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規範解說 第四章構材設計；原PDF第128–133頁。
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¶ 鐵路橋梁耐震設計規範｜原檔第128頁
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鐵路橋梁耐震設計規範解說 第四章 構材之設計 C4.1 載重組合 本節僅規定包括地震效應之載重組合，且依設計對象不同分構材強度設計、 軌道變位檢核、軌道與橋梁結構互制檢核及鋼構材以工作應力法設計時四種不同 的載重組合。 構材強度設計之載重組合，主要參考文獻[C4.1]，但將靜載重效應之載重係 數訂為 1.2 [C4.2]，此外也加上地震時列車載重效應 LE連帶發生的衝擊載重效應 IE及煞車力效應 LFE。地震力使用的載重係數為 1.0，因其最主要的不確定性係 譜加速度係數。而進行地震危害度分析求譜加速度係數時，已考慮到譜加速度係 數隨地震規模及距離變化的衰減律之變異性，因此理論上地震力效應不必用載重 係數放大。 結構物之設計，宜儘量採用強度設計法，如使用容許應力設計法時，載重組 合亦同，但靜載重效應的載重係數 1.2 宜維持，而地震力效應 EQ 亦可酌予調整， 使容許應力設計法之設計結果與強度設計法之設計結果相近。 檢核地震時軌道變位之載重組合，主要仍參考文獻[C4.1]，但加入 0.5T，其 中 T 為溫度效應，煞車力效應 LFE亦包含在內，惟檢核地震軌道變位，通常主要 在垂直行車方向，因此 LFE加入與否，不太會影響結果。此外，檢核地震時軌道 變位之地震力效應為地表加速度係數等於 0.4S I / 3.25 的等級 I 地震。大地震時 I,S 不必檢核，以免造價過高。 檢核軌道與橋梁結構互制構材強度時，其載重組合與第 1 種很接近，若去掉 0.5T，則完全相同。建議檢核結構構材強度時，可忽略 0.5T，但檢核鋼軌應力時， 則不可忽略。 由於每一種載重組合的載重係數不同，構材設計時或用容許應力，或乘以強 度折減係數，因此地震力等於設計地震力時，構材尚不會降伏，地表加速度要提 高α 倍後才開始降伏，此稱為起始降伏地震力放大倍數，如 2.4 節所述。本規範 y 提供本節所提四種載重組合對應之α 建議值，其中採用強度設計法設計之鋼構 y 材與鋼筋混凝土構材，α 為 1.0；鋼構材採用工作應力法設計時，α 用 1.45。檢 y y 108
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鐵路橋梁耐震設計規範解說 核軌道變位時，α = 1.0 ；檢核軌道與橋梁結構互制構件強度時，如採用強度設 y 計法，α = 1.0，鋼構材採用工作應力法時α 用 1.45。採用單一之α 值實難以涵 y y y 蓋所有可能情形，所以對於經詳細分析求得α 值者，可依分析結果設定，不需依 y 照本節中之規定。另若採用其他載重組合方式及設計方法時，α 值需重新校正。 y 當地震力沿行車方向時，列車引致之地震力與煞車力是不須重複計算的，且 地震力不必超過煞車力。因此在此種情況下，計算地震力時不須考慮列車引致之 地震力，只要加上煞車力即可。 C4.2橋墩設計剪力 就單柱橋墩而言，其塑鉸會產生在彎矩最大之柱底，其塑性彎矩強度就鋼筋 混凝土柱而言，得以其標稱彎矩強度乘以 1.3 倍得之，此係考慮到(1)實際鋼筋降 伏應力高於規定降伏應力；(2)大應變下鋼筋可能達應變硬化而提高其強度；(3) 橋柱因受圍束箍筋之圍束，混凝土之極限抗壓強度與對應之應變會提高。 單柱橋墩受地震力作用時，通常不會引致軸力，因此計算標稱彎矩強度時， 可將柱軸力直接訂為靜載重引致之軸力。 具雙柱或雙柱以上之構架式橋墩，與構架平行方向承受地震力時，柱有反曲 點，柱之上、下斷面彎矩最大，會產生塑鉸。因構架邊柱引致之軸力，一邊為壓 力，另一邊為拉力，需以迭代方法求得柱軸力，因此先以靜載重引致的軸力當做 迭代的起始值。 利用迭代過程求較正確的軸力，請參照圖 C4-1 所示。構架承受向右地震力 時，柱底加上 Mp的反時鐘方向設計彎矩強度及向左之剪力。靜載重引致之軸力 以 P 表示，地震力引致之軸力以 ∆Ρ 表示，右柱軸壓力增加，左柱則減小。由此圖 可依靜力平衡方程式解得 ∆Ρ 。 橋梁之橫向若以壁式橋墩來抵抗地震力，則設計地震時，一般並不會產生塑 鉸，而會產生剪力破壞。根據韌性設計要求而設計之壁式橋墩，當發生剪力破壞 時也並非全然沒有韌性，因此種系統仍有韌性容量 R = 2.0。壁式橋墩承受垂直載 重時大概不會產生橫向剪力，其橫向剪力全由橫向地震力所引致。設計壁式橋墩 的剪力筋時，應依上述計算所得之地震總橫力求得壁式橋墩彈性分析所得之剪力 109
