RC 柱之箍筋圍束混凝土與軸向行為研究

Considire 等(1903) [6]最先探討箍筋對混凝土圍束方面之研究，結果顯示在相 同箍筋用量下，圓形箍筋對強度提升之效益為矩形箍筋的兩倍以上。

Richart 等(1928) [16]利用側向靜水壓力之主動液壓的方式進行圍束效應試 驗，再經由彈簧螺旋箍筋試驗，提出一套彈簧螺旋箍筋圍束效應之理論公式。

Kent & Park 等(1971) [10]首先提出受箍筋圍束之混凝土的應力-應變關係曲 線，該曲線之上升段為二次曲線；下降段則為一次曲線，而曲線下降之斜率即代 表箍筋圍束作用之效益，且圍束效果與箍筋降伏強度及箍筋體積成比例。

Muguruma 等(1980) [14]提出之應力-應變關係曲線，其為上、下兩段二次拋物 線組成，曲線之係數由有效圍束係數所組成，利用試驗結果回歸及分析後，求出 軸壓極限狀態之應力與應變值。

Sheikh 等(1982) [18]提出圍束混凝土之應力-應變曲線，認為最大應力值為有 效圍束應力的函數，而有效圍束應力與箍筋體積比及箍筋綁紮方式有關。

Martinez 等(1984) [13]製作一系列不同尺寸之高強度混凝土 RC 柱進行軸壓試 驗，主要探討螺箍在不同混凝土強度下之強度與圍束效應，將到達極限強度後且 強度降至 85%時與極限強度時所對應的應變比值定義為塑性比。試驗結果顯示相 同箍筋圍束型式下，高強度混凝土試體極限強度之應變量與塑性比皆低於普通強 度混凝土試體，且箍筋降伏強度較高之試體變形能力及韌性亦低於較一般強度者。

Mander 等(1988) [12]製作一系列圓形、方形與矩形的混凝土柱，以螺旋、圓 形或矩形箍筋圍束進行軸壓試驗，提出有效圍束係數以顯示箍筋之圍束效果，認 為其與間距及受圍束之核心斷面大小有關。探討的參數包含：柱斷面型式、圍束

箍筋型式、反復載重與應變速率。試驗結果發現於配置橫向箍筋圍束混凝土構件 於軸壓試驗中，確實可以增加構件之強度與延展性；並且修正 Park 等人的強度預 測模式。

Fujii 等(1988) [8]引用 Park 的理論為基礎，將試驗結果進一步回歸分析後找出 其應力-應變曲線，該曲線由二次拋物與三次曲線之下降段所構成，藉由混凝土應 力最大值和衰減率之線性函數來表示有效圍束係數。

Saatcioglu 等(1992) [17]探討在不同柱斷面形狀與尺寸中配置螺箍與橫箍之軸 壓行為，提出混凝土超過極限應力之後，縱向鋼筋的行為明顯影響混凝土的變形，

由於箍筋外圍部份混凝土的剝落，造成縱向鋼筋易於挫屈。經由試驗結果證實箍 筋對混凝土造成的圍壓非均佈力，但分析時可轉換成等效均壓而建立受圍束混凝 土之單軸抗壓強度關係式。

Hoshikuma 等(1997) [9]針對不同柱斷面型式及尺寸之試體探討不同抗壓強 度、箍筋排列與錨定方式之軸壓行為，並觀察箍筋對混凝土的圍束效應，依據其 抗壓試驗結果回歸分析建立圍束混凝土強度之預測公式。

Foster 等(1998) [7]探討高強度混凝土在單軸向壓力作用並到達極限狀態時，其 箍筋外圍保護層的剝落情況與採用一般強度混凝土之差異，試驗結果顯示高強度 混凝土到達理論之壓碎載重前，其混凝土保護層已有剝落現象發生，根據試驗結 果經回歸分析後以預測不同剝落情況下之應力-應變曲線。

