鋼筋續接器續接設計規範與施工規範及解說研修
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(2) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規 範及解說研修. 內政部建築研究所研究報告 中華民國 93 年 12 月.
(3) ０９３３０１０７００００Ｇ３０１９. 鋼筋續接器續接設計規範與施工規 範支條文及解說研修. 研究主持人：何明錦 共同主持人：陳正誠 研 究 助 理 ：黃伯誠. 內政部建築研究所研究報告 中華民國 93 年 12 月.
(4) 目. 次. 表次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧III 圖次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧V 摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧X 英文摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧XII 一、前言‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧1 二、鋼筋直徑收縮率與延展性之關係 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧3 2.1 圓鋼棒直徑收縮率與應變關係之理論分析‧‧‧‧‧‧‧‧3 2.1.1 真實應變與工程應變‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧3 2.1.2 理論直徑收縮率-應變曲線方程式(rd -ε)‧‧‧‧‧‧4 2.2 鋼筋直徑收縮率試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧5 2.2.1 頸縮區與非頸縮區之直徑收縮率‧‧‧‧‧‧6 2.2.2 試驗結果之整理與比較‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧7 2.2.3 鋼筋直徑收縮率需求量之推估 ‧‧‧‧‧‧9 2.3 續接器接合試體拉力試驗 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧9 2.4 續接器接合試體拉力試驗結果與討論 ‧‧‧‧‧‧‧‧10 三、柱構材反復載重試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧12 3.1 試驗規劃與設計 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧12 3.1.1 試體規劃‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ ‧‧‧‧‧ 12 3.1.2 試體設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ ‧‧‧‧ 13 3.1.3 模板設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ ‧‧‧ 13 3.1.4 軸力加載裝置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ ‧‧ 14 3.2 試體製作 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15 3.2.1 鋼筋整備、續接器加工‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15 3.2.2 箍筋加工‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15 3.2.3 貼佈應變計 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16 3.2.4 模板 element 預組 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16 3.2.5 鋼筋籠組立 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16 3.2.6 模板組立 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧18 3.2.7 灌漿、養護及拆模 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧18 3.3 試驗裝置與加載歷程 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧18 I.
(5) 3.3.1 試體架設 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧18 3.3.2 加載歷程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧21 3.3.3 材料試驗 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧21 3.4 試驗結果 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧23 3.4.1 載重與位移關係行為 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧23 3.4.2 裂縫發展與破壞模式 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧25 3.4.3 近臨界斷面曲率量測結果 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧28 3.4.4 主筋應變計 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧29 3.4.5 試體水平位移與轉角 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧31 3.4.6 軸力變化 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧31 四、柱構材反復載重試驗結果之討論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧32 4.1 強度發展及勁度變化 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧32 4.1.1 單向強度 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧32 4.1.2 強度衰減(Decay) ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧32 4.1.3 勁度變化 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧33 4.1.4 勁度衰減 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧33 4.2 殘留位移與消能容量 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34 4.2.1 消能容量 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34 4.2.2 殘留位移‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧34 4.3 近臨界斷面曲率變化‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧35 4.4 整體行為探討‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧35 五、鋼筋續接器續接設計準則與施工規範之研修‧‧‧‧‧‧‧‧37 六、結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧38 6.1 鋼筋直徑收縮率與延展性的關係 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 3 8 6.2 柱構材返復載重試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧38 6.3 鋼筋續接器續接之設計與施工規範草案‧‧‧‧‧‧‧‧39 參考文獻‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧40 誌謝‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧40 附錄 A 鋼筋續接器續接施工規範（草案） 附錄 B 鋼筋續接器續接設計規範（草案）. II.
(6) 表. 次. 表 2-1 鋼筋數量表‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧42 表 2-2 頸縮區與非頸縮區直徑收縮率‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧42 表 2-3 SD 420W 加釩鋼筋-1 實驗值與理論值之比較‧‧‧‧‧‧43 表 2-4 SD 420W 加釩鋼筋-2 實驗值與理論值之比較‧‧‧‧‧‧46 表 2-5 SD 280W 熱軋鋼筋實驗值與理論值之比較‧‧‧‧‧‧‧52 表 2-6 SD 420W 線上熱處理鋼筋實驗值與理論值之比較‧‧‧‧54 表 2-7 atest 與 atheory 之統計‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧55 表 2-8 SD420W 加釩鋼筋-1 非頸縮區直徑收縮率需求‧‧‧‧‧‧55 表 2-9 SD420W 加釩鋼筋-2 非頸縮區直徑收縮率需求‧‧‧‧‧‧55 表 2-10 SD280W 熱軋鋼筋非頸縮區直徑收縮率需求‧‧‧‧‧‧56 表 2-11 SD420W 線上熱處理鋼筋非頸縮區直徑收縮率需求‧‧‧56 表 2-12 續接試體之詳細描述‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56 表 2-13 續接試體直徑收縮率之試驗結果(正常續接) ‧‧‧‧‧‧57 表 2-14 續接試體直徑收縮率之試驗結果(不同批#8 續接)‧‧‧‧58 表 2-15 續接試體直徑收縮率之試驗結果(異徑續接)‧‧‧‧‧‧59 表 3-1 試體描述‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧60 表 3-2 圓柱試體抗壓強度試驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧60 表 3-3 柱構材第一種降伏強度(FY1)主筋試驗結果‧‧‧‧‧‧‧61 表 3-4 柱構材第二種降伏強度(FY2)主筋試驗結果‧‧‧‧‧‧‧61 表 3-5 柱構材第三種降伏強度(FY3)主筋試驗結果‧‧‧‧‧‧‧61 表 3-6 續接器高塑性反復載重試驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧62 表 3-7 續接器拉力試驗結果‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧62 表 3-8 臨界斷面裂縫寬度紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧63 表 3-9 試體 L2-Y3 續接器下方裂縫寬度紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧64 III.
(7) 表 3-10 試體 L1/2-Y3 續接器上下裂縫寬度紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧64 表 4-1 全試體每一迴圈最大載重之曲率‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧66 表 4-2 全試體比較‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧66 表 5-1 規範修訂委員‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧67. IV.
(8) 圖. 次. 圖 1-1 續接器續接試體破壞模式例‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧68 圖 2-1 鋼材應力應變曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧68 圖 2-2 平均應變與瞬時應變示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧68 圖 2-3 理論直徑收縮率-應變曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧69 圖 2-4 鋼筋拉力試驗示意圖 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧69 圖 2-5 鋼筋直徑之量測方式 ‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧70 圖 2-6 鋼筋不同位置之應力-應變關係曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧70 圖 2-7 SD 420W 加釩鋼筋-1 直徑收縮率-應變關係曲線‧‧‧‧‧71 圖 2-8 SD 420W 加釩鋼筋-1 非頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧71 圖 2-9 SD 420W 加釩鋼筋-1 頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧‧71 圖 2-10 SD 420W 加釩鋼筋-2 直徑收縮率-應變關係曲線 ‧‧‧‧72 圖 2-11 SD 420W 加釩鋼筋-2 非頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧72 圖 2-12 SD 420W 加釩鋼筋-2 頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧‧72 圖 2-13 SD 280W 熱軋鋼筋直徑收縮率-應變關係曲線‧‧‧‧‧‧73 圖 2-14 SD 280W 熱軋鋼筋非頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧‧73 圖 2-15 SD 280W 熱軋鋼筋頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧‧‧73 圖 2-16 SD 420W 線上熱處理(水淬)鋼筋直徑收縮率-應變關係 曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧74 圖 2-17 SD 420W 水淬鋼筋非頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧‧74 圖 2-18 SD 420W 水淬鋼筋頸縮區鋼筋之直徑收縮率‧‧‧‧‧‧74 圖 2-19 直徑收縮率量測位置示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧75 圖 2-21 脊-脊方向直徑收縮率之最大值‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧76 圖 2-21 脊-脊方向直徑收縮率之平均值‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧76 圖 3-1 柱鋼筋在柱頭以鋼筋續接器續接示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧77 V.
