¶ 鋼構造建築物鋼結構設計技術規範｜容許應力設計法｜第十三章 耐震設計（1／3）
發布機關：內政部
文件性質：鋼結構設計規範及解說
版本：96年6月11日訂定；99年9月16日台內營字第0990807042號令修正第13.2點。
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。
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鋼結構容許應力設計法 第十三章 耐震設計 13.1 適用範圍 本章適用於抵抗地震力之普通抗彎矩構架、斜撐構架、韌性抗彎矩構架或韌 性抗彎矩構架與斜撐構架共同抵抗地震力之鋼結構系統。對於斜撐構架與韌性抗 彎矩構架合併使用以抵抗地震力之結構系統，須具完整豎向承重之立體構架，且 全部地震力須由韌性抗彎矩構架與斜撐構架依其勁度與互制作用共同承擔，惟韌 性抗彎矩構架至少須能抵抗全部地震力之四分之一。 解說：(1)本章中引述的地震力為「建築物耐震設計規範及解說」所規定者。 (2)本章主要是根據UBC-97及AISC-1997, 2002, 2005耐震篇，並參考北嶺地 震及阪神地震後之相關研究報告，及國內之相關研究綜合而成。 (3)斜撐構架與韌性抗彎矩構架合用以抵抗地震力的二元系統，根據UBC-97 的規定，斜撐構架不須單獨抵抗100%的設計地震力，但韌性抗彎矩構架 至少須足以抵抗25%的地震力（包含扭矩效應）。 13.2 材料及構材強度 13.2.1 使用材料 1.用以抵抗地震力之鋼構材其材料規格應符合第三章之規定，且須符合下列規格： CNS 13812 (SN400A 、 SN400B 、 SN400C 、 SN490B 、 SN490C) ， CNS 2947 (SM400A、SM400B、SM400C、SM490A、SM490B、SM490C、SM490YA、 SM490YB、SM520B、SM520C、SM570)，CNS 4435，CNS 4269 (SMA400AW、 SMA400BW 、 SMA400CW 、 SMA400AP 、 SMA400CP 、 SMA490AW 、 SMA490CW、SMA490AP、SMA490BP、SMA490CP)。 2.銲接組合箱型柱應使用符合CNS 13812 SN400B、SN400C、SN490B或SN490C規 格之鋼材。 3.銲接組合箱型柱斷面板厚大於40mm時應使用符合CNS 13812 SN400C或SN490C 規格之鋼材。 4.使用遮護金屬電弧銲接、潛弧銲接、氣體遮護金屬電弧銲接、包藥銲線電弧銲接 等銲接方法之全滲透銲接，其相稱銲材於-29℃時至少具有27焦耳之衝擊韌性值。 解說： CNS 2947「熔接結構用軋鋼料」之規定主要沿用 JIS G3106「熔接構造 用壓延鋼材」，其鋼材編號前兩個字母為 SM，一般以 SM 系列稱之。CNS 13812「建築構造用軋鋼材」之規定則主要沿用 JIS G3136「建築構造用壓 延鋼材」，其鋼材編號前兩個字母為 SN，日本規範係鑒於既有建築銲接用 SM 鋼板的機械性能與銲接性能無法充分滿足耐震與施工性的需求，因此於 1994 年推出建築用 SN 鋼材，推廣初期因為價格與鋼廠的生產能力等因素 13-1
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鋼結構容許應力設計法 而較少使用，但在 1995 年阪神地震發生後，SM 鋼板的規格被認為無法適 用於所有的建築耐震構材，日本通產省工技所已於同年 11 月公告取消 SM 材適用範圍中的「建築」項目，目前日本鋼構規範則規定耐震構材應使用 SN 材，其中 SN400B 及 SN490B 除基本性質分別與 SM400 及 SM490 相近 外，還具有狹降伏強度及低降伏比之特性，更適合使用於耐震構材，造成 層裂原因之一的磷、硫雜質含量標準也較為嚴格，故較適用於使用潛弧銲 等高入熱量銲接之組合型鋼；而 SN400C 及 SN490C 則對鋼板厚度方向之性 質與超音波檢驗有額外之要求，規格中並再降低磷、硫之成分含量，適用 於鋼板較厚之巨型構材或需使用高入熱與高束制性銲接之構材。 另外 JIS G3101「一般構造用壓延鋼材」亦規定有 SS 系列鋼材，SS 系 列鋼材對化學成分之限制不夠明確，無法評估其可銲性，因此應歸類於不 可銲鋼材。目前大部分用以抵抗地震力之鋼構材會使用到銲接，考慮製作 與施工管理之成本並減少錯誤之發生，本條文排除 SS 系列鋼材使用於耐震 構材；但不使用銲接之非耐震構材（如小梁），可考慮選用 SS 系列鋼材。 美 國 傳 統 使 用 於 耐 震 結 構 之 鋼 材 主 要 為 ASTM 規 格 之 A36 及 A572(Grade 50)， 1994 北嶺地震發生後，美國因既有鋼材的變異性過高， 在 AISC 推動下所開發的 ASTM A992 規格型鋼(不含鋼板規格)，因具有降 伏強度範圍限制及降伏比要求(0.85)而被建議取代 A36 及 A572(Grade 50)型 鋼。由於美國地區以使用熱軋型鋼為主，鋼材的銲接性以滿足低入熱銲接 為主，因此鋼板材質的基本規格相對於 CNS 規格仍然較低，但規範同時要 求以較為嚴謹的細部設計與施工配合之，相對於日本地區，雖使用規格較 佳之鋼板及較大之彈性設計地震力，但因配合較高效率的銲接施工，其細 部要求仍漸趨嚴格，如設計時使用美規鋼板而細部要求採習用的日本寬鬆 施工習慣，則會得到不安全的組合結果。國內所使用的構材以組合型鋼為 主，銲接方法等則主要參考日本，因此耐震構材應以使用 CNS 13812 為原 則。