美、日鋼結構梁柱抗彎接頭研究近況及未來發展

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(1)內政部建築研究所專題研究計畫成果報告研究案編號：MOIS 882001 計畫名稱：美、日鋼結構梁柱抗彎接頭研究近況及未來發展執行期間：民國八十七年八月一日至八十八年六月三十日. 美、日鋼結構梁柱抗彎接頭研究近況及未來發展. 計畫主持人：葉祥海共同主持人：呂良正楊永斌研究助理. ：黃信銘陶其駿. 主辦單位：內政部建築研究所執行單位：內政部建築研究所. 中華民國八十八年六月三十日.

(2) 美、日鋼結構梁柱抗彎接頭研究近況及未來發展葉祥海 1. 呂良正 2. 楊永斌 3. 黃信銘 4. 陶其駿 5. 摘要. 關鍵字：梁柱抗彎接頭、韌性、鋼結構、脆性破壞. 鋼結構抗彎構架中的梁柱接頭之韌性與強度，是影響抗彎構架的強度之關鍵因素。在美國北嶺地震以及日本阪神地震之後發現，傳統以梁翼板焊接梁腹板螺栓接合的梁柱抗彎接頭，並不足以發展抵抗地震所需之韌性，而產生脆性破壞。有鑑於此，美國已於規範中修訂關於傳統梁柱抗彎接頭之設計細則，而國內亦於規範內新增梁柱抗彎接頭的塑性轉角之相關規定。本報告之內容安排如下。首先介紹於美國北嶺地震中之各種破壞模式，以及其可能造成破壞原因。對於已提出的各種改良式梁柱接頭，則針對其設計原理、施工性、能量消散能力、以及成本進行探討，此外也簡要陳述設計步驟並輔以設計例說明之。除了對於梁柱接頭型式的改良之外，亦對構材性質以及焊接方式、品質的相關研究做討論，此主要參考日本建築學會近畿分會所出版的實驗報告。最後則是討論各種修復損傷梁柱抗彎接頭的方法以及提高現存接頭之韌性的的方式。. 1. 內政部建築研究所工程技術組組長國立台灣大學土木工程研究所副教授 3 國立台灣大學土木工程研究所教授 4 國立台灣大學土木工程研究所碩士班研究生 5 內政部建築研究所工程技術組助理研究員 2.

(3) Recent Research and Future Development on Beam-to-Column Moment-Resisting Connections of Steel Structures in US and Japan. Shaing-Hai Yeh1 , Liang-Jenq Leu2 , Yeong-Bin Yang3 , Hsin-Ming Huang4 , Chi-Chum Tao5. Abstract Key words: beam-to-column moment connection, ductility, steel structures, brittle failure. The ductility and strength of beam-to-column connections are the key factors affecting the strength of a steel moment-resisting frame. A number of brittle failure modes were observed for the conventional welded-flange bolted-web moment connections during the Northridge and Kobe (Hyogoken-Nanbu) earthquakes. This arises from the fact that this type of connection cannot provide enough ductility demanded by the earthquake. Therefore, the specifications regarding the details design of beam-to-column moment connections in the relevant codes of Unites States were all revised. Also, new specifications on the design of moment connections have been added to our local design codes on steel structures recently. The outline of this report is as follows. First, the failure modes for the moment connection observed during the Northridge earthquake are reviewed and possible causes are given. Then, discussions are given on various refined beam-to-column moment connections recently proposed with respect to their design principles, constructability, energy dissipation capacities, and costs; also reported are the design procedures and design examples for such refined connections. Next, the issues of material properties, welding methods, and welding quality are addressed referring to a recent experimental report published by the Kinki Branch of the Architectural Institute of Japan. Finally, various methods for repairing damaged beam-to-column moment connections are reviewed and proposals for enhancing the ductility of existing moment connections are also compared.. 1. Director, Engineering Technology Department, Architecture & Building Research Institute, Ministry of Interior Associate Professor, Department of Civil Eng., National Taiwan University 3 Professor, Department of Civil Engineering, National Taiwan University 4 Graduate Student , Department of Civil Engineering, National Taiwan University 5 Research Assistant, Engineering Technology Department, Architecture & Building Research Institute, Ministry of Interior 2.

(4) 目. 錄. 目錄………………………………………………………………………………….I 表目錄……………………………………………………………………………….IV 圖目錄………………………………………………………………………………..V. 第一章. 前言................................................................................................................1. 1.1 緒論......................................................................................................................1 1.2 美國北嶺地震之回顧..........................................................................................2 1.3 日本阪神地震之回顧..........................................................................................2 1.4 美、日鋼骨建築物建造方式之比較 .................................................................3 1.5 本報告之內容......................................................................................................4 第二章. 梁柱接頭之破壞模式及可能破壞原因........................................................5. 2.1 梁柱接頭之破壞模式..........................................................................................5 2.1.1 梁端破壞之破壞模式..................................................................................5 2.1.2 柱翼板之破壞模式......................................................................................6 2.1.3 梁柱腹板交會區之破壞模式.......................................................................6 2.1.4 銲道之破壞模式...........................................................................................6 2.1.5 剪力板之破壞模式.......................................................................................6 2.2. 梁柱接頭可能破壞之原因...............................................................................7. 2.2.1 結構系統方面...............................................................................................7 2.2.2 材料方面.......................................................................................................7 2.2.3 銲接方面.......................................................................................................8 2.2.4 梁柱腹板交會區方面...................................................................................8 2.2.5. 其他方面....................................................................................................9. I.

(5) 第三章 3.1. 改良式梁柱接頭之探討..............................................................................10 設計原理.........................................................................................................10. 3.1.1. 加勁式梁柱接頭之設計原理..................................................................10. 3.1.2. 減弱式梁柱接頭之設計原理..................................................................11. 3.2. 改良式梁柱接頭實驗回顧.............................................................................11. 3.2.1. 蓋板型梁柱接頭(Engelhardt and Sabol 1998) .......................................12. 3.2.2. 弧形切削式梁柱接頭(Engelhardt et al. 1996)........................................12. 3.2.3. 漸變斷面切削式梁柱接頭(Chen et al. 1996).........................................13. 3.2.4. 漸變斷面切削式梁柱接頭(Iwankiw and Carter 1996) ..........................13. 3.2.5. 塑性轉角需求..........................................................................................14. 3.3. 改良式梁柱接頭之比較.................................................................................15. 3.3.1. 施工性......................................................................................................15. 3.3.2. 能量消散能力..........................................................................................16. 3.3.3. 成本比較..................................................................................................16. 3.3.4. 小結..........................................................................................................17. 第四章 4.1. 改良式梁柱接頭之設計..............................................................................18 加勁式梁柱接頭之設計步驟.........................................................................18. 4.1.1. 選擇塑性鉸形成位置..............................................................................18. 4.1.2. 計算塑性鉸處的彎矩強度......................................................................18. 4.1.3. 計算塑性鉸處的剪力強度......................................................................19. 4.1.4. 計算各臨界斷面處的設計強度..............................................................19. 4.1.5. 檢核梁柱腹板交會區剪力強度..............................................................20. 4.1.6. 檢核強柱弱梁條件..................................................................................21. 4.2 切削式梁柱接頭之設計步驟............................................................................22 4.2.1 設計梁翼板切削斷面位置.........................................................................22 II.

(6) 4.2.2. 計算切削寬度..........................................................................................23. 4.2.3. 計算塑性鉸處的剪力強度......................................................................25. 4.2.4. 計算各臨界斷面處的設計強度..............................................................26. 4.2.5. 檢核梁柱腹板交會區剪力強度..............................................................26. 4.2.6. 檢核強柱弱梁條件..................................................................................26. 4.3. 設計範例.........................................................................................................27. 4.3.1 漸變斷面切削梁柱接頭之設計範例........................................................27 4.3.2 弧形切削梁柱接頭之設計範例................................................................32 4.3.3 蓋板型梁柱接頭之設計範例....................................................................33 第五章. 其他影響鋼骨抗彎梁柱接頭韌性之因素..................................................39. 5.1 實驗規劃...........................................................................................................39 5.2 實驗結果...........................................................................................................42 5.3 小結...................................................................................................................45 第六章 6.1. 鋼骨抗彎梁柱接頭之修復與補強..............................................................47 鋼骨抗彎梁柱接頭之修復.............................................................................47. 6.1.1 梁下翼板下方設置三角形托肩之修復方式.............................................48 6.1.2 梁上下端皆設置三角形托肩之修復方式................................................49 6.1.3 其他修復方式............................................................................................50 6.2. 梁柱接頭韌性之補強.....................................................................................52. 七、結論與建議..........................................................................................................53 八、參考文獻..............................................................................................................55. 附錄一：期中報告學者專家意見處理情形…………………………………………94 附錄二：期中報告學者專家意見處理情形…………………………………………96. III.

(7) 表. 目. 錄. 表 3.1. 蓋板式梁柱接頭實驗結果（Engelhard and Sabol 1998）………………..59. 表 3.2. 弧形切削梁柱接頭實驗試體詳細資料表（Engelhardt et al. 1996）………60. 表 3.3. 漸變斷面切削梁柱接頭實驗試體詳細資料表（Chen et al. 1996）……….61. 表 3.4. 漸變斷面切削梁柱接頭實驗試體詳細資料（Iwankiw and Carter 1996）..62. 表 5.1. 寬翼梁接箱型柱之梁柱接頭塑性轉角容量之實驗資料…………………63. IV.

