 幾何、鋼材性質、載重形式、作用位置以及 1991 年 Takabatake 等人，對於 I 型梁構材在配置加勁板與無配置加勁 板的情況下，進行側向扭轉挫屈之行為探討，發現梁於腹板配置加勁板 或箱型封板時可以有效的降低構材 方法 1997 年Helwig等人對於單軸對稱之I型梁斷面進行側向扭轉挫屈之行為 分析，以有限元素模型分析單一弱軸對稱之I型梁桿件，考慮單一曲率 及雙曲率彎矩之模式，將分析結果與傳統雙軸對稱之I型梁進行比較，

發現原先彎矩梯度因子（Moment gradient factors，Cb）於雙軸對稱之I

型梁估算方式，亦可以使用於單一弱軸對稱之I型梁桿件，但先決條件 為載重作用點必須考慮在型鋼斷面之中心位置，亦 點於型鋼斷面之 b 2001 年 Yura 建立一套設計梁桿件穩定性之設計，對於梁構材提出了不 同的側撐型式設計，且各有其系統化的設計公式，並且在其研究中也舉 例幾種不 準則。 2002 年 Nakashima 以有限元素分析，並與結構實驗結果比較，對於梁 構件在反覆載重下之側向扭轉挫屈之穩定性行為進行研究，提出AISC 規範對抗彎構架中梁桿件側向支撐需求量之設計於構架發生容許之樓 層位移量下是具備合理性的， 和翼板挫屈的假設基礎上。 2008 年林禹任以實驗探討抗彎構架在單向水平載重下，梁在不同側向 支撐系統及斷面型式下之挫屈行為，側撐系統之配置分別討論位移束制 及扭轉束制之效益，發現位

發生整體側向扭轉挫屈。 9. 2008 年 Jan Jirsak 以有限元素分析探討簡支 I 型梁在雙曲率彎矩作用下 之扭轉挫屈行為，並與林禹任之實驗作比較，並提出第一模態非彈性挫 屈可得到相當合理的結果，且在梁上翼板有連續支撐，下翼板加側向點 支撐可顯著改善梁的彎矩容量。

第三節 研究方法與步驟

本計劃主要為利用本所材料實驗中心進行實尺寸抗彎構架與樓版實驗，其 實驗分析成果可作為檢討現行設計準則之參 減量 發展目標。 與整理 樓版實驗 1. 探討耐震建築鋼結構中鋼梁配置不同側撐形式受地震作用力下之挫屈 行為，完成新型耐震鋼梁防挫屈裝置試驗評估，提昇對梁構材之穩定 2. 實驗分析成果可作為檢討現行設計準則之參考依據。 考依據，並藉此引導建築構造走向 、減重、節能及環保之永續 本計劃之研究方法如下： 1. 文獻資料之收集 2. 電腦模擬分析 3. 大尺寸鋼結構架及 RC 4. 規範條文適用性評估 本計劃之預期成果如下： 性行為之認識。

第四節 研究流程

本計畫之研究項目包括資料與文獻收集、評估、分析、報告撰寫。研究進 度與研究內容如表1-1 所示，流程圖如圖 1-3 所示。 表1-1 研究進度表 月次 工作項目 第 一 月 第 二 月 第 三 月 第 四 月 第 五 月 第 六 月 第 七 月 第 八 月 第 九 月 第 十 月 第 十 一 月 第 十 二 月 資料文獻 收集 力學分析 側向支撐 數值分析 防挫屈設 計分析 數據整理 試體設計 相關規範 條文檢討 撰寫報告 研究進度 百分比 5 15 20 30 35 40 50 60 70 85 95 100 （資料來源：本研究整理）

力學分析 側向支撐數值分析 防挫屈設計分析 試體設計 數據整理分析 相關規範條文檢討 研究計畫完成 研究計畫開始 國內外相關資料及文獻收集 圖1-3 研究流程圖 （資料來源：本研究整理）

第二章 有限元素數值分析

第二章 有限元素數值分析

鋼結構耐震設計中，為防止鋼梁過早產生側向扭轉挫屈的方法為設置防挫 屈側向支撐，一端接在鋼梁下翼板，另一端接在樓板。但是在一般實驗中，因 受限於場地與經費，皆只能做單純的二維鋼梁構架實驗。本研究以實尺寸鋼梁 構架實驗，並考量樓版之影響，測試鋼梁構架側向支稱之穩定行為。 本計畫實驗是採用延伸之補強板及加勁板，並利用剪力釘加強與樓版的結 合，以增加鋼梁之抗扭轉勁度。為求實驗精簡，先以有限元素法分析，再據以 設計實驗。分析模型考慮材料非線性、幾何非線性及初始彎曲之影響，載重採 用端點旋轉角控制之反覆載重。鋼梁的束制情況分別為不具任何側向及扭轉支 撐，與上翼板具連續側向及扭轉支撐兩種。分析結果再透過迴歸分析找出影響 鋼梁抵抗側向扭轉挫屈之重要參數，並提出評估鋼梁塑性轉角之相關式。

第一節 結構分析與基本假設

有限元素分析程式採用ABAQUS ，鋼梁構架結構示意圖與測試試體之上 視圖如圖2-1 與圖 2-2 所示，鋼梁接於鋼柱，上有 RC 樓板，鋼柱上加反覆載重。 鋼 圖2-1 鋼梁構架結構示意圖 （資料來源：本研究整理） 柱 鋼 柱 鋼梁 樓板 RC 載重

圖2-2 測試試體上視圖 （資料來源：本研究整理） 材料性質方面，本計畫實驗所使用之結構用鋼材質為A572 Gr.50，由實際 拉力試片試驗所得之應力-應變曲線如圖 2-3 所示。 A572 Gr.50 應力-應變曲線 0 1 2 3 4 5 6 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 應變 應 力 (tf/ cm 2 ) A572 Gr.50 圖2-3 鋼材之應力-應變曲線