(9) 圖 3-2 柱試體規劃示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧78 圖 3-3 柱試體尺寸及主要之鋼筋配置‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧79 圖 3-4 續接器外部尺寸‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧79 圖 3-5 模板設計概念圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧80 圖 3-6 模板組立詳圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧80 圖 3-7 柱構材反復載重試驗裝置示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧81 圖 3-8 箍筋成品‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧81 圖 3-9 柱構材應變計貼佈位置示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧82 圖 3-10 柱主筋組立完工圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧83 圖 3-11 基座主筋組立完工圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧83 圖 3-12 外部測計量測位置示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧84 圖 3-13 量測初始間距位置示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧84 圖 3-14 加載歷程‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧85 圖 3-15 圓柱試體抗壓強度試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧86 圖 3-16 鋼筋拉力試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧86 圖 3-17 基座主筋應力-應變關係圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧86 圖 3-18 柱構材主筋應力-應變關係圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧87 圖 3-19 柱構材箍筋應力-應變關係圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧87 圖 3-20 試體 R-Y1 載重-位移曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧88 圖 3-21 試體 L1-Y1 載重-位移曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧88 圖 3-22 試體 L1-Y2 載重-位移曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧89 圖 3-23 試體 L1-Y3 載重-位移曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧89 圖 3-24 試體 L2-Y3 載重-位移曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧90 圖 3-25 試體 L1/2-Y3 載重-位移曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧90 圖 3-26 計算試體理論強度之斷面‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧91. VI.
(10) 圖 3-27 試體 R-Y1 於層間位移角 0.75%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧92 圖 3-28 試體 R-Y1 於層間位移角 3.5%側面之裂縫分布‧‧‧‧‧92 圖 3-29 試體 R-Y1 於層間位移角 7%破壞‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧93 圖 3-30 試體 L1-Y1 於層間位移角 1.0%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧93 圖 3-31 試體 L1-Y1 於層間位移角 3.5%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧94 圖 3-32 試體 L1-Y1 於層間位移角 7%(2)破壞‧‧‧‧‧‧‧‧‧94 圖 3-33 試體 L1-Y2 於層間位移角 1.0%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧95 圖 3-34 試體 L1-Y2 於層間位移角 3.5%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧95 圖 3-35 試體 L1-Y2 於層間位移角 8%(2)破壞‧‧‧‧‧‧‧‧‧96 圖 3-36 試體 L1-Y3 於層間位移角 1.0%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧96 圖 3-37 試體 L1-Y3 於層間位移角 3.5%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧97 圖 3-38 試體 L1-Y3 於層間位移角 7%(2)破壞‧‧‧‧‧‧‧‧‧97 圖 3-39 試體 L2-Y3 於層間位移角 1.0%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧98 圖 3-40 試體 L2-Y3 於層間位移角 3.5%之裂縫分布‧‧‧‧‧‧‧98 圖 3-41 試體 L2-Y3 於層間位移角 6%(2)破壞‧‧‧‧‧‧‧‧‧99 圖 3-42 試體 L2-Y3 破壞後‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧99 圖 3-43 試體 L1/2-Y3 於層間位移角 1.0%之裂縫分布‧‧‧‧‧100 圖 3-44 試體 L1/2-Y3 於層間位移角 3.5%之裂縫分布‧‧‧‧‧100 圖 3-45 試體 L1/2-Y3 於層間位移角 7%(2)破壞‧‧‧‧‧‧‧‧101 圖 3-46 試體 L1/2-Y3 破壞後‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧101 圖 3-47 試體 R-Y1 近臨界斷面之載重-曲率關係‧‧‧‧‧‧‧102 圖 3-48 試體 L1-Y1 近臨界斷面之載重-曲率關係‧‧‧‧‧‧‧103 圖 3-49 試體 L1-Y2 近臨界斷面之載重-曲率關係‧‧‧‧‧‧‧104 圖 3-50 試體 L1-Y3 近臨界斷面之載重-曲率關係‧‧‧‧‧‧‧105 圖 3-51 試體 L2-Y3 近臨界斷面之載重-曲率關係‧‧‧‧‧‧‧106. VII.
(11) 圖 3-52 試體 L1/2-Y3 近臨界斷面之載重-曲率關係‧‧‧‧‧‧107 圖 3-53 試體 R-Y1 應變計命名及位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧108 圖 3-54 試體 R-Y1 應變計讀數-層間位移角關係圖(1) ‧‧‧‧‧109 圖 3-55 試體 R-Y1 應變計讀數-層間位移角關係圖(2) ‧‧‧‧‧110 圖 3-56 試體 L1-Y1 應變計命名及位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧111 圖 3-57 試體 L1-Y1 應變計讀數-層間位移角關係圖(1) ‧‧‧‧‧112 圖 3-58 試體 L1-Y1 應變計讀數-層間位移角關係圖(2) ‧‧‧‧‧113 圖 3-59 試體 L1-Y2 應變計命名及位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧114 圖 3-60 試體 L1-Y2 應變計讀數-層間位移角關係圖(1) ‧‧‧‧‧115 圖 3-61 試體 L1-Y2 應變計讀數-層間位移角關係圖(2) ‧‧‧‧‧116 圖 3-62 試體 L1-Y3 應變計命名及位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧117 圖 3-63 試體 L1-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(1)‧‧‧‧‧118 圖 3-64 試體 L1-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(2)‧‧‧‧‧119 圖 3-65 試體 L2-Y3 應變計命名及位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧120 圖 3-66 試體 L2-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(1) ‧‧‧‧‧121 圖 3-67 試體 L2-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(2) ‧‧‧‧‧122 圖 3-68 試體 L1/2-Y3 應變計命名及位置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧123 圖 3-69 試體 L1/2-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(1) ‧‧‧‧124 圖 3-70 試體 L1/2-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(2) ‧‧‧‧125 圖 3-71 試體 L1/2-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(3) ‧‧‧‧126 圖 3-72 試體 L1/2-Y3 應變計讀數-層間位移角關係圖(4) ‧‧‧‧127 圖 3-73 全試體基座水平位移與轉動量‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧128 圖 3-74 全試體軸力-層間位移角關係圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧129 圖 4-1 全試體正規化軀幹曲線‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧130 圖 4-2 全試體平均正規化載重-層間位移角關係圖‧‧‧‧‧‧131. VIII.
(12) 圖 4-3 軀幹曲線調整示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧132 圖 4-4 全試體強度衰減‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧133 圖 4-5 全試體勁度變化‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧134 圖 4-6 全試體勁度衰減‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧135 圖 4-7 全試體累積消散能量‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧136 圖 4-8 全試體殘留位移‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧137 圖 4-9 全試體近臨界斷面曲率變化‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧138. IX.
(13) 摘. 要. 關鍵詞：鋼筋續接器、續接、鋼筋、鋼筋混凝土. 一、研究緣起 內政部建築研究所分別在 84 年、85 年及 88 年推動鋼筋續接器續接 之相關研究，並草擬、審查「鋼筋續接器續接設計規範（草案）」及施工 規範條文草擬，於 88 年由營建屬及建研所成立規範審查專案小組審查完 成。並於 89 年上半年與台灣科技大學共同主辦研討會推廣之。惟，該設 計及施工規範（草案）經過 5、6 年的使用後累積一些使用心得，國內工 程業界也對鋼筋續接器續接有較正確的認識，加上國內營建業及鋼筋續 接器業者之起伏消長，工程業界對 89 年審查完成之規範草案有加以調 整、修改之呼聲。本計畫因應工業界的需求，針對現有的規範草案進行 研修的工作。另一方面，鋼筋續接器使用在柱塑性鉸區對柱行為的影響， 一直未詳加探討、驗證，工程界對此尚多採取較保留的態度，本計畫一 併對塑性鉸區使用續接器之柱構材的耐震行為進行研究。. 二、研究方法及過程 在規範的研修部分，首先提出以鋼筋直徑收縮率為鋼筋續接器續接 延展性為指標的構想，並規劃鋼筋及鋼筋續接器接合試體之試驗計畫， 進行鋼筋直徑收縮率行為、特性及數據，並據以建立新的試驗方法及合 格判別基準。其次，進行大尺寸柱試體之反復載重試驗，探討含鋼筋續 接器柱構材之耐震行為，驗證在住塑性鉸區使用鋼筋續接器續接的可行 性。最後，召集規範研修工作小組，進行設計及施工規範之研修工作。. 三、重要發現 本計畫首創以鋼筋直徑收縮率為續接器續接延展性的指標，並建立 試驗方法以及合格判別指標。上述檢驗方法不但更簡單、更合理、更周 延、爭議性更低，而且經過檢測單位實做，印證該方法可以落實至檢測 單位。柱構材耐震行為的研究顯示，在塑性鉸區使用鋼筋續接器續接， 基本上對柱之耐震行為沒有明顯的負面影響，且大部分的情況可以提升 柱的消能容量。設計及施工規範經過 4 次工作會議的討論，收納以鋼筋 直徑收縮率為延展性指標的構想，完成研修工作。. X.
