¶ 冷軋型鋼構造建築物結構設計規範及解說－第四章 肢材設計（2／3）
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箱形梁 I 形梁
圖C-4.2-1 梁翼板受剪力延遲的軸向應力分布情形
圖C-4.2-2 短跨距梁的有效設計寬度分析曲線
4.2.2
腹板之最大寬厚比
撓曲構材腹板容許寬厚比(h/t)之上限值應限制如下：
1. 未加強之腹板為200
2. 腹板具有橫向加勁材且符合第4.6.1 節之相關規定:
(1) 腹板僅具有承載型橫向加勁材為260
(2) 腹板具有承載型橫向加勁材與中間加勁材為300
其中，h 為腹板平板段之深度;t 則為腹板厚度。
如腹板為2 片鋼板或數片鋼板，則h/t 之限制值應以各片獨立鋼板定之。
解說：在計算腹板寬厚比時所使用之腹板深度(腹板平板段之深度)，與計算翼板寬厚比時所使
均布載重
集中載重
AISI 設計標準
有
效
設
計
寬
度
／
實
際
寬
度
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用之翼板寬度(翼板平板段之寬度)之長度取得方式相同。如為槽型斷面構材，腹板深度
乃指二翼板外緣間之距離減去二倍之翼板厚度與內彎半徑。
第4.2.2 節所規定之限定值乃依據美國密蘇里大學羅拉校區所研究之成果，研究文獻請
參考[4.5 - 4.11]。
4.3 加勁肢材之有效寬度
4.3.1
均布受壓之加勁肢材
1. 載重能力考量 – 用於計算載重能力之有效寬度(b)依下列規定計算之:
當λ ≤ 0.673
b = w
(4.3-1)
當λ > 0.673
b = ρw
(4.3-2)
其中
w = 肢材平板段之寬度，如圖C-4.3-1 所示
ρ = 局部折減係數 = (1-0.22/λ)/λ ≤ 1.0
(4.3-3)
λ = 細長因子，其計算可參考下式:
cr
F
f
=
λ
(4.3-4)
公式(4.3-4)中，f 為受壓肢材內的應力，其計算方式如下:
(1)撓曲構材:
a. 若依第6.2.1 節內的方式一計算:
如初始降伏發生於受壓肢材，則f = Fy。
如初始降伏發生於張力面，則f 值應以有效斷面在張力初始降伏彎矩
(My)時計算之。
b. 若依第6.2.1 節內的方式二計算，f 值之取得則應以有效斷面在標稱
彎矩(Mn)時計算之。
c. 若依第6.2.2 節計算有效斷面模數Sc時，f 值之取得則以撓曲臨界彎矩除以彈性全
斷面模數(Mc/Sf)計算之。
(2)受壓構材:
f 值之計算依第7.2 節(受壓構材)或第10.4.2 節(牆間柱)內所規定之Fn值相同。
公式(4.3-4)中，Fcr為鋼板的彈性挫屈應力，其計算方式如下:
2
2
2
cr
w
t
)
1(
12
E
k
F
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
μ
−
π
=
(4.3-5)
其中
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E = 彈性模數
k = 鋼板之挫屈係數，如受壓加勁肢材之每一縱向邊緣均與腹板連接者，其值為4.0
t = 均布受壓加勁肢材之厚度
w = 受壓肢材平板段之寬度
μ = 伯松比，如鋼材在彈性範圍內則其值為0.3
2. 位移考量 – 用於計算位移之有效寬度(bd)依下列規定計算之：
當λ ≤ 0.673
bd = w
(4.3-6)
當λ > 0.673
bd = ρw
(4.3-7)
其中
w = 肢材平板段之寬度
ρ = 折減係數，其值則依下列任一程序計算之:
(1)程序I:
以fd替代f 值，並代入公式(4.3-3)與(4.3-4)以求得ρ值。此處所示之fd值，乃依據工作
載重產生的位移或依照指定的位移考量下，基於有效斷面得之受壓應力。
(2) 程序II:
受壓加勁肢材之每一長邊均以腹板連接者，ρ值可依下列公式計算:
當λ ≤ 0.673
ρ = 1
(4.3-8)
