¶ 建築物混凝土結構設計規範｜112年版・含113年勘誤｜第十七章 混凝土結構用錨栓（6／11）
發布機關：內政部
版本：112年8月10日台內營字第1120809921號令修正發布，113年1月1日生效；113年2月19日內授國建管字第1130800784號函勘誤。
文件性質：設計規範及解說（含113年勘誤）
官方來源：內政部主管法規共用系統 ｜ 國土管理署發布頁
查核日期：2026年8月28日。
版本：112年8月10日台內營字第1120809921號令修正發布，113年1月1日生效；113年2月19日內授國建管字第1130800784號函勘誤。
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第十七章 混凝土結構用錨栓 ANao A Na ca2 cNa s2 cNa cNa cNa c s1 a1 cNa cNa 平面 平面 2 如果ca1與ca2 < cNa且s1與s2 < 2 cNa ANao = (2cNa) ANa = (cNa +ca1+ s1) × (cNa +ca2+ s2) N N 埋深增加， 應力分布亦 改變 通過錨栓處之主應力線剖面 通過錨栓處之主應力線剖面 遠離邊緣與其他錨栓之單根黏結式錨栓 鄰近角隅配置之四根黏結式錨栓群 圖R17.6.5.1 影響面積ANao和ANa之計算 17.6.5.2 單根黏結式錨栓之基本握裹強度，Nba 17.6.5.2.1 在混凝土開裂區，單根黏結式錨栓之基本拉力握裹強度 Nba 應依式(17.6.5.2.1) 計算： N = λ τ πd h (17.6.5.2.1) ba a cr a ef 17-25
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第十七章 混凝土結構用錨栓 解說： 式(17.6.5.2.1)提供之黏結式錨栓基本握裹強度公式係以均布握裹應力模型呈現，根據數值研究以及 不同模型於國際資料庫實驗結果之比較 (Cook等人 1998)，該模型提供黏結式錨栓握裹強度最佳預測結 果。基本握裹強度對於發生在混凝土和黏結劑之間，以及在錨栓和黏結劑之間的握裹破壞均有效。 17.6.5.2.2 特徵握裹應力，τcr，應根據黏結式錨栓評估準則試驗和評估，以 5 %分位數來 決定。 17.6.5.2.3 若分析顯示在使用載重等級下產生開裂現象，於開裂混凝土中使用黏結式錨栓 應符合黏結式錨栓評估準則之規定。 17.6.5.2.4 若分析顯示在使用載重等級下，黏結式錨栓錨定範圍之混凝土構材不會開裂 時，得以 τuncr 取代式(17.6.5.2.1)中 τcr，且其值應依據黏結式錨栓評估準則試驗 和評估，以 5 %分位數來決定。 解說： 特徵握裹應力宜根據黏結式錨栓評估準則之試驗表現，且反應施工與使用期間內錨栓安裝與使用之 各種情形。當設計階段沒有產品資料時，表17.6.5.2.5提供下限預設值。 17.6.5.2.5 符合下列(a)至(e)時，最小特徵握裹應力得使用表 17.6.5.2.5 之值。 (a) 錨栓應符合黏結式錨栓評估準則之要求。 (b) 錨栓應植置於旋鎚鑽或岩鑽之鑽孔中。 2 (c) 錨栓植置時，最小混凝土抗壓強度應為 175 kgf/cm [17 MPa]。 (d) 錨栓植置時，混凝土齡期最少應為 21 天。 (e) 錨栓植置時，混凝土溫度應至少 10 °C。 [1][2] 表 17.6.5.2.5 最小特徵握裹應力 錨栓植置時之 混凝土使用期間 τ τ c uncr 安裝和使用環境 2 2 混凝土濕度 最高溫度，°C kgf/cm [MPa] kgf/cm [MPa] 室外 乾燥至完全飽和 79 14 [1.4] 45 [4.5] 室內 乾燥 43 21 [2.1] 70 [7.0] [1] 當錨栓設計包括持續性拉力載重，τcr和τuncr乘以0.4。 [2] 當錨栓設計包括耐震設計結構物之地震力載重，τcr乘以0.8和τuncr乘以0.4。 解說： 符合黏結式錨栓評估準則之黏結式錨栓系統，其特徵握裹應力最小值根據安裝與使用條件如表 17.6.5.2.5所示。使用該數值僅限於表列特定條件之組合；該數值不宜推論至其他安裝或使用條件。當持 續載重和地震載重同時存在時，表17.6.5.2.5註釋中適用之係數宜相乘計算。該表假設混凝土最小齡期為 2 21天、混凝土最小抗壓強度175 kgf/cm [17 MPa]。 表17.6.5.2.5中 “室內” 和 “室外” 係反應安裝和使用之環境條件。室內環境條件表示於乾燥混凝土 採用旋鎚鑽或岩鑽之錨栓安裝方式，且於錨栓使用期間混凝土之溫度變化有限。室外環境條件假設錨栓 安裝時，混凝土暴露於大氣中且可能處於潮濕狀況，另外亦假設混凝土之溫度變化較大，例如凍融或夏 日烈陽直接曝曬之溫度。儘管 “室內” 和 “室外” 在許多種使用情況下適用，但有些情況很難分辨，例 17-26