(14) 四、主要建議事項 立即可行之建議：將所研修之規範轉移給相關單位並納入相關工程規範 主辦單位：公共工程委員會、內政部營建署 協辦單位：土木水利工程學會 所研修之「鋼筋續接器續接設計規範」相關條文可以納入「混凝土 工程設計規範與解說」中， 『鋼筋續接器續接施工規範』相關條文可以納 入「混凝土工程施工規範與解說」中。此外，也可以提供公共工程相關 規範參考使用。 立即可行之建議：將研究成果推廣至工程界 主辦機關：內政部建築研究所 協辦單位：各相關學會、各相關專門技術工會 推廣工作可以分成兩部分，第一部份乃將所研修之「鋼筋續接器續 接設計規範」及「鋼筋續接器續接施工規範」規範以「參考規範」的方 式印行，讓工程界可以容易取得；第二部分乃舉辦研討會，對工程界說 明相關研究成果及規範內容，讓研究成果更容易落實至工程界。 中長期性建議：建立鋼筋續接器續接認證制度並扶植可靠之認證單位 主辦單位：內政部建築研究所或內政部營建署 協辦單位：台灣營建研究院 鋼筋續接器續接種類多，每種續接器續接之製作及施工標準皆不盡 相同，應該有一具足夠專業知能之單位，對每一種鋼筋續接器續接之施 工程序、品管標準做認證，建立每一種鋼筋續接器續接之施工規範及檢 驗方式，以利品質控制以及工程監造之實施。. XI.
(15) ABSTRACT keywords：mechanical splice, splice of steel bars, reinforced concrete 1. Research goal The regulations for the use and fabrication of mechanical couplers have been used for more than five years in Taiwan. It is time to review and revise the regulations. In this project, the regulations were reviewed and revised. In addition, the feasibility of using reduction-of-diameter of steel bar as an index for ductility of the mechanical splice was investigated. And, the use of mechanical splice in the plastic hinge zone of RC columns was also studied. 2. Methods and procedure Both theoretical and experimental works were carried out to study the behavior and characteristics of reduction-of-diameter of steel bars. A total of 79 reinforcing bar specimens and 29 set of reinforcing bars spliced by coupler were tested to their failure under tension. Large scale column specimens were loaded under cyclic loads to study the hysteretic behavior of the columns with their steel bars spliced by couplers in the plastic hinge zone. Based on the experimental results obtained, the regulations for mechanical splices were revised. 3. Major achievements The use of reduction-of-diameter as an index for the ductility of the mechanical splice of steel bars was found applicable. The reduction-of-diameter is suggested no less than 5% and 6% for Grade 60 and Grade 40 reinforcing bars respectively for SA Class splices. In addition, the reduction-of-diameter should be no less than 1% for both Grade 60 and Grade 40 reinforcing bars for B Class splices. It is found from the tests that use of mechanical splices in the plastic hinge zone of RC columns has no negative influence to the hysteretic behavior of the columns. The regulations for the use of mechanical splice of reinforcing bars were revised as can be found in Appendixes A and B, respectively. 4. Suggestions 1. The regulations should be inserted in the design and construction codes for concrete structures respectively to implement these regulations to practical practices. 2. The regulations should be publicized to the engineers and architects by holding conferences. 3. Certification and experimental units should be established to certify the products for coupling steel bars. XII.
(16) 一、前言. 一、 前言 日 本 對 鋼 筋 續 接 器 續 接 之 試 驗 方 法 及 判 別 基 準 [1、 2]皆 相 當 周 詳，不過執行起來也比較費勁。1999 年以前，美國 ACI 規範 [3]對 鋼 筋續接器續接之規定非常簡略，基本上只有一種等級，對耐震結構使 用續接器續接也沒有較嚴謹的考量。 1999 年 ACI 規範開始有 Type 1 及 Type2 之分類，Type 1 使用於非塑性鉸區，Type 2 可使用於塑性鉸 區。Type 1 續接器續接之強度只要能達到 1.25 倍鋼筋規定降伏強度 即可，Type 2 則要同時滿足 1.25 倍鋼筋規定降伏強度及 1 倍鋼筋 規 定抗拉強度。ACI 規範之規定雖然越來越嚴謹，但是其試驗的方法及 判別基準仍然頗為簡略。 國內鋼筋續接器設計及施工規範之研 究，內政部建築研究所有很 大的貢獻。內政部建築研究所在 84 年及 85 年推動鋼筋續接器續接之 相關研究 [4、 5]，隨後在 86 年推動續接器續接之設計及施工規範條文 草擬，並 於 88 年 由 營 建 署 及 建 研 所 成 立 規 範 審 查 專 案 小 組 審 查 完 成 。 設計及施工規範審查完成後，於 89 年上半年與台灣科技大學共同主辦 研討會推廣之 [6]。國內鋼筋續接器續接之設計及施工規範，主要參考 日本建築學會之「鐵筋混凝土造配筋指針及解說」 [1]，並略為簡化而 得，比 ACI 周延而比日本規範簡單，頗適合國內使用。惟，該版之設 計及施工規範經過 5、6 年的使用後累積一些使用心得，國內工程業界 也對鋼筋續接器續接有較正確的認識，加上國內營建業及鋼筋續接器 業者之起伏消長，工程業界對 89 年審查完成之規範有加以調整、修改 之呼聲。 目前規範的內容或條文值得進一步研究、檢討的有： （1） 規 範 對 SA 級 續 接 器 接 合 試 體 破 壞 模 式 之 規 定 有 些 時 候 偏 嚴 格，有一些續接器接合試體在續接處斷裂時，其延展性仍然良 好。如圖 1-1 所示之續接器續接試體中，第 7 號試體在續接 處 斷裂，根據規範此試體不合格，但是該試體確實有非常明顯的 頸縮，顯示其延展性良好。這種現象雖然不常見，但是偶而也 會發生，這種現象對廠商有不公平之 處，也因而產生不少爭議 ， 這對對工程進度有時也有不良的影響。 （2） 梁 構 材 塑 性 鉸 區 ， 鋼 筋 以 鋼 筋 續 接 器 續 接 對 梁 構 材 遲 滯 行 為 的 影響已有一些試驗結果 [6、7]，但是柱構材塑性鉸區使用鋼筋續 接器續接對遲滯行的影響，目前的試驗資料很少，應該要有指 標性的試驗探討之。柱斷面的鋼筋量比較大，其鋼筋比可能達 6. -1-.
(17) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. ％，若全部鋼筋在同一斷面採用 SA 級續借器續接是否會造成保 護層容易剝落？對柱構材之遲滯行為有何影響？有需要加以探 討。 （3） 國 內 已 經 有 廠 商 可 以 生 產 出 品 質 穩 定 的 鍛 牙 螺 紋 式 續 接 器 ， 規 範的解說部份宜加以澄清。 （4） 試 驗 結 果 判 別 基 準 中 對 試 體 的 極 限 變 形 量 有 延 展 性 ε dc 及 伸 長 率 ε uc 兩 種 規 定 ， 考 慮 脫 牙 或 拔 出 的 破 壞 模 式 ， 這 樣 的 規 定 有 其 必. 要性，但是這也容易造成混淆，最好能有既簡單又清楚的判別 基準。 （5） 異 徑 續 接 （ 續 接 器 兩 端 鋼 筋 直 徑 不 同 ） 或 續 接 器 兩 端 鋼 筋 強 度 相差比較大的情況，規範沒有相關的規定。異 徑續接，尤其是 8 號鋼筋與 10 號鋼筋之續接，造成續接器兩端鋼筋強度有很大的 差異，此有可能影響桿件塑性鉸的行為或發生位置，這對結構 是否有不良的影響宜加以澄清。此外，異徑續接之檢驗方式也 未有明確的規定。 （6） 續 接 器 續 接 性 能 等 級 證 明 之 公 證 部 份 在 現 階 段 不 易 做 到 ， 可 以 考慮簡化。鋼筋續接器續接之種類過多，續接原理及施工方法 有很大的差異，絕大部分的檢驗單位或公證單位無法在可被接 受的費用下進行各種續接器續接方種類之查驗與公證，國內鋼 筋續接器廠商之素質已經比較整齊，品質控制的能力也已提 高，可以考慮簡化之並輔以其他方法規範之。 （7） 施 工 廠 商 儀 器 設 備 之 保 養 、 校 正 要 加 以 查 驗 或 規 範 。 有 適 當 的 查驗或規範可以促進品質控制，可以 配合解決上項問題。 （8） 施 工 時 續 接 器 續 接 之 抽 驗 分 未 組 裝 試 體 及 已 組 裝 試 體 ， 已 組 裝 試體之抽驗會造成許多困擾，宜重新檢討。已組裝試體取樣後 鋼筋需要重新進行續接，有時候鋼筋過短時甚至會導致鋼筋根 數短缺，此對施工者甚或業主造成困 擾，宜尋求其他方式抽樣 。 上述這些問題若能獲得合理的解答或處理方式，則對國內工程之續接 器續接品質、工程品質、結 構耐震能力及續接器市場秩序皆會有明顯 的助益與提升。. -2-.