當0.673<λ<λc ρ = (1.358-0.461/λ)/λ
(4.3-9)
當λ ≥ λc
ρ =
λ
λ
−
+
/)
/
22
.0
f/
F
59
.0
41
.0
(
d
y
(4.3-10)
其中
λc =
E
/
F
)t/
w
(
328
.0
256
.0
y
+
(4.3-11)
上列公式中所示之λ值，乃以fd替代f 值，利用公式(4.3-4)計算之。
上列公式所計得之ρ值皆不得大於1.0。
解說：撓曲構材的結構行為與載重能力乃依其受壓肢材的寬厚比(w/t)與肢材本身支撐情形而有
所影響。舉例而言，一帽形撓曲構材受壓加勁翼板的寬厚比甚小時，翼板的受壓應力將
可完全到達降伏點；然而，如受壓翼板的寬厚比相當大時，如圖C-4.3-2 彈性局部挫屈
將可能發生於受壓翼板內，各類斷面加勁受壓肢材的示意圖可參考圖C-4.1-3，而彈性臨
界挫屈應力可以公式(4.3-5)求得。
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肢材平板段實際寬度w 肢材有效寬度b 及其應力分布f
圖C-4.3-1 受壓加勁肢材有效寬度示意圖（其他斷面形式可參考圖C-4.1-3）
圖C-4.3-2 帽形構材受撓曲時翼板局部挫屈示意圖
當彈性臨界局部挫屈應力依公式(4.3-5)所計得之值超過鋼材之比例值時，受壓肢材將產
生非彈性挫屈。[4.12]
不如線性結構，加勁受壓肢材在到達挫屈應力時不會立即破壞，藉由應力重新分布，肢
材本體承受更多的力量，這種行為稱之為後挫屈強度(post–buckling strength)，這類現象
在寬厚比大的加勁受壓肢材特別的明顯。當受壓肢材一旦產生挫屈，應力分布可用兩種
方式表現:(1)局部挫屈應力將平均分布在壓力肢材各部分上;(2)當應力高於局部挫屈
應力，但小於降伏應力時，新增加之應力將集中於隅角處或轉角附近的肢材上(如圖
C-4.3-3)。因此，冷軋型鋼在局部挫屈問題上採用有效斷面之觀念。當壓力構材之寬厚比
超出最大限制值時，構材之斷面積不可視為全部有效，需將斷面肢材之平板段實際寬乘
上折減係數得到有效寬度，依據有效寬度計算構材之有效斷面積，以降低構材之容許承
壓力，如圖C-4.3-3 所示，以等於邊緣端應力fmax均勻分布於肢材有效寬度b 替代不均勻
應力分布於平板段實際寬w。
正如圖C-4.3-3 所示，受壓肢材在產生局部挫屈後，冷軋型鋼構材仍然能繼續承載相當
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的力量，而通常在靠近支承邊之應力，也就是fmax 可到達鋼材之降伏點Fy，這就是所謂
的後挫屈強度。有關後挫屈強度的實驗研究可追溯至1932 年，而首先提出近似理論的
則為von. Karman [4.13]。
有效寬度的設計方法乃應用了後挫屈強度的觀念，且利用有效寬度計算構材斷面之相關
性質。針對有效寬度的設計，第4.3 節提供了三類均布受壓加勁肢材的計算:(1) 均布
受壓之加勁肢材、(2) 均布受壓具有圓孔或非圓孔之加勁肢材、(3) 腹板及具應力坡度
之加勁肢材。
均布受壓之加勁肢材
載重能力考量 – 在有效寬度的應用理念內，基本上不考慮受壓肢材平板段寬度(w)上不
均勻應力之分布，換言之，乃以均布應力(等於邊緣應力fmax)分布於肢材部分寬度(b)為
考量。基於von. Karman [4.13]提出的有效寬度觀念後，G..Winter 於1946 年發展出均布
受壓之加勁肢材的有效寬度計算公式:
⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
=
max
max
f
E
w
t
475
.0
1
f
E
t
9.1
b
(C-4.3-1)
上式如改以fcr/fmax 的項次來表示，則:
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
−
=
max
cr
max
cr
f
F
25