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第十七章 混凝土結構用錨栓 如，錨栓安裝於建築物外牆完工前，可能於飽和潮濕混凝土中鑽孔，在此情況下，不論之後是 “室內” 或 “室外” 之使用環境，宜使用表17.6.5.2.5中“室外”環境條件下最小特徵握裹應力。 旋鎚鑽和岩鑽產生較不均勻之孔洞幾何，這樣有益於握裹。黏結式錨栓採用空心鑽可能呈現明顯偏 低之特徵握裹應力。因為這些效應與產品高度相關，採用空心鑽之錨栓特徵握裹應力設計宜根據黏結式 錨栓評估準則試驗所建立之測試結果。 特定黏結式錨栓系統之特徵握裹應力取決於許多參數。因此，設計時宜小心考量與特徵握裹應力有 關的參數。這些參數包括但不限於： (a) 載重型式和持續時間：持續拉力載重會減少握裹強度。 (b) 混凝土開裂：未開裂混凝土有較高握裹強度。 (c) 錨栓尺寸：握裹強度通常和錨栓直徑成反比。 (d) 鑽孔方法：錨栓埋設於空心鑽之孔洞，其握裹強度可能較低。 (e) 鑽孔和錨栓安裝時混凝土潮濕程度：混凝土潮濕可能減少握裹強度。 (f) 錨栓安裝時混凝土溫度：錨栓於低溫環境安裝會妨礙黏結劑養護且減少握裹強度。 (g) 錨栓安裝時混凝土齡期：錨栓安裝於早期齡期混凝土可能減少握裹強度 (參見第17.2.2節解說)。 (h) 錨栓使用期間之混凝土最高溫度：錨栓在特定情況(例如，錨栓埋設於直接暴露於陽光下之薄混凝土 構材)，偏高的混凝土溫度會減少握裹強度。 (i) 暴露於化學環境：使用於工業環境之錨栓可能增加汙染程度，其握裹強度會隨時間遞減。 依據黏結式錨栓評估準則進行試驗和評量之錨栓，可能無法適用於表17.6.5.2.5內所有安裝和使用環境 ，因此，設計時使用表17.6.5.2.5中建議值，宜根據26.7.1(i)、(j)、(k)與(l)之規定說明相關安裝和使用環境 ，僅宜說明符合黏結式錨栓評估準則檢定，在安裝與使用環境下對應表17.6.5.2.5內特徵握裹應力之錨栓。 檢定合格之黏結式錨栓系統在特定安裝和使用條件下，其特徵握裹應力可能顯著超過表17.6.5.2.5中 所提供之最小值。例如，直徑13 mm 至19 mm 錨栓埋設於旋鎚鑽鑽孔之乾燥混凝土中，根據前述限制 2 使用於室內未開裂混凝土之特徵握裹應力 τuncr 介於140 ~ 175 kgf/cm [14 ~ 17 MPa]。 17.6.5.3 握裹之之偏心修正因數，ψec,Na 17.6.5.3.1 黏結式錨栓群承受偏心拉力之修正因數ψec,Na 應依式(17.6.5.3.1)計算： 1 (17.6.5.3.1) ψ = ≤ 1.0 ec,Na ⎛ e′ ⎞ N 1+ ⎜ ⎟ c ⎝ Na ⎠ 17.6.5.3.2 若黏結式錨栓群中僅有部分黏結式錨栓受拉力載重時，式(17.6.5.3.1)之偏心值 e′ 與依式(17.6.5.1b)計算之 N 應僅考量受拉力之黏結式錨栓。 N ag 17.6.5.3.3 若兩正交軸皆有偏心載重之情況下，式(17.6.5.1b)修正因數ψec,Na 應依各軸向分 別計算後相乘而得。 解說： 參考第17.6.2.3.1節解說。 17-27
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第十七章 混凝土結構用錨栓 17.6.5.4 握裹之邊距效應修正因數，ψed,Na 17.6.5.4.1 承受拉力之單根黏結式錨栓或黏結式錨栓群，邊距效應修正係數 ψed,Na 應依下 式(a)或(b)計算，其錨栓臨界邊距 cNa 定義於如式(17.6.5.1.2b)： (a) 當 c ≥ c ； ψ = 1.0 (17.6.5.4.1a) a,min Na ed,Na c a,min (b) 當 c < c ； ψ = 0.7 + 0.3 (17.6.5.4.1b) a,min Na ed,Na c Na 解說： 假如錨栓埋設靠近邊緣，其強度將進一步減少至超過ANa/ANao所反映之值，修正係數 ψed,Na考量邊距 效應 (Fuchs等人 1995；Eligehausen等人 2006a)。 