(8) 圖. 目. 錄. 圖 2.1. 梁端破壞模式之詳細位置(FEMA 1995)…………………………………..67. 圖 2.2. 柱翼板破壞模式詳細位置(FEMA 1995)………………………………….67. 圖 2.3. 梁柱交會區破壞模式詳細位置(FEMA 1995)……………………………68. 圖 2.4. 焊道壞模式詳細位置(FEMA 1995) ……………………………………….68. 圖 2.5. 剪力板破壞模式詳細位置(FEMA 1995) ………………………………….69. 圖 3.1. 加勁式梁柱接頭型式(Engelhardt and Sabol 1998)……………………..…70. 圖 3.2. 蓋板長度設計適當的梁之彎矩梯度與彎矩容量示意圖…………………71. 圖 3.3. 改變蓋板長度後梁之彎矩梯度與彎矩容量示……………………………71. 圖 3.4. 改變梁長度後梁之彎矩梯度與梁彎矩容量示意圖………………………72. 圖 3.5. 等斷面平行切削之梁柱接頭示意圖………………………………………72. 圖 3.6. 漸變斷面切削之梁抗彎接頭示意圖………………………………………73. 圖 3.7. 弧形切削之梁柱接頭示意圖………………………………………………73. 圖 3.8. 鑽孔式梁柱接頭示意圖……………………………………………………73. 圖 3.9. 蓋板型梁柱接頭韌性轉角…………………………… …………………74. 圖 3.10. 弧形切削梁柱接頭韌性轉角……………………………………………74. 圖 3.11. 漸變斷面切削梁柱接頭韌性轉角(一)………………………………….75. 圖 3.12. 漸變斷面切削梁柱接頭切削區示意圖(陳生金 1999) ………………….75. 圖 3.13. 漸變斷面切削梁柱接頭韌性轉角(二) …………………………………...76. 圖 3.14. 蓋板與梁翼板於開槽面之接合情形(陳生金等 1996) …………………..76. 圖 3.15. 蓋板型、等斷面平行切削、漸變斷面切削之梁柱接頭的韌型容量比較圖………………………………….………………………………...77. 圖 4.1. 加勁式梁柱接頭之塑性鉸位置（FEMA 1997b）………………………...78. 圖 4.2. 塑性鉸處之剪力計算例（FEMA 1997b）………………………………..…78. V.

(9) 圖 4.3. 臨界斷面及其彎矩計算例（FEMA 1997b）.……………………………….79. 圖 4.4. 漸變斷面切削梁柱接頭之梁端切削區位置………………………………79. 圖 4.5. 切削式梁柱接頭之梁端切削區位置（FEMA 1995）………………………80. 圖 4.6. 弧形切削梁柱接頭接頭之梁端切削區位置（Engeldardt et al. 1998）…….80. 圖 4.7. 漸變斷面切削接頭設計例之構架平面示意圖（陳生金. 1999）…………81. 圖 4.8. 漸變斷面切削梁柱接頭接頭設計例接頭詳圖（陳生金. 1999）…………81. 圖 4.9. 漸變斷面切削梁柱接頭接頭設計例切削區詳圖…………………………82. 圖 4.10. 弧形切削梁柱接頭設計例切削區詳圖…………………………………82. 圖 4.11. 蓋板式梁柱接頭設計例之蓋板詳圖……………………………………83. 圖 5.1. 鋼構廠內焊接之梁柱接頭試體示意圖……………………………………84. 圖 5.2. 現場焊接之梁柱接頭試體示意圖…………………………………………84. 圖 5.3. 傳統型、改良式 A 型、改良式 B 型扇形開孔方式及切削過程…………….85. 圖 5.4. J 型背墊板示意圖…...……………………………………………………...85. 圖 5.5. 矩形背墊板示意圖…………………..………………..……………………86. 圖 5.6. K 形陶質止弧板…………………………………………………………….86. 圖 5.7. L 形陶質止弧板…………………………………………………………….86. 圖 6.1 UCSD-1R 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ………………………………..87 圖 6.2 UCSD-3R 修復方式詳圖(FEMA 1997a) ………………………………….87 圖 6.3 UCB-RN2 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ……………………………….88 圖 6.4 EERC-RN2 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ……………………………...88 圖 6.5 EERC-RN3 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ……………………………...89 圖 6.6 UTA-3R 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) …………………………………89 圖 6.7. UCSS-2R 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ………………………………90. 圖 6.8 EERC-RN1 之修復方式詳圖(FEMA 1997a)………………………………90 圖 6.9 UCB-RN1 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ……………………………….91 圖 6.10 UCB-RN3 之修復方式詳圖(FEMA 1997a) ……………………………..91 VI.

(10) 圖 6.11. 梁柱接頭未增設其他構件的補強方式之塑性轉角……………...…92. 圖 6.12. 梁柱接頭於梁上下端皆設置托肩的補強方式之塑性轉角…..……92. 圖 6.13. 梁柱接頭於梁之下翼板下方設置托肩之塑性轉角………………..93. 圖 6.14. 對梁下翼板進行切削的韌型補強方式之塑性轉角………………..94. VII.

(11) 第一章. 前言. 1.1 緒論對於處在多震帶上的台灣，建築物的耐震性是不容忽視的，因鋼材具有高韌性，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身重量小之特色，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較少。但是美國的北嶺地震與日本的阪神地震，卻震出了目前鋼骨抗彎構架（Steel Moment Resisting Frame）梁柱接頭之缺點。大量的梁柱抗彎接頭破壞出現於北嶺地震，不僅引起了社會的關注，也興起了對於梁柱接頭的設計方式及耐震能力之研究。從北嶺地震後的研究（FEMA 1995；FEMA 1997a）顯示，傳統所採用的梁翼板銲接-梁腹板栓接（welded-flange bolted-web）之梁柱抗彎接頭（以下簡稱為傳統梁柱接頭），已證實無法提供可靠的耐震要求，因此美國已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具有之塑性轉角能力。近年來關於改良梁柱接頭的研究之主要發展方向有二：一為改變梁柱接頭之設計方式，如加強梁柱接頭之抗彎能力或減弱靠近梁柱接頭之梁端的抗彎強度，使塑性區產生於梁端，避免於接合處產生脆性破壞；另一則為改進材料之性質及銲接技術。. 1.

(12) 1.2 美國北嶺地震之回顧 1994 年 1 月 17 日美國洛杉磯西北方約 30 公里的北嶺（Northridge）地區發生規模 6.7 之強烈地震，造成有史以來損失最為慘重的災害，財物的損失超過 20 億美元。雖然在北嶺地震後的調查報告並沒有發現鋼骨建築物倒塌，但卻在百餘棟的建築物中發現了抗彎構架的梁柱接頭破壞，建築時期從 30 年前至興建中的鋼骨建築物都有。這些建築物不乏如醫院、行政機構等公共建設，且其分布從一樓到二十六樓都有（Krawinkler 1996）。對於一向被認為具有高韌性的鋼骨建築物而言，不啻為一次嚴厲的考驗。這些非預期中的破壞情形，顯示目前對抗彎構架的梁柱接頭設計的認知仍屬不足。. 1.3 日本阪神地震之回顧 1995 年 1 月 17 日日本神戶地區遭受規模 7.2 的強烈地震之襲擊，超過 10800 棟的建築物損毀，造成三十餘萬人在地震發生後無家可歸。對於日本鋼骨建築物而言，無疑是歷年來第一次也是最慘重的一次考驗（Nakashima 1998）。神戶乃是日本最早興起的幾個地區之一，因此仍存在著許多屋齡已超過 35 年之舊式鋼造建築物。此處所指的舊式鋼造建築物是由角鋼或是薄板鋼組合而成為梁、柱構件，並非現行的鋼骨構件。由於當時耐震設計未臻成熟，加上材料老化強度衰減，所以在此次的地震中，受創的鋼構建築物約有 70﹪是屬於此種舊式鋼造建築物。日本建築學會（AIJ）於災後對近代鋼骨結構所進行的調查報告顯示，約有 988 棟的鋼骨建築物受創，其中有 90 件為倒塌，322 件為嚴重破壞， 266 件為中度損壞，300 件為輕微受損。傾毀的鋼骨結構幾乎分布於二層樓高與五層樓高之間，尤以三、四層樓之建築物為最，而七樓以上的建築物則似乎沒有傾毀之情況，從以上資料顯示破壞幾乎集中於中低樓層之建築物。如果以抗彎梁柱接頭之接合方式分類，其損壞情形為：鋼構廠內銲接（shop welding）之接頭 2.