.0
1
f
F
w
b
(C-4.3-2)
在1946 至1968 年間，美國鋼鐵協會的設計規範一直採用公式(C-4.3-1)為
圖C-4.3-3 受壓加勁肢材應力分布
計算有效寬度的規定。在經過了多年的累積經驗後，有效寬度的計算公式乃改為下式
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[4.4]:
⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
=
max
max
f
E
w
t
415
.0
1
f
E
t
9.1
b
(C-4.3-3)
同樣地，將公式(C-4.3-3)改以fcr/fmax 的項次來表示，則:
⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
−
=
max
cr
max
cr
f
F
22
.0
1
f
F
w
b
(C-4.3-4)
因此，有效寬度的計算公式可寫成:
b = ρw
(C-4.3-5)
其中 ρ =
cr
max
cr
max
F
/
f
/)
F
/
f
/
22
.0
1( −
= (1-0.22 / λ) / λ ≤ 1
(C-4.3-6)
而
)
E
k
/(
]
)t/
w
)(
1(
12
[
f
f/
f
2
2
2
max
cr
max
π
μ
−
=
=
λ
E
/
f
)t/
w
)(
k
/
052
.1(
max
=
(C-4.3-7)
圖C-4.3-4 顯示了 ρ與 λ的關係，從圖中可觀察到當λ≤ 0.673 時，ρ=1.0。
民國93年版的規範乃使用了公式(C-4.3-5)至公式(C-4.3-7)，以計算加勁肢材的有效寬度。
圖C-4.3-4 折減係數ρ與細長因子λ之關係
位移考量 – 程序I 所使用之有效寬度計算與載重能力考量的方式相同，而所謂的fd 值，
乃依據工作載重產生的位移或依照指定的位移考量下，基於有效斷面得之受壓應力，有
公式(C-4.3-6)
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效寬度bd 在程序I 的步驟計算之下將較為保守。
受壓加勁肢材之每一縱向邊緣均以腹板支持者，在Weng 與Pekoz [4.14]的研究中指出，
在位移考量之下，公式(4.3-8 至4.3-11)的有效寬度計算較為準確。設計人員可考慮使用
程序I 或程序II 計算有效寬度值。
4.3.2
均布受壓具有圓孔或非圓孔之加勁肢材
1. 載重能力考量
(1) 具有圓孔之加勁肢材–用於計算載重能力之有效寬度(b)依下列規定計算之:
對於0.50 ≥ dh/w ≥ 0 及w/t ≤ 70 且圓孔的中心間距大於或等於0.50 w 且
大於或等於3dh的加勁肢材
當 λ ≤ 0.673
h
d
w
b
−
=
(4.3-12)
當 λ > 0.673
λ
⎥⎦
⎤
⎢⎣
⎡
λ
+
−
λ
−
=
w
d
085
.0
w
d
8.0
22
.0
1
w
b
h
h
(4.3-13)
公式(4.3-13)中的b 值不得大於 w - dh
其中
w = 肢材平板段之寬度
dh = 圓孔直徑
λ = 如公式(4.3-4)所示
(2) 具有非圓孔之加勁肢材–用於計算載重能力之有效寬度，可假設孔洞兩側皆為未加勁
肢材計算之，各未加勁肢材的有效寬度依第4.3.1 節之規定計算，然k 值（挫屈係數）
則以0.43 取代之。此計算方式必須符合以下的條件：
(a) 孔洞的中心間距大於或等於610 mm
(b) 孔洞的淨邊緣距離大於或等於254 mm
(c) 孔洞的深度小於或等於63.5 mm
(d) 孔洞的長度小於或等於114 mm
(e) 孔洞的深度與加勁肢材的全深比值小於或等於0.5
另外可以短柱試驗的方式求得有效寬度，實驗方法須符合國家檢驗標準或相關主管機
構認可之國際通行檢驗標準。
2. 位移考量 - 用於計算位移之有效寬度(bd)計算同第4.3.1 節內之第2 部分