國內常用鋼材與美國常用 ASTM 鋼材之基本規格比較表如表 C13.2.1 （表中○代表有制式規定，X 代表無規定或需協商） 由表 C13.2-1 常見結構鋼材之比較可見美系之鋼材規格相較於 JIS、 CNS 之鋼材規格寬鬆，日系規格中則以 SN-C 最為嚴格。表 C13.2-1 所列 之各種化性物性之比較，其中較為特殊之規定為:降伏強度之範圍、拉力強 度之範圍、降伏比、厚度向斷面縮減率、及嚴格規定之磷、硫含量。由表 中之各項規格可見影響鋼材之耐震性能除銲接性外，降伏強度及拉力強度 之範圍，降伏比，及厚度方向(Z 方向)之性質亦甚為重要，但傳統之鋼材對 此並無明確規定。降伏強度之範圍規定在於避免鋼材之強度遠高於規範值 致產生非預期之破壞，低降伏比則在於希望提供較佳之塑性區，但事實上 塑性區亦受力量分佈所影響，僅低降伏比並無法確保結構之韌性，且降伏 比太低亦易於造成銲道斷裂，目前鋼材之降伏比規定在 0.80~0.85。Z 方向 之斷面縮減率規定則在於避免鋼板受面外力量時產生撕裂現象，其亦受硫 含量(硫化物)所影響，因此對於採高入熱銲接之銲接箱型柱應採用 SN-B， 13-2
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鋼結構容許應力設計法 SN-C 或 SM570M-CHW 之鋼板。而若採高入熱銲接且厚度在 40mm 以上(含) 之銲接箱型柱應採用 SN-C 或 SM570M-CHW 之鋼板。而受較大塑性變形之 桿件，如梁桿件，則應採用 SM-B，SMC，SM570，SM570M-CHW，SN-B， 或 SN-C 之鋼材。 近年來鋼材亦逐漸往高強度發展，如 SM570 系列之鋼材亦受重視，使 用高強度鋼時應注意採用匹配銲材，其銲接程序亦較嚴格，如其預熱溫度 通常較高，銲接作業應確實依檢定合格之銲接程序施作。 若採用不同於上述規格之鋼材，或採用新開發之鋼材，則可比照前述 之鋼材規定，考量其物性與化性，厚度方向特性等，若其結構行為皆可等 同或優於現行之鋼材，亦可使用。 表 C13.2-1 常用結構鋼材之比較 厚度 碳當量或 規格 降伏強度 拉力強度 軋延向衝擊 向斷 超音波檢 適用範圍 冷裂敏感 降伏比 含磷量 含硫量 種類 範圍限制 範圍限制 試驗 面縮 驗 係數 減率 (1) 型鋼 ○ SM-A 系列 X X X X X X 0.035 0.035 鋼板 2 (5-6.2 tf/cm ) (1) 型鋼 ○ ○ SM-B 系列 X X X X X 0.035 0.035 鋼板 2 (5-6.2 tf/cm ) （27焦耳@0℃） (1) 型鋼 ○ ○ SM-C 系列 X X X X X 0.035 0.035 鋼板 2 (5-6.2 tf/cm ) （47焦耳@0℃） ○ SM570 鋼板 ○ X ○ X X X 0.035 0.035 台灣 （47焦耳@-5℃） (2 SM570M-CHW 鋼板 ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ 0.02 0.008 ) 日本 SN-A 系列(無 50KG 型鋼 X X ○ X X X X 0.050 0.050 級) 鋼板 (1) (1) 型鋼 ○ ○ ○ ○ SN-B 系列 ○ X X 0.030 0.015 鋼板 2 2 (3.3-4.5 tf/cm ) (5-6.2 tf/cm ) (0.80) （27焦耳@0℃） 型鋼 ○ (1) (1) ○ ○ ○ ○ SN-C 系列 鋼板 ○ （3個平均 ○ 0.020 0.008 2 2 (3.3-4.5 tf/cm ) (5-6.2 tf/cm ) (0.80) （27焦耳@0℃） 25％） 型鋼 美國 A36 X X X X X X X 0.040 0.050 鋼板 型鋼 A572-50 X X X X X X X 0.040 0.050 鋼板 13-3
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鋼結構容許應力設計法 ○ A913-50 型鋼 ○ X X X X X 0.040 0.030 （54焦耳@21℃） ○ A913-65 型鋼 ○ X X X X X 0.030 0.030 （54焦耳@21℃） (1) ○ ○ A992-50 型鋼 ○ X X X X 0.035 0.045 2 (3.5-4.55 tf/cm ) (0.85) 註：(1)：表中規格值係以抗拉強度為 50KG 級 40mm 以下之鋼材為代表。(2)： SM570M-CHW 為中鋼公司之規格， 見表 C13.2-2。 表C13.2-2 SM570與SM570M-CHW鋼材之化性、物性與適用範圍 厚度 化 學 成 分 % 鋼種 範圍 (mm) C Si Mn P S Ceq Pcm 13≦t 0.44以下 0.28 ＜50 0.035 0.035 SM570 以下 以下 50≦t 0.47以下 0.30 ≦80 0.18 0.55 1.60 以下 以下 以下 16≦t 0.44以下 0.29 SM570M ＜50 0.020 0.008 -C HW 以下 以下 50≦t 0.46以下 0.29 ≦80 機 械 性 質 厚度 降 伸 ZRa% 鋼種 範圍 降伏 抗拉 -5℃衝擊試驗 註1 伏 長 (mm) 強度 強度 比 率 平均 個別 試驗 衝擊值 試 N/mm² N/mm² % % 值 值 位置 ( J ) 片 16≦t 19 t/4 450 4 ~ ＜40 570~ 47以上 號 SM570 26 － 720 40≦t 平 註2 430 ≦75 行 19 軋 16≦t t/4 47以上 SM570M ~ 延 ＜50 85 25 15 420~ 570~ -C HW 26 方 540 720 以下 以上 以上 50≦t t/4 47以上 註3 註2 向 ≦80 t/2 27以上 備註: (1). 