(13) 有 271 件、加勁板式（stiffener plate）接頭有 161 件、穿透式橫隔板（through diaphragm）之接頭有 144 件、工地銲接（field welding）之接頭有 40 件、內橫隔板式（interior diaphragm）接頭有 8 件、外橫隔板（exterior diaphragm）式接頭有 6 件。一般咸認廠銲應具有較好之銲接品質，但從上述之資料顯示，造成梁柱接頭脆性破壞之原因，應該不只與銲接方式有關。. 1.4 美、日鋼骨建築物建造方式之比較根據 Nakashima（1999）指出，美國、日本在鋼骨建築物的建造方式的差異如下：（1）在材料使用方面，日本近幾年來已對鋼材的降伏比（降伏強度與極限強度之相對值）進行規範，以確保材料之韌性容量。而在美國則主要是受到鋼鐵廠所提供的二元性鋼材（dualcertified steel）的影響，造成材料在韌性行為方面實際所發揮的強度遠高於設計值。（2）在銲接方面，在日本大多使用氣體被覆電弧銲接（gas-shielded metal arc welding），而在美國大多使用包覆熔接劑電弧銲接（self-shielded flux-cord welding）。而且在日本經常於廠內施作銲接，在美國則大多於工地現場進行銲接工作。（3）在梁柱接頭的構成方面，在日本所使用的多為箱型柱，在美國則大多採用寬翼型梁。因此在細節方面也會造成差異，如橫隔板（diaphragm）的使用、腹板採用螺栓接合或者是銲接等。（4）在結構系統方面，美、日對於抗彎構架的設置方式也有差異。在日本幾乎所有的梁柱接頭都是採用固接的方式，以提供雙向的抗彎強度。而在美國通常只有少數構架設置為抗彎構架，所以只有部份的梁柱接頭採用固接方式，導致結構系統贅餘度較低。. 3.

(14) 1.5 本報告之內容本報告之內容除了第一章前言之外，另於第二章介紹美國北嶺地震中所發現的各種破壞模式，以及可能造成破壞之原因；第三章則對已提出的各種改良式梁柱接頭，針對其設計原理、韌性容量、施工性、能量消散能力、以及成本進行探討；第四章介紹改良式梁柱接頭的設計方法、步驟；第五章為關於其他影響梁柱接頭韌性容量之相關研究；第六章為對於梁柱接頭的修復、補強方式之探討；第七章為結論及建議。. 4.

(15) 第二章. 梁柱接頭之破壞模式及可能破壞原因. 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。以下所敘述之破壞模式是 FEMA （1995）對北嶺地震所見的破壞模式所作之分類，：. 2.1 梁柱接頭之破壞模式北嶺地震後，針對鋼骨抗彎構架所進行的破壞調查報告，依其發生位置及破壞方式，將破壞模式區分為(FEMA 1995)：梁端之破壞模式 (G)、柱翼板之破壞模式 (C)、梁柱腹板交會區(panel zone)之破壞模式(P)、銲道之破壞模式 (W) 以及剪力板之破壞模式 (S) 等五種。以下針對此五種破壞模式說明：. 2.1.1 梁端破壞之破壞模式梁在梁柱接頭處的破壞模式共有八種，包括：上端或下端梁翼板挫屈 (G1)、上端或下端梁翼板降伏 (G2)、上端或下端梁翼板熱影響區內開裂(G3)、上端或下端梁翼板熱影響區外開裂 (G4)、上下端梁翼板開裂 (G5)、梁腹板挫屈或降伏 (G6)、梁腹板開裂 (G7)、梁斷面側向扭轉挫屈（lateral torsional buckling）(G8)。以上破壞模式之詳細位置見圖 2.1。. 5.

(16) 2.1.2 柱翼板之破壞模式柱翼板在梁柱接頭處的破壞模式共有七種，如所列。包括：柱翼板開裂(C1)、柱翼板塊狀開裂（tear-out or divot） (C2)、柱翼板熱影響區外開裂 (C3)、柱翼板熱影響區內開裂 (C4)、柱翼板層裂（lamellar tearing） (C5)、柱翼板挫屈 (C6)、柱續接板破壞 (G7)。以上破壞模式之詳細位置見圖 2.2。. 2.1.3 梁柱腹板交會區之破壞模式梁柱接頭處之梁柱腹板交會區的破壞模式共有九種，如所列。包括：連續板 (continuity plate)挫屈、降伏或開裂 (P1)、連續板銲道破壞 (P2)、柱腹板降伏或韌性變形 (P3)、疊合板（doubler plate）的銲道破壞 (P4)、疊合板厚度方向局部開裂 (P5)、柱腹板厚度方向局部開裂 (P6)、柱腹板或疊合板厚度方向全部或近乎全部開裂 (P7)、柱腹板挫屈 (P8)、整個梁柱腹板交會區 (包括柱翼板)開裂 (P9)。以上破壞模式之詳細位置見圖 2.3。. 2.1.4 銲道之破壞模式梁柱接頭處的銲道破壞模式共有五種，如表所示。包括：銲趾處開裂 (W1)、沿銲道本身開裂 (W2)、沿銲道與柱翼板交接面開裂 (W3)、沿銲道與梁翼板交接面破壞 (W4)、超音波可檢測到但未達破壞標準之瑕疵 (W5)。以上破壞模式之詳細位置見圖 2.4。. 2.1.5 剪力板之破壞模式梁柱接頭處之剪力板的破壞模式共有六種，如所示。包括：剪力板與柱翼板 6.

(17) 間之銲道局部破壞 (S1)—剪力板與柱翼板間之銲道局部破壞但梁翼板完整 (S1.a)、剪力板與柱翼板間之銲道局部破壞且梁翼板開裂 (S1.b)、剪力板填角銲道破壞 (S2)—剪力板填角銲道破壞且梁翼板完整 (S2.a)、剪力板填角銲道破壞且梁翼板開裂 (S2.a)、剪力板栓孔處垂直向之開裂或變形 (S3)、剪力板的降伏或挫屈 (S4)、螺栓鬆弛、破壞或掉落 (S5)、剪力板與柱翼板肩的銲道全部開裂 (S6)。以上破壞模式之詳細位置見圖 2.5。. 2.2 梁柱接頭可能破壞之原因 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，包括：. 2.2.1 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。. 2.2.2 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。 FEMA (1995) 顯示，近幾年來美國的鋼鐵供應商所提供的 A36 鋼材，其降伏強度常超過 36 ksi，平均降伏強度及極限強度分別為 49 ksi 及 69 ksi。另外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，如果設計者仍以 A36 鋼材的標稱強度進行設計，將使得 7.

(18) 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 銲接方面在母材方面，因為銲接過程的高入熱量會改變銲道附近母材的晶格與晶相，使得母材脆化，形成所謂的熱影響區（HAZ），此情況常見於梁端上下翼板及梁柱腹板交會區的柱翼板。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，使得下翼板全滲透銲道的超音波檢測無法順利進行，而無法有效控制此類銲道的品質。其他常見的銲道破壞原因尚有：銲接工人的施工品質、銲道檢測準確度不足、起弧段銲接品質不良、銲接角度過小、銲道疊層過大及排列不良等。. 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，則需同時承受由柱端傳入的拉力。如果此時柱翼板又出現開裂之情況，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 8.

(19) （kink），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，包括梁翼板或柱翼板的開裂、梁端上下翼板全滲透銲道破壞。. 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。對於同一材料而言，如果要有相同程度的單向應變，受到另二個方向束制的元素所承受的應力將高於無束制的元素所承受之應力。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具有之韌性，而發導致脆性破壞的發生(Bruneau et al. 1998)。. 9.

(20) 第三章. 改良式梁柱接頭之探討. 因為傳統梁柱接頭在北嶺地震中出現嚴重脆性破壞，由許多實驗亦證實無法提供可靠的耐震能力(FEMA 1997a) 根據 Chen et al. (1996)指出此種接頭其塑性轉角容量平均僅有 0.92% 弧度，因此我國規範(內政部 1998a、1998b)已要求需採用其他改良式之梁柱接頭。近年來所發展的改良式接頭主要可分為兩大類，一為含梁端加勁之梁柱抗彎接頭（以下簡稱為加勁式梁柱接頭），另一為含梁端減弱（reduced-beam-section）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。. 3.1 設計原理 3.1.1 加勁式梁柱接頭之設計原理加勁式梁柱接頭的設計目的在於提高梁柱接頭處的彎矩強度，以使塑性鉸的發生位置外移至加勁構件外側，避免梁柱接頭處因銲道強度不足、熱影響區之塑性變形能力不足，而有產生脆性破壞之虞。加勁式梁柱接頭的構造形式包括：蓋板型(cover plate)梁柱接頭，見圖 3.1(a)、垂直肋板型(upstanding ribs) 梁柱接頭，見圖 3.1(b)、側板型(side plate) 梁柱接頭，見圖 3.1(c)、托肩型(haunch) 梁柱接頭，見圖 3.1(d)。影響加勁式梁柱接頭的參數主要有二（陳生金等 1996）：一為加勁後梁柱接頭所能提供之彎矩容量，另一為彎矩梯度。以蓋板型梁柱接頭為例，若加勁之梁柱接頭設計適當，其彎矩梯度與相對應之塑性區如圖 3.2 所示。如果改變蓋板尺寸使其彎矩容量如圖 3.3 所示，或改變梁跨度使其彎矩梯度如圖 3.4 所示，都將無法達到將塑性鉸由梁柱接頭接合處外移至蓋板外端之目的。 10.