(程序I)所示之方法。以fd替代f 值，fd =計得之肢材壓應力。
解說：在冷軋型鋼構材中，圓孔的設計常出現於翼板或腹板內，主要乃為了易於放置水管、電
管等工程目的。圓孔的存在將導致構材強度的減弱，而減少的程度則依圓孔的形狀、圓
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孔的大小、圓孔安排的位置、構材本身的形狀與構材材料的機械特性。4.3.2 節內的規定
乃針對某些特定範圍的受壓加勁肢材，而本節之計算公式是基於Ortiz-Colberg 與Pekoz
[4.15]所研究的成果。對於具有圓孔構材的結構行為可參考Yu [4.12]。對於具非圓孔的均
布受壓肢材，其有效寬度亦可以本節所規定的方式計算，惟須符合本節中的限制條件，
相關研究可參考Miller 與Pekoz [4.16]和Pan 與Peng [4.17]。對於開孔尺寸未能符合本節
規定的條件，加勁肢材有效寬度之計算可以實驗方式求得。
4.3.3
腹板及具應力坡度之加勁肢材
1. 載重能力考量
(1) 對於如圖C-4.3-4 所示f1為受壓應力且f2為受拉應力的腹板及具應力坡
度之加勁肢材，其有效寬度b1與b2依下列規定計算之:
如ho / bo ≤ 4
b1 = be / (3 + ψ)
(4.3-14)
當 ψ > 0.236
b2 = be / 2
(4.3-15)
當 ψ ≤ 0.236
b2 = be – b1
(4.3-16)
b1+b2值不可超過基於有效斷面計算之下的腹板受壓部分之長度。
如ho / bo > 4
b1 = be / (3 + ψ)
(4.3-17)
b2 = be / (1 + ψ) - b1
(4.3-18)
其中
bo = 翼板全寬
ho = 腹板全寬
be = 有效寬度，依據4.3.1 節之規定並以f1替代f 值計算之，而k 值之計算方式如下:
k = 4+2(1+ψ)
3+2(1+ψ)
(4.3-19)
ψ = │f2 / f1│
(4.3-20)
f1、f2 = 基於有效斷面而得之應力，如圖C-4.3-4 所示
(2) 對於如圖C-4.3-4 所示f1與f2皆為受壓應力的腹板及具應力坡度之加勁
肢材，其有效寬度b1與b2依下列規定計算之:
b1 = be / (3 - ψ)
(4.3-21)
b2 = be - b1
(4.3-22)
f1與f2同為受壓應力，則f1 ≥ f2；而用於計算有效寬度(be)的k 值計算方式如下:
k = 4+2(1-ψ)
3+2(1-ψ)
(4.3-23)
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2. 位移考量
用於計算位移之有效寬度之計算依本節載重能力考量方式取得，並以fd1
與fd2替代f1與f2值， fd1與fd2值乃依所承受載重產生之位移量以有效斷
面計得之應力。
解說：當一構材受到撓曲彎矩時，腹板受壓部分因受壓應力的作用而產生挫屈，而此壓應力乃
以應力坡度(stress gradient)方式呈現，對於一矩形板結構在受到純撓曲時的理論挫屈應
力，可依公式(4.3-5)求得，其寬厚比應以深厚比(h/t)替代之，依據板結構的理論挫屈係數
(k 值)為23.9 (請參考表C-4.3-1)。腹板有效設計寬度的觀念始於Pekoz [4.18]及Cohen 與
Pekoz [4.19]的研究成果。
Schafer 與Pekoz [4.20]的研究發現，原先用於計算腹板有效寬度的公式，對於腹板全寬(ho)
與翼板全寬(bo)比值超過4.0 時，會產生不保守的現象，因此，對於ho / bo ≤ 4 情形下的
計算公式仍加以保留，但對於ho / bo > 4 情形下的計算公式則參考Cohen 與Pekoz [4.19]
的研究結果。
由於應力比(ψ)的計算採用絕對值與前一版稍有不同，也因此原有之公式在正負號上有
所變化，在此特加以說明。
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圖C-4.3-4 具應力坡度之加勁肢材