17.6.5.5 握裹之劈裂修正因數，ψcp,Na 17.6.5.5.1 黏結式錨栓依據第 17.6.5.1 節設計用於未開裂混凝土，且未配置輔助鋼筋加以 控制劈裂時，修正係數ψcp,Na 應依式(a)或(b)計算，其中 cNa 定義如第 17.9.5 節： (a) 當 c ≥ c ；ψcp,Na = 1.0 (17.6.5.5.1a) a,min ac c c a,min Na (b) 當 c < c ； ψ = ≥ (17.6.5.5.1b) a,min ac cp,Na c c ac ac 17.6.5.5.2 其他情況，ψcp,Na 應取 1.0。 17.7 剪力強度 17.7.1 錨栓之鋼材剪力強度，Vsa 17.7.1.1 錨栓標稱剪力強度由鋼材控制時，Vsa應依錨栓材料性質和錨栓實際尺寸決定。當混 凝土剪破為可能之破壞模式時，鋼材之需求剪力強度須與假設剪破面有一致性。 解說： 錨栓群內任一根錨栓之受剪作用可能因混凝土剪破面和載重重新分配之假設而異 (參考第17.7.2.1節 解說)。 17.7.1.2 單根錨栓之標稱剪力強度，Vsa，應不超過下列式(a)至(c)： (a) 預埋式擴頭錨釘 Vsa = Ase,V futa (17.7.1.2a) 2 其中，Ase,V是單根錨栓抗剪之有效斷面積 (cm )，futa之計算值應不超過1.9fya及8,750 2 kgf/cm [860 MPa] 之較小者。 (b) 預埋式擴頭螺栓、預埋式彎鉤螺栓及套筒未穿越剪力面之後置式錨栓 Vsa = 0.6Ase,V futa (17.7.1.2b) 2 2 其中，Ase,V是單根錨栓抗剪之有效斷面積 (cm )，futa應不超過1.9fya及8,750 kgf/cm [860 MPa] 之較小者。 (c) 對於套筒穿越剪力面之後置式錨栓，Vsa應基於依照機械式錨栓評估準則所執行 之試驗與評估的5%分位數結果，或者採用式(17.7.1.2b)。 17-28
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第十七章 混凝土結構用錨栓 17.7.1.2.1 當錨栓採用注漿施工法，依第 17.7.1.2 節計算之標稱剪力強度 Vsa 須乘以 0.80。 解說： 因為絕大多數的錨栓材料不具有良好定義之降伏點，故錨栓標稱剪力強度之最佳表示為futa的函數而非 fya的函數。因為錨釘和基板間銲接的牢固性，銲接錨釘比擴頭錨栓可發展較高之鋼材剪力強度。使用式 (17.7.1.2a)及式(17.7.1.2b)配合5.3之載重係數和第17.5.3節之φ係數，可得到與AISC 360一致之設計強度。 futa上限為1.9fya係為確保在使用載重情況下，錨栓應力不會超過 fya。將 futa上限訂為1.9fya係轉換LRFD 相關規範至相對應的使用載重情況，參見第17.6.1.2節解說。 後置式錨栓在錨栓長度上任何位置具斷面積折減，其有效斷面積宜依據製造廠商所標示。對於螺桿 或擴頭螺栓，ASME B1.1定義Ase,v為 2 π ⎛ 0.9743 ⎞ A = d − se,V ⎜ a ⎟ 4 n ⎝ t ⎠ 其中nt是每公分之螺牙數目。 17.7.2 錨栓之混凝土剪破強度，Vcb 17.7.2.1 標稱混凝土剪破強度於單根錨栓為Vcb或符合第17.5.1.3.1節之錨栓群為Vcbg，應依式 (a)至(d)計算： (a) 單根錨栓之受剪方向垂直於邊緣 A Vc V = ψ ψ ψ V (17.7.2.1a) cb ed,V c,V h,V b A Vco (b) 錨栓群之受剪方向垂直於邊緣 A Vc V = ψ ψ ψ ψ V (17.7.2.1b) cbg ec,V ed,V c,V h,V b A Vco (c) 當剪力受力方向平行於邊緣，Vcb或Vcbg得分別為式(17.7.2.1a)或式(17.7.2.1b)計算 剪力值之二倍，並假設剪力受力方向垂直於邊緣且 ψed,V等於1.0。 (d) 當錨栓位於角落時，其混凝土標稱剪破強度應對各邊距分別計算，並取最小值。 