Pessiki 等(2001) [15]主要探討螺旋箍筋 RC 構材之軸壓行為，研究包含製作 14 支配置高強度螺箍之大尺寸軸向抗壓試體，根據試驗結果提出符合其軸壓行為及 有效預測方法。

Légeron 等(2003) [11]以變形諧和及力平衡為基礎提出一套新的圍束混凝土模 式，主要可有效地預測橫向箍筋之圍束效應，並且為高強度鋼筋對高強度混凝土 之圍束模式。此外，透過將近五十個大尺寸之矩形、圓形斷面 RC 柱之軸壓與反復 載重試驗結果，經該模式分析後獲得很好的預測結果。

三、第一部分五螺箍矩形 RC 短柱之軸壓試驗

3.1 試驗規劃

第一部分的短柱軸壓試驗共製作 15 支五螺箍及 2 支傳統橫箍 RC 短柱，所有 RC 短柱試體之全斷面尺寸為 600×600 mm，長度均為 1200 mm。其中對於五螺 箍 RC 柱可依照交集區之縱向鋼筋配置型式分為兩類，第一類為「交集區無配置鋼 筋」之五螺箍斷面；第二類為「交集區有配置鋼筋」之五螺箍斷面，如照片 3.1 所 示。第一類五螺箍斷面包含以下三種系列：(1)小螺箍之圍束直徑為 150 mm 之 S 系列，共 4 支試體，如圖 3.2 所示；(2)小螺箍之圍束直徑為 180 mm 之 M 系列，

共 5 支試體，如圖 3.3 所示；(3)小螺箍之圍束直徑為 210 mm 之 L 系列，共 4 支試 體，如圖 3.4 所示。第二類主要針對交集區面積較小之五螺箍斷面(即 S 系列之五 螺箍斷面)，探討有關大螺箍與小螺箍之嵌合與軸壓行為，在柱斷面四個角落之交 集區各配置一根輔助筋(採用 D13 鋼筋)，共 2 支試體，如圖 3.5 所示。另外並製作 2 支配置傳統橫箍之試體作為對照組，如圖 3.6 所示。試體編號格式依序代表：「箍 筋型式」–「試體個數」–「小螺箍之圍束直徑系列」–「間距」；傳統橫箍斷 面之試體編號格式則為：「箍筋型式及個數」–「間距」。各試體詳細之規劃 設計如表 3.1 所示，該表所列出的項目與試體參數包括：短柱試體之編號、

設計箍筋間距、大螺箍與小螺箍之箍筋間距、混凝土之強度、大螺箍與小螺箍 之線徑、小螺箍之圍束直徑、大螺箍與小螺箍之圍束直徑比、箍筋體積比及單位 長度之箍筋用量。本研究主要設計參數包括大螺箍與小螺箍之線徑與間距、小 螺箍之圍束直徑、混凝土之強度及交集區配筋與否。為探討五螺箍之箍筋間距 問題，特別嘗試突破 ACI-318 規範中第 7.10.4.3 節對於螺箍柱最大淨間距 75 mm 之保守規定，以獲得更合理與更經濟之設計結果，另一方面為了找出小螺箍之圍 束直徑最佳尺寸，亦即對於混凝土圍束效應之影響，故本研究特別將所有短柱試 體之箍筋用量皆依照 ACI-318 規範之最低需求作設計，並固定斷面主筋之用量，

藉由小螺箍之圍束直徑與箍筋線徑的不同，進而改變試體之設計箍筋間距。

由於考慮到試體端部可能受應力集中之影響，試驗前於短柱試體的上下 兩端設置由鋼板組合成之帽蓋以確保受壓面平整，避免上下兩端因應力集中 之影響而提早破壞。試驗前試體之鋼筋及混凝土皆進行基本力學性質試驗。在主 筋及箍筋材料部分，採用與試體製作時同一批鋼筋，並依 ASTM 材料拉伸試驗之 規定進行試驗；同理，混凝土材料部分，在 RC 柱試體灌漿時並製作 150×300 mm 的標準混凝土圓柱試體，並於短柱軸壓試驗當日進行圓柱試體抗壓試驗，依照 ASTM C39 及 CNS 1232－混凝土圓柱試體抗壓強度檢驗法，由於本研究試體數量 較多且灌漿所需鋼模數量有限，故灌漿作業依照混凝土強度不同分批進行灌漿，