表C-4.3-1 板結構的挫屈係數值
肢材平板段實際寬度w
k
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4.3.4
具應力坡度之C 型斷面開孔腹板
本節所涵蓋範圍的限制如下：
(1) dh / h ≤ 0.7
(2) h / t ≤ 200
(3) 孔洞中心須位於腹板中間處
(4) 孔洞間的淨距離須大於等於457 mm
(5) 對於非圓形孔，轉角的半徑須大於等於2 倍的腹板厚度(t)
(6) 對於非圓形孔，dh ≤ 64 mm 且Lh ≤ 114 mm
(7) 對於圓形孔，直徑須小於等於152 mm
(8) 孔洞的深度(dh)須大於14 mm
其中
dh = 孔洞的深度
| 簡支邊 簡支邊 簡支邊 壓應力 簡支邊 固定邊 簡支邊 簡支邊 壓應力 固定邊 簡支邊 簡支邊 簡支邊 壓應力 自由邊 固定邊 簡支邊 簡支邊 壓應力 自由邊 固定邊 簡支邊 簡支邊 壓應力 簡支邊 簡支邊 簡支邊 簡支邊 剪應力 簡支邊 固定邊 固定邊 固定邊 剪應力 固定邊 簡支邊 簡支邊 簡支邊 撓曲應力 簡支邊 固定邊 固定邊 固定邊 撓曲應力 固定邊 | ||
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| 簡支邊 | ||
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| 簡支邊 簡支邊 撓曲應力 | ||
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| 固定邊 固定邊 撓曲應力 | ||
| 固定邊 | ||
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| 簡支邊 簡支邊 撓曲應力 | ||
| 簡支邊 | ||
| 固定邊 | ||
| 固定邊 固定邊 撓曲應力 | ||
| 固定邊 | ||
| 4.3.4 具應力坡度之C 型斷面開孔腹板 | ||
| 本節所涵蓋範圍的限制如下： | ||
| (1) dh / h ≤ 0.7 | ||
| (2) h / t ≤ 200 | ||
| (3) 孔洞中心須位於腹板中間處 | ||
| (4) 孔洞間的淨距離須大於等於457 mm | ||
| (5) 對於非圓形孔，轉角的半徑須大於等於2 倍的腹板厚度(t) | ||
| (6) 對於非圓形孔，dh ≤ 64 mm 且Lh ≤ 114 mm | ||
| (7) 對於圓形孔，直徑須小於等於152 mm | ||
| (8) 孔洞的深度(dh)須大於14 mm | ||
| 其中 | ||
| dh = 孔洞的深度 |
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h = 腹板平板段的深度
Lh = 孔洞的長度
t = 腹板厚度
1. 載重能力考量
當dh / h < 0.38，可視腹板為無開孔的情形， b1與b2則依據第4.3.3 節規定計算之。
當dh / h ≥ 0.38，腹板受壓部分可視為鄰近開孔的未加勁肢材，其有效寬度則依第4.4.1
節方式計算，受壓應力f 以f1取代之.。
2. 位移考量
腹板則假設為未開孔，有效寬度之計算與第4.3.3 節內的位移考量同。
解說：依據Shan 等人[4.21]所進行的撓曲研究，當dh / h < 0.38 的情形，C 型斷面腹板的開孔不
會影響撓曲強度(抗力)，而當dh / h ≥ 0.38 的情形，腹板受壓部分可視為鄰近開孔的未加
勁肢材。
有關C 型斷面腹板開孔的剪力強度(抗力)與腹板皺曲強度(抗力)，可分別參考第6.3 節與
6.5 節。
4.4 未加勁肢材之有效寬度
4.4.1 均布受壓之未加勁肢材
1. 載重能力考量
有效寬度(b)依第4.3.1 節內載重能力考量部分規定計算，挫屈係數k 值則取0.43，未加