鋼梁使用的元素為3 維非線性 2 階殼元素 S8R，分析模型如圖 2-4 所示。 所用網格大小則根據收斂性分析決定，將翼板寬度方向切割成2、4、6 格比較 結果後，發現取4 格便可達所要精度。 加載方式為端點旋轉角控制之同向反覆載重。

θ

θ

圖2-4 有線元素分析模型 進行有限元素分析時，樓版之扭轉勁度kθ之決定，係將混凝土樓板模擬成 抗扭轉彈簧(rotational spring)。因此，將RC樓板取 1 m帶寬進行分析，樓板厚度 為15 cm。 利用結構學勁度之觀念，在其中一端點施加一單位轉角，所需之彎矩即為 扭轉勁度。因為此施加之彎矩，對鋼梁而言，係加載於軸向，即為扭矩。接著， 兩端邊界保守取簡支承，開始進行分析。 圖2-5 為RC樓板之有限元素模型尺寸，以結構學理論分析材料參數，混凝 土抗壓強度 fc’ = 280 kgf/cm2 ，混凝土彈性模數 Ec = 150000 (fc’)0.5 = 250998 kgf/cm2 ，斷面慣性矩Ig = 1/12(100)(153) = 28125 cm4，跨距長L = 350 cm。由結 構學理論，兩端為簡支承且變形對稱的撓曲勁度為2EcIg/L，即為RC樓板模擬 成抗扭轉彈簧之勁度。將數據代入後可得抗扭轉彈簧勁度kθ = 40340 tf-cm/rad/100cm，為每一個nodal bracing之勁度。由於分析模型在鋼梁軸向共設 置23 個單一節點之扭轉支撐，間隔為 50 cm，因此所輸入之扭轉勁度應為kθ/2，

20170 tf-cm。 圖2-5 RC 樓板之有限元素模型尺寸 （資料來源：本研究整理）

第二節 斷面尺寸

所用之斷面尺寸係選自工程上常用之BH 型鋼斷面，梁深度計有 600、700、 800 mm 三種，梁翼寬度計有 300 及 400 mm 兩種，腹板厚度計有 13、16、19 mm 三種，翼板厚度計有25、28、32、36、40 mm 五種，故分析之斷面組合共有 90 種。 因斷面尺寸組合甚多，茲列出標稱尺寸為600×300 及 600×400 兩種為代 表，如表2-1 所示。

表2-1 結構用鋼斷面及相關性質 標稱尺寸 斷面尺寸 Mp (tf-cm) ry (cm) bf / 2tf hw / tw 600×300 600×300×13×25 19329 7.13 6.00 42.31 600×300×13×28 21048 7.27 5.36 41.85 600×300×16×32 24097 7.20 4.69 33.50 600×300×16×36 26303 7.35 4.17 33.00 600×300×19×40 29216 7.29 3.75 27.37 600×400 600×400×13×25 24576 9.91 8.00 42.31 600×400×13×28 26894 10.70 7.14 41.85 600×400×16×32 30731 10.00 6.25 33.50 600×400×16×36 33714 10.16 5.56 33.00 600×400×19×40 37392 10.10 5.00 27.37 *註: Mp計算係使用實際試驗之降伏強度Fy=3.65 tf/cm2

第三節 邊界條件與束制型式

在分析模型中，在鋼梁兩端採用兩片剛性板與鋼梁接合，如圖2-4 所示， 在左端鋼梁斷面中心之邊界條件為ux = uy = uz = θy = θz = 0，右端鋼梁斷面中心 為ux = uy = θy = θz = 0。 束制型式分為兩種，一為上翼板無連續側向支撐及扭轉支撐(NN)、另一為 上翼板有連續側向支撐及扭轉支撐(CC)，分別如圖 2-6 及圖 2-7 所示。另外， 鋼梁之跨距分別為8 m、10 m 及 12 m。

圖2-6 鋼梁束制型式之ㄧ（NN）

第四節 分析結果

3.1 塑性轉角θp之定義 塑性轉角θp之定義為 θp = θu – θy (1) 其中θy為包絡線上升段之彎矩強度達降伏彎矩時，所對應之端點轉角，θu為包 絡線之彎矩強度下降至最大彎矩之80%時，所對應之端點轉角，如圖 2-8 所示。 p M M u θ y θ y θ u θ p max M M : C p max M M 8 . 0 : B p y M M : A C A A C B B A B C各點之縱坐標值 ) rad ( θ 圖2-8 塑性轉角之參數示意圖 .2 遲滯迴圈與包絡線 由於分析結果繁多，茲取斷面尺寸為600×300×13×28、跨距為 10 m 之 NN 與C 3 C 結果為代表，其遲滯迴圈(hysteresis loop)與包絡線如圖 2-9 ~ 2-12 所示。 包絡線求法為將遲滯迴圈達到加載歷時圖中各時點峰值（即目標轉角）時，其 各點所連接之曲線。

600×300×13×28_NN -1.6 -1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2 1.6 -0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 End Rotation M/ M p roller_end hinge_end 圖2-9 600×300×13×28_NN 之遲滯迴圈 600×300×13×28_NN -1.6 -1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2 1.6 -0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06 0.08 End Rotation M/ M p roller-env hinge-env 0.8 Mmax 圖2-10 600×300×13×28_NN 之包絡線

600×300×13×28_CC -1.6 -1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2 1.6 -0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 End Rotation M/ M p roller_end hinge_end 圖2-11 600×300×13×28_CC 之遲滯迴圈 600×300×13×28_CC -1.6 -1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2 1.6 -0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06 0.08 End Rotation M/ M p roller-env hinge-env 0.8 Mmax 圖2-12 600×300×13×28_CC 之包絡線 3.3 有限元素分析結果 依據分析之結果可分成強度、韌性行為及破壞模式等三個方向討論。 1. 強度方面：在各個斷面之NN及CC型式所發展之最大彎矩強度整理後發 現，NN型式中，其最大強度約為Mp之1.2~1.4 倍；CC型式中，其最大