(18) 二、 鋼筋直徑收縮率與延展性之關係. 二、 鋼筋直徑收縮率與延展性之關係 由於伸長率之測量方法較直接，可以 使用之測量儀器種類較多， 為目前鋼筋延展性測量之指標。續接器續接性能之合格標準亦以伸長 率 為 主 要 指 標 ， 但 是 實 際 應 用 上 卻 產 生 以 下 之 問 題 ： 1.續 接 器 續 接試 體 產 生 脫 牙 或 拔 出 之 破 壞 模 式 時 ， 伸 長 率 之 量 測 有 其 困 難 。 2.兩 端鋼 筋 號 數 不 同 時 ， 若 採 用 與 兩 端 鋼 筋 號 數 相 同 之 基 準 ， 則 偏 向 嚴 格 。3. 銲 接 型 續 接 器 之 檢 驗 ， 在 伸 長 率 之 量 測 上 也 有 困 難 。 4.規 範 對 於 SA 續接器續接試體破壞位置之規定，乃是為了保障續接後鋼筋之延展 性，但是有少數因續接處斷裂而被判定不合格的試片，卻有很明顯的 頸 縮 現 象 ， 顯 示 不 錯 的 延 展 性 ， 這 並 不 合 理 。 5.更 由 於 以 上 之 困 難， 規範在伸長率之合格基準訂定上，無 法落實對續接器續接性能等級之 要求。鋼 筋延展性亦可以由直徑收縮率得到。以鋼筋直徑收縮率做為 續接器續接後之鋼筋延展性之指標，應可避開上述問題，為一值得探 討之辦法。 本章探討鋼筋直徑收縮率與延展性之關係，首 先推導圓形斷面理 論直徑收縮率與應變之關係，再以 82 組鋼筋拉力試驗建立鋼筋直徑 收縮率與應變關係之實驗值，最後規劃 29 組續接器接合試體，驗證 各種續接狀況下之鋼筋直徑收縮率與應變關係，進而建立直徑收縮率 之量測方法與合格基準之建議值。. 2.1 圓鋼棒直徑收縮率與應變關係之理論分析 鋼材於彈性階段之直徑收縮率與應變之關係可由廣義虎克定律 求得，由 於彈性階段之直徑收縮率甚小，可以不計，本 章所研究的範 圍乃是鋼材於降伏後進入應變硬化階段直到破壞之直徑收縮率與應 變之關係，如圖 2-1 所示，因此須由塑性理論 [10]著手，由於鋼材於 塑性階段之密度變化小於 0.1%，在理想工程近似上，可 視為塑性階段 體積保持常數，故 以下推導假設體積不變，另 一個重要之假設為材料 斷面為圓形直桿，變形前後斷面形狀保持不變 (保持圓形)。 2.1.1 真實應變與工程應變 工程上使用之應變為『工程應變』，為標距範圍內之“平均應 變＂，在 此以 ε 代 表之，如 (2-1)所示；鋼材進入塑性階段後，標距長 度變化顯著，因此定義『真實應變』為瞬時標距長度之變化率，在此. -3-.
(19) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 以 ε r 代表，如 (2-2)所示。圖 2-2 為 (2-1)與 (2-2)之說明，圖中之 T 表示 時間，A 為斷面積，D 為直徑，下標為各物理量與時間之對應. ε=. ΔL Ln - L0 1 T =tn 1 Ln = = ∫ dL = ∫ dL ⋅ L0 L0 L0 T =t0 L0 L0. ⋅ ⋅ ( 2-1. ). (2-1)中 L 0 為標點之初始間距(T=t 0 )， ΔL 為標點間長度之總變化量， n-1. Ln+1 - Ln Ln n =0. ε r =∑. ,由Δt → 0. dL T=t0 L Ln dL =∫ L0 L L = ln n ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ( 2-2 L0 =∫. T=tn. ). (2-2)將每一瞬間之標距長度變化率疊加，再將時間間隔取極限，得到 『真實應變』ε r ； 由(2-1)與 (2-2)可以得到 ε-ε r 之關係，如(2-3)所 示. ε r = ln. Ln L -L =ln( n 0 +1)= ln (ε+1) ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ( 2-3 L0 L0. ). 由塑性階段體積不變，將 A0 L0 = An Ln 代入 (2-2). ε r = ln. Ln L0. =ln. A0 An. ⎛D ⎞ =2 ⋅ ln ⎜ 0 ⎟ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ( 2-4 ⎝ Dn ⎠. ). 由(2-4)可 知，真實 應變 ε r 與直徑收縮率之關係是可以建立的，值 得一 提的是，(2-3)僅 適 用 至 ε peak，因 為 當 應 力 超 過 σ peak 開 始 發 生 頸 縮 後 ， 應變便不是均勻分布， (2-3)便不成立。 2.1.2 理 論直徑收縮率-應變曲線方程式 (r d -ε). -4-.
(20) 二、 鋼筋直徑收縮率與延展性之關係. 在鋼筋應力達到最大值之前 ε r = 2 ⋅ ln ( Do D n ) ，又 ε r = ln(ε + 1) ；. 令上二式等號右側相等，得 2 ⋅ ln ( Do Dn ) = ln(ε + 1) ，或. Do Dn = (ε + 1) 。 鋼筋直徑收縮率 r d 定義為. rd =. D0 − Dn D 1 = 1 − n = 1⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ D0 D0 ε +1. ( 2-5 式). 其中 D 0 ：初始直徑 D n ：應變達到 ε peak 之直徑 r d ： 1-. Dn ，直徑收縮率 D0. 圖 2-2 為 r d - ε 之關係曲線。由圖 2-2 可看出圓鋼棒之直徑收縮率 -應變關係近似線性，以直線迴歸之，可以得到一個斜率 a theory ，求得 一線性 r d - ε 方程式(r d =a theory ε+b)。. 2.2 鋼筋直徑收縮率試驗 由於鋼筋表面有竹節分布與脊之存在，與 2.1 推導之假設(圓形斷 面)有差異，因此其 r d -ε 之關係，需進一步由試驗求得。 規劃以 82 組鋼筋拉力試驗，如表 2-1 所示，建立各號數鋼筋之 r d -ε 關 係，根據 CNS 560 鋼筋混凝土用鋼筋、CNS 2111 金屬材料拉伸 試驗法、CNS 2112 金屬材料拉伸試驗試片進行鋼筋拉力試驗，架設延 伸計 (LVDT)之距離固定為 20cm，每隔 2d b 打上標點以作為量測直徑 收 縮 率 與 伸 長 率 之 記 號 ， 並 於 拉 力 試 驗 過 程 中 以 游 標 尺(靈 敏 度 0.01mm)量 測 鋼 筋 直 徑 ， 鋼 筋 拉 斷 後 ， 量 測 每 隔 2d b 之 伸 長 量 ， 如 圖 2-3 所示，以建立鋼筋 r d -ε 之關係。 共完成 82 根鋼筋之拉力試驗與數據分析，試 驗結果以游標尺量測 之直徑與延伸計量測之伸長量，經整理得到之 r d 與 ε 作圖，並以直線 迴歸之，得到 r d =a test ε+b test，經初步比較後發現 b test 趨近於 0，可以將 其忽略，關於 a test 進一步整理之結果於 2.2.2 討論之。 實驗數據依鋼筋種類分成四類，第一類為表 2-1 中 SD 420W 熱軋 鋼筋 -1，第二類為 SD 420W 熱軋鋼筋 -2，第三類為 SD 280W 熱軋鋼筋，. -5-.