厚度向斷面縮率 ZRa 要求標準：三塊一組平均值 25% min，個別值 15% min。 (2). 板厚≦16mm 時用 No.5 試片，伸長率 EL(%)19 以上。板厚>16mm 時用 No.5 試片，伸長 率 EL(%)為 26 以上。板厚>20mm 時用 No.4 試片，伸長率 EL(%)為 20 以上。 (3). SM570M-C HW 高入熱銲接用板其銲接熱影響區（HAZ）可於承受入熱量≦880KJ/CM 時， 衝擊值達-5℃15J 以上。 (4). SM570M-C HW鋼須進行建築結構用鋼之超音波(UT)檢測JIS G0901 CL.Y。 13-4
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鋼結構容許應力設計法 13.2.2 構材強度 本章中構材及接合之強度除另有說明者外，均以下述各項為依據： M = ZF 撓曲強度 p y 1. 2.剪力強度 V = 0.55F dt p y w P = 1.5F A 軸向壓力強度 uc a 3. P = 0.9F A ut y 4.軸向拉力強度 5.全滲透開槽銲之強度 0.9F A y 6.部分滲透銲、螺栓及角銲之強度 ＝ 1.5倍容許值 13.3 放大設計地震力 結構分析時除須檢核各種載重組合外，若其他條文規定需再考慮放大地震力 E ′之情況時，使用 E′ = 1.4F E ，其中E為地震力應依「建築物耐震設計規範及解 u 說」計算，惟其中之α 取1.0，F 為結構系統地震力折減係數，其值不必超過2.5。 y u 若使用放大地震力時其載重組合如下： 1.2D＋0.5L±1.0 E ′ (13.3-1) 0.9D±1.0 E ′ (13.3-2) 2 例外：對於停車場、供公眾使用之集會堂以及活載重超過0.5tf/m 者，式(13.3-1) 中L之載重係數應使用1.0。又使用 E ′時不需同時考慮正交方向地震力之影響。 13.4 柱設計要求 13.4.1 柱強度要求 用以抵抗地震力之柱構材，除應滿足相關之載重組合外，在不考慮彎矩作用 下，柱之軸向強度亦須滿足下列兩種載重組合： 1.軸壓力 1.2P + 0.5P ± 1.4F P ≤ P (13.4-1) D L u E uc 2 於停車場、供公眾使用之集會堂或活載重超過0.5 tf/m 者，式(13.4-1) 中 係數應使用1.0。 P L 2.軸拉力 0.9P ± 1.4F P ≤ P (13.4-2) D u E ut 其中， P 、 P 、 P 分別為靜載重、活載重及地震力作用下所造成之柱軸力。 D L E 13-5
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鋼結構容許應力設計法 上列組合中1.4F P 項不必超過與該柱相接之梁或斜撐構材在極限狀態下所能傳至 u E 柱之最大軸力之1.25倍。又抗彎矩構架之柱構材，若其f ≤0.3F ，且滿足本規範之 a y 其他規定，則不必檢核上列載重組合。 解說： 柱若根據所規定之設計地震力及彈性分析結果來設計，則在可能發生 之最大地震作用下，所產生之柱軸力很可能會超過柱之強度。造成此現象 的原因有：(1)彈性分析使用之設計地震力係經過折減，以考慮結構物塑性 變形或韌性行為之效應，而實際設計結果與預期破壞模式不同；(2)結構體 在大地震發生時之傾覆彎矩遠高於設計彎矩。式(13.4-1)及(13.4-2)乃分別用 來估計最大地震作用下柱可能產生之最大軸壓力與最大軸拉力，因該軸力 已使用彈性地震力放大係數模擬最大柱軸力，故檢核柱強度時不必考慮彎 矩之作用。 而不需檢核公式(13.4-1)及(13.4-2)之情況主要是考慮：(1)柱軸力必需由 與其相接之構材傳入，因此柱軸向強度不必大於所能傳入之最大軸力；(2) 抗彎構架中柱符合強柱弱梁且設計軸力小於0.3F 時，柱被認為具有足夠之 y 強度來抵抗可能發生之最大柱軸力。 1988年UBC規範及1992年AISC規範對地震力之計算有一明顯的改變， 即引入一反應譜修正因子( R 或R)來取代原先之組構係數K。其發展主要係 w 考量工程之設計仍以彈性分析為主，故採彈性反應譜為基準，再除以一反 應譜修正因子以反應結構之非彈性抗震行為。不過目前之 R (UBC)或R(1992 w AISC)仍是以組構係數K轉換而得，此部分之研究發展時間甚短，尚有甚多 疑點待澄清。 3 3 就韌性抗彎矩構架而言，以往將彈性變形乘以 (或 R )來估計結構之 K 8 w 3 非彈性變形，在等位移之設計觀念下，結構物依 倍地震力來設計，則結構 K 3 應保持在彈性範圍，本規範之放大地震力仍採用此種設計概念，但將 或 K 3 R 改為1.4F 。 8 w u 此外紐西蘭規範在估計地震下柱可能承受之最大柱軸力P 時，採用 eq P =lSV 公式，其中，V 為13.6.1節第二款規定之梁剪力，SV 為所考慮柱 eq oe oe oe 以上各樓層梁傳至柱之剪力和，l為柱軸力折減係數，其值為l=1-0.015n ≥ 0.7，n =所考慮柱以上之樓層數。惟依此方式計得之軸力需與柱彎矩共同作 用以檢核柱之強度，此一方式亦適合用來估計韌性抗彎矩構架之柱軸力。 偏心斜撐跨度柱之柱軸力應依13.9.6節之規定計算之。 13.4.2 柱續接 柱續接處須有足夠之強度抵抗13.4.1節所規定之軸力，續接處須離梁柱接頭處 梁翼板1.2公尺以上或在1/2柱淨高處。續接時須採全滲透銲或高強度螺栓接合，以 發揮斷面之全部強度。 13-6