強度約為Mp之1.4~1.6 倍。此係因NN型式為純鋼梁，在考慮材料非線 性時，應將鋼材之應變硬化引入，則可取鋼材之抗拉強度約為1.2 倍之 降伏強度，即fu≒1.2 fy，再乘上超強因子1.1，則Mmax ≒(1.2 fy Zx) × 1.1 = 1.32 Mp。CC型式所增加之強度，應為扭轉支撐所提供的額外強度， 亦即RC樓板所提供之強度。 2. 韌性行為方面：一般評估桿件韌性之良窳，最直接的指標為塑性轉角容 量θp。由分析結果觀察得知，影響NN型式韌性行為之參數係與L/ry、d/tf 及d/bf乘積有關。當此三個參數乘積越小，則鋼梁之θp越大，即韌性越 佳。同理可觀察得知，影響CC型式韌性行為之參數係與hw/tw、d/tf及d/bf 乘積有關。當此三個參數乘積越小，則鋼梁之θp越大，即韌性越佳。因 此當斷面尺寸、跨距及束制型式一旦決定後，便可評估此鋼梁之θp。 3. 破壞模式方面：由於NN為純鋼梁且為對稱結構，並受到反對稱載重， 因此其破壞模式為具反對稱之側向扭轉挫屈，如圖2-13 所示，所以兩 端點具有相同之彎矩強度，造成在圖2-9 與圖 2-10 中的曲線，均重合 在一起，故僅呈現一條曲線。但是CC係在上翼板加入側向支撐與扭轉 支撐，考慮非線性行為時，兩端點在大變位發展出的彎矩強度並不相 同，且在發生側向扭轉挫屈後，下翼板及腹板亦相繼產生局部挫屈，如 圖2-14 所示，因此在各式挫屈行為之交互影響下，兩端點行為可預期 是不盡相同的。故圖2-11 與圖 2-12 中的曲線，會呈現出兩條不同曲線， 印證兩端點行為上之差異。此外，圖2-12 中θp之求法係將兩端點之θp各 自先行求出，再經由比較大小後取小值作為該斷面之θp。

圖2-13 600×300×13×28_NN 之破壞模式 圖2-14 600×300×13×28_CC 之破壞模式 3.4 θ_p評估公式 為了防止翼板及腹板之局部挫屈過早發生，進而影響分析結果，故翼板與 腹板之寬厚比及深厚比均採用耐震斷面之要求。在耐震斷面下，翼板與腹板之 結實性要求分別如下：

33 . 7 65 . 3 14 14 _{= =} = λ y f pd, F (2) 23 . 72 65 . 3 138 138 _{= =} = λ y w pd, F (3) 其中鋼梁降伏強度係使用實際試驗所得之降伏強度Fy=3.65 tf/cm2。因此，刪除 不符合耐震斷面要求之結果後再進行迴歸分析。 符合耐震斷面要求之斷面尺寸經迴歸分析，建立評估θp之計算公式。結果 如圖2-15 及圖 2-16 所示。由圖 2-15 結果，在NN型式下，θp與 f y A d r L 2 × 之相關 係數R2為0.902，可知其在乘冪迴歸下為高度相關，其中Af為翼板面積。因此評 估NN型式之θp關係式如(4)式： 965 . 0 2 659 . 1 − ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ × = θ f y p _rL _Ad (4) 同理，由圖2-16 之結果，評估CC型式之θp關係式如(5)式： 827 . 0 2 745 . 0 − ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ × = θ f w w p _{t A}d h (5) y = 1.659 x-0.965 R2 = 0.902 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 Sqrt((L/ry)(d2/Af)) θ p (rad) NN _{乘冪 (NN)} 圖2-15 NN型式之θp關係曲線

y = 0.745 x-0.827 R2 = 0.894 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 Sqrt((hw/tw)(d2/Af)) θ p (rad) CC _{乘冪 (CC)} 圖2-16 CC型式之θp關係曲線 3.5 適用範圍限制 對θp之評估公式，在使用上應依據分析之條件，而對其適用範圍有所 限制。適用之條件如下： 1. 不考慮切削對側向扭轉挫屈之影響。有關切削之影響，目前仍在分析 中，待完成後將對評估公式做適度修正。 2. 忽略梁柱接頭與銲道斷裂之破壞模式。 3. 有線元素分析模型中，CC型式的扭轉型支撐係假設RC樓板與鋼梁上翼 板完全剛性接合，並未考慮接合面之間的接合勁度。而實際上鋼梁與 RC樓板分別具有扭轉勁度βsec及βTB，且以串聯型式接合，接合面一般 採用剪力釘接合，亦應考慮此一接合勁度βjoint。因此，此三者串聯後之 整體勁度應依據(6)式計算之。 TB joint sce T β 1 β 1 β 1 β 1 _{= + +} (6) 綜合以上，要使用評估公式時，應特別留意適用範圍之限制。

第三章 實驗裝置規劃

第三章 實驗裝置規劃

本研究主要目的是以數值分析及實驗研究，探討另一種防挫屈裝置，以提 供抗彎構架具有足夠的塑性變形或消能能力來抵抗地震作用力。 本實驗將以實尺寸抗彎構架與樓版實驗，並考量樓版之影響，測試鋼梁構 架側向支稱之穩定行為。側向支稱採用封板及加勁板，因其數量、配置形式之 不同，所產生效果亦不同。