因數 ψec,V，ψed,V，ψc,V，和 ψh,V分別定義於第17.7.2.3節、第17.7.2.4節、第17.7.2.5節 和第17.7.2.6節。 17.7.2.1.1 AVc 是單根錨栓或錨栓群在混凝土構材邊緣之破壞面投影面積。AVc 得取截頭半 角錐投影於構材側面之底面積，半角錐之頂部選取於臨界錨栓列軸線上。ca1 值 應為該軸至邊緣之距離。AVc 應不大於 nAVco，其中 n 是錨栓群之錨栓支數。 解說： 剪力強度公式採用CCD方法發展而來 (參見第17.5.1.3節解說)。公式係假設其剪破錐角為35° (參見圖 R17.5.1.3b)，而且考量破壞力學理論。錨栓群效應、錨栓間距、邊距、混凝土構材厚度對混凝土標稱剪 破強度之影響，係由式(17.7.2.1a)和式(17.7.2.1b)之折減因數ΑVc/ΑVco，以及式(17.7.2.1b)之折減因數 ψed,V 加以考慮。如果錨栓遠離邊緣，一般不會由第17.7.2節控制，而由第17.7.1節和第17.7.3節控制。 圖R17.7.2.1a說明AVco和式(17.7.2.1.3)之推導過程。AVco係為單根錨栓之最大投影面積，該面積近似於 不受邊距、間距或構材深度影響之完整剪破體或錐之表面積。圖R17.7.2.1b說明單根錨栓和錨栓群之各種 投影面積。AVc係近似某特定錨栓群配置下之剪破錐完整表面積。因為AVc是錨栓群之總投影面積，而AVco 17-29
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第十七章 混凝土結構用錨栓 是單根錨栓之投影面積，因此公式中不需要有錨栓個數。 如圖R17.7.2.1b受剪之兩根錨栓群例子所示，當使用式(17.7.2.1b)於錨栓間距s大於靠近邊緣錨栓之邊 距 ca1,1時，情況1和情況2所示之載重分布假設皆宜予考量。因為最靠近自由邊緣之錨栓可能會先破壞， 或整體錨栓產生一體破壞，而該破壞面源自於距邊緣最遠之錨栓。 情況1：鋼材剪力強度由兩根錨栓同時提供。情況2：鋼材剪力強度完全由離邊緣最遠之錨栓提供， 接近邊緣之錨栓不考量其貢獻。另外，宜檢核使用載重下最接近邊緣之錨栓之混凝土剪破，以排除使用 情況下不理想之開裂。當錨栓間距s小於最靠邊緣錨栓之邊距，破壞面可能會合併 (Eligehausen等人 2006b)，則圖R17.7.2.1b之情況3可視為較保守之方法。 假如錨栓群皆銲到一共同鐵板上，無論錨栓間距s為何，當最接近前緣之錨栓開始產生破壞錐時，剪 力會傳遞到勁度較大和強度較大的後側錨栓。基於本理由，只有情況2需被考量，這與PCI設計手冊 (PCI MNL 120) 第6.5.5節具一致性。當決定鋼材剪力強度時，僅考量離邊緣最遠之錨栓較為保守。然而，當 錨栓之s/ca1,1小於0.6時，前側和後側之錨栓可假設皆承受剪力 (Anderson與Meinheit 2007)。當錨栓之s/ca1,1 大於1.0時，宜檢核最接近邊緣錨栓之混凝土剪破強度，以排除使用情況下不理想之開裂。 錨栓群設計之進一步討論詳Primavera等人 (1997)。 靠近角落之錨栓承受垂直各邊緣之剪力分量，一個合理作法是單獨檢核連結鋼板之剪力各分量。其他 特殊情況，例如所有錨栓不具有相同邊距之錨栓群，其抗剪之處理方式可參考Eligehausen等人 (2006a)。 第17.7.2.1(a)節之細部規定可用於剪力作用方向朝向邊緣的情況。當剪力作用方向係背向於邊緣，其 強度通常由第17.7.1節或第17.7.3節控制。 如圖R17.7.2.1c所示當剪力平行於邊緣作用時，平行邊緣作用之最大剪力V‖，該值由混凝土剪破控制 ，是垂直邊緣作用之最大剪力V⊥ 的二倍。如圖R17.7.2.1d單根抗剪錨栓靠近角落之範例，除檢核剪力作 用於平行邊緣方向之規定外，剪力作用於垂直邊緣方向之規定亦宜加以檢核。 ca1 ≈ 35° 擴頭錨釘、擴頭螺栓、膨脹 1.5ca1 錨栓、螺紋錨栓及擴底式 V 錨栓的臨界邊距為 1.5ca1 1.5ca1 混凝土邊緣 平面 1.5c 1.5c ca1 a1 a1 V ≈ 35° hef 1.5ca1 立面 側剖面 2 AVco = 2(1.5ca1) ×(1.5ca1) = 4.5ca1 17-30
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