(21) 3.1.2 減弱式梁柱接頭之設計原理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(uniform tapering) 梁柱接頭，見圖 3.5、漸變斷面切削式梁柱接頭，見圖 3.6、弧形切削(radius cut)式梁柱接頭，見圖 3.7 以及鑽孔式（drilling hole）梁柱接頭，見圖 3.8。以減少梁端翼板斷面改善梁柱接頭耐震行為的概念乃是由 Plumier(1990)首先提出，並已獲得專利權(Plumier et al. 1992)，此專利權包括的梁柱接頭型式有：等斷面平行切削以及鑽孔式二種。基本設計原理乃是減少梁翼板靠近梁柱接頭接合處的部分區段之斷面，降低其彎矩容量，迫使塑性鉸發生於此強度減弱區，以避免梁柱接頭結合處造成脆性破壞。關於鑽孔式梁柱接頭，亦有國內的學者(蔡克銓與陳嘉有 1995)進行研究。梁端變斷面切削(non-uniform tapering)的設計方式是由 Chen and Yeh (1994) 提出，並由行政院國家科學委員會取得專利權，其專利權包括的梁柱接頭型式包括：漸變斷面切削以及弧形切削。漸變斷面切削的基本設計原理乃將塑鉸發生位置移離梁柱接頭之接合處，並配合梁構件上的彎矩需求，變更梁翼板之寬度，使切削區可同時達到降伏而產生塑性鉸，藉此全面性的吸收能量之方式，提高鋼骨抗彎構架的耐震能力。. 3.2 改良式梁柱接頭實驗回顧以下的實驗回顧主要是針對蓋板型梁柱接頭、弧形切削式梁柱接頭以及漸變斷面切削式梁柱接頭討論。. 11.

(22) 3.2.1 蓋板型梁柱接頭(Engelhardt and Sabol 1998) 實驗所採用之蓋板形式：上端蓋板為漸變寬且均小於梁翼板寬度，下端蓋板為等寬度且大於梁翼板寬度，試體資料詳表 3.1。AISC-＃B 系列的試體採用規定的銲接流程，而 AISC-＃A 系列的試體則允許由銲接工人憑其經驗進行銲接。實驗結果：十二組試體中有十組均能提供良好之塑性變形能力，其中約有三分之二的試體，塑性轉角可達 3%弧度且並無產生脆性破壞，詳如圖 3.9 所示；部分實驗是因設備限制而停止，所以如果實驗可繼續進行，這些試體可能有更良好之表現。大部分的試體，均採用較高強度的梁柱腹板交會區，使得實驗進行的過程中得以保持彈性行為，SAC-4 及 NSF-6 則採用較輕的斷面使得梁柱腹板交會區產生降伏。AISC-3A 及 AISC-5B 兩組梁腹板栓接的試體，雖然梁柱接頭接合處之銲道均通過超音波檢測，但都在塑性轉角未達 2﹪弧度即產生脆性破壞。AISC-3A 的破壞原因在於銲接的過程中，銲接工人增加銲接機器的流量與體積以提高工作度，而從冶金學方面的研究發現，在此情形下 AISC-3A 將因受到較高的入熱量，導致其銲材的韌性較 AISC-3B 低五倍。AISC-5B 的破壞則可歸因於實際降伏應力高於預期降伏應力、蓋板長度過長及斷面過大、梁柱接頭接合處附近之柱翼板受到過多的入熱量、下翼板梁柱接頭接合處有初始的瑕疵但未被檢驗發現。. 3.2.2 弧形切削式梁柱接頭(Engelhardt et al. 1996) 此實驗梁柱接頭接合處採用全滲透銲接，為了避免背墊板造成初始縫隙，以及便於檢測銲道瑕疵，所以於銲接完成後移除背墊板。試體資料詳表 3.2，實驗結果如圖 3.10 所列：DB1 在切削區靠近柱面處發生破裂，可能是因為斷面改變導致應力集中造成的；雖然發生裂縫，但塑性轉角仍然達到 2﹪弧度。DB2-DB5 之塑性轉角則為 3﹪~ 4﹪弧度；實驗最終是因為達設備極限而停止；上述四組試體在切削區域內及梁柱接頭的接合處均無損壞；DB3 在塑性轉角達 2﹪弧度的加載過程中，在扇形開孔附近有些微的裂縫，但在後續的加載過程並沒有繼續延 12.

(23) 伸；DB2、DB4、DB5 的扇形開孔有擴大之現象。DB5 的塑性轉角為 4﹪，其中約有 25%為梁柱腹板交會區的剪力降服。. 3.2.3 漸變斷面切削式梁柱接頭(Chen et al. 1996) 由於在台灣和日本，鋼結構建築物中常採用箱型柱以建造雙向抗彎構架，因此 Chen et al.（1996）以寬翼型梁連接於箱型柱上並配合漸變斷面切削，進行梁柱接頭之實驗。此漸變斷面的切削區可分為三部份如圖 3.11 所示，分別是：前接續平滑區（a~b）、目的區（b~c）、後接續平滑區（c~d）。而目標區的切削寬度則分別依據彎矩梯度折減後所求得之寬度進行切削，折減量約為全塑性彎矩或降伏彎矩的 5﹪~10﹪；YC1、YC2 分別是依據降伏彎矩折減 0﹪、5﹪，而 PC1、 PC2、PC3 則是分別依據全塑性彎矩 5﹪、10﹪、10﹪。實驗所得之塑性轉角為 2.35﹪~4.79﹪徑度，實驗結果如圖 3.12 所列。雖然試體的切削寬度是根據折減後的強度進行設計，但是實驗所得的結果，破壞時的實際強度幾乎皆達到標稱塑性強度的 1.27~1.3 倍左右。根據實驗結果顯示，PC1~PC3 所形成之塑性轉角皆大於 YC1、YC2 所得之塑性轉角。所有的試體其破壞皆是產生於扇形開孔上方的梁翼板開裂，而且也出現梁翼板局部挫曲的現象。PC3 與 PC2 之差別僅在於接續平滑區切削的幾何形狀，其餘條件均相同；PC3 接續平滑區內為直線切削，而 PC2 則為圓滑線切削。實驗結果明顯發現 PC3 的韌性行為確實較 PC2 差，因此切削仍應以圓滑線切削較為適當。. 3.2.4 漸變斷面切削式梁柱接頭(Iwankiw and Carter 1996) 所有的試體均於梁柱腹板交會區最先出現剪力降伏，接著於梁翼板靠近梁柱接頭接合處出現對角線狀之降伏，然後才在梁的切削區段發現降伏。切削區段的 13.

(24) 降伏區往柱面逐漸延伸，此塑性區約略形成於預期中距柱面二分之一梁深至四分之三梁深區間。試體資料詳表 3.3，實驗結果如圖 3.13 所示，除了 DBT-1A 之塑性轉角為 3﹪弧度外，其餘三組之塑性轉角均達 4﹪弧度，但都出現梁翼板及梁腹板之局部挫區。DBT-1A、DBT-1B 均因實驗設備之限制而停止實驗，其中 DBT-1A 強度並未衰減，但 DBT-1B 於加載過程後段強度略為衰減。DBT-2A 之破壞是由梁之上翼板的熱影響區開始出現裂縫，直到此裂縫長度為 5 ~ 10cm 時為止，此時塑性轉角已達要求。DBT-2B 則是由柱翼板之熱影響區開始出現裂縫，最後因出現塊狀撕裂（divot）而破壞。因此，除了 DBT-2B 外，其餘三組試體均具有良好之塑性變形能力。. 3.2.5 塑性轉角需求根據我國規範（內政部 1998a、1998b）規定，梁柱接頭的塑性轉角需求：（1）塑性轉角為 3﹪弧度以上、（2）經過非線性動力分析之後，求得所需之塑性轉角再加上 0.5﹪弧度作為之需求、（3）以設計地震力作用下之層間變位角乘以 1.1(R − 1.0 ) 倍估計塑性轉角之需求，其中 R 為結構系統韌性容量。. 上述的三個實驗，除了因切削區的斷面變化過於急遽，導致應力集中而產生破壞外，幾乎所有的試體的塑性轉角都可以達到 3﹪弧度。因此上述的三種改良式梁柱接頭的確有助於改善梁柱接頭脆性破壞現象，但在進行減弱式的切削斷面時，應避免切削區斷面變化過大而引起應力集中之情況。. 14.