第一節 實驗規劃

在地震作用下，鋼梁之彎矩通常為雙曲率分佈，另一方面支撐的情況上下 翼板並不相同（上翼板為連續的側向支撐，而下翼板則僅有點支撐），所以雖然 彎矩呈反對稱分佈但是側撐配置並不是反對稱，因此進行試體載重試驗（或模 擬分析時），不能使用梁長度（或跨度）的一半簡化之。此外，在新型式防挫屈 裝置中，需要依靠樓版之面外勁度與強度來提供支撐，若試體僅包含部分的樓 版，則樓版的面外勁度與強度將被嚴重錯估，因此試體應該包含至少一塊完整 的樓版。圖3-1 為所規劃之試驗試體示意圖，試體為一立體構架，包括 4 支柱、 4 支梁及 1 片完整的樓版，並採強柱弱梁的設計。 實驗設置平面圖與立面圖如圖2-1 所示，RC 樓版約 8 × 3.5 公尺，由 4 支 梁與4 支柱支撐，其中 2 支長梁為受測試之鋼樑。水平載重由 1 支位移控制之 油壓機施加反復載重，實驗時每次只測試1 支長梁，主要是考慮若 2 支長梁同 時受到2 支油壓機施力，則可能因互相牽制之關係，變形不易控制之故。因此 在實驗規劃時，在另1 支長梁與柱連接處使用鉸接方式，使之不受到彎矩作用。 預計進行兩組試體試驗（共4 次載重試驗），各梁採用不同的支撐方式，比 較支撐方式之有效性，尋求最佳之支撐配置與設計方式。第2 組試體乃將第 1 組試體之兩支水平向梁（圖2-1a）及樓版拆除，換上新的水平向梁、樓版及支 撐方式，試體其餘部分及試驗相關裝置則可重複使用之。

(a)平面圖

E 側 W 側

(b)立面圖

圖3-1 試驗佈置

第二節 柱與基座設計

如圖3-1 所示，本計畫之樓版構架需鋼柱 4 支，柱之設計包括基座設計、 柱設計、柱與基座連接設計、柱與梁連接設計。因試驗受力狀況不同，柱又分 為箱型柱與H 型柱 2 種。 一、基座設計 為將鋼柱固定於強力地板上需使用支承基座，其細部設計如圖3-2 所示。 圖3-2 柱支承基座細部設計 （資料來源：本研究整理）

本所材料實驗中心強力地板孔距為50cm，為了未來之適用性並配合 200 噸油壓制動器施力中心線位於2 孔中間，基座底板孔距設計為 25cm。 二、鋼柱設計 本實驗之柱桿件以A36 鋼材製作，斷面尺寸採用兩種，一為箱型柱，一為 H 型鋼柱，說明如下： （一）、箱型鋼柱 箱型鋼柱2 支由台科大提供，尺寸為 500×500×28×28，柱高 3000 mm，如 圖3-3 所示，僅需稍做加工在上端鑽孔以連接測試梁，兩旁加 2 個剪力連接板 （剪力連接板細部如圖3-4），以連接短梁構架。 鋼柱底端銲接ㄧ40mm 厚底板，如圖 3-5 所示，以連接鉸支承，並在底板 與柱底端之間設計加勁板，以防止柱底端在加載過程中變形。 （二）、H 型鋼柱 H 型鋼柱 2 支尺寸為 RH 350×350×12×19，柱高 2150 mm，如圖 3-6 所示， 兩旁加2 個剪力連接板（剪力連接板細部如圖 3-7），以連接短梁構架。 鋼柱底端銲接一基板，細部設計如圖3-8 所示，以連接鉸支承。 三、柱與基座連接設計 箱型鋼柱與H 型鋼柱底部與基座連接設計皆採用鉸支承，分上下兩部分， 上部與柱底基板用ψ32 螺栓連接，如圖 3-9 所示。下部與柱支承基座用 ψ28 螺 栓連接，如圖3-10 所示。 四、柱與梁連接設計 箱型鋼柱與H 型鋼柱底部與試驗梁連接設計是不同的，箱型鋼柱以 16 個 ψ28 螺栓與測試梁連接，而 H 型鋼柱是以鉸支承連接測試梁，細部設計如圖 3-11 所示。

剪力連接板

剪力連接板

圖3-3 箱型鋼柱細部設計

圖3-4 箱型鋼柱剪力連接板細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-5 箱型鋼柱底部基板細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-6 H 型鋼柱細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-7 H 型鋼柱剪力連接板細部設計

圖3-8 H 型鋼柱底部基板細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-9 柱底鉸支承上部細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-10 柱底鉸支承下部細部設計

圖3-11 H 型鋼上部鉸支承細部設計 （資料來源：本研究整理）

第三節 短梁構架設計

短梁構架除了支撐樓版外，尚有加勁作用，減少實驗中整個構架產生扭轉 或傾斜，包含上下2 支短梁與斜撐系統。 短梁採用RH300×150×6.5×9，長度為 300cm，兩端各以 3 個 ψ22 螺拴與柱 相接合，細部設計如圖3-12 所示。斜撐系統採用鬆緊器(Turnbuckles)與 ψ28 螺 桿，細部設計如圖3-13 所示。短梁構架組裝如圖 3-14 所示。

圖3-12 短梁細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-13 鬆緊器(Turnbuckles)細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-14 短梁構架組裝圖 （資料來源：本研究整理）

第四節 測試梁與樓版設計

本實驗共規劃測試6 支梁試體，其中 4 支有樓版之作用，2 支為無樓版之 作用，故製作2 組樓版構架與 1 組無樓版之空構架。 為了增加梁抵抗扭轉挫屈能力，除了以斷面性質DT 判斷外，並以提高測 試梁和樓版結合勁度為實驗目標，亦即是測試增加剪力釘與樓版密切結合度對 於增加抗扭轉的效果。 實驗共測試3 組構架，2 組含樓版，1 組為無樓版之空構架。每組構架包括 2 支測試梁，共 6 支梁，其尺寸皆為 630×200×14×28，梁之規劃分述如下。 1. BM-CC：梁端有切削設計，梁腹設加勁板，採用 RC 樓版，上翼板設 剪力釘，無傳統側支撐，細部設計如圖3-15 所示。 2. BM-CCLB：梁端有切削設計，梁腹設加勁板，採用 RC 樓版，上翼板 設剪力釘，有傳統側支撐，梁細部設計如圖3-16 所示，傳統側支撐細 部設計如圖3-17 所示。 3. BM-CCTS：梁端有切削設計，梁腹設加勁板，採用 RC 樓版，上翼板 設剪力釘並加焊補強板，無傳統側支撐，細部設計如圖3-18 所示。 4. BM-EGLS：梁端有切削設計，梁腹設加勁板，採用 RC 樓版，上翼板 設剪力釘並加焊L 型補強板（永峻公司設計），無傳統側支撐，細部 設計如圖3-19 所示。 5. BM-NN-1：梁端無切削設計，梁腹無加勁板，無 RC 樓版，上翼板設 剪力釘，無傳統側支撐，細部設計如圖3-20 所示。 6. BM-NN-2：梁端有切削設計，梁腹無加勁板，無 RC 樓版，上翼板設 剪力釘，無傳統側支撐，細部設計如圖3-20 所示。 測試梁兩端加焊端板，如圖3-21 所示，以與柱接合，不過與 H 型柱連接 時還需加一鉸支承，細部設計如圖3-22 所示。另外，梁吊耳、補強板與切削區 細部設計如圖3-23 所示。

