第二章 複合式混凝土橋柱
3.3 試體製作
3.3.2 材料試驗
Coupon)，再依照 CNS2112 規定試驗，於 100 噸萬能材料試
（三）柱體位移變化的量測：
為了瞭解柱體相對位移變化情形，於加載區配置感應式位 移 計 (LVDT) ， 並 於 柱 頭 對 應 支 承 位 置 配 置 測 微 計 (DIAL GAUGE)，以計算相對差值，以觀察試體的載重與位移曲線，
如圖 3.4.3~圖 3.4.5 所示。
（四）加載裝置的量測：
試驗加載方式使用 MTS600 噸油壓機提供單向載重所需 之側推力方面，其量測系統為 MTS 公司提供之控制系統監測。
而另外在 300 噸千斤頂提供之軸力部分，則於千斤頂頂端配置 一組荷重計予以量測數據。
（五）系統安全的監測：
試驗時為了確保試體不為傾倒、滑動，並瞭解基礎體之位 移量、轉動量，於架設試體之支承底部架設測微計。由於此試 驗之支承位置落於 MTS 油壓機底板外側，在高壓力下 MTS 油 壓機可能無法自體平衡而向上抬，所以於油壓機底板處架設軸 向位移計。
3.4.2 試驗裝置方式建立
無軸力裝置之試體，試驗加載系統為側力單向加載系統，
如圖 3.4.6~圖 3.4.7 所示。試驗裝置包含載重梁、兩個基座及 四個鉸支承，載重梁為H170 600 20 35 之組合型鋼，試驗 方式採用兩點集中載重方式，如果將梁試體桿件加載處(彎矩為 常數段)視為一般橋柱的基礎，試體兩端則可以視為兩支獨立的 橋柱，可簡化得如同橋柱之受力行為，如圖 3.4.9 所示。
有軸力裝置之試體，試驗共有軸力加載系統及側力加載系 統兩大部分，如圖 3.4.8 所示。軸力加載系統共有兩端柱頭之 反力基座、荷重計、油壓機、軸向千斤頂(300tons)及四根軸向 預力螺桿(A490)等元件所組成，當軸向千斤頂伸展時，透過錨 定於反力基座之四根軸預力螺桿，提供試體軸向預壓力；側力 加載系統則由 MTS 油壓機提供試體側向載重之需求，試驗裝 置包含載重梁、兩個基座及四個鉸支承，當側向力加載時，試 體變形而桿端可隨著轉動。
第四章 試驗結果分析與整合討論
來討論並比較。ORC1 系列『ORC1、STRC1、STRC3 及 ST3』； ORC2 系列『ORC2、STRC2 及 STRC4』；長跨度系列『STRC6 及 ST3』，各系列以下有詳細敘述試驗過程。(a) ORC1 對照組系列（如表 4.2.1 所示）
1.變位角為 2.25%時，ORC1 試體發生剪力破壞，此時強度下 降為極限強度之 65%，載重為 165tf。圖 4.2.1 所示。
2.變位角為 3%時，STRC1 達極限強度，載重為 300tf，此時桿 件中央撓曲裂縫約 1~3mm 左右。圖 4.2.2 所示。
3.變位角為 4%時，STRC3 與 ST3 均達極限強度，載重分別為 300tf 與 320tf，桿件中央撓曲裂縫約在 2~3mm 左右，唯 ST3 裂縫較 STRC3 略寬。圖 4.2.3~圖 4.2.4 所示。
4. STRC1、STRC3 及 ST3 在達極限強度後，強度均慢慢遞減 至極限強度的 80~85%左右，接著強度持平，直到鋼板發生撕 裂破壞(STRC1 及 ST3)。
(b) ORC2 對照組系列（如表 4.2.2 所示）
1.變位角為 1.75%時，ORC2 試體達極限載重。此時 ORC2、
STRC2 及 STRC4 的載重為 160tf 左右，其中 ORC2 試體主 筋應變約為1.2，剪力裂縫寬度達 2mm 左右，並已經貫穿y 試體；STRC2 及 STRC4 試體主筋應變約2y。圖 4.2.5 所示。
2.變位角為 3.5%時，ORC2 試體發生撓剪破壞，此時強度下降 為極限強度之 55%，載重為 95tf。ORC2 的剪力裂縫貫穿試 體，裂縫寬度達 1~1.5cm。