(25) 3.3 改良式梁柱接頭之比較 3.3.1 施工性（a）加勁式梁柱接頭根據文獻(陳生金等 1996)：蓋板型梁柱接頭，為方便作業及檢測，其蓋板一般均在鋼構廠內先行銲接於梁端，至工地安裝後在施予上下翼板之全滲透銲接，此時之銲接工作多屬厚板銲接，因增加銲接量將造成收縮應力增大以及熱影響區擴大。於鋼構廠內之蓋板銲接工作，需將其三邊施予填角銲與梁翼板接合，另一邊則與翼板之開槽面切齊如圖 3.14 所示，如此極易於開槽面出現一天然縫隙，而造成銲接時產生氣孔及夾渣等瑕疵；此縫隙在廠銲完成後，於工地儲放或吊裝時，也容易因遭濕氣侵入，而影響到全滲透銲接之品質。由於柱翼板需承受梁翼板所傳入之應力，其內側若僅有柱腹板極易出現應力集中之現象，因此須於柱翼板內側與梁翼板等高處設計連續板，且厚度需相等。所以當採用蓋板加勁時，連續板厚度亦需增加，如此將不利於箱型柱之電渣銲接施工。且柱翼板於此接合處兩側之入熱量都隨銲接量增加而提高，使該處之柱翼板脆化現象將更趨嚴重。托肩型與垂直肋板型梁柱接頭，若於鋼構廠中先行將托肩或垂直肋板與梁翼板接合雖可減少工地之銲接量，但全滲透銲接部分之檢驗工作將不易進行；托肩與柱翼板之銲接需以立銲或仰銲進行，此銲接品質不易掌握。若於梁翼板之全滲透銲接完成，進行超音波檢測後，再進行托肩或垂直肋板之銲接工作，則下翼板與柱翼板及梁翼板之接合都必須採用立銲或仰銲進行。在梁柱接頭施工完成後，此構造型式對於鋼承板之設置、水電管線施工、建築外觀都有不良之影響。側板型梁柱接頭，因設置側板使得梁柱接頭處形成多處的凹角，銲接量不僅增多且不易進行。如果欲於柱之弱軸方向設置小梁，則此處之細部設計及接合工作將更為複雜。. 15.

(26) （b）減弱式梁柱接頭不論是切削式或鑽孔式梁柱接頭，均可於鋼構廠內先行施作切削部份之工作葉；此類梁柱接頭的接合方式並未改變，因此不會增加銲接量，品質掌控較為容易。. 3.3.2 能量消散能力就消散能量的觀點而言，加勁式梁柱接頭其加勁構材之作用，僅在於增加梁柱接頭接合處之抗彎強度，使加勁構件端外側的梁構件之抗彎強度相對變小，迫使降伏區能出現在梁上，塑性彎矩容量並沒有改變，即消散能量之能力並未增加，所以對提昇構架的耐震能力之效用並不大。等斷面平行切削以及弧形切削式梁柱接頭並未配合梁之彎矩梯度變化進行切削，所以當塑性鉸發生時，只會在部份的切削區產生降伏，其行為與加勁式梁柱接頭類似，僅將塑性鉸外移。但漸變斷面切削式梁柱接頭，則是使整個切削區成為降伏區，大幅增加梁構件之消散能量能力，以提高鋼結構抗彎架整體耐震能力。蓋板加勁式梁柱接頭、等斷面平行切削式梁柱接頭、漸變斷面切削式梁柱接頭所產生之降伏區比較如圖 3.15 所示。從圖 3.15 可以明顯的看出，漸變斷面切削式梁柱接頭，所產生的降伏區遠大於其他二種，意味著其所能消散的能量最多，對於提高建築物的耐震能力最有助益的。. 3.3.3 成本比較根據美國鹽湖城一棟 25 層樓鋼結構建築物所作之成本分析（Engelhardt et al.1996），如以傳統梁柱接頭之成本為比較基礎，則各類梁柱接頭之施作成本相對比例如下：弧形切削式梁柱接頭為 1.71 倍，等斷面或漸變斷面切削式梁柱接頭為 2.18 倍，蓋板加勁式梁柱接頭為 2.5 倍，垂直肋板加勁式梁柱接頭為 2.91 16.

(27) 倍，下端托肩加勁式梁柱接頭為 3.01 倍，側板加勁式梁柱接頭為 3.96 倍，上下端托肩勁式梁柱接頭為 4.00 倍。. 3.3.4 小結對加勁式梁柱接頭而言，其最大的問題在於銲接量的增加，伴隨而來的即是增加細部設計之複雜性、施工不易、銲接瑕疵之出現機率變大、品質掌握更為不易、設計費用及施工和材料費用提高等問題。其中側板型的加勁式接頭，不僅施工最為繁複，且所需費用也約為最高。至於減弱式接頭，均無上述之問題，不僅無銲接量增加的問題，也不需額外增添其他構材，不僅稱本相對將低不少，也比較便於施工，唯一要注意的是需避免應力集中及強度減少的問題。不論是從施工性、能量消散能力、或成本等觀點做比較，都可發現減弱式梁柱接頭最有利於改進傳統梁柱接頭脆性破壞之缺點。漸變斷面的切削方式更能藉由增加吸收地震所傳入之能量，進而提高鋼骨抗彎構架的耐震能力。. 17.

(28) 表 3.1. 蓋板式梁柱接頭實驗結果（Engelhard and Sabol. AISC-3A AISC-3B AISC-5A. 梁翼板強度 FY FY (Mpa) (Mpa) W36×150 294 425 W36×150 294 425 W36×150 318 460. AISC-5B. W36×150. 370. 492. AISC-7A AISC-7B AISC-8A AISC-8B. W36×150 W36×150 W36×150 W36×150. 318 318 311 311. 460 460 444 444. SAC-4. W36×150. 292. 421. NSF-5. W36×150. 296. 417. NSF-6. W30×148. 321. 445. NSF-7. W36×150. 340. 456. 式體編號梁斷面尺寸. 1998）. 59. 上端蓋板尺寸下端蓋板尺寸梁腹板強度腹板接塑性轉角焊接材料破壞模式 (厚×寬×長) FY FY 柱斷面尺寸 (厚×寬×長) 合方式 θP( ﹪) (Mpa) (Mpa) (mm) (mm) 栓接 E70T-4 上翼板與蓋板槽焊脆性破壞 320 435 W14×455 19×300×430* 19×355×405 1.5 栓接 E70T-4 下翼板於蓋板端部撕裂之後因 320 435 W14×455 19×300×430* 19×355×405 2.5 局部挫屈強度逐漸衰減栓接 E70TG-K2# 375 494 W14×426 25×300×610* 25×300×585* 2.5 梁之下翼板於接合處脆性破壞栓接 E70TG-K2# 380 520 W14×426 25×300×610* 25×300×585* 0.5 且柱翼板亦有裂縫栓接 E70T-7 375 494 W14×426 19×300×430* 19×355×405 3.5 因局部挫屈導致強度逐漸衰減栓接 E70T-7 375 494 W14×426 19×300×430* 19×355×405 5.0 梁之下翼板與蓋板間之填角焊栓接 E70T-7 343 465 W14×426 19×300×430* 19×355×405 3.5 逐漸破壞栓接 E70T-7 343 465 W14×426 19×300×430* 19×355×405 3.5 與 AISC-7A 相同外，還有梁柱交栓接 E70T-8 329 437 W14×257 25×300×405* 25×355×405 3.7 會區的剪力降伏焊接與 AISC-7A 相同 310 415 W14×426 12×300×355* 12×380×355 E70T-8 3.3 梁翼板與蓋板間之填角焊逐漸栓接 E70T-8 334 450 W14×257 16×266×355* 16×300×355 3.8 破壞，梁柱交會區塑性變形栓接與 AISC-7A 相同 360 467 W14×455 12×300×355* 12×380×355 E70T-8 3.8.

(29) 表 3.2. 弧形切削梁柱接頭實驗試體詳細資料表（Engelhardt et al. 1996）. 試體編號 DB1. DB2. DB3. 60 DB4. DB5. 梁構件 W36X160 Lb = 134” Fyf = 54.7 ksi Fuf = 75.6 ksi Fyw = 53.5 ksi Fuw = 79.2 ksi W36X160 Lb = 134” Fyf = 41.4 ksi Fuf = 58.7 ksi Fyw = 47.1 ksi Fuw = 61.8 ksi W36X160 Lb = 134” Fyf = 58 ksi Fuf = 73 ksi Fyw = 58.5 ksi Fuw = 76.7 ksi W36X160 Lb = 134” Fyf = 38.5 ksi Fuf = 58.6 ksi Fyw = 43.6 ksi Fuw = 59.8 ksi W36X160 Lb = 134” Fyf = 46.6 ksi Fuf = 64.5 ksi Fyw = 48.5 ksi Fuw = 65.4 ksi. 柱構件 W14X426 A572 Gr.50 Lc = 136”. W14X426 A572 Gr.50 Lc = 136” Fyf = 50 ksi Fuf = 74.5 ksi Fyw = 50 ksi Fuw = 75 ksi W14X426 A572 Gr.50 Lc = 136”. W14X426 A572 Gr.50 Lc = 136” Fyf = 50 ksi Fuf = 74.5 ksi Fyw = 50 ksi Fuw = 75 ksi W14X257 A572 Gr.50 Lc = 136” Fyf = 48.7 ksi Fuf = 69 ksi Fyw = 49.4 ksi Fuw = 66.2 ksi. 註: *1L1 = 前接續平滑區距柱面之距離 *2LR = 切削目的區長度 *3CR = 最大切削寬度與原梁翼寬度之比例. 翼板銲道腹板接合方式 SS- FCAW 梁腹板與柱翼板以 E71T-8 全滲透銲接合移除下翼板銲道的背墊板；上翼板銲道的背墊板不移除. “. “. “. “. “. “. “. “. 切削型式等斷面平行切削 *1L1 = 9” *2LR = ” *3CR = %. 塑性轉角(%) 破壞模式 2.0 於切削區轉折開裂破壞. 弧形切削 L1 = 9” LR = 27” CR = 40 %. 3.0. 弧形切削 L1 = 9” LR = 27” CR = 40 %. 3.8. 弧形切削 L1 = 9” LR = 27” CR = 38 %. 3.7. 弧形切削 L1 = 5” LR = 25” CR = 38 %. 4.0. 因達實驗設備極限而停止. “. “. “.