圖3-15 測試梁 CC 細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-16 測試梁 CCLB 細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-17 傳統測支撐細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-18 測試梁 CCPS 細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-19 測試梁 EGLS 細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-20 測試梁 NN-1 與 NN-2 細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-21 測試梁之端板細部設計 （資料來源：本研究整理）

圖3-22 測試梁端與 H 型鋼柱連接用鉸支承細部設計

圖3-23 測試梁吊耳、切削區與補強板細部設計 （資料來源：本研究整理）

本實驗之樓版採用15 cm混凝土版，其抗壓強度設計為 280 kgf/cm2。樓版

圖3-24 RC 樓版配筋細部設計-1 （資料來源：本研究整理）

圖3-25 RC 樓版配筋細部設計-2 （資料來源：本研究整理）

第四章 實驗結果與討論

第四章 實驗結果

第一節 材料性質

一、混凝土圓柱試體抗壓試驗： 混凝土圓柱試體抗壓試驗結果如表4.1 所示，共四次測試，每次測試 2-3 個 試體，平均強度為35.99 MPa。 表4.1 混凝土圓柱試體抗壓強度表 試體數 養護天數 強度 (kg/cm2) 平均強度(kg/cm2) 平均強度(MPa) 3 21 298.167 324.752 324.261 315.73 30.94 3 35 400.684 397.545 357.714 385.31 37.76 3 42 389.795 360.461 400.684 383.65 37.60 2 49 398.133 370.468 384.30 37.66 總平均 367.25 35.99 （資料來源：本研究整理） 二、鋼材料拉伸試驗： 鋼材料拉伸試驗結果如表4.2 所示，共測試 2 支試體，平均降伏強度為 343 MPa，極限破壞強度為 505 MPa。 表4.2 鋼材料拉伸實驗強度 試體厚度 (mm) 降伏應力(MPa) 極限應力(MPa) 14 336 504 28 349 505 平均 343 505 （資料來源：本研究整理）

第二節 實驗設置

實驗設置如圖4.1 所示，位移計與應變計設置如圖 4.2 所示，L1 與 L2 裝設 於柱上方與梁中心線之位置，為量測梁與樓板於受力方向之位移，D1-D2 設置於柱上方側向與梁中心線之處，為量測柱之側向位移。D3-D6 設置於梁 之上下翼板，為量測梁之旋轉變形，其設置位置L 則因梁之設計不同而有差 異，如表4.3 所示。 圖 4.1 實驗設置 （資料來源：本研究整理） 表 4.3 梁側向位移計裝設位置 L 測試梁 與梁端點距離 L (mm) BM-CC 1000 BM-CC-LS 1000 BM-CC-EGLS 1100 BM-CC-TS 900 BM-NN-C 2200 BM-NN-U 2200 （資料來源：本研究整理）

圖 4.2 位移計與應變計裝設位置圖

（方向：W 側為 200 萬能試驗機施力側，另一側為 E 側） （資料來源：本研究整理）

第三節 實驗加載歷時

實驗加載歷時如表4.4 與圖 4.5 所示，加載迴圈數依照 AISC-2005 梁柱接頭 規定預計實驗至8%層間變位角，或至試體破壞為止，層間變位角為水平位 移與樓層高度( h = 2865 mm)的比值。 表 4.4 實驗加載歷時 層間變位角 (%) 實驗迴圈數 位移 (mm) 0.375 6 10.74 0.5 6 14.33 0.75 6 21.49 1.0 4 28.65 1.5 2 42.98 2.0 2 57.30 3.0 2 85.95 4.0 2 114.6 5.0 2 143.3 6.0 2 171.9 7.0 2 200.6 8.0 2 229.2 （資料來源：本研究整理） -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 Number of Cycle D rif t R ati o (% ) 8.0% 4.0% 5.0% 6.0% 7.0% 1.5% 2.0% 3.0% 1.0% 0.375% 0.5% 0.75% 圖4.3 實驗加載歷時圖（資料來源：本研究整理）

第四節 實驗結果

實驗觀察是以梁的降伏位置及不穩定情況，包括梁之局部挫屈及側向扭轉挫 屈，樓板與梁間之互制行為，包括二者分離及混凝土碎裂，與梁之破壞情形等。 梁之遲滯迴圈圖如圖4.4-4.9 所示，其中縱座標為水平推力，橫座標為水平 位移計量測的位移。 有關梁之塑性彎矩Mp 則以梁轉角變形達 0.03 弧度時，亦即構架之層間變 位達3 %所得之彎矩，將彎矩除以 Mp 正規化後，可得梁彎矩對轉角之包絡線圖， 如圖4-10-4.13 所示。 -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -229.2 -171.9 -114.6 -57.3 0 57.3 114.6 171.9 229.2 Displacement (mm) - LVDT F orc e (t f) 圖4.4 梁 BM-CC 遲滯迴圈 （資料來源：本研究整理）

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -229.2 -171.9 -114.6 -57.3 0 57.3 114.6 171.9 229.2 Displacement (mm) - LVDT F orc e (t f) 圖4.5 梁 BM-CC-LS 遲滯迴圈 （資料來源：本研究整理） -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -229.2 -171.9 -114.6 -57.3 0 57.3 114.6 171.9 229.2 Displacement (mm) -LVDT F orc e (t f) 圖4.6 梁 BM-EGLS 遲滯迴圈 （資料來源：本研究整理）