(21) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 最後為 SD 420W 線上熱處理鋼筋（水淬鋼筋）；其中 SD 420W 熱軋 鋼筋分成兩類之原因為，SD 420W 熱軋鋼筋 -1 之直徑收縮率量測位置 為非竹節部份之直徑 d p ，如圖 2-4 所 示，SD 420W 熱軋鋼筋 -2 之直徑 收縮率量測位置為脊到脊之直徑收縮率 d r ；有這樣的分別乃是實驗進 行初期，認為量測 d p 計算直徑收縮率較直接，但是進行了 38 根試體 試驗後，發現量測 d p 會因為竹節之存在，而必須將量測位置移動，使 得量測位置之間距無法控制，故將原本量測 d p 改成 d r，為了以示區別， 故將其分別命名；於是 SD 420W 熱軋鋼筋 -2 與 SD 280W 熱軋鋼筋、 SD 420W 線上熱處理鋼筋（水淬鋼筋）均為量測 d r ，關於將量測位置 d p 改成 d r ，對於試驗結果之影響將於後討論之 (P.12)。 2.2.1 頸縮區與非頸縮區之直徑收縮率 在 Gage Length 範圍內之量測點，鋼 筋拉斷後，依照其位置區分成 頸縮區與非頸縮區，關於非頸縮區之 範圍採用拉斷處起算 1 d b 以 外 ， 屬於非頸縮區之量測點，由 圖 2-5 可知其應力達到 σ peak 後，緩 慢 進 入 卸載，應 變也不再增加，因 此非頸縮區之直徑收縮率也停止增加，因 此將非頸縮區量測點之直徑收縮率平均得到該試體之非頸縮區平均 直徑收縮率(r d ) ave、拉斷處之直徑收縮率(r d ) necking 分別與該試體之 CNS 伸長率作圖，以下分別就各類鋼筋之 試驗觀察與結果敘述討論之： （1） SD 420W 熱軋鋼筋 -1：圖 2-6 所示為 SD 420W 熱軋鋼筋 -1 之應 變-直徑收縮率關係曲線。由圖 2-5 可發現應變與鋼筋直徑收縮 率在應變小於 ε peak 時，兩者基本上呈線性關係，其斜率以 a test 表 示之。當 應變大於 ε peak 後，頸縮區鋼筋直徑收縮率快速增大，而 在鋼筋非頸縮區，鋼筋直徑收縮率不再增加，或增加很小。圖 2-5 所示為鋼筋在頸縮區及非頸縮區鋼筋之應力-應變曲線。當 鋼 筋開始頸縮，頸縮區應變持續增加，而非頸縮區鋼筋會慢慢進入 卸載階段。鋼筋斷裂後，頸 縮區鋼筋直徑收縮率會比較大，而非 頸縮區則較小。圖 2-7 所 示 為 SD 420W 熱軋鋼筋 -1 斷裂後，非 頸縮區之鋼筋直徑收縮率，其值為 4.9%。圖 2-8 所示為 SD 420W 熱 軋 鋼 筋 -1 斷 裂 後 ， 頸 縮 區 之 鋼 筋 直 徑 收 縮 率 ， 其 最 小 值 為 13.1%，明顯比非頸縮區高出很多。 （2） SD 420W 熱軋鋼筋 -2：圖 2-9 所示為 SD 420W 熱軋鋼筋 -2 之應 變-直徑收縮率關係曲線。圖 2-10 所示為 SD 420W 熱軋鋼筋 -2 斷裂後，非頸縮區之鋼筋直徑收縮率，其最小值亦在 5%左右。 圖 2-11 所示為 SD 420W 熱軋鋼筋 -2 斷裂後，頸縮區之鋼筋直徑 收縮率，其最小值在 18%左右。. -6-.
(22) 二、 鋼筋直徑收縮率與延展性之關係. （3） SD 280W 熱軋鋼筋：圖 2-12 為 SD 280W 熱軋鋼筋之應變 -鋼 筋 直 徑 收 縮 率 關 係 曲 線 。 其 鋼 筋 收 縮 率 的 變 化 趨 勢 基 本 上 和 SD 420W 熱軋鋼筋 -1 及 SD 420W 熱軋鋼筋 -2 非常類似。圖 2-13 及 圖 2-14 為 SD 280W 熱軋鋼筋斷裂後，頸縮區與非頸縮區之鋼筋 直徑收縮率，其中非頸縮區鋼筋直徑收縮率最小值在 6%左右， 頸縮區鋼筋直徑收縮率為 20～31%。 （4） SD 420W 線上熱處理鋼筋（水淬鋼筋） ：圖 2-15 所式為 SD 420W 線上熱處理鋼筋（水淬鋼筋）之應變 -鋼筋直徑 收縮率關 係曲線 。 其鋼筋收縮率的變化趨勢也和 SD 420W 熱軋鋼筋-1 及 SD 420W 熱軋鋼筋 -2 相 似 。 圖 2-16 及圖 2-17 為 SD 280W 熱軋鋼筋斷 裂 後，頸縮區與非頸縮區之鋼筋直徑收縮率，其 中非頸縮區鋼筋直 徑 收 縮 率 最 小 值 在 4.6%左 右 ， 頸 縮 區 鋼 筋 直 徑 收 縮 率 為 26～ 32%。 比較 (2)、(3)、(4)三類鋼筋之結果 (均量測 d r 計算直徑收縮率 )發 現 其應變 -直頸收縮率關係均呈現類似之趨勢，如圖 2-9、圖 2-12 及 圖 2-15 所示，頸 縮區於應變小於 ε peak 時，應 變-直徑收縮率均呈現近似線性關 係 ， 應 變 大 於 ε peak 後 ， 非 頸 縮 區 鋼 筋 直 徑 收 縮 率 均 停 止 或 增 加 很 少 ； 頸縮區鋼筋直徑收縮率均快速增大。 四 類 鋼 筋 之 非 頸 縮 區 平 均 直 徑 收 縮 率 (r d ) ave 與 頸 縮 區 直 徑 收 縮 率 (r d ) necking 之整理，如表 2-2 所示。(2)、(3)、(4)類鋼筋之非頸縮區直頸 收縮率 (r d ) ave 最小值有所不同，如圖 2-10、圖 2-13 及 圖 2-16 所示，其 可能原因可能為 SD 280W 熱軋鋼筋 之伸長率要求高於 SD 420W 熱軋 鋼筋 -2 而使得其直徑收縮率相對提高 ，由此亦可看出應變與直徑收縮 率呈正比之趨勢；SD 420W 線上熱處理鋼筋之結果略小於 SD 420W 熱 軋鋼筋 -2，可能為其製造程序與化學成分稍有差異造成。 (2)、 (3)、 (4)類 鋼 筋 之 頸 縮 區 直 頸 收 縮 率 之 範 圍 約 略 相 同 ， 約 在 20～32%間，如圖 2-11、圖 2-14 及 圖 2-17 所示，但 SD 420W 線上熱 處理鋼筋 顯然較集中，偏向大值，可 能原因為 SD 420W 線上熱處理鋼 筋製造程序與化學成分造成，而使得 頸縮區直徑收縮率區間較集中。 2.2.2 試驗結果之整理與比較 其 他 試 驗 結 果 彙 整 如 表 2.2～ 2.5， 試 驗 結 果 也 與 線 性 化 之 理 論 關 係 曲 線 比 較 之 ， 並 將 表 2.2 ～ 2.5 之 結 果 整 理 至 表 2-6 。 基 本 上 ， SD420W 加釩鋼筋 -2、SD 280W 熱軋鋼筋與 SD 420W 線上熱處理鋼筋 之 試 驗 值 小 於 理 論 值 ， 見 表 2-6， 此 可 歸 因 於 鋼 筋 竹 節 的 存 在 ， 使 得. -7-.
(23) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 有竹節的凸出部分應變偏小引致非竹節部分直徑收縮率增大；而 (2)、 (3)、 (4)類 鋼 筋 均 為 量 測 脊 到 脊 之 直 徑 d r 以 計 算 直 徑 收 縮 率 ， 故 由 表 2-6 可知，實驗值應尚在合理範圍。比 較 SD420W 加釩鋼筋-2 與 SD280 熱軋鋼筋 可以看出 SD280 熱軋鋼筋之 a test 明顯小很多，因其伸長率較 SD420W 加釩鋼筋 -2 大，此點可由實驗數據觀察得到。再以 SD420W 加釩鋼筋 -2 與 SD 420W 線上熱處理鋼筋 (水淬鋼筋 )比較，SD 420W 線 上熱處理鋼筋 (水淬鋼筋 ) 之 a test 也小很多，但是其 CNS 伸長率實驗值 與 SD420W 加釩鋼筋-2 相近 (見 圖 2-11、圖 2-17)，所以可以得到 SD 420W 線 上 熱 處 理 鋼 筋 (水 淬 鋼 筋 )於 應 變 達 ε peak 前 之 直 徑 收 縮 率 ， 比 SD420W 加釩鋼筋 -2 小。 之前提到 (P.9)SD420W 熱軋鋼筋 -1 與 SD420W 熱軋鋼筋-2 由於分 別量測 d p 與 d r 以計算直頸收縮率，是 否造成試驗結果之不同？以下分 就數點比較之： （1）應變-直徑收縮率關係曲線：由圖 2-5 與圖 2-9 可看出量測 d p 與 d r 所 得 到 之 趨 勢 相 近 ， 包 括 應 變 小 於 ε peak 時 ， 應 變 -直 徑 收 縮 率 呈現近似線性關係；以及頸縮區於應變大於 ε peak 時，鋼筋直徑收 縮率快速增加，非頸縮區鋼筋直徑收 縮率停止或增加很少。 （2）非頸縮區之直徑收縮率：由圖 2-7 與 圖 2-10 可觀察出，量測 d p 與 d r 所得到，非頸縮區直徑收縮率之最小值均約為 5%，圖 2-10 之分布較為接近直線，圖 2-7 之分布雖有正比之趨勢，但較分散， 其 原 因 可 能 與 量 測 dr 時 點 位 之 分 布 為 等 間 距 與 量 測 點 數 較 多 所 致。 （3）頸 縮區之直徑收縮率：頸縮區直徑收縮率之差異可以由圖 2-8 與 圖 2-11 得出，兩者之分布型態相近，但是量測 d r 得到 之直徑收 縮率較 d p 之分布區間往上平移了 4～5%，其原因可能為頸縮區 內，脊的高度因頸縮而減少之幅度較多導致直徑收縮率較量測 d p 計算之直徑收縮率高。 （4）實 驗值 a test：a test 實驗值因量測 d p 與 d r 而產生之差別可以很清楚 得由表 2-6 看出， SD420W 加釩鋼筋 -1 之實驗值（a test ）大於理 論值（a theory ），而 SD420W 加釩鋼筋-2 之實驗值（a test ），除#6 外均小於或接近理論值（a theory ），由此可觀察出，量測 d p 所 得 到之直徑收縮率較大，即鋼筋上非竹節處之直徑收縮率較大，脊 與竹節等凸出部份之直徑收縮率較小且量測到之實驗值接近理 論值。. -8-.