每種強度皆分兩次進行灌漿且各別於灌漿現場製作混凝土圓柱試體。本研究中 RC 短柱試體製作及灌漿作業情形分別如照片 3.2 至照片 3.5 所示，試體之材料實測強 度如表 3.2 及表 3.3 所示。

本試驗所有短柱試體皆在台灣世曦工程顧問股份有限公司位於楊梅之材 料試驗室進行軸壓試驗，借用 58800 kN (6000 ton)之萬能試驗機來進行試體 之抗壓試驗，如照片 3.6 所示。圖 3.7 為 RC 短柱抗壓試驗構架與各試體斷面示 意圖。試驗過程中將記錄油壓機之軸力與位移資料，進而換算成短柱試體之應力 與應變曲線，依此以作為優化比較與力學分析之依據。試驗加載方式之進行採位 移控制，加載速率與混凝土圓柱試體抗壓試驗一致，即應變量為每秒 25

με

3.2 五螺箍之基本參數設計原則

以下將逐一說明在進行五螺箍 RC 柱設計時所涉及之參數問題：

(1) 大螺箍與小螺箍之線徑：

基本上從五螺箍斷面配置即可發現，中心的大螺箍主要圍束整個斷面絕 大部份之混凝土，四個小螺箍則負責圍束角落局部之混凝土，因而就圍束面 積與重要性而言，顯然大螺箍比小螺箍更為重要。試體最終破壞模式應盡量 避免大螺箍先行斷裂，此種破壞模式易造成柱整體勁度驟降，韌性較差而無 法發揮預警作用，因此，在設計上大螺箍線徑至少應大於或等於小螺箍線徑 將較為適當。

大螺箍與小螺箍之箍筋線徑組合會牽涉到箍筋間距的大小，設計上基於安全 考量皆以需求間距較小者為控制，因此，當大螺箍採用較大線徑時，即箍筋線徑 組合差距較大時，若小螺箍線徑維持不變，則其最終設計之箍筋間距相對的就會 變大。一般而言，除非特別將五螺箍斷面中的小螺箍之圍束直徑加大，否則最終 設計之箍筋間距通常會由大螺箍的需求間距所控制的情況居多。

(2) 大螺箍與小螺箍之圍束直徑：

一般設計者對於大螺箍之圍束直徑尺寸較無疑慮，通常會將大螺箍圍束 圍區範圍擴張到最大，因此，只要在符合混凝土保護層之要求下，大螺箍之圍 束直徑可依斷面尺寸盡量放大，即斷面寬度扣掉兩邊保護層厚度之尺寸，故 本研究五螺箍短柱試體的大螺箍之圍束直徑即採最大值 540 mm。相對於小 螺箍之圍束直徑尺寸則較難以取捨，小螺箍之圍束直徑尺寸直接影響到交集 區面積之大小，此外，若將尺寸加大雖有利於增大混凝土圍束面積，但相對

一般設計者對於大螺箍之圍束直徑尺寸較無疑慮，通常會將大螺箍圍束 圍區範圍擴張到最大，因此，只要在符合混凝土保護層之要求下，大螺箍之圍 束直徑可依斷面尺寸盡量放大，即斷面寬度扣掉兩邊保護層厚度之尺寸，故 本研究五螺箍短柱試體的大螺箍之圍束直徑即採最大值 540 mm。相對於小 螺箍之圍束直徑尺寸則較難以取捨，小螺箍之圍束直徑尺寸直接影響到交集 區面積之大小，此外，若將尺寸加大雖有利於增大混凝土圍束面積，但相對