勁肢材平板段寬度(w)之定義請參考圖C-4.4-2。
2. 位移考量
有效寬度(bd)依第4.3.1 節內位移考量部分的程序I 規定計算，挫屈係數k 值則取0.43，
並以fd代替f 值計算之，fd值乃依據所承受載重產生之位移量以有效斷面計得之肢材受
壓應力。
解說：與加勁受壓肢材相類似，如果寬厚比(w/t)較小時，未加勁受壓肢材的應力可達到鋼材之
降伏點。因未加勁肢材僅一邊有支承，另一邊則為自由端，其寬厚比的限制值遠比加勁
肢材來得小。當未加勁肢材的寬厚比值較大時，如圖C-4.4-1 所示，局部挫屈將會發生，
各類斷面未加勁受壓肢材的示意圖可參考圖C-4.1-2，其彈性臨界應力值可用公式(4.3-5)
計算之。而挫屈係數(k)則以0.43 代之(如表C-4.3-1 所示)。當寬厚比值較小時，未加勁肢
材的拙屈則發生在非彈性範圍內。
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圖C-4.4-1 C 形構材受撓曲時翼板局部挫屈示意圖
圖C-4.4-2 均布受壓之未加勁肢材（其他斷面形式可參考圖C-4.1-2）
4.4.2 具應力坡度之未加勁肢材及邊緣加勁材
1. 載重能力考量
有效寬度(b)依第4.3.1 節內載重能力考量部分規定計算，f 值以f1(如圖C-4.4-2 與圖C-4.4-3
所示)替代之，k 值依本節規定計算；如f1為受壓應力，f2(如圖C-4.4-3 所示)為受拉應力，
折減係數(ρ)則依本節規定計算。
(1) 當f1與f2皆為受壓應力，如圖C-4.4-2 所示，挫屈係數(k)的計算如下：
如應力往未支撐邊緣減少 (圖C-4.4-2(a))
k = 0.578 / (ψ+0.34)
(4.4-1)
如應力往未支撐邊緣增加 (圖C-4.4-2(b))
k = 0.57-0.21ψ +0.07ψ
2
(4.4-2)
(2) 當f1為受壓應力，f2為受拉應力，如圖C-4.4-3 所示，挫屈係數(k)及折減係數(ρ)的計
肢材平板段實際寬度w
肢材有效寬度b 及其應力分布f
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算如下：
a.如未支撐邊緣為受壓應力 (圖C-4.4-3(a))
當λ ≤ 0.673(1+ψ)
ρ = 1
(4.4-3)
當λ > 0.673(1+ψ)
(
)
(
)
λ
λ
ψ
1
22
.0
1
ψ
1
ρ
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
−
+
=
(4.4-4)
k = 0.57+0.21ψ +0.07ψ
2
(4.4-5)
b.如未支撐邊緣為受拉應力 (圖C-4.4-3(b))
(a) ψ < 1
當λ ≤ 0.673
ρ = 1
(4.4-6)
當λ > 0.673
(
)
ψ
λ
λ
22
.0
1
ψ
1
ρ
+
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛−
−
=
(4.4-7)
k = 1.70+5ψ +1.71ψ
2
(4.4-8)
(b) ψ ≥ 1
ρ = 1
(4.4-9)
其中 ψ = │f2 / f1│
(4.4-10)
2. 位移考量
用於計算位移之有效寬度之計算依本節載重能力考量方式取得，並以fd1
與fd2替代f1與f2值， fd1與fd2值乃依所承受載重產生之位移量以有效斷
面計得之應力。
解說：在一受撓曲構材當中未加勁受壓肢材與中性軸相互平行，在未發生局部挫屈前，未加勁
受壓肢材的應力呈均勻分布。但對於撓曲構材的邊緣加勁材與中性軸不平行時，邊緣加
勁材(突唇)的受壓應力則為不均勻之分布，且與中性軸的距離成比例。
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(a) 內彎突唇 (b) 外彎突唇
圖C-4.4-2 具應力坡度的未加勁受壓肢材（兩端皆承受壓力）