(24) 二、 鋼筋直徑收縮率與延展性之關係. 總結以上關於量測 d p 或 d r 計算 直 徑收縮率 之討論，可發現此兩種 操作方法得到之應變-直徑收縮率關係趨勢相近，非頸縮區之直徑收縮 率亦相近，故以量測 d r (脊到脊 )代 替 d p 應該是一個可行之作法，而且 有 下 列 之 特 性 ： 1.沿 鋼 筋 軸 向 之 量 測 間 距 ， 可 不 受 竹 節 分 布 之 影 響 ， 避免操作上之困擾。2.得到之直徑收縮率較接近理論值且偏向小值。 2.2.3 鋼筋直徑收縮率需求量之推估 非頸縮區鋼筋之直徑收縮率也可以根據 a test 求得。各號數之 a test 平 均 值 即 為 直 徑 收 縮 率 -應 變 關 係 之 斜 率 ， 將 a test 乘 以 各 號 數 鋼 筋 之 ε peak ，可以求得非頸縮區鋼筋直徑收縮率的需求。表 2-7～表 2-10 所 示為分別由 SD420W 加釩鋼筋-1、SD420W 加釩鋼筋 -2、SD280W 熱 軋鋼筋、 SD420W 線上熱處理鋼筋之實驗值 a test 推估之非頸縮區鋼筋 直徑收縮率(r d ) demend ，SD 420W 鋼筋 規範規定之最小鋼筋伸長率，如 表 2-7 左起第二欄所示，估 計 ε peak 比伸長率小 2%，如 表 2-7 左起第三 欄，以 a test 乘以 ε peak 可求得各號數鋼筋之需求直徑收縮率(r d ) demend ， 如表 2-7 左起第四欄。所求得之鋼筋直徑收縮率需求量在 4.3%至 5.9% 之間；由同樣之步驟，表 2-8 求得之鋼筋直徑收縮率需求量(r d ) demend 為 4.4～5.5%，與 圖 2-7 所示之試驗值比較，試驗最小值約為 5%，介 於 4.3～5.9%與 4.4～5.5%之間，一致性在合理範圍。 由表 2-9 求出之 SD280W 熱軋鋼筋直徑收縮率需求量為 6.8%與圖 2-13 試驗值之最小值 6.6%相當一致。 表 2-10 為 SD420W 線上熱處理鋼筋 直徑收縮率需求量，得到需 求量為 4.3%，與圖 2-16 之試驗最小值 4.6%亦在合理範圍。 圖 2-7 所示之試驗數據顯示有許多直徑收縮率高於 5.8%，可能 的 原因是鋼筋剛開始頸縮時，頸縮可能發生在數個位置，到最後頸縮才 集中在一個位置並引致鋼筋斷裂。在實際 RC 構件應用上，鋼筋應變 能達到 ε peak 應已經非常夠用，因此 SD420W 加釩鋼筋非頸縮區鋼筋直 徑收縮率達 5%應該就足夠；SD280W 熱軋鋼筋非頸縮區鋼筋直徑收 縮率要求應要提高至 6.6%以上，而 SD420W 線上熱處理鋼筋之非頸 縮區鋼筋直徑收縮率要求，依現有數據顯示，在 4.6%以上即可滿足延 展性之要求。. 2.3 續接器接合試體拉力試驗. -9-.
(25) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 為了驗證前一節，由鋼筋拉力試驗中建立之應變-直徑收縮率關係 與直徑收縮率之需求，規劃以下含續 接器試體，其中包含 12 組兩端 同 一 批 號、同 號 數、相 同 降 伏 強 度 之 試 體 (#6、#7、#8、#10 各 3 組 )； 6 組兩端不同一批號、同號數、降伏強度不同；6 組試體採異徑續接 方 式 (#8-#10、 #7-#8、 #6-#7 各 兩 根 )， 以 及 柱 構 材 試 驗 部 份 之 含 續 接 器試體的材料試驗，以上共計 29 組續接試體，預計進行 3 組高塑性 反 復 拉 力 試 驗 ， 26 組 續 接 器 拉 力 試 驗 ， 續 接 試 體 之 詳 細 描 述 ， 見 表 2-11 所 示 。 試體之試驗方法以 89 年審查通過之續接器設計與施工草案所規 定 之 續 接 器 拉 力 試 驗 為 之 ， 詳 見 [4][5][6]； 並 在 試 驗 前 於 預 定 位 置 打 上標點，如圖 2-18 所示，並量測各點兩個方向之初始直徑，如圖 2-4 所示，於 續接試體拉斷後，再行量測各點之直徑，標示斷裂位置，並 以此計算各點之直徑收縮率，以驗證前一節之結果。 29 組試體中有 9 組為柱構材之材料試驗，用於驗證柱構材使用續 接器為 SA 級續接性能之試驗，其中 3 組依 89 年審查通過之續接器設 計與施工草案規定，SA 級續接性能判定須進行至少 3 組高塑性反復 拉力試驗，此 3 組與上述進行續接拉力試驗之 試體以相同步驟加測直 徑收縮率。其餘 6 組試體亦可以加測鋼筋直徑收縮率，並將加測直徑 收縮率所得之結果於下一節一併討論，關於此 9 組試體用於柱構材材 料試驗之結果，見 3.3.3 材 料 試 驗 。. 2.4 續接器接合試體拉力試驗結果與討論 續 接 器 續 接 試 體 之 拉 力 試 驗 係 由 台 灣 科 技 檢 驗 公 司 (SGS)協 助 進 行，一方面節省試驗時間，另一方面亦可得知由業界自行操作量測直 徑收縮率之可行性。進行拉力試驗之 續接器續接試體共 29 組，直徑 收縮率部份之試驗結果經整理後，將 續接器兩側鋼筋為同一批，相 同 降伏強度放在表 2-12；續接器兩端為相同號數，不同降伏強度放在表 2-13；異徑續接放在表 2-14。 由表 2-12 至表 2-14 可以觀察出大致上以垂直脊 -脊方向之直徑收 縮率比較大，因為垂直脊 -脊方向之直徑較小，此結果與 2.2.2 之鋼筋 拉力試驗結果符合，據此結果，建議量測直徑收縮率應以脊 -脊方向為 之，如圖 2-18 所 示 之 d r，若 鋼筋之表面無脊，如螺紋節鋼筋，可 量測 表面無突起螺紋部位之直徑，如圖 2-18 所示之 d p ，如此可以避免因. -10-.