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -229.2 -171.9 -114.6 -57.3 0 57.3 114.6 171.9 229.2 Displacement (mm) - LVDT F orc e (t f) 圖4.7 梁 BM-CCTS 遲滯迴圈 （資料來源：本研究整理） -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -229.2 -171.9 -114.6 -57.3 0 57.3 114.6 171.9 229.2 Displacement (mm) - LVDT F orc e (t f) 圖4.8 梁 BM-NNC 遲滯迴圈 （資料來源：本研究整理）

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 -229.2 -171.9 -114.6 -57.3 0 57.3 114.6 171.9 229.2 Displacement (mm) -LVDT F orc e (t f) 圖4.9 梁 BM-NNU 遲滯迴圈 （資料來源：本研究整理） -2 -1 -1 0 1 1 2 -10 -5 0 5 10

Lateral Drift ratio (%)

N or m aliz ed M om en t ( M /M p) 1st cycle 2nd cycle 圖4.10 梁 BM-CC 之包絡線圖 （資料來源：本研究整理）

-2 -1 -1 0 1 1 2 -6 -4 -2 0 2 4 6

Lateral Drift ratio (%)

N or m al iz ed M om en t ( M /M p) 1st cycle 2nc cycle 圖4.11 梁 BM-CC-LS 之包絡線圖 （資料來源：本研究整理） -2 -1 -1 0 1 1 2 -8.0 -6.0 -4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0 6.0 8.0

Lateral Drift ratio (%)

N or m aliz ed M om en t ( M /M p) 1st cycle 2nd cycle 圖4.12 梁 BM-CC-EGLS 之包絡線圖 （資料來源：本研究整理）

-2 -1 -1 0 1 1 2 -6.0 -4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0 6.0

Lateral Drift ratio (%)

N or m aliz ed M om en t ( M /M p) 1st cycle 2nd cycle 圖4.13 梁 BM-CCTS 之包絡線圖 （資料來源：本研究整理） 一、梁BM-CC-LS 試體BM-CC-LS 初始降伏線於層間變位角達 0.5 %時，出現於梁腹板，4 % 時E 側梁腹板於距端點 30-40cm，下翼板切削段上面 5-25cm 處發生局部挫屈， 如圖4-14，5 %時梁下翼板局部挫屈且有側向扭轉挫屈發生，如圖 4-15。 樓板於層間變位角達1 %時端點底部產生裂痕，2 %時樓板與梁於端板處分 離，3 %時與梁端分離長度約 20cm，4 %時已達約 60cm，至 5 %兩端樓板混凝土 碎裂掉落。 實驗第30 圈層間變位角達 4 %時，兩端梁下翼板與端板間銲道破裂，如圖 4-16，5 %時力量下降至 85 %以下，實驗停止。

圖 4-14 梁BM-CC-LS 局部挫屈 （資料來源：本研究整理）

圖 4-15 梁BM-CC-LS 側向扭轉挫屈

圖 4-16 梁BM-CC-LS 下翼板與端板間銲道破裂 （資料來源：本研究整理） 二、梁BM-CC 試體BM-CC 初始降伏線於層間變位角達 0.75 %時，出現於梁下翼板，3 % 時E 側梁腹板於距端點 20-40cm，下翼板切削段上面 10-25cm 處發生局部挫屈， 且有側向扭轉挫屈發生，至7%試體已嚴重扭曲，如圖 4-17。 樓板於層間變位角達1.5 %時樓板與梁於端板處分離，2 %時與梁端分離長 度約40cm，4 %時已達約 70cm 且端點已嚴重開裂，如圖 4-18 所示。 實驗第33 圈層間變位角達 6 %時，兩端梁下翼板破裂，如圖 4-19，至第 34 圈時梁裂縫向內延伸至約2/3 下翼板寬度但尚未完全斷裂，力量下降至 85 %以 下，實驗停止。

圖 4-17 梁BM-CC 側向扭轉挫屈 （資料來源：本研究整理）

圖 4-18 梁BM-CC 端點混凝土開裂

圖 4-19 梁BM-CC 下翼板破裂 （資料來源：本研究整理） 三、梁BM-EG-LS 試體BM-EG-LS 初始降伏線於層間變位角達 0.75 %時，出現於梁下翼板，3 %時 E 側梁腹板於距端點 25-50cm，E 側下翼板切削段上面 10-25cm 處發生局部 挫屈，至4 %梁下翼板發生側向扭轉挫屈，如圖 4-20，至 5 % W 側上翼板發生 局部挫屈。 樓板於層間變位角達1.5 %時樓板與梁於端板處分離，2 %時與梁端分離長 度約70cm，至 5 %時有斜裂縫，6 %裂縫擴大，如圖 4-21。 實驗第33 圈層間變位角達 6 %時，E 側梁下翼板於 55cm 斷裂且向上延伸至 腹板25cm 處，如圖，力量下降至 85 %以下，實驗停止。

圖 4-20 梁BM-EGLS 側向扭轉挫屈 （資料來源：本研究整理）

圖 4-21 梁BM-EGLS 樓板開裂

圖 4-22 梁BM-EGLS 端點混凝土開裂 （資料來源：本研究整理）

圖 4-23 梁BM-EGLS 下翼板開裂且向上延伸至腹板

四、梁BM-CC-TS 試體BM-CC-TS 初始降伏線於層間變位角達 0.75 %時，出現於梁下翼板，4 %時 E 側梁腹板於距端點 25-35cm，E 側下翼板切削段上面 15-25cm 處發生局部 挫屈，如圖4-24 所示，至 4 %梁下翼板發生側向扭轉挫屈，至 5 %兩側下翼板皆 發生扭轉挫屈。 樓板於層間變位角達1.5 %時樓板與梁於端板處分離，2 %時與梁端分離長 度約70cm。 實驗第31 圈層間變位角達 5 %時，E 側梁端板螺栓斷裂，力量下降至 85 % 以下，實驗停止。 圖 4-24 梁BM-CC-TS 腹板局部挫屈 （資料來源：本研究整理）