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鐵路橋梁耐震設計規範解說 配置剪力筋，惟此時必須使用強度折減係數φ=0.85。 多跨剛接連續梁橋車行方向至少要有兩個剛接。對於多跨剛接連續梁橋之行 車向柱，為使柱之上、下端能順利產生塑鉸，而不要在此之前發生剪力破壞，則 設計剪力應取為柱底與柱頂塑性彎矩和除以柱之淨高。由靜力非線性分析來看， 柱頂與柱底產生塑鉸的時機不會完全一致，因此當一個塑鉸先破壞時，其對應的 剪力會略小於上述者。惟基於保守的做法，仍應依上述計算設計剪力。 依塑鉸產生後計算所得之柱剪力為柱在大地震中可能承受之最大剪力，此剪 力係經支承傳遞至橋柱，可利用此剪力檢核支承之極限強度是否足夠。至於上部 結構與帽梁間之接合部、帽梁與橋柱間之接合部、橋柱與基礎或樁帽間之接合部 之設計剪力，可依塑鉸產生後引致之剪力設計剪力筋，惟為保證不發生剪力脆性 破壞，設計時必須使用剪力強度折減係數φ=0.85。 C4.4 基礎之設計力 橋柱基礎之設計，應考慮橋柱產生塑鉸後，柱底傳至基礎之作用力。至於基 樁之極限承壓力 Q 或極限抗拉拔力 P 可根據內政部建築研究所報告「建築技術 u u 規則建築構造編－基礎構造設計規範（含解說）」(1998)[C4.3]中之規定計算，但 在考慮橋柱產生塑鉸之情形下，支承力安全係數可以採用下述規定：(1)若以樁載 重試驗推估其支承力時，承壓及抗拉拔之安全係數可以取為 1.0 及 1.25；(2)若以 支承力推估公式計算其支承力時，承壓及抗拉拔之安全係數可以取為 1.25 及 1.5。 另根據研究文獻「公路橋梁耐震設計規範之補充研究」中第五部份”基礎土 壤承載力設計準則補充研究”之研究結果，基樁在塑鉸產生後設計所需強度可依 下式檢核[C4.4]： φφM ≥ M 3 fy fu (C4-1) 式中 φ ：整體群樁抗彎矩強度折減因數，訂為 0.9。 φ ：整體群樁之超額強度因數(overstrength factor)，其值與基樁排數 N 有 3 關。 110
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鐵路橋梁耐震設計規範解說
1 3 2 φ3 = ( N − 15 N + 80 N + 12 ) ≤ .135 120
上式適用於 N ≥ 2 。
Mfy ：整體群樁之降伏彎矩。整體群樁之降伏彎矩係指符合下列二項條件時，各
樁頭反力對橋墩柱中心線所形成之力矩和。
(1) 各基樁之樁頭反力和 = 橋墩柱所傳遞之軸力。
(2) 最外側基樁之樁頭變位恰好達到降伏變位δy（不論是承壓或承拉，視何
者先達到，如圖C4-2 所示），亦即最外側基樁之軸力達到極限承壓力 Qu
或極限抗拉拔力 Pu 。
Mfu ：橋柱柱底產生塑鉸時，樁帽底緣傳給群樁之彎矩，惟其值不必超過水平地
震力為 S a , II IW 時，彈性分析所得之彎矩。
至於直接基礎與沈箱基礎在橋柱產生塑鉸後，其承載安全之檢核與設計所需
強度之規定，可依以下所列予以考慮：
Q max(1) 基礎底面最大反力 ≤ φ⋅ R1 ⋅ R e ⋅q ult
Ar
式中
φ ： 承載力之強度折減因子，承載力估算略偏保守者，可取為1.0。
R1 ： 承載力之傾斜載重折減因子，可採用Meyerhof 建議之值，如表C4-
1 所列。
R e ： 偏心載重折減因子。可採用以下經驗公式估算：
e 1 − 2 黏性土 B
Re = 1/2
e e −1 砂性土 0< < 0.3 B B
其中e為偏心距，B 為基礎寛度。
q ult ： 基礎之極限承載力（不考慮載重之偏心、偏斜折減效應）