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鋼結構容許應力設計法 解說： 在強烈地震下，柱可能產生淨張力而且柱內反曲點的位置與靜力分析 所得者，可能相去甚遠，有關的試驗顯示(Bruneau 1987)，部分滲透銲在張 力作用下幾無韌性可言，因此柱續接時採用全滲透銲接為最佳。UBC-94及 AISC-92條文中，雖允許半滲透的使用，但由相關之試驗顯示，半滲透銲將 在續接處產生一初始裂縫，於反復力作用下，易產生柱板撕裂破壞，故不 適用於耐震設計中，本規範只允許柱以全滲透銲作續接以確保結構安全。 13.4.3 銲接組合箱型柱 銲接箱型柱中，相鄰柱板間之銲接應以全滲透銲為之；但在放大地震力作用 下，若柱之設計軸壓力在軸壓強度之80%以下，則相鄰柱板間之銲接得以部分滲 透銲為之，惟在梁柱接頭區及其上下方各一倍柱寬之範圍內，仍須以全滲透銲為 之，其中柱寬取兩向之較大值。含柱續接樓層之柱應全長採全滲透銲。 13.4.4 柱之長細比 若抗彎矩構架之柱構材滿足下列各項要求，在檢核放大地震力下柱之軸向強 度時，其有效長度係數K得取1.0： a.柱在兩端為連續或接頭均為剛性接合。 b.在放大設計地震力下，柱最大軸向壓應力不超過0.4F 。 y 13.4.5 柱之錨定與柱基 柱在地震力作用下應依第十章之規定進行錨定設計，並檢核柱基在13.4.1節所 規定之放大地震力作用下，或經可靠的方法分析地上層構架於極限層剪力作用 時，具足夠之強度抵抗軸向壓力及軸向拉力。 解說： 在阪神地震中甚多鋼骨建築物因錨定不足，而致錨栓產生拉拔破壞， 甚至造成建築物傾倒破壞，尤其是露出型基腳錨定更是大量破壞，本節乃 規定在放大地震力作用下不得產生錨定破壞。柱基及其支承構材之強度亦 應足以承擔上述載重，否則柱基（錨定）及其基礎應具有非線性變形能力 且滿足結構體在放大地震力作用下考慮基礎變形及Ｐ-△效應後之結構穩 定。 13.5 普通抗彎矩構架 普通抗彎矩構架係指符合本節之規定，但不完全符合13.6節韌性抗彎矩構架之 規定之抗彎矩構架。 解說： 美國因含非地震區而有普通彎矩構架(OMRF)之結構系統 ，因其構材 及接頭僅能承受極小之非線性變形能力，依據「建築物耐震設計規範及解 13-7
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鋼結構容許應力設計法 說」之分類，目前僅適用於弱震區之使用。建議若採用此類OMRF設計時應 採放大地震力設計。 13.5.1 設計強度 符合要求之普通抗彎矩構架，應具有抵抗第二章所規定組合載重作用之設計 強度，其構材之設計強度應符合本規範相關章節之規定。 13.5.2 梁柱接頭之規定 抵抗地震力之普通抗彎矩構架，其梁柱接頭應符合下列規定中之任一項： 1.完全束制(FR)接頭應符合13.6.1節之規定。 2.完全束制接頭之設計強度須能抵抗載重組合式(13.3-1)與(13.3-2)之作用。 3.完全束制或部分束制(PR)接頭須符合下列條件： (1)構材與接頭之設計強度均符合13.6.1節之規定。 (2)經以反復加載試驗證明其在於放大地震力 E ′作用產生之層間位移下，具有 足夠轉動能力之接頭。 (3)部分束制接頭所造成之額外側向位移在設計時應加以考慮 其中，完全束制(FR)接頭符合下列接頭細部時，其接頭具有發揮梁斷面塑性 彎矩之能力。 h / t 1.翼板之寬厚比（ ）與腹板之深厚比（ c w）不得大於表4.5-1所列之 b / 2t λ f f p 值。 2.梁翼板之塑性模數應大於全斷面塑性模數的70%以上。 3.梁上下翼板以全滲透銲接合。 4.接頭剪力強度符合13.6.1節之規定。 5.導銲板應予切除並磨平。 解說： 依據AISC耐震設計篇(2002)之規定，傳統梁柱接頭之翼板採全滲透銲 而腹板以高張力螺栓接合的方式，如將下翼板之銲接背墊板移除補銲，同 時使用應力集中較小的銲接扇形孔形式，並依規定將銲接導銲板切除，則 可視為普通抗彎構架(OMRF)之標準抗彎接頭。依據研究顯示，銲接組合梁 使用圖C10.7-3形式(c)之銲接孔時，腹板與翼板間之銲道於距離銲接孔一定 距離內採用全滲透銲形式接合時，有助於減緩該處在極限狀態下之應力集 中現象。惟考慮部分韌性抗彎構架之梁柱接頭非彈性變形需求低，依據過 去國內實尺寸接頭試驗結果統計顯示，符合本節規定細部之梁柱接頭強度 已可符合設計要求，故本規範對於OMRF接頭並未要求使用應力集中較小之 13-8
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鋼結構容許應力設計法 銲接穿孔，且不要求下翼板之背墊板需移除、補銲。 13.6 韌性抗彎矩構架 韌性抗彎矩構架主要使用於抵抗地震力所引致之水平力，滿足本節規定之此 類抗彎矩構架具可靠且足夠之韌性，以消散地震引致之能量。 13.6.1 梁柱接頭 韌性抗彎矩構架之梁柱接頭應符合下列規定： 1.設計撓曲強度 M u 梁柱接梁柱接合處之撓曲強度須依下述個別規定之一決定之；惟若梁柱接 合之作用非用來抵抗彎矩，且接合之變形能力可容許構材在放大變位（含地震 力之載重組合計算所得之變位乘以係數1.4F ）下仍能維持接合之原有功能，則 u 梁柱接合之撓曲強度可不須滿足下述要求。 a.梁柱接合處所需之撓曲強度 M 為下列二者中之較小者；此外銲接時採用之 u 銲條除應與母材相稱外且至少應在CNS3506級以上。 (1)梁標稱塑性彎矩M 。 p (2)依式(13.6-1)計算梁柱腹板交會區標稱剪力強度所對應之梁端彎矩。 b.補強式接頭 梁柱接合處所需之撓曲強度 M 為梁臨界斷面產生塑性鉸時對應之梁 u 端彎矩,惟計算該彎矩時應考慮臨界斷面部位實際鋼材材質之變異性及鋼材 應變硬化之影響；此外銲接時採用之銲條除應與母材相稱外且至少應在 CNS3506級以上。 c.減弱式接頭 梁柱接合處所需之撓曲強度 M 為梁標稱塑性彎矩M ；此外銲接時採用 u p 之銲條除應與母材相稱外且至少應在CNS3506級以上。 2.設計剪力強度 接合處之剪力強度須能抵抗由載重組合1.2D＋0.5L而得，並加上梁臨界斷面 處產生該斷面之塑性彎矩所造成之剪力。但所需之剪力強度不須超過由載重組 合式(13.3-1)所得之剪力。 3.塑性轉角之要求 a.梁柱接頭所需塑性轉角(θ )應以下述三規定之一決定之： p (1)0.03弧度。 (2)非線性動力分析所得之最大塑性轉角加上0.005弧度。 (3)θ = 1.1(R −1.0)θ p E 13-9