3.變位角為 10%時，停止試驗，此時 STRC2 試體載重約在 180tf 左右；STRC4 試體載重約在 200tf 左右。
4. STRC2 及 STRC4 在達極限強度後，強度一直持續到側傾角 10%都未見強度衰減。圖 4.2.6~圖 4.2.7 所示。
(c)長跨度對照組系列（如表 4.2.3 所示）
1.變位角為 7.25%時，ST5 試體停止試驗，此時載重為 220tf 左右。強度還沒有明顯下降的趨勢，鋼板應變量約在1 10。y
兩種，即 1 系列(P 0.1f Ac' g)『CBC1、SBC1』而 2 系列
向裂縫延伸，試體基礎空隙處之受壓區混凝土剝落。
向裂縫延伸。
2.側傾角為 2.46%時，此時力量下降至極限強度之 80%，
此時鋼管應變達12.22，鋼筋應變達3.05y ，試體左側y 變形較為嚴重且有明顯之斜向裂縫，且上面壓力區表層混 凝土擠碎，原本左側支承略為抬起恢復而右側支承底部抬 起，試體中央基礎裂縫不在延展。
楊立群【14】於各試體破壞後，無法具體了解內部混凝土之 破壞狀況，所以用乙炔火焰切開包覆鋼管，觀察其鋼管內部混 凝土破壞之狀況，作為破壞機制判讀之依據。由圖可知各試體 混凝土皆有明顯對角裂縫之破壞狀況，除了 CBC1 試體靠近彎 矩應力最大處有些微橫向裂縫，其撓剪破壞模式與試體設計相 同，其他試體之主筋皆趨近於極限強度才開始降伏，產生脆性 之剪力破壞。此外，矩形鋼管由於形狀幾何關係，沒有像圓形 斷面曲面式的良好圍束混凝土，所以於跨深比低之剪力破壞 下，鋼管無法有效抑制混凝土裂縫成長，使得混凝土開裂後形 成之壓桿直接傳遞至柱頭。另外，全部試體皆單獨破壞一側，
主要是單邊試體先產生脆性剪力破壞後，力量無法再分配至另 一邊而使得試體集中單邊破壞。
4.3 試體內部主筋之行為
鋼筋應變計之量測值，是用來分析鋼筋降伏之程度，可以了 解構材斷面撓曲應力以及塑鉸區發展的情形。圖 4.3.1~圖 4.3.9
【12】、圖 4.3.10~圖 4.3.21【13】及圖 4.3.22~圖 4.3.29【14】
為試體鋼筋應變計與其各載重階段讀數之關係圖，試體鋼筋應
向、平面應變原理轉換成剪力方向等之應變量，所繪製之圖表 皆取任一方向兩面之大值。
圖 4.4.1~圖 4.4.21【12】、圖 4.4.22~圖 4.4.45【13】及 圖 4.4.46~圖 4.4.61【14】為試體環向鋼板應變圖、試體鋼板 剪應變圖以及軸向鋼板應變圖，為試體鋼管三軸應變計位置與 Action 來承受剪力。本研究所規劃設計之試體皆為短跨深比，
由實驗結果發現，鋼管有錨錠不足而造成滑移現象，而減少鋼
從三軸應變計之軸向鋼板應變與側傾角之關係圖，試體破壞側
時，各階段所對應之位移與韌性。藉此可有效觀察試體的結構
性，且表 4.5.1.1 可明顯發現 STRC6 之韌性與消能性較差，與
皆有埋置剪力釘。實驗結果可得知，ST3 大於 STRC1 之強度
分別設計 STRC1~STRC3 系列與 STRC4~STRC6 系 列，於不同跨深比與鋼筋量下，以剪力、撓剪破壞控制以及彎
楊立群【14】研究參數為施加軸力下之效應，在於有軸
導致試體變形下，螺桿卡在柱頭預留孔而束制柱頭轉動。
CBC1 (P = 0.1f’cAg)，柱頂位移 20.94mm(2.58%)，試體 極限強度 Pm 為 89.32tf；當柱頂位移 43.36mm(5.35%)時，試 體強度下降至 0.8Pm 為 71.46tf。此試體由於柱頭束制較小，
使得鋼筋降伏後有擴展塑鉸之趨勢，但達極限剪力強度後強度 開始下降，但下降斜率較為平緩，由圖 4.2.21 可發現，於較低
軸力下，破壞試體所發展之斜向裂縫較為傾斜，達剪力強度後 較多區域之混凝土，鋼管可有效圍束而形成 Truss Action，使 得試體較具有消能機制。