Q max ： 作用於基礎底面之最大垂直力。
Ar ： 基礎之等效承載面積。單方向偏心時， Ar = ( B − 2 e ) × L ，其中L
為基礎長度。
不得小於基礎底面積(2) 在等級I 地震V 作用下，基礎底面之有效接觸面積 Ae
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鐵路橋梁耐震設計規範解說 之 50%。 (3) 在地震力為1.2α F V 或橋墩產生塑鉸時地震力之較小值時，基礎版處之合 y u,II II 力位置應依整體力平衡狀態計算，但距離基礎版邊緣不得小於 B/10，亦即基 礎反力之合力位置必須作用在中央基礎寬度 80%內，並根據該合力作用位置 設計基礎版，基礎底面之有效接觸面積 不得小於基礎底面積之 30%，如圖 C4-3 所示。 (4) 基礎底面水平力 HB不得大於底面極限抗剪強度，即 H ≤ φ (C A + Q ⋅µ) B s a e 式中 φ ： 抗剪強度折減因子，地震時可取 1.0。 s C ： 基礎地盤之土壤粘著力。 C =αC ，其中α為粘著力折減係數； a a C 為土壤之凝聚力。 A ： 有效接觸面積。 e Q ： 作用於基礎底面之垂直作用力。 µ ： 摩擦係數。µ= tanδ≤ 0.7 ，δ為界面摩擦角，約為 2/3φ~ φ之 間，φ為土壤之內摩擦角。 有關樁帽、基礎版及沈箱體之設計，應求得柱底產生塑鉸時，各樁、基礎版 及沈箱體之受力情形，再進行樁帽、基礎版及沈箱體之彎矩鋼筋設計，以及梁式 剪力、穿孔剪力之檢核，惟設計或檢核應使用彎矩強度折減係數 0.9 及剪力強度 折減係數 0.85。 橋柱之設計，有時係由其他與地震力無關之載重組合所控制，如靜重加車輛 載重或含溫度載重之載重組合。此時若以塑鉸產生後來推求柱剪力或傳給基礎的 力量會過於高估。事實上在此種情況下，當等級 II 地震發生時，柱並不會產生塑 鉸，此時柱產生的內力可依振動 單元承受總橫力為V 乘以1.2α F 之彈性分析 II y u,II 所得來估計，並用此來進行柱之剪力設計、接合部之設計及基礎結構之設計。 C4.5支承系統之設計力 固定支承係依據墩柱塑鉸產生後推算之支承水平力或水平地震力為V 乘以 II 1.2α F 時彈性分析所得之支承水平反力，兩者之小值進行設計，以確保支承足 y u,II 112
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鐵路橋梁耐震設計規範解說
以傳遞地震時之水平力。至於支承各構件之容許應力值規定可參考研究文獻「公
路橋梁耐震設計規範之補充研究」中第四部份”防止落橋構造及支承之相關設計
補充研究”[C4.4]。支承耐震設計用垂直力，除靜載重之垂直反力外，尚須考慮水
平及垂直地震力引致之支承垂直反力，並考慮其組合效應；當計算所得之支承耐
震設計用垂直力為拉拔力時，則本節之規定進行設計。
本節之規定係按照AASHTO 的規定。水平地震引致之支承拉拔力以塑鉸產
生後來推求，可得其最大拉拔力，惟若橋柱之設計由非地震力控制時，可以地震
力為 VIII 乘以 1.2αy Fu , III 時彈性分析所得拉拔力代替之。
C4.6 P- ∆效應
當穩定指數Qs 超過0.05 時，二次彎矩會較大，因此彈性設計時應加以考慮，
以避免柱底提早降伏。
大地震時，柱的位移會很大，其P-∆效應可能會造成動態不穩定的情況，若
下式算得之穩定指數Qs 超過0.25，宜進行非線性動力分析，以檢核其耐震能力
是否足夠。
PD ∆ u Q = (C4-2)
VP c
其中，
PD ：靜載重引致之柱軸力。
∆u ：大地震柱頂與柱底之相對變形。
Vp ：塑鉸發生後之柱剪力。
：柱高。 c
進行非線性動力分析時，應注意橋柱非彈性遲滯特性的合理模擬，如雙線性
勁度以及卸載時的勁度衰減等，可參考文獻[C4.5]。
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來源：交通部《鐵路橋梁耐震設計規範》，110年11月30日。依交通部政府網站資料開放宣告註明出處；本站分章與導覽整理不代表發布機關認可或背書。查核日期：2026年8月31日。