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鋼結構容許應力設計法 其中： R = 結構系統韌性容量 θ = 在設計地震力E作用下之最大層間變位角。 E b.梁柱接頭所能提供之塑性轉角應以下列方式之一決定之： (1)反復載重試驗，最大塑性轉角以彎矩試驗強度之90%值所對應之最大 轉角為基準。 (2)若未進行結構試驗，則設計者應提供一可信之証明，說明其設計之柱、 梁構材、側向支撐條件及接頭細部與過去所進行過之破壞試驗不僅在 設計方式上相同，且其採用之材料、銲接方法、尺寸、銲接孔形式、 施工方法、施工流程皆與過去所做的結構試驗情況類似，而其最大梁 翼板厚不大於1.25倍過去所試驗之梁翼板厚，且其梁翼板之塑性模數與 全斷面塑性模數之比值不小於過去所試驗之梁。 (3)不符前述(2)之板厚或塑性模數比值要求但梁翼板不超過45mm者，設 計者應提供可信之分析或計算，並經公正之第三者審查通過方得使用。 4.銲接細則： 梁柱接頭全滲透銲接之銲接程序應與結構試驗所採用之方法相同，而其銲 接導銲板應於完成後切除磨平並符合表面粗糙度之要求。惟銲接背襯板無需切 除，以免傷及柱板。 解說： 梁柱接頭的基本設計原則為：(1)發揮相接桿件預期之強度；(2)使梁構 材發展出所需之塑性轉角。本條文即根據此原則，並參考現有之研究成果 及各方之共識訂定之。 耐震梁構材之標稱強度為鋼材標稱降伏強度乘以斷面塑性模數，然而 材料實際降伏強度通常高於其標稱降伏強度，依據鋼材之實際降伏強度統 計顯示(Baker 1969 and Galambos et al. 1978)，A36鋼材之實際降伏強度平均 值為44ksi，約為標稱值的1.25倍；此外梁在進入塑性化後最後可能進入應變 硬化的階段，因此文獻(Knudsen et al. 1953)即曾建議梁之極限強度應考慮應 變硬化的影響。另一方面梁柱接合之實際強度亦高於其標稱強度，因此翼 板全滲透銲腹板栓接梁柱接頭（如圖C13.6-1），平均可發揮1.3倍以上梁之 塑性彎矩M ，而AISC之耐震設計規範直到1992年仍然只要求梁柱接頭之標 p 稱強度需能發揮梁之塑性彎矩。1994年美國發生北嶺地震後發現傳統梁柱 接頭的變形能力嚴重不足，不少研究乃針對銲接、材料、基本設計等因素 加以探討(SAC 1995；Tasi et al. 1996；Chen et al. 1996)。目前美、日等國仍 持續進行梁柱接頭相關之研究，較為廣泛接受之共識則是應將梁柱接頭之 最大應力位置移離梁與柱之交界面，因此FEMA(SAC 1995)乃建議可採補強 方式或減弱方式，將塑性鉸移離柱面。本節主要參考FEMA之建議並考慮國 內之現況訂定之，設計者設計梁柱接頭時應注意其發展。 1.1994年美國北嶺地震後進行材料強度方面之調查，發現近年來A36鋼材之 13-10
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鋼結構容許應力設計法 平均降伏強度已高達49.2ksi，比起以往之44ksi為高，美國有些鋼廠甚至 提供A572 Gr.50的鋼材當A36鋼材使用。為反應此現象，A36鋼材之匹配 銲條應採用E70級以上之銲條。 a.試驗結果顯示，傳統翼板全滲透銲腹板栓接或銲接之梁柱接頭，不但有 約15%至20%之接頭會產生脆性斷裂，而且被認為僅具有0.005弧度之可 用塑性轉角，且這些試驗接頭基本上可歸類為工廠銲接，但其韌性仍嚴 重不足，故採日式之工廠銲接接頭亦無法提供足夠之韌性，北嶺地震後 此類接頭不被允許使用。 b.補強式接頭之塑性彎矩強度則建議以下式計算： M = βM = βZ F pr p b y 其中， β須考慮翼板及腹板之材質變化，鋼材實際材料與標稱值之差 異，硬變硬化之影響，及材料不確定性之影響等，在考慮這些影響後對 A572GR50之鋼材計得β= 1.4 ，而由於在美國縱使設計上指定A36之鋼 材，廠商通常提供A572鋼材，因此在設計接頭時建議以A572設計其補 強措施。與柱面交界處接頭補強措施之強度則以下二式計算： M = M + V x ，或 f pr p M = M +V ( x+ 0 . 5d ) C pr p c 其中： β= 1.4 或其他經過驗証之數值。 x = 梁臨界斷面至柱面之距離。 V = 極限狀態下梁臨界斷面處之剪力。 p d = 柱斷面深。 c M = 梁標稱塑性彎矩。 p 2.相關文獻(Engelhardt et al. 1996；Iwankiw et al. 1996；Plumier et al. 1994； 陳生金等 1996)建議減弱式接頭在梁減弱後，由臨界斷面之標稱撓曲強度 推算柱面所需撓曲強度可在梁塑性彎矩M 之90%左右（一般為90%至95% p 之間），且可使用於傳統翼板全滲透銲腹板栓接之梁柱接頭而無須進行 額外之補強工作，其試驗強度仍可達到1.1M 以上。