圖 4-25 梁BM-CC-TS 側向扭轉挫屈 （資料來源：本研究整理）

第五章 結論與建議

第五章 結論與建議

第一節 結論

本研究以有限元素分析並做全尺寸抗彎樓版構架實驗，結論如下： 1. 本研究應用有限元素分析影響鋼梁韌性行為之參數所得塑性轉角評估 公式，可供工程師於設計時之參考。 2. 有線元素分析模型中之防挫屈裝置，係假設 RC 樓板與鋼梁上翼板完全 剛性接合，並未考慮接合面之間的接合勁度。而實際上鋼梁、RC 樓板 與接合面之接合勁度（剪力釘）三者分別具有扭轉勁度，且以串聯型式 接合，建議未來對接合面之間的接合勁度再規劃相關實驗，探求接合面 採用如剪力釘方式所能提供之扭轉勁度。 3. 實心混凝土樓板可提升梁之穩定性，對於其局部挫屈與側向扭轉挫屈之 防制皆有顯著作用。至於樓板的厚度、配筋型式、剪力釘間距、剪力釘 長度、梁翼厚度、梁高度等因素，跟梁與樓板間之接合勁度相關，惟此 部分影響因素較多，未來進行相關實驗須審慎規劃。 4. 本研究案主要探討實心混凝土樓板，對於梁穩定度之影響，因為實驗進 行困難度大及經費需求較高，試體數量不多，待研究有一定成果後，再 進行鋼承板之研究。 5. 使用側向支撐或補強整體斷面，皆可提升鋼梁扭轉勁度，對於梁之穩定 度有相當之助益，惟部分實驗因梁柱接頭螺桿已達降伏，至梁端板與柱 之間產生額外間隙，難以估算最終之塑性轉角，另外因梁部分銲道強度 不足或銲接處產生應力集中現象，使實驗中斷，未來進行相關實驗時， 對於梁柱接頭及銲接應多加注意。

第二節 建議事項

中長期之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：相關學術團體 1. 本研究案相關之決定性參數多，建議後續宜以有限元素模擬，以進行 更多參數之探討。 2. 使用側向支撐如加勁托架式，或補強整體斷面如增加補強板或加勁 板，對於可提升整體鋼梁扭轉勁度之效果，建議納入未來研究內容。 3. 有關實心混凝土樓板對於梁穩定性之增益，因樓板的厚度、配筋型式、 剪力釘間距、剪力釘長度、梁翼厚度、梁高度等眾多因素影響而有不 同之效果，建議未來可逐步規劃以進行相關之實驗。 4. 本研究案屬於先導性之研究，因困難度大且經費需求較高，試體數量 不多，對於如何提升梁穩定性之設計方法，需再進一步規劃相關實驗， 並廣徵專家學者意見後才能得到較具體之成果。

附錄一 期初報告審查意見會議紀錄

內政部建築研究所 100 年度第 1 次研究業務協調會議紀錄

一、時間：100 年 3 月 21 日(星期一)下午 2 時正

二、地點：本所簡報室

三、主席：何所長明錦 記錄：靳燕玲、雷明遠、陳柏端、

盧珽瑞、呂文弘

四、出席人員：詳簽到簿

五、主席致詞：本所研究業務協調會之宗旨，係提供同仁知識交流平

台，藉以增進不同研究領域之相互了解，提升研究能

力，請同仁積極參與。

六、研究案主持人簡報：

（略）

七、發言要點：

（一）「都市無障礙通行環境改善之研究」案：

1.應回顧過去相關文獻之研究成果，以與本研究課題區別，並

說明預期成果之特色。

2.某些無障礙通行問題較不適宜透過法令層面解決，宜說明研

究範圍及限制。

3.有關法令系統之整合建議事項，宜考量提供相關單位參考之

可行性。

4.本案與建築無障礙環境相關法令有關，為與探討主題、預期

成果及研究內容更為切合，題目應刪除「都市」一詞，並就

字義再做調整。

（二）「建築公共安全管理調和火災風險評估概念之研究」案：

1.建築物整體防火安全風險的處理手法與營建管理之 TQC 概

念相近，建議可以參考。另宜有火災災例與研究成果相互印

證，具體研提評估準則。

2.建議應先深入瞭解英國相關法規、火災評估要項、實施方法

及近年來成果，並研提本土化具體建議。

3.火災風險評估是否能夠應用於國內採用性能設計建築物之

後續使用管理，如大規模、複合化使用的建築物。

4.建議題目「公共安全」修正為「防火安全」，另宜考量國情

因素，將人為活動可能影響安全部分納入總體風險評估。

5.建議考量現行建築及消防法令在建築物使用管理上之模糊

性，違規使用如何釐清權責。

（三）「含扭轉型支撐鋼梁之撓曲韌性行為」案：

1.本案請依 99 年度研究之結論建議，研擬 100 年度之研究課

題。

2.請俟課題之研究內容擬妥後，再提研究業務協調會報告。

（四）「高層集合住宅外牆磁磚剝落原因與解決對策探討（2/2）

－水泥砂漿硬底壓貼工法之實驗研究」案：

1. 請調查國內高層集合住宅外牆磁磚張貼施工方法？及其

相關施工規範？

2. 請針對國內與日本外牆磁磚之國家標準作比較分析。

3. 本研究之實驗項目甚多，須掌握研究期程。

4. 請於報告中將研究內容、目的說明清楚。

5. 請採用 CNS 或國際標準之測試方法進行實驗。

（五）「綠建築節能效益調查研究-以住宅類及其他各類綠建築為

例（2/3）」案：

1.請先檢視目前已經取得綠建築標章之住宅類綠建築個案數

量，俾符合調查樣本數統計需要；另請妥善規劃綠建築個案

耗能調查方式，並應針對調查結果進行查核，以檢證問卷結

果的可信度。

2.除綠建築 EUI 調查分析外，節能設計相關因子亦應進行解

析，並探討個案節能技術，強化預期研究成果的參考價值。

3.99 年度前期研究未進行檢核之辦公類綠建築個案耗能資

料，建議於本年度計畫中予以強化，必要時可正式行文請求

配合辦理。

4.建議以住宅類綠建築為主要研究對象，計畫名稱修正為「綠

建築節能效益調查研究-以住宅類綠建築為例（2/3）」。

八、會議結論：

1.