(26) 二、 鋼筋直徑收縮率與延展性之關係. 為鋼筋表面竹節之分布造成之量測困難。 接下來由表 2-12 至表 2-14 之下方整理之斷裂側與非斷裂側之最 大值與平均值，在 正常續接狀況下斷 裂側之最大值較非斷裂側大且大 於 5%，非 斷裂側之最大值稍小於斷裂側，但是仍然大於 5%，如圖 2-20 所 示 ， 表 示 未 斷 裂 側 之 降 伏 狀 況 與 斷 裂 側 相 近 ， 在 不 同 批 #8 之 狀 況 下，兩側鋼筋降伏強度稍有差異，推測其抗拉強度較低之ㄧ側斷裂 後，另一側直徑收縮率差異應該比正常續接大，由數據可證實此推 測，如圖 2-20 及圖 2-21 所示，異徑續接之狀況，由於兩側之鋼筋降 伏強度差異太大，結果顯示一側斷裂後另一側之降伏程度相當輕微； 由斷裂側與非斷裂側之比較可知，非斷裂側鋼筋於不同續接狀況下， 鋼筋降伏程度不同，因此應以斷裂側 之鋼筋直徑收縮率作為判斷之依 據。 再檢視每一側之直徑收縮率，發覺最靠近續接器之量測點(3、4)， 其直徑收縮率偏小，經過檢視拉斷後之試體，發現測量值偏小之原因 為，本研究所採用之試體在續接處附近，可能經過熱處理，材料降伏 強度提昇之故，其 餘斷裂側量測點之直徑收縮率，由表 2-12 至 表 2-14 所示，各 試體脊 -脊 方 向 斷 裂 側 直 徑 收 縮 率 之 最 大 值 為 6.8%～ 27.1%， 平均值為 4%～12.2%，其中試體 104、92、94、99 之平均值特別小， 其 原 因 有 二 ： 1.最 靠 近 續 接 器 之 量 測 點 量 到 的 直 徑 收 縮 率 特 別 小 。 2. 其他量測點不在頸縮區內。愈靠近斷 裂點直徑收縮率愈大；試體 106 平均值達 12.2%為量測點靠近鋼筋斷裂處所致，其他試體脊 -脊方向斷 裂側直徑收縮率之平均值為均小於 9.7%。 總 結 以 上 之 比 較 ， SA 級 續 接 性 能 之 續 接 器 合 格 標 準 ， 在 兩 側 降 伏 強 度 相 近 (正 常 續 接 )之 續 接 狀 況 ， 不 論 斷 裂 在 哪 一 側 ， 鋼 筋 之 降 伏 程度差異不大；若 為兩側為不同批之鋼筋，則 非斷裂側之鋼筋直徑收 縮率均小於正常續接之非斷裂側，此為鋼筋抗拉強度上之差異所造 成，而其延展性雖稍遜於兩側鋼筋為同一批之續接條件，但由柱構材 試 驗 結 果 (第 三 、 四 章 )可 知 其 延 展 性 亦 可 以 滿 足 需 求 ， 故 建 議 續 接 器 性能試驗基準之直徑收縮率採用斷裂 側最大直徑收縮率。. -11-.
(27) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 三、 柱構材反復載重試驗 為探討柱構材使用 SA 級續接器續接之耐震性能，本研究規劃 6 支懸臂式柱試體，進行反復載重試驗。以往含鋼筋續接器試體的載重 試驗，鋼 筋續接器兩端的鋼筋屬於同一批鋼筋，鋼筋的降伏及抗拉強 度基本上是相同的。但是實際上，鋼 筋續接器兩端鋼筋的強度可能不 屬同一批，而鋼筋強度也會有所不同。當鋼筋續接器使用在柱頭塑性 鉸區，且當下樓層鋼筋（如圖 3-1 所示）的鋼筋強度低於上樓層鋼筋 時，下樓層鋼筋在與續接器接合的位 置，其延展性需求會特別高。本 研究之試體以此課題為主軸，規劃試驗試體。. 3.1 試驗規劃與設計 3.1.1 試 體 規 劃 6 支懸臂式柱構材外觀如圖 3-2 所示，懸臂部分斷面為 50 cm×50 cm，配置 16 根 ＃8 鋼筋，鋼筋比為 3.24%，長度為 269 cm。試體使 用 SD420W 鋼筋以及抗壓強度為 280 kg / cm 2 之混凝土。試體頂部施加 0.1f c ’ A g（ 約 70 t）之 軸 壓 力。試 體 編 號 分 別 為 R-Y1、L1-Y1、L1-Y2、 L1-Y3、L2-Y3、L1/2-Y3，其 中 R 代表鋼筋未續接之參考試體，L1 代 表全部鋼筋續接器續接位置位於柱頭，L2 代表全部鋼筋續接器續接位 置位於塑性鉸區外邊緣，L1/2 代表半數在 L1 處續接半數在 L2 位置續 接；Y1 代表鋼筋具第一種降伏強度（4200～ 4350 kg / cm 2 ），Y2 代表鋼 筋具第二種降伏強度（4800～4950 kg / cm 2 ），Y3 代表鋼筋具第二種降 伏強度（ 5350～5500 kg / cm 2 ）。所探討的課題如下： （1） 試體 R-Y1 及 L1-Y1－比較續接器之有無對柱構材受力行為之影 響。 （2） 試體 L1-Y1、L1-Y2 及 L1-Y3－比較施工時不同批鋼筋 (降伏強 度不同 )續接對柱構材之影響。 （3） 試體 L2-Y3 及 L1/2-Y3－比較全斷面續接與半數隔根續接對柱 構材之影響。 （4） 試 體 L1-Y3 及 L2-Y3 － 比 較 續 接 於 臨 界 斷 面 與 臨 界 斷 面 外 d(50cm)處對柱構材之影響。. -12-.
(28) 三、 柱構材反復載重試驗. 3.1.2 試 體 設 計 （ 1） 基 座 ： 基 座 為 固 定 柱 構 材 底 部 ， 模 擬 樑 柱 接 頭 ， 且 須 預 留 螺 栓 孔以固定於地梁，並方便軸力加載裝置通過，所以需提高設計 強度，以避免基座於試驗過程中發生較大變形，甚至破壞，故 以柱主筋 f y = 5500 kg / cm 2 設計基座所需強度，經 計算後發現基座 長向與短向尺寸受基座主筋之伸展長度控制，長寬尺寸定為 180 cm×120 cm；基座之高度應以柱主筋之伸展長度為控制條件，以 確保基座之錨碇效果可使柱主筋達到降伏，經計算後高度定為 70cm； 基 座 之 主 筋 以 單 筋 梁 計 算 主 筋 量 ， 實 際 配 筋 以 双 筋 梁 配 置，以符合實際受反復載重作用；由學長之經驗得知基座雖然 強度符合需求，但是仍會產生斜方向之裂縫，故於角隅與裂縫 垂直方向加入少許補強鋼筋，以控制裂縫之發生。 （ 2） 箍 筋 ： 分 為 接 頭 緊 密 箍 筋 與 剪 力 箍 筋 ， 緊 密 箍 筋 量 不 受 主 筋 之 降伏強度影響，故 6 根柱構材試體之箍筋間距相同，均採用 12 cm；剪力箍筋量以箍筋降伏強度 f y = 4200 kg / cm 2 設計之 (CNS 560 中 SD420W 之降伏強度為 4200 kg / cm 2 ~ 5500 kg / cm 2 )，間距 為 12 cm 即可滿足 6 根試體之剪力需求；因為柱主筋量高，故經計算 所 得箍筋間距為 12cm 之箍筋量相當之高，為方便鋼筋之綁紥，故 使用#4 三層之閉合箍筋，細部詳見圖 3-2～圖 3-3。 （ 3） 主 筋 ： 由 於 續 接 器 之 斷 面 積 較 主 筋 大 ， 為 了 解 在 主 筋 量 較 高 之 下，續接器之使用是否造成灌漿之困難，故以 16 支 #8 為主 筋 (ρ=0.032)，續接後之續接器間距恰符合土木 401- 86a 細部設計 關於最小主筋間距之規定，推想應不至於造成灌漿困難，此部 份 可 於 灌 漿 完 畢 ， 拆 模 後 即 可 得 知 ； 主 筋 端 部 錨 定 採 用 headed bar 的方式以方便鋼筋綁紥與灌漿， headed bar 使用之機械式錨 定物尺寸以 ASTM A970/A70M-98 之規定為之，細部詳見圖 3-2 ～圖 3-3。 （ 4） 續 接 器 ： 採 用 符 合 鋼 筋 續 接 器 設 計 條 文 及 解 說 中 可 以 使 用 於 耐 震構材之 SA 級續接器，所 有續接器之加工均委託續接器廠商統 一加工，其外部尺寸如圖 3-4 所示。. 3.1.3 模 板 設 計 模板設計之初始概念為模板於邊緣與 適當間距處，具有足夠強度. -13-.