而AISC耐震設計篇 P (2002) 則允許減弱式接 頭 之 彎 矩 強 度 最 大 可 降 至 標 稱 彎 矩 強 度M 之 p 80%，由於傳統梁柱接頭之平均試驗強度達到1.3M 以上，因此容許之斷 P 面減弱塑性彎矩比例將達到40%，雖然較大的折減比例可以提高轉角的變 形能力，但有彈性勁度折減過大及塑性消能體積相形較小之虞。而構架 在較小的設計地震力下即進入降伏階段，是否符合耐震規範之基本精神 仍待討論，設計地震力亦有需要放大調整之可能性，本規範則仍要求接 頭需達到標稱彎矩M 以上，而塑性轉角之認定則為90%試驗強度以上所 P 對應之最大轉角而非AISC所容許之80%標稱強度對應值。 3.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 13-11
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鋼結構容許應力設計法 之一，在美系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，因此一向被視為最佳之耐震結構系統，但 1994年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，乃 引起極大之關注，UBC甚至在地震後發出緊急通告刪除其有關接頭設計 之部分條文，及不再准許AISC耐震設計篇(1992) 8、2節所規定之梁柱接 頭設計細則，AISC耐震設計篇(1997)則明定梁柱接頭之塑性轉角需求為 0.03rad，並須有2組以上實尺寸試體驗證接合設計方法之可行性，減弱式 的接頭形式已被允許使用。一般亦容許梁柱腹板交會區(panel zone)產生 降伏，惟在此情況下設計者應進行較詳細之分析以探討梁柱腹板交會區 降伏對構架設計之影響。 AISC耐震設計篇(2002)要求梁柱接頭須至少滿足層間位移角達到 0.04rad時之變形需求。而傳統梁柱接頭上下翼板採全滲透銲而腹板以高 張力螺栓接合的方式，如將下翼板之銲接背墊板移除補銲、使用應力集 中較小之銲接穿孔形式，並依規定將銲接導板切除，則可視為普通抗彎 構架(OMRF)之標準抗彎接頭，而不需經試驗驗證。 韌性抗彎構架中韌性接頭則需經試驗驗證或已有過去之驗證資料佐 證方可使用。其中全滲透銲應採與結構驗證方式相同之銲接程序，美國 AISC規範要求去除下翼板之背墊板之規定，易傷及母材，且工地仰銲品 質難以控制。日本則常採用無銲接孔之工法，此亦難以施工，本規範要 求接頭之各細部需與驗證之資料相符，故不再對背墊板及銲接孔作規 定，惟因銲接導銲板(End tab)處之瑕疵將導致裂縫成長，故仍需切除，切 割面並應磨平至其粗糙度低於25μm以下。 4.梁柱接頭的韌性需求為何?在北嶺地震前一般認為若未進行非線性動分析 時，採用0.015弧度的塑性轉角可能已足夠，1994年SAC之抗彎矩構架暫 行指針(SAC 1995 )及1996年洛杉磯市政府之通告(LA County 1996 )皆要 求梁柱接頭應能提供至少0.03弧度的塑性轉角，而若採用非線性動力分析 以決定韌性需求時，計算所得之塑性轉角應再加上0.005弧度，以作為設 計之目標。 結構在罕見強烈地震作用下其塑性轉角之需求可使用θ = 1.1(R-1.0) p θ 公式求得，此方法乃以設計地震力作用下之層間位移角乘以1.1(R-1.0) E 倍估計塑性轉角之需求，其中 ( R − 1.0) 代表扣除彈性變形而僅取塑性變形 部分。以R=4.8為例則此放大因子為4.18，較UBC一般所採用之放大因子 3 3 3 3 或 為小，又θ 不會超過0.005弧度，因此θ = = 4.5 R = 12 = 4.5 W E p k 0.67 8 8 之最大可能值亦僅有0.021弧度，仍然小於FEMA所規定之0.03弧度。 . 13-12
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鋼結構容許應力設計法 箱型柱 上、下翼板 上、下翼板 腹部疊合板接頭區 H型梁 H型梁 橫隔板 剪力板 連續板 剪力板 (b)H型梁與箱型柱相接 (a)H型梁與H型柱之強軸相接 圖C13.6-1 傳統翼板全滲透銲腹板栓接梁柱接頭 13.6.2 梁柱腹板交會區設計 1.梁柱腹板交會區剪力強度 梁柱腹板交會區必須具有足夠之剪力強度，以抵抗重力與1.85倍地震力組合 所造成梁彎矩引致之剪力，但不得小於該接合處連結於柱翼板之梁總設計撓曲 強度( )所對應之剪力。梁柱接頭區之設計剪力強度 可依下列公式決定 M V ∑ p n 之： V = 0.6F d t (13.6-1) y c p 其中： t ＝ 梁 柱 接 頭 交 會 區 柱 腹 板 總 厚 度 ， 包 括 箱 型 柱 兩 腹 板 或 Ｈ 型 柱 p 含腹部疊合板時之總厚度。 d ＝ 柱斷面深度。 c F ＝ 柱腹板與疊合板之標稱降伏強度。 y 2.梁柱腹板交會區厚度t z t 須符合下式之要求： z d + w z z t ≥ (13.6-2) z 90 其中： d ＝梁柱腹板交會區柱連續板間之淨深度。 z w ＝梁柱腹板交會區柱翼板間之淨寬度。 z 上述t 不包含疊合板之厚度；若疊合板以足夠之塞銲接合至柱腹板，以防止 z 13-13