同仁參與之所內外各項會議，若有長官指示重要研究議

題，應即回報並就研究課題及期程妥為規劃。

2.

研究課題應考量與相關研究之延續性或統合性，若從往年

累積之研究成果出發，宜釐清問題癥結及邏輯脈絡，並區

別研究重點之異同。

3.

會議簡報資料統一格式為橫式雙面黑白列印、每張 4 頁方

式印製。

4.

後續會議請確實開啟視訊系統連結功能，使南部各實驗中

心同仁可同步收視簡報內容並參與討論。

5.

與會同仁之寶貴意見，請各計畫主持人納入後續研究參

採，使研究成果更為豐富完整；除「含扭轉型支撐鋼梁之

撓曲韌性行為」案須修正後再提研究業務協調會報告外，

餘 4 案同意辦理。

九、散會：（下午 4 時 10 分）

內政部建築研究所 100 年度第 7 次研究業務協調會議紀錄

一、時間：100 年 5 月 2 日(星期一)下午 2 時正

二、地點：本所簡報室

三、主席：何所長明錦 記錄：劉文欽、曹源暉、

陳柏端、廖慧燕

四、出席人員：詳簽到簿

五、主席致詞：

有關與會同仁就各自辦案簡報內容所提出之發言要點，自辦

案計畫主持人均應詳實記載，不可做選擇性記錄而有避重就輕之

情形。

六、研究案主持人簡報：

（略）

七、發言要點：

（一）「角隅設計對三維方柱側向風壓與風載重影響之研究」案：

1. 建議多與專家學者諮詢討論，以修正研究的可行性及適切

性，使成果能夠達成預期目標。

2. 針對國內外法規及相關文獻須詳加研讀探討，避免不切實

際的情況。

3. 研究案應以實用性為主，以與學校研究有所區隔。

4. 應將研究緣起及成果如何運用做更明確的說明。

5. 風洞實驗室發展至今，尚未有明確的方向與成果，應師法

同濟大學等具規模的風洞實驗室，擬定中長期計畫，以作

依循。

6. 題目名稱應做調整，以符合研究的重點。

（二）「室外型奈米塗料耐久耐候性能之試驗研究(2/2)」案：

1. 本案應聚焦在塗料耐久耐候性能的探討，未來的成果報告

應將兩年的成果綜整展現。

2. 有關試驗計畫方面，應再加強蒐集國內外之檢測與評估標

準；試件規劃與製作上，則可多徵詢專家學者之意見。

3. 本案本年度著重在檢測試驗之執行，惟不同用途之塗料，

其功能性亦不同，因此，如何選擇奈米塗料、該如何進行

評估、評估之標準為何等，皆應有明確之說明。

4. 為避免本試驗研究案流於形式、不切實際，請確實掌握試

驗重點，以突顯試驗成果之實用性。

（三）「耐震鋼梁新型防挫屈裝置之實驗研究(II)」案：

1. 本案實驗請審慎規劃進行，建議能考量結果之再現性，且

能與文獻資料及數值分析結果相互印證。

2. 本實驗請考量梁之受力情形是否與實際情況相符合，並請

加強預期成果之呈現。

3. 有關工程界在施工與設計方面之問題，亦應遵循法規之規

定，至於新工法之研究，則須審慎研究與探討，從理論架

構、數值分析及實驗規劃反覆驗證，才能得到具體之成果。

（四）「古蹟歷史建築物無障礙環境改善之研究」案：

1. 有關法令部分，請釐清古蹟歷史建築物無障礙環境究竟宜

由何法系規範，應訂於建築法、文化資產保存法或其他相

關法令。

2. 古蹟及歷史建築物定義不同，其修繕維護之管制方式亦有

差異，一併檢討是否妥適。

3. 本案為全人關懷建築科技計畫項下之相關計畫，請綜合規

劃組協助支援人力進行後續研究。

八、會議結論：

本次會議與會同仁之寶貴意見，請各計畫主持人納入後續研究

參採並修正內容，使研究成果更為豐富完整。

附錄二 期中報告審查意見會議紀錄與回應表

內政部建築研究所

100 年度自行研究計畫案「大尺寸鋼筋混凝土柱撓曲行為之

實驗研究(1/3)」

、

「包覆型鋼骨鋼筋混凝土柱圍束箍筋耐震需

求之研究(1/2)」與「耐震鋼梁新型防挫屈裝置之實驗研究 II」

等 3 案

期中審查會議紀錄

一、時 間：100 年 8 月 15 日（星期一）下午 2 時 30 分

二、地 點：本所簡報室（新北市新店區北新路

3 段 200 號 13 樓）

三、主持人：林組長建宏 記錄：李台光、陶其

駿、陳柏端

四、出席人員：（如簽到單）

五、主席致詞：（略）

六、承辦單位報告：（略）

七、研究單位簡報：（略）

八、出席人員審查意見（依發言順序）：

（一）

「大尺寸鋼筋混凝土柱撓曲行為之實驗研究(1/3)」案：

陳技師正平：

1. 繫筋之彎鉤若採隔根互換，則恐難顯現彎鉤角度對圍束

效果之影響。若要瞭解彎鉤角度之影響，建議二端彎鉤

不隔根互換。

陳教授正誠：

1. S1-E1 與 S1-E2 試體之設計規劃宜再檢討，其餘試體規劃

頗為恰當。

2.箍筋應使用 SD420W 或 SD280W 鋼筋。

廖教授文義：