(30) 表 3.3. 漸變斷面切削梁柱接頭實驗試體詳細資料表（Chen et al. 1996）. 試體編號 YC1. 梁構件 H600x300x12x20 A36 Lb = 185 cm Fyf = 272 Mpa Fuf = 456 Mpa Fyw = 274 Mpa Fuw = 444 Mpa. 柱構件 □500x500x20x20 A572 Gr.50 Lc = 220 cm Fyc = 386 Mpa Fuc = 565 Mpa. 翼板銲道 SS- FCAW E70T-7. 腹板接合方式螺栓接合 7-7/8” A325. YC2 “. “. “. “. PC1 “. “. “. “. 61. PC2 “. “. “. “. PC3 “. 註: *1L1 = 前接續平滑區距柱面之距離 *2L2 = 前接續平滑區長度 *3LR = 切削目的區長度 *4CR = 最大切削寬度與原梁翼寬度之比例. “. “. “. 切削型式漸變斷面切削 *1L1 = 5 cm *2L2 = 5 cm *3LR = 20 cm *4CR = 20% 漸變斷面切削 L1 = 5 cm L2 = 10 cm LR = 25 cm CR = 25% 漸變斷面切削 L1 = 12 cm L2 = 5 cm LR = 25 cm CR = 34% 漸變斷面切削 L1 = 12 cm L2 = 5 cm LR = 30 cm CR = 42% 漸變斷面切削 L1 = 12 cm L2 = 5 cm LR = 30 cm CR = 42%. 塑性轉角(%) 破壞模式 +3.04 梁翼板由扇形開孔處衍生開 -2.35 裂破壞. +3.05 -2.85 “. +4.08 -4.53 “. +4.88 -4.79 “. +1.08 -3.79 “.

(31) 表 3.4. 漸變斷面切削梁柱接頭實驗試體詳細資料（Iwankiw and Carter 1996）. 試體編號 DBT-1A99-176. DBT-1B99-176. DBT-2A150-257. 62. DBT-2B150-257. 梁構件 W30X99 A572 Gr.50 Lb = 138” Fyw = 61.6 ksi Fuw = 82.8 ksi W30x199 A572 Gr.50 Lb = 138” Fyw = 51.5 ksi Fuw = 72.1 ksi W36X150 A572 Gr.50 Lb = 138” Fyw = 60.2 ksi Fuw = 72.3 ksi W36X150 A572 Gr.50 Lb = 138” Fyw = 62.9 ksi Fuw = 83.1 ksi. 柱構件 W14X176 A572 Gr.50 Lc = 168” Fyw = 55.6 ksi Fuw = 70.7 ksi W14X176 A572 Gr.50 Lc = 168” Fyw = 55.5 ksi Fuw = 71.8 ksi W14X257 A572 Gr.50 Lc = 168” Fyw = 59.6 ksi Fuw = 75.2 ksi W14X257 A572 Gr.50 Lc = 168” Fyw = 64.5 ksi Fuw = 83.2 ksi. 註: *1L1 = 前接續平滑區距柱面之距離 *2LR = 切削目的區長度 *3CR = 最大切削寬度與原梁翼寬度之比例. 翼板銲道腹板接合方式 SS- FCAW 螺栓接合 E71T-8 7-1” A325 移除下翼板銲道的背墊板. “. “. “. “. “. “. 切削型式漸變斷面切削 *1L1 = 7.5” *2LR = 20.25” *3CR =45 %. 塑性轉角(%) 破壞模式 3.0 未出現破壞實驗因達設備極限而停止. 漸變斷面切削 L1 = 7.5” LR = 20.25” CR =45 %. 4.0. 未出現破壞實驗因達設備極限而停止. 漸變斷面切削 L1 = 9” LR = 27” CR =40 %. 4.0. 上翼板靠近全滲透銲接處出現破壞. 漸變斷面切削 L1 = 9” LR = 27” CR =40 %. 2.5. 由柱翼板之熱影響區開始出現裂縫，最後因出現塊狀撕裂（divot）而破壞.

(32) 第四章. 改良式梁柱接頭之設計. 4.1 加勁式梁柱接頭之設計步驟本節主要參考：FEMA(1995) 以及 FEMA (1997b)。. 4.1.1 選擇塑性鉸形成位置如果梁所承受的靜載重佔其撓曲需求比例不大時，設計塑性鉸的形成位置可採用經驗證可行之適當的位置，否則應考慮如下所列，梁如圖 4.1 所示：（1）蓋板型：距蓋板端四分之一梁深。（2）托肩型：距托肩端三分之一梁深。（3）垂直肋板型：距垂直肋板端三分之一梁深。. 4.1.2 計算塑性鉸處的彎矩強度塑性鉸處的彎矩強度 Mpr 以下式決定之：. M pr = βM p = βZ x Fyb. （4.1）. 其中. β ：調整係數. Fyb ：梁斷面之標稱降伏強度 Zx ：梁斷面塑性彎矩. β為將標稱塑性彎矩調整為設計塑性彎矩之調整係數，需考慮梁翼板及腹板. 18.

(33) 之材質變化、鋼材實際材料與標稱值之差異、應變固化之影響以及材料不確定性之因數。如果此設計只進行計算分析而未進行梁柱接頭試驗時，需提高安全係數以減少不確定性因素的影響；對於 ASTM A572 和 A913 之鋼材，原先於文獻. (FEMA 1995)中建議調整係數β採用 1.4，但在文獻(FEMA 1997b)則改建議採用 1.2 或其他經驗證之值。. 4.1.3 計算塑性鉸處的剪力強度考慮規範中規定的載重組合，以靜力分析計算塑性鉸處的剪力強度（Vp）。例如考慮梁自重 w 及梁中央有集中載重 P 時，其塑性鉸處的剪力計算如下式，詳如圖 4.2 所示： 2   M + M + PL′ + wL′  pr pr  2  2  Vp =  L′. （4.2）. 其中. L′ ：梁兩端塑性鉸之距離. 4.1.4 計算各臨界斷面處的設計強度梁柱接頭的設計尚包括梁柱腹板交會區、銲接等部分，因此必須決定部分臨界斷面（critical section）（如梁柱接頭接合處或柱中央）的剪力或撓曲之設計強度。此部份的計算可以取臨界斷面與塑性鉸間的自由體進行分析。例如梁柱接頭接合處的彎矩強度 Mf 及柱中心處的彎矩強度 Mc 計算如下式，詳如圖 4.3 所示：. Mf = Mpr + Vpx. （4.3）. Mc = Mpr + Vp(x+dc/2). （4.4）. 19.

(34) 其中. Mpr ：塑性鉸處之塑性彎矩（見(4.1)式） Vp. ：塑性鉸處之剪力需求（見(4.2)式）. x. ：塑性鉸距柱面之距離. dc. ：柱斷面深度. 4.1.5 檢核梁柱腹板交會區剪力強度梁柱腹板交會區需具有足夠之強度，以承受規範規定的載重組合所引致之剪力，但不得小於塑性鉸形成時作用於梁柱接頭接合處的梁總設計撓曲強度百分之八十（ 0.8 ∑ Mf ，依據容許應力設計法）或者梁總設計撓曲強度百分之九十（0.9φ b ∑ Mf，依據極限強度設計法）是所引致之剪力。如果允許梁柱腹板交會區可以降伏，以提供塑性轉角容量，可以採用（4.5）式或（4.6）式計算 H 型柱之樑柱交會區的剪力強度。若希望梁柱腹板交會區需保持彈性，則依（4.7）式或（4.8）式計算：.  3b t 2  V = 0.55Fy d c t 1 + c cf  d bd c t  . （4.5）.  3b c t cf 2  V = 0.6Fy d c t 1 +  d bd c t  . （4.6）. V = 0.55Fy d c t. （4.7）. V = 0.6φ v Fy d c t. （4.8）. 其中. Fy ：柱腹板與疊合板之降伏強度 bc ：梁翼板寬度 20.