圖C-4.4-3 具應力坡度的未加勁受壓肢材（兩端分別承受壓力與張力）
具應力坡度之未加勁肢材行為的相關資訊甚少，在Pekoz [4.18]的研究報告中得知，在採
用k=0.43 的計算中，與具應力坡度之未加勁肢材實驗結果相似。因此，先前採用具應力
坡度未加勁肢材或邊緣加勁材的有效寬度計算，可考慮使用均勻分布應力的原則，惟其
應力f 則以受壓肢材內應力的最大值而定。Bambach 與Rasmussen [4.22, 4.23, 4.24]進行了
一系列的未加勁平板的實驗，研究結果發現k 值使用0.43，用以計算具應力坡度的未加
勁肢材似乎是有些保守，因此對於具應力坡度未加勁肢材的有效寬度計算提出修正，本
節所呈現的相關公式乃依據Bambach 與Rasmussen 的研究結果制訂。
4.5 具邊緣加勁材之均布受壓肢材的有效寬度
本節之符號定義:
b = 有效設計寬度
b1, b2 = 有效寬度區塊寬度，明示於圖C-4.5.1
d = 邊緣加勁材平板的寬度
ds = 加勁材的折減有效寬度，明示於圖C-4.5.1，用於計算構材的有效斷面特性值
dse = 加勁材的有效寬度，依第4.4.2 節規定計算
Ia = 加勁材的適用慣性矩，即加勁之部分可視為加勁肢材
=
[
]
[
]
5
S
/)t/
w
(
115
t
328
.0
S
/)t/
w
(
t
399
4
3
4
+
≤
−
(4.5-1)
Is = 加勁材的全斷面慣性矩(對平行於被加勁肢材之加勁材中性軸)
= (d
3t sin
2θ)/12
(4.5-2)
(RI) = Is / Ia ≤ 1
(4.5-3)
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S =
f
E /
28
.1
(4.5-4)
1. 載重能力考量
對於如圖C-4.5-1 的邊緣加勁材為簡單突唇者，其有效寬度b1 與b2 依下列規定計算之:
當 w / t ≤ 0.328S
Ia = 0 (不需要邊緣加勁材)
b = w
(4.5-5)
ds = dse
(4.5-6)
當 w / t ≥ 0.328S
b1 = (b/2)(RI)
(4.5-7)
b2 = b – b1
(4.5-8)
ds = dse(RI)
(4.5-9)
公式(4.5-7)與公式(4.5-8)中的有效寬度(b)，依第4.3.1 節規定計算，而計算有效寬度所使
用的挫屈係數(k)，則依下列方式計算：
當 D/w ≤ 0.25
k = 3.57(RI)
n + 0.43 ≤ 4
(4.5-10)
當 0.25 ≤ D/w ≤ 0.8
k = [4.82 – (5D/w)](RI)
n + 0.43 ≤ 4
(4.5-11)
其中 n = [0.582 – (w/t)/4S] ≥ 1/3
(4.5-12)
公式(4.5-10)與公式(4.5-11)中挫屈係數的計算，僅限於邊緣加勁材為簡單突唇者，且夾角
θ (如圖C-4.5.1 所示)介於40∘與140∘之間。
2. 位移考量
有效寬度(bd)依本節載重能力考量部分規定計算，並以fd替代f 值計算之。
解說：對於帽形、箱形與倒置U 形之撓曲構材，其受壓翼板的二長向邊緣由腹板所支撐，如
果腹板的設計良好，則受壓翼板的二長向邊緣將不會產生垂直於平面之位移。反之，如
槽形與I 形構材僅一長向邊緣由腹板所支撐，而另一長向邊緣則由邊緣加勁材所支撐的
情形則相當多。
邊緣加勁材乃提供了受壓翼板一長向邊緣的連續支撐，也因此翼板的挫屈應力得以改
善。雖然大部分的邊緣加勁材為簡單突唇，但其他形狀的邊緣加勁材是可以被採用的。
為提供受壓肢材足夠的支撐，邊緣加勁材必須具有足夠的剛性，否則邊緣加勁材可能在
垂直於欲支撐肢材的平面方向上挫屈。
對於具邊緣加勁材之受壓肢材的局部穩定問題，在學理與實驗的研究上已進行多年。本
節內所規範之內容，其主要的理論基礎則源自於Desmond，Pekoz 與Winter [4.27] 及Pekoz
與Cohen [4.18] 的研究。