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鋼結構容許應力設計法 疊合板或腹板之挫屈，則t 可包含疊合板之厚度。 z 3.梁與Ｈ型柱接頭區腹部疊合板之銲接 疊合板須緊靠柱腹板，且疊合板除上下端需有足夠強度之銲接外，尚須使用全 滲透銲與柱之翼板相接，以發揮疊合板之剪力強度。 解說： 傳統梁柱接頭區的剪力設計多以相接梁達標稱塑性彎矩強度( M )引 ∑ p 致之剪力為設計載重，並以鋼材之塑性剪力強度0.55 F d t 為設計強度，因 y c p 此除非梁柱接合處梁塑性鉸之應變硬化效應非常顯著，依此種方式設計之 接頭區應可保持在彈性範圍；另由於許多試驗都顯示，製作適當的接頭區 可在發生剪力降伏後，仍具有很穩定的消能特性，Krawinkler(1978)首先提 出 應 考 慮 接 頭 區 在 降 伏 後 ， 荷 重 能 力 繼 續 上 升 的 事 實 ， 建 議 採 用 2 0.55 F d t (1+ 3b t cf / d d t )為接頭區之剪力設計強度，認為如此可在梁達到 y c cf b c 彎矩強度時，考慮接頭區初始降伏後，柱翼板對剪力強度的貢獻，而讓梁 柱接頭區也進入非線性變形的範圍，以達共同消能的目的。本規範(1999) 原要求梁柱接頭區降伏前應確保至少有一梁端先行產生塑鉸，則考慮地震 力在梁柱接頭區兩側造成之梁彎矩通常同方向而垂直載重在梁兩側造成之 梁彎矩則互為反向，若地震力引致之兩梁彎矩大小相同，則在載重組合下， 接頭區兩側梁塑性鉸勢必不會同時形成，因此若假設重力引致之梁彎矩為 0.2M ，並以其中一塑性鉸形成時的梁彎矩和所引致的剪力為接頭區的設計 p 依據時，則總彎矩可表為0.9 M (Tsai and Popov 1990)。本規範基於梁端 ∑ p 塑鉸仍為較可靠的消能方式，故要求梁柱接頭區的強度應能確保與其相接 之梁端在形成塑鉸前不發生降伏。 梁柱接頭腹板交會區之力學行為主要是抵抗梁彎矩由翼板傳入柱之剪 力，而北嶺地震中梁柱接頭腹板交會區除承受梁翼作用產生之剪力外，並 同時承受柱端傳入之拉力，造成其腹板交會區開裂。若塑性鉸發生在梁柱 腹板交會區，由於可能在梁翼板與柱翼板交接處（通常為全滲透銲處）發 生過大的變形轉折，引致極大的局部應變集中現象而導致接頭發生脆性斷 裂。另若梁柱腹板交會區採用疊合板，則其銲接可能會影響接頭之韌性發 展，因此建議在決定柱之尺寸時，儘量使其腹板滿足梁柱腹板交會區之強 度需求，以避免使用疊合板。此種破壞模式發生於結構體內側，較不易於 災後察覺，且修復不易、費用高昂，若接頭交會區產生開裂破壞，該接頭 將完全喪失抗震作用。整體而言，梁柱腹板交會區以不產生過大之塑性變 形為佳，另一方面國內多採用箱型柱，其梁柱接頭柱腹板交會區強度一般 2 皆具足夠之強度，因此本規範乃不採用 3b t cf / d d t 項所提供之額外強 cf b c 度，如此不但可簡化設計而且對結構之行為有正面之影響。 13.6.3 梁斷面限制 13-14
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鋼結構容許應力設計法 1.翼板之寬厚比（b / 2t ）與腹板之深厚比（h / t ）不得大於表4.5-1所列之λ 值。 f f c w pd 2.在可能產生塑性鉸之區域，梁斷面形狀不得有不利於梁韌性發展之變化。 3.梁翼板之塑性模數應大於全斷面塑性模數的70%以上。 解說： 梁在塑性區斷面之變化會影響其塑性變形能力，在適當的設計下斷面 變化可提高塑性變形能力，反之，不當的斷面變化則會嚴重減損梁之塑性 變形能力。因此除非有明確的試驗數據為依據，否則梁斷面形狀在塑性區 不可隨意改變，基於相同之理由，除非有明確的試驗數據為依據，梁腹亦 不可隨意開孔。其實梁斷面形狀之改變或梁腹開孔在非塑性區亦應小心為 之，因這些斷面之改變有可能造成塑性區移位，不但梁之塑性變形能力可 能下降，且梁之塑性變形需求也會提高，進而降低構架之耐震性能。 翼板塑性模數小於全斷面塑性模數70%之梁斷面，其在梁柱接頭區之設 計尚無定論，且結構試驗之結果顯示其塑性變形能力較低，應儘量避免使 用。 13.6.4 Ｈ型柱翼板間之連續板 H型柱在梁柱接頭區應於梁翼板同高處設置等厚且強度相稱之連續板。連續板 應以銲接固定於柱之翼板及腹板或疊合板。 13.6.5 梁柱彎矩強度比 任何梁柱接頭應滿足下式： Z ( F − 1.5 f ) ∑ c yc a ≥ 1.25 (13.6-3) Z F ∑ b yb 其中： =所需之柱軸向受壓應力。 f f > 0 a a F = 梁鋼材之標稱降伏強度。 yb F = 柱鋼材之標稱降伏強度。 yc Z = 梁斷面塑性模數。 b Z = 柱斷面塑性模數。 c 若梁、柱斷面符合4.5節 寬厚比之規定，則在下列之任一情況下可不須符合 λ pd 上述之規定： 1.柱構材之 ，且滿足下列條件之一： f < 0.2F a yc (1)一層結構或多層結構頂層之柱。 (2)不滿足式(13.6-3)之各柱設計剪力總值應低於該樓層設計剪力之20%，且 各軸線於平面尺寸1/10的範圍內，此類柱之設計剪力總值不超過該軸線範 13-15