(35) db ：梁斷面深度（包括托肩、蓋板或垂直肋板） dc ：柱斷面深度 t. ：梁柱腹板交會區之腹板包括疊合板的厚度. tcf ：梁翼板厚度. 傳統梁柱腹板交會區的剪力設計多以相接梁達標稱塑性撓曲強度（ ∑ Mp）引致之剪力為設計載重，並以（4.7）、（4.8）式所示之鋼材的塑性剪力強度為設計強度，因此除非梁柱接頭接合處梁的塑性鉸之應變硬化效應非常顯著，依傳統方式設計之接頭區應可保持在彈性範圍內。由於許多的試驗（Krawinkler 1971）顯示，製作適當的梁柱腹板交會區可在發生剪力降伏後，仍具有很穩定的消能特性，Krawinkler 首先提出應考慮梁柱腹板交會區在降伏後，荷重能力繼續上升的事實，建議採用（4.5）式為梁柱腹板交會區之設計剪力，認為如此可在梁撓曲強度達到時，考慮在梁柱腹板交會區初始降伏後，柱翼板對剪力強度的貢獻，而讓梁柱腹板交會區也進入非線性變形的範圍，以達到共同消能的目的。但國內多採用箱型柱，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，因此乃建議採用（4.7）、（4.8）式計算梁柱腹板交會區之剪力強度，如此不但可簡化設計並且對結構之行為亦有正面之影響（葉超雄等 1997）。. 4.1.6 檢核強柱弱梁條件檢核梁柱接頭是否符合梁柱弱梁之設計原則，其梁柱撓曲強度比需符合下式：. ∑ Zc ( Fyc − f a ) ∑ M cp. ∑M. cp. > 1.0. = M ct + M bt. 其中 21. （4.9）（4.10）.

(36) Zc. ：梁柱接頭上下端的柱斷面塑性模數. Fyc. ：梁柱接頭上下端的柱之最小標稱降伏強度. fa. ：梁柱接頭上下端的柱之軸應力. Mct. ：梁柱腹板交會區上端彎矩. Mbt. ：梁柱腹板交會區下端彎矩. 4.2 切削式梁柱接頭之設計步驟 4.2.1 設計梁翼板切削斷面位置選擇欲採用的切削形式，並根據下列方式之一決定切削斷面及塑性鉸的位置。塑性鉸的位置主要考量為避開梁柱接頭接合處銲道附近之熱影響區以及扇形開孔之影響，因此與柱面間需有足夠的長度，以避免造成接合處的破壞。但切削斷面的位置與柱面間之距離如果過長，將造成切削區之梁翼板切削過多。. （1）漸變斷面切削. [方法一]（如圖 4.4，陳生金 1994） 1.切削區起點距柱面距離：10~12cm 2.接續平滑區：目的區起始處設置 5cm、目的區末端處設置 10cm 3.目的區長度：0.5 d b 或 0.07LC 其中 d b 為梁斷面之深度，LC 為梁的淨跨度。. [方法二]（如圖 4.5，FEMA 1997b） 22.

(37) 1.切削區起點距柱面距離：以 0.25 d b 為上限 2.切削區的長度：0.75 d b ~ d b 3.塑性鉸位置距切削起點距離：以切削區長度的二分之一為上限. （2）等斷面切削（如圖 4.5，FEMA 1997）. 1.切削區起點距柱面距離：以 0.25 d b 為上限 2.切削區的長度：0.75 d b ~ d b 3.塑性鉸位置距切削起點距離：以切削區長度的二分之一為上限. （3）弧形切削. [方法一]（如圖 4.6，Enghardt et al.1998） 1.切削區起點距柱面距離：0.5 b f ~0.75 b f 2.切削區長度：0.65 d b ~0.85 d b 3.塑性鉸的位置距切削起點距離：切削區長度之二分之一其中 b f 為梁翼板寬度。. [方法二]（如圖 4.5，FEMA 1997b） 1.切削區起點距柱面距離：以 0.25 d b 為上限 2.切削區的長度：0.75 d b ~ d b 3.塑性鉸位置距切削起點距離：以切削區長度的二分之一為上限. 4.2.2 計算切削寬度切削斷面處的設計強度可以由柱面處的設計強度計算，考慮地震力及垂直載重作用之下，假設最大切削處形成塑性鉸時，梁柱接合處的彎矩為梁的全斷面塑性彎矩的 α 倍；α 可採用 0.85~1.0（Engelhardt et al.1998、陳生金 1994）；如(4.11) 23.

(38) 式~(4.13)式。再依(4.14)式或(4.15)式計算梁斷面經切削後所需的塑性模數後，即可求得切削後的梁翼板之寬度或切削深度，切削後的梁翼板寬度最少需為原寬度的 50﹪以上（Engelhardt et al.1998、Chen et al. 1994）。  2x  6x 6x 2     + − + M (x ) = M E 1 − M 1  V L′  L′ L′2   . （4.11）. M E = M cf − M V. （4.12）. M cf = αM p. （4.13）. Z RBS (x ) =. M (x ) β Fy. （4.14）. Z RBS (x ) =. 0.9M (x ) Fy. （4.15）. 或者. 其中. M cf. ：梁柱接合處的彎矩設計強度. α. ：彎矩折減係數. Mp. ：梁的全斷面塑性彎矩. ME. ：地震力所造成的固端彎矩. MV. ：垂直載重所造成的固端彎矩. M (x ). ：梁構件之彎矩分布， x 由柱面算起. L′. ：梁構件之淨跨度. Z RBS ( x ) ：切削後之梁斷面塑性模數， x 由柱面算起. 或者是根據蔡克銓等（1999）：考慮彎矩梯度呈線性分布，而切削處的極限彎矩為切削後之斷面的塑性彎矩應變固化 β 倍，則梁柱接合處的彎矩需求為：. M demand =. L′ β Z RBS Fyb L′ − a − 0.5b 24. （4.16）.

(39) 其中. a. ：切削區起點與柱面之距離. b. ：切削區長度. Fyb ：梁翼板之降伏強度. 並考慮梁柱接頭之彎矩主要由梁翼板傳遞，而梁腹板主要傳遞剪力之力學特性，而材料強度可達極限強度，則梁柱接合處的彎矩容量為：. M capacity = α Zf Fub. （4.17）. 其中. α. ：彎矩容量係數. Z f ：梁翼板之塑性模數. Fub ：梁翼板之極限強度. 根據供需原理 M demand ≥ M capacity ，可得最大切削處之切削深度 c 之下限為： 2 bf  α Fub L′− a − 0.5 b  t w (d b − 2 t f ) c ≥ 1 − + 2  β Fyb L′  8 t f d b − t f. (. 其中. db ：梁深 b f ：梁翼板寬度 tf. ：梁翼板厚度. t w ：梁腹板厚度. 4.2.3 計算塑性鉸處的剪力強度同 4.1.3 節所述。 25. ). （4.18）.

(40) 4.2.4 計算各臨界斷面處的設計強度梁柱接頭的設計尚包括梁柱腹板交會區、銲接等部分，因此需決定部份臨界斷面（如梁柱接頭接合處或柱中央）的剪力或撓曲之設計強度。此部份的計算可以取臨界斷面與塑性鉸間的自由體進行分析。根據實驗（Chen et al. 1996）顯示，如果梁柱接頭為漸變斷面切削，柱面處彎矩折減係數採用 1.0，並以（4.15）式設計切削寬度時，柱面處的最大彎矩可達標稱值的 1.3 倍左右。而 Enghardt et al.（1998）所進行的弧形切削之梁柱接頭實驗亦顯示，柱面處的最大彎矩亦可達塑性彎矩的 1.1 倍。除此之外，樓板效應亦會增加強度約 20﹪（Chen 1998）。因此在進行臨界斷面的設計時，需取適當之設計強度進行分析設計。除此之外需加強梁翼板與柱翼板間之銲接強度，以提供梁端可以充分發揮其韌性。. 4.2.5 檢核梁柱腹板交會區剪力強度同 4.1.5 節所述。. 4.2.6 檢核強柱弱梁條件同 4.1.6 節所述。. 26.

(41) 4.3 設計範例 4.3.1 漸變斷面切削梁柱接頭之設計範例此設計範例之設計條件參考陳生金（1999）。構架之平面圖如圖 4.7 所示，層高為 4m，梁為 H800x350x20x35，柱為□700x700x40，靜載重（含大小梁重）為 500 kgf/m2，活載重為 300 kgf/m2，假設重力載重為單向分布，柱軸向應力 fa=. 0.6Fyc =2.11 t/cm2。. （1）檢核梁斷面（梁 H800x350x20x35，A36）. A.斷面性質： A = 391 cm2 ，Ix = 423536.58 cm2 ， Sx = 10588.41 cm3 ， Zx = 12035.75 cm3 Zf = 9371.25 cm3 ， rx = 32.91 cm ，Iy = 25059.08 cm2 ， Sy= 1431.95 cm3 ry = 8.01 cm. 降伏強度 Fyb = 2.53 t/cm2 ，極限強度 Fub = 4.06 t/cm2. M yb = FybS x = 2.53 × 10588.41/100 = 267.88 t - m M pb = Fy Z = 2.53 × 12035.75/100 = 304.50 t - m. B.檢核斷面寬厚比，側撐間距（梁中央有側撐）： bf 35 14 = = 5 < λ pd = = 2t f 2 × 3.5 Fyb L pd =. 170ry Fy. =. 14 = 8.80 2.53. 170 × 8.01 = 538.22 O.K. 2.53 27. O.K..