CBC2 (P = 0.2f’cAg)，試體降伏後即達到極限強度；柱 位移達 13.69mm(1.69%)，試體極限強度 Pm 為 100.70tf；當 試體強度下降至 0.8Pm，柱頂位移為 24.72mm(3.05%)。此試 體由於柱頭束制較 CBC1 嚴重，彎矩需求降低較多，達剪力強 度後強度迅速下降，由圖 4.2.23 可發現，於高軸力作用下，破 壞試體所發展之斜向裂縫較為平緩，試體正面發展出較多的斜 向裂縫，但背面試體發展較少的裂縫，試體中間發展一道較為 明顯之壓桿，如同 Arch Action，達剪力強度後即產生破壞，不 具有韌性。
SBC1 (P = 0.1f’cAg)，鋼管先開始降伏，柱頂側向位移達 13.25mm(1.95%)，試體極限強度 Pm 為 99.93tf；當柱頂位移 17.24mm(2.53%)時，試體強度下降至 0.8Pm 為 79.94tf。此試 體跨長 68cm，由於柱頭區劈裂破壞，所以其餘試體皆向外移 13cm，跨長變為 81cm。此試體之鋼管較鋼筋提早發揮其功效，
當試體達剪力強度後有略為出現平台狀況，主要柱頭邊界劈裂 移達 11.93mm(1.47%)，試體極限強度 Pm 為 89.72tf；當試體 強度下降至 0.8Pm，柱頂位移為 19.92mm(2.46%)。此試體由 於柱頭束制最為嚴重，使得鋼管較鋼筋提早降伏，即剪力破壞，
由圖 4.2.27 可發現試體正面，可知軸力有抑制裂縫之效果，當 達到極限強度時，會形成相當大之混凝土壓桿皆直接傳遞至柱 頭，其發展之斜向裂縫較為平緩，無法與鋼管發揮 Truss
Action，導致強度迅速下降，較不具有韌性，當強度下降至
最大差異為 25.42%；矩形試體兩者最小差異為 2.14%、最大 差異為 20.16%，但是值得注意的是複合式混凝土橋柱的試驗 彎矩強度皆大於分析計算彎矩容量，有保守之現象，此從鋼管 單軸應變計可發現，表示鋼管有略為提供軸力，以及 Mander 之圍束理論是以箍筋圍束混凝土，而不是使用鋼管來圍束，所 致。複合式圓形斷面之短跨系列(STRC)，STRC3 試體之誤差 達 25.42%，主要是因為試體邊界劈裂破壞嚴重，造成包覆鋼
度之方法即可滿足複合式混凝土橋柱設計，相當符合當初開發 試體(STRC1)發生撓剪破壞，2 支試體(STRC3、ST3)撓剪破 壞，其破壞之試體下降後就維持平緩下降，其中 STRC1、ST3 試體，疑似鋼板品質不良造成力量較集中，破壞發生於鋼板角 落發生撕裂，但是值得一提的是複合式鋼筋混凝土斷面，但仍 有不錯韌性與消散能量，皆比傳統混凝土較好。
王修駿【13】之研究參數，主要為研究圓形鋼管能提供 混凝土多少圍束強度，共規劃有 6 支試體。有 2 支試體
(STRC1、STRC4)發生剪力破壞，有 2 支試體(STRC2、STRC5) 發生撓剪破壞，但試體趨近於極限強度時，試體之柱頭即開始 發生劈裂破壞之現象，使得其韌性與消散能量不準確，但其剪 力破壞試體之強度準確度較高。
王志德【12】與王修駿【13】，其單向載重試驗皆無施加 軸力，而國外學者 Priestley(1994)【27】與 Aschheim(1997)
【35】所提出之理論，認為無軸力狀況下，混凝土剪力強度最
以混凝土剪力容量曲線尚未能夠釐清，所以採用較易計算之 之壓桿直接傳遞至柱頭區，導致鋼管無法發揮其 Truss Action 之作用，達極限強度後迅速下降，最後下降至最低強度時僅剩 鋼管所提供之剪力強度。
由所有試驗分析結果，可以知道複合式斷面的混凝土剪力 強度評估，可使用 Aschheim(1997)【35】評估，考慮混凝土 之剪力強度會隨著構件延展性而衰減，但以上試體由於都為極
短跨深比，鋼管無法完全發揮其圍束能力，由此亦可知，正常
2 及 4mm，其採用 2mm 之設計方式不合乎式 2.8 所要求，目
2 及 4mm，其採用 2mm 之設計方式不合乎式 2.8 所要求，目