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鋼結構容許應力設計法 圍內總設計剪力之33%。 2.在某一樓層中之柱，其樓層之側向剪力強度較上一樓層者大百分之五十以上 時。 解說： 雖然有關試驗結果顯示(Krawinkler et al. 1975)抗彎構架之柱發生降伏 時，不一定會出現側向抵抗力顯著減弱的現象，但一般認為，假如柱不降 伏，則抗彎構架的耐震性能會更可靠。因此本節之規定是期望能使降伏發 生在梁端。若採用補強式梁柱接頭，則宜將式(13.6-3)中ΣZ F 以Σ(Z F +V x) b yb b yb p 取代之，見13.6.1解說。 13.6.6 梁柱接頭處之側向束制 1.側向束制接頭 a.若柱在接頭區以外保持彈性，則柱翼板之側向支撐僅須設置於梁柱接頭與梁 上翼板同高處。但在下列各情況之一成立時，才可假設柱在接頭區以外在 彈性範圍內： (1)由梁撓曲強度或梁柱接頭區強度所造成之柱應力( f + f + f )不大於 a bx by F ；其中 f 為垂直載重所造成之軸應力。 y a (2)在垂直載重與1.4F 倍地震力共同作用下，柱之 f + f + f ≤ F 。 a bx by y u b.若柱接頭區以外無法如上述情形保持彈性，則需符合下列規定: (1)柱翼板在與梁上下翼板同高處均須設置側向支撐。 (2)上述側向支撐須能抵抗梁翼板強度( F b t )之2%。 y f f (3)柱翼板之側向支撐可直接或間接由柱腹板或梁翼板提供之。 2.非側向束制之接頭 包含梁柱接頭之柱，若接頭在垂直於抗震構架平面方向無側向支撐，則在 計算該柱在垂直於抗震構架平面方向之挫屈強度時，應取相鄰側向支撐間之距 離為柱高，且除符合8.1節之要求外，尚須滿足下列規定： a.柱之設計力為垂直載重加上下述二項之較小者： (1)1.4F 倍的地震力。 u (2)對應於梁或梁柱腹板交會區設計強度1.25倍之地震力。 b.柱設計強度之計算應假設柱為兩端鉸接。 c.柱之L/r小於60。 d.柱在垂直於抗震構架平面方向之撓曲應力f 應包括13.6.6中1.b(2)支撐設計 by 力所引致之彎矩加上柱在該方向位移所引起之Ｐ-△效應。 解說： 為了使韌性立體剛構架能適當的發揮其功能，特別是在強烈地震下， 梁柱接頭內或附近發生非彈性行為時，柱需有側向支撐以避免產生構架平 面外變形。 1.側向束制接頭： 13-16
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鋼結構容許應力設計法 梁柱接頭通常由樓板中之梁構材作側向支撐。本章節依梁柱接頭區 以外是否保持彈性而有不同的束制要求。 2.非側向束制接頭： 非側向束制接頭在樓板挑空或機械層附近偶會發生，本節的目的在 於防止此種接頭情形下，柱發生挫屈的機會。 13.6.7 梁之側向支撐 梁之上下翼板均須設置足夠之直接或間接側向支撐。側向支撐之間距應滿足 170r y 7.2.1節之規定且不得超過 。 F y 其中： r = y 梁弱軸之迴轉半徑，cm 2 梁鋼材標稱降伏強度，tf/cm F = y F b t 上述側向支撐須能抵抗梁翼板強度 y f f 之 ，此外梁承受集中載重處若 ( ) 2% 會產塑性鉸則亦需設置側向支撐。 解說： 梁應具有足夠的側向支撐以發揮斷面強度與韌性，一般條件下之側向 支撐須能抵抗梁翼板強度( F b t )之2%，而根據AISC耐震設計篇(2002)之規 y f f 定，塑鉸形成位置之側向支撐必須能抵抗梁翼板強度( F b t )之6%，推論此 y f f 乃反應美國地區所完成的梁柱接頭試驗結果。係因美國地區所發展的減弱 式梁柱接頭，其接頭勁度與彎矩強度容許折減比例過大，造成塑鉸形成時 往往伴隨產生較大的側向扭轉變形或挫屈，故提高側向支撐之強度至梁翼 板強度( F b t )之6%並要求考慮側向支撐之勁度。建議側向支撐之位置、強 y f f 度與勁度需求依據梁柱接頭形式及援用之接頭試驗配置與結果決定之。 13.6.8 韌性抗彎矩構架中之桁架 當用以抵抗地震力之桁架其撓曲強度較其上下柱構材抵抗地震力之總撓曲強 度的1.25倍高時，此桁架可被使用為韌性抗彎矩構架中之水平桿件，惟其強度須扣 除垂直載重之效應。當建築物樓層數超過一層，柱之軸力不得超過 ，且柱之 0.4F y L/r不得超過60。當柱之一端連接於桁架上時，其設計強度須折減25%，當柱之兩 端均連接於桁架上時，其設計強度須折減50%，桁架弦材與柱之接頭至少須具有 下列二項中之較小強度： 1.桁架弦材之強度。 2.發揮1.25倍柱撓曲強度所需之桁架弦材力。 13-17
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鋼結構容許應力設計法 13.7 部分韌性抗彎矩構架 部分韌性抗彎矩構架係指符合本節之規定，但不完全符合13.6節韌性抗彎矩構 架之規定之抗彎矩構架。 解說： 部分韌性抗彎矩構架(IMRF)之構材及接頭僅能承受不大之非線性變形 能力，其適用範圍應依據「建築物耐震設計規範及解說」。 13.7.1 設計強度 符合要求之部分韌性抗彎矩構架，應具有抵抗第二章所規定組合載重作用之 設計強度，其構材之設計強度應符合本規範相關章節之規定。 13.7.2 梁柱接頭之規定 抵抗地震力之部分韌性抗彎矩構架，其梁柱接頭應符合下列規定： 1.設計撓曲強度 M u 同13.6.1節規定。 2.設計剪力強度 同13.6.1節規定。 3.塑性轉角要求 a.梁柱接頭所需塑性轉角(θ )應以下述三規定之一決定之： p (1)0.01弧度。 (2)非線性動力分析所得之最大塑性轉角加上0.005弧度。 (3)θ = 1.1(R −1.0)θ p E 其中： R = 結構系統韌性容量 θ = 在設計地震力E作用下之最大層間變位角。 E b.梁柱接頭所能提供之塑性轉角應以13.6.1節之規定方式決定之： 4.銲接細則： 同13.6.1節規定。 解說： 部分韌性抗彎構架之梁柱接頭韌性，仍應依據設計需求而以試驗資料 驗證其接合細部，故並無類似普通抗彎構架(OMRF)之標準抗彎接頭細部。 各相關說明詳13.6.1節解說。 13.8 特殊同心斜撐構架 本節之規定適用於除依13.9節規定設計之偏心斜撐構架外之所有斜撐構 架。對於藉著剪力與彎矩抵抗全部或部分地震力之構材應依照13.6節有關韌性抗 13-18
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