(42) L b = 500 cm < 538.22 cm O.K.. 梁之無支撐段長度. C.檢核梁斷面限制：. Z 9371.25 = = 0.78 > 0.7 O.K. Z f 12035.75. （2）柱斷面檢核（柱□700x700x40，A572 Gr.50）. A.斷面性質： A = 1056 cm2 ，Ix = Iy = 769472.0 cm2 ，Sx = Sy = 2184.91 cm3 ，Zx = 12035.75 cm3 rx = ry = 26.99 cm 降伏強度 Fyc = 3.52 t/cm 2. M y = FycS x = 3.52 × 21984.91/100 = 773.87 t - m M p = Fyc Z = 3.52 × 26168/100 = 921.11 t - m. B.檢核斷面寬厚比： b 62 45 = = 15.5 < λ pd = = t 4 Fyc. 45 = 24 O.K. 3.52. C.檢核梁柱腹板交會區剪力強度： φ v Vn = φ v 0.6Fy d c t p = 0.75 × 0.6 × 3.52 × 70 × (4 + 4 ) = 887 t 柱心處之撓曲強度 ∑ M c ：.  ∑ M c = 2 0.9φ b M pb . L′  10 − 0.7    = 2 0.9 × 0.9 × 304.5 ×  = 458.76 t - m L 10  . 梁柱腹板交會區柱端之剪力強度 Vc ： 28.

(43) Vc =. ∑ M c = 458.76 = 114.69 t H. 4. 梁總設計撓曲強度百分之九十所對應之剪力：. V1 = ∑ Vb − Vc = V1 =. 0.9∑φ b M pb 0.95d b. − Vc. 2(0.9 × 0.9 × 304.5) − 114.69 = 610.74 < φ v Vn = 887 t O.K. 0.95 × 0.8. D.檢核梁柱腹板交會區之厚度 t z ： t z = 4cm >. d z + w z (80 − 3.5 × 2 ) + (70 − 4 × 2 ) = = 1.5 cm O.K. 90 90. E.檢核強柱弱梁條件：. ∑ Z c (Fyc − f a ) 2 × 26186(3.52 − 2.11) = = 1.21 > 1.0 O.K. 2 × 12035.75 × 2.53 ∑ Z b Fyb. （3）設計梁柱接合剪力螺栓. DL = 500 kg/m 2 ， w DL = DL × b = 500 × 10/1000 = 5 t/m LL = 300 kg/m 2 ， w LL = LL × b = 300 × 10/1000 = 3 t/m. A.假設兩端為固接，並考慮樓板效應將彎矩放大 1.25 倍，則極限狀態下之梁端剪力 Vdesign 為：. 2(1.25M pb ) L′ + (1.2w Dl + 0.5w LL ) L′ 2 2 × 1.25 × 304.5 9.3 (5 × 1.2 + 3 × 0.5) = 116.73 t = + 9.3 2. Vdesign =. 採用 A490 M24 高強度螺栓，承壓剪應力 Fv = 3.94 t/cm 2 N bolt =. 116.73 = 6.5 π × 2.4 2 × 3.94 4 29.

(44) 使用 7 個 A490 M24 高強度螺栓，螺栓間距 S = 3d = 3 × 2.4 = 7.2 cm，採用 9cm。. B.檢核工作載重下之梁端剪力，假設兩端為固接： Vservice =. L′ (w DL + w LL ) = 9.3 (5 + 3) = 37.2 t 2 2. 摩阻型螺栓容許剪應力 Fv = 1.47 t/cm 2 ，考慮工作載重下之剪力放大 1.25 倍，以確保滑動不產生，則螺栓所提供的強度為：. π × 2.4 2 × 1.47 × 7 = 46.6 t > 1.25Vservice = 46.5 t O.K. 4. C.檢核螺栓孔承壓強度：剪力連接板用採 22 mm Le = 5 cm > 1.5d = 3.6 cm S = 9cm > 3d = 7.2 cm. 螺栓孔之承壓強度檢核：. R n = 2.4dtFu = 2.4 × 2.4 × 2.2 × 3.75 = 47.52 t φ R n = 0.75 × 47.52 = 35.64 t > 0.75 ×. π × 2.4 2 × 5.25 = 17.81 t O.K. 4. 螺栓詳細配置如圖 4.8 所示。. （4）計算切削區之切削量. A.選擇切削斷面位置切削區起始位置設在距柱面 12cm 處，與目的區起始位置連接時接續平滑區間長. 5cm，與目的區末端連接時接續平滑區間長為 10cm。目的區間長 = 0.5db = 80×0.5 = 40. cm. B.計算梁翼板切削斷面之強度及切削寬度 30.

(45) 淨跨度 L c = L − d b = 10 − 0.7 = 9.3 m 依（4.11）~（4.13）式計算彎矩梯度分布：. M f = 0.95M pb = 304.5 × 0.95 = 289.28 t-m ME + MV = Mf 2. M DL. w DL L c 5 × 9.32 = = = 36.04 t - m 12 12. M LL. w LL L c 3 × 9.32 = = = 21.62 t - m 12 12. 2. M E = M f − M V = 289.28 − 36.04 - 21.62 = 231.62 t - m  6x 6x 2   2x   + M V 1 − M m (x ) = M E 1 − + 2  t-m  Lc   Lc Lc . C.目的區起點寬度設計目的區起點位置 x1 = 12 + 5 = 17 cm 目的區起點處彎矩：  6 × 17 6 × 17  2 × 17  M m (x1) = 231.621 − +  + (36.04 + 21.62 )1 − 2 . 930 . . 930. 930. 2.   = 277.53 t - m . 目的區起點處梁斷面塑性模數： Z x (x1) =. 0.9M m (x1) 0.9 × 277.53 × 100 = 9872.65 cm 3 = Fy 2.53. 目的區起點梁翼板斷面寬度： b f (x1) =. Z x (x1) − (Zx − Zf ) 2 tf d − tf. b f (x1) =. 9872.65 − (12035.75 − 9371.25) = 26.92 cm > 0.5b f = 35 × 0.5 = 17.5 cm 3.5 × 80 − 3.52. 取目的區起點梁翼板斷面寬度 bf1 = 26.8 cm. D.目的區終點寬度設計 31.

(46) 目的區終點位置 x2 = 17 + 40 = 57 cm 目的區終點處彎矩強度：  6 × 57 6 × 57  2 × 57  + M m (x2 ) = 231.621 −  + (36.04 + 21.62 )1 − 2 . 930 . . 930. 2. 930.   = 240.98 t - m . 目的區終點處梁斷面塑性模數： Z x (x2 ) =. 0.9M m (x2 ) 0.9 × 240.98 × 100 = = 8572.41 cm3 Fyb 2.53. 目的區終點梁翼板斷面寬度：. b f (x2 ) =. 8572.41 − (12035.75 − 9371.25) = 22.07 cm > 0.5b f = 35 × 0.5 = 17.5 cm 3.5 × 80 − 3.52. 取目的區終點梁翼板斷面寬度 bf2 = 22.0 cm 切削區詳圖如圖 4.9 所示。. 4.3.2 弧形切削梁柱接頭之設計範例設計條件同 4.3.1 節；將切削區改為弧形切削，其餘之設計同 4.3.1 節之設計範例。. 計算切削區之切削量：. A.決定切削斷面的位置切削區起點位置距柱面 a = 0.6b f = 35 × 0.6 = 21 cm 切削區長度 b = 0.8d b = 80 × 0.8 = 64 cm. B.計算梁翼板切削寬度考慮應變固化係數β = 1.2 ，梁柱接合處的彎矩容量係數α = 0.9 依據（4.18）式可計算切削最深處的切削寬度 c 的下限： 2 b f  α Fub L′ − a − 0.5b  t w (d b − 2t f ) c≥ 1 − + 2  β Fyb L′  8t f (d b − t f ). 32.

(47) 35  0.9 4.06 930 − 21 − 64 × 0.5  2(80 − 2 × 3.5) c≥ 1−  + 8 × 3.5(80 − 3.5) = 2.61 cm 2  1.2 2.53 930 2. b fc = b f − 2c = 35 − 2.61 × 2 = 29.78 cm. 取切削最深處的梁翼板寬度 b fc = 29 cm > 0.5b f = 17.5 cm O.K. 切削區詳圖如圖 4.10 所示。. 4.3.3 蓋板型梁柱接頭之設計範例設計條件同 4.3.1 節。（1）檢核梁斷面（梁 H800x350x20x35，A36）. A.斷面性質： A = 391 cm2 ，Ix = 423536.58 cm2 ， Sx = 10588.41 cm3 ， Zx = 12035.75 cm3 Zf = 9371.25 cm3 ， rx = 32.91 cm ，Iy = 25059.08 cm2 ， Sy= 1431.95 cm3 ry = 8.01 cm. 降伏強度 Fyb = 2.53 t/cm2 ，極限強度 Fub = 4.06 t/cm2. M yb = FybS x = 2.53 × 10588.41/100 = 267.88 t - m M pb = Fy Z = 2.53 × 12035.75/100 = 304.50 t - m. B.檢核斷面寬厚比，側撐間距（梁中央有側撐）： bf 35 14 = = 5 < λ pd = = 2t f 2 × 3.5 Fyb L pd =. 170ry Fy. =. 14 = 8.80 2.53. 170 × 8.01 = 538.22 O.K. 2.53 33. O.K..