(29) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 之支撐，支撐處可視為鉸支承，支承 與支承之間，模板需具有足夠勁 度不產生過大之彎曲變形 (Δ max ≦1cm)，如圖 3-5；設計外力以承受比 重為 2.4 t / m 3 的流體產生之側向靜液壓；支撐使用 3 8′′ 直徑之螺桿。 為保留基座震動搗實空間，基座頂部不封模，以確保基座不產生 蜂窩，而影響強度，採柱與基座分開 灌漿，模板之詳圖，如圖 3-6 所 示。 原本模板設計抵抗側向力之順序為模板、側撐、螺桿，以模板為 主要抵抗混凝土側向力之元件，故以模板需具有足夠彎曲勁度抵抗 100%的外力；但是，於施工後方才發覺原本假想之模型有誤，整個模 板系統抵抗外力之順序應按各元件之勁度，由 大至小分配，正確之順 序應為螺桿、側撐、模板；所幸此項假設模型之誤差，僅造成模板之 彎曲勁度較需求為大，並不影響後續施工之進行，在此提出僅作為以 後有類似設計之參考。 3.1.4 軸 力加載裝置 軸力需求設定為 0.1f c ’ A g ，經計算後為 70 tf，參考學長之設計加 以改良，將原本直通之螺桿，加上鉸接裝置，使軸力之方向於加載過 程中，可 視為直通過斷面之中心；基 於安全性之考量，安全係數使用 2.0， 軸 力 螺 桿 使 用 A490Φ 40×4， 上 部 長 度 為 300cm， 下 部 長 度 為 100cm； 鉸 接 裝 置 之 插 銷(pin)直 徑 經 計 算 後 使 用 5cm，頂部使用剛性 極大之組合鋼板以作為試體頂部千斤 頂之反力板，將壓力加於試 體。 MTS 側推試體時，因為試體頂部與頂部組合鋼板轉角不一致，但 是由於千斤頂之推力不允許試體頂部與組合鋼 板產生相對轉動，於是 便 會 使 軸 力 裝 置 產 生 諧 和 變 形 (試 體 勁 度 遠 大 於 軸 力 裝 置 )， 因 而 產 生 軸力變大之現象；為避免於側推過程中產生過大之軸力變化，於頂部 加上勁度較小之盤形彈簧，以減少軸力變化，(軸力裝置與盤型彈簧軸 向勁度比約為 10： 1)，應可以將軸力變化控制在 70～76tf 之間。 基座固定裝置採用 A490Φ 30×16 鎖緊於地梁，以抵抗 MTS 側推 時造成之彎矩與剪力，安全係數為 2.0，軸力裝置如圖 3-7 所 示 。 試驗後發現，基座固定效果並不如預 期，原因為基座固定之螺桿 僅以氣動螺栓打緊，其僅能發揮被動抵抗之效果，加上軸力裝置與試 體為自體平衡狀態，無法將試體壓緊於地梁上，所以採用此種軸力裝 置，基座之固定就必須以主動方式施加，譬如對螺桿施加足夠之預. -14-.
(30) 三、 柱構材反復載重試驗. 力，或以千斤頂於側向頂住試體，方 可有效控制基座之側移量。. 3.2 試體製作 考量試體製作與施工之空間，故將 6 根試體分成 2 次施工， 另一方面亦可節省模板製作之費用，將其過程分成鋼筋整備，續 接器加工，箍筋加工，貼佈應變計，模板 element 預組，鋼筋籠 組立，模板組立，灌漿、養護及拆模等步驟，以下分項說明。. 3.2.1 鋼筋整備、續接器加工 首先須計算鋼筋長度與所需數量，由 於柱部分之主筋需使用特定 降伏強度之鋼筋故需分別將號數、降 伏強度、與長度、數量分別統計 之；基座之主筋僅需為 SD420W 就可符合需求，但是基座之鋼筋需彎 折成所需之形狀，將以上表列圖示之，並連絡廠商進場時間；鋼 筋進 場後須先將其清點分類，柱 主筋需再加工續接器，予以編號 (續接器兩 端之鋼筋均要編號，避免加工錯誤，亦可以於加工回場後檢核之 )並 紀 錄之，加工完畢回場後，清點並依照 鋼筋組立之順序，分開存放。. 3.2.2 箍 筋 加 工 依照設計計算所需箍筋型式與數量，箍筋型式如圖 3-3 剖面 1-1 所 示 ， 為 一 大 兩 小 之 閉 合 箍 筋 ， 其 彎 鉤 型 式 為 標 準 彎 鉤 (D13 之 箍 筋 90 ° &135 ° 彎 鈎 ， 彎 曲 內 徑 為 3d b =3.8cm ， 135 ° 彎 鈎 自 由 端 伸 展 長 度 6d b =7.6cm)， 根 據 繪 圖 軟 體 概 估 所 需 長 度 ， 經 試 彎 後 調 整 長 度 需 求 ， 並試組鋼筋籠，以 確定箍筋之尺寸可符合需求，之後即可依所需數量 統一裁切、彎折；加工彎折後之箍筋完成品，見圖 3-8 所示。 因為使用標準彎鈎製作箍筋，所以角隅之主筋位置須稍向內調 整，而且鋼筋表面有突出之竹節與脊，需將其考慮在內，適當放大箍 筋之尺寸，否則箍筋太小會造成組裝鋼筋籠之困難；由 於鋼筋彎折機 老舊，相 同設定之下，機器會彎出尺寸稍有差異之箍筋，除了以技術 彌補以外，另外仍須將欲彎折之箍筋數量提高 20%，以 篩選出可用於 組裝之箍筋。. -15-.
(31) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 3.2.3 貼佈應變計 應 變 計 貼 佈 之 位 置 如 圖 3-9 所 示 ， 先 於 欲 貼 佈 應 變 計 之 位 置 標 記，以砂輪機用號數較小之砂輪片，將鋼筋表面之竹節磨平，再 進一 步用砂輪機前端小幅前後移動將長約 2cm，寬 0.5～1cm 之範圍磨成平 面，再以號數較大之砂輪片，使其粗糙之表面光滑，以 上即完成表面 之處理，若處理完之平面無法馬上貼上應變計，以電工膠布將其貼 住，可使其不至於快速氧化。 將表面已經處理成光滑，可以貼應變 計之位置，先以棉花棒沾酒 精將表面之灰塵、雜質清除，再將應變計表面滴上瞬間膠，迅速以膠 紙按在鋼筋表面，持續 5～10 分鐘，以確保應變計完全密貼於鋼筋表 面，再以束帶將應變計一小段線固定於鋼筋上，其餘的線收好暫時固 定於鋼筋上(應變計使用附 3m 長之導線之應變計 )；由於鋼筋須經歷 綁紥、灌 漿並封在混凝土中達 1 個月以上，所 以其表面須再以石蠟保 護，確保應變計之水密性，石蠟之防水性乃是由石蠟與鋼筋接觸並固 化而達到，但是由於鋼筋導熱性佳，石蠟在快速降溫凝固時，其 與鋼 筋接觸面之黏結性與水密性，可能打折扣，最 好再以銲槍將石蠟之外 圍確實融化，使其分布範圍更大一點，確實達到防水之功效；再 於石 蠟表面以電工膠布保護之，避免石蠟因碰撞而遭刮除。 貼應變計使用之膠水，根據實地比較 後，發覺應使用應變計專用 之膠水，瞬間膠雖然可以黏的很緊，但是膠水凝固後，剛性太大，無 法承受太大的應變，應變計因為膠脫落而失效，應變計專用之膠水凝 固後似乎較有彈性，以應變計專用膠 水貼的應變計可以讀到較大之應 變。. 3.2.4 模 板 element 預 組 由於實驗內空間有限，無法待鋼筋籠 組立完成後，再組模板，所 以 須 先 將 裁 切 好 之 木 心 板 、 角 材 先 行 組 立 成 基 本 的 element， 以 節 省 堆置空間，並於預定穿過螺桿之位置鑽孔，待 鋼筋籠組立完成後再將 由木心版與角材組成之 element 拼成圖 3-6 所示之模板系統。. 3.2.5 鋼筋籠組立 基於施工便利性，將柱之鋼筋與基座之鋼筋籠分開組立，先組立. -16-.
(32) 三、 柱構材反復載重試驗. 柱之鋼筋籠，再組立基座之鋼筋籠，並預留柱之鋼筋籠插入之開口， 待柱之鋼筋籠插入，定位後，將開口合起並將基座主筋穿過柱之鋼筋 籠，以達到錨碇之效果。 柱鋼筋籠之組立最難在於第一步，將 大箍筋與角落之四支主筋之 位置固定，此步驟相當重要，關係著柱主筋之相對位置，及斷面強度 之計算，再來將小的箍筋由側面插入 後再將小箍筋角落四支主筋與大 箍筋固定妥當，最 後一個小箍筋依照相同步驟組立，最 後再將中間四 支主筋插入固定好，即完成柱主筋之組裝，成 品如圖 3-10 所示，接下 來就可以將機械式錨定物銲於主筋之端部。 基座鋼筋組立之前須先於底板上，將 預埋管之位置與模板之組立 位置先標示清楚，完成基座鋼筋籠之組立後，將柱之主插入，並 完成 基座鋼筋與柱主筋之相互固定後，再 將預埋管插入並固定妥當，使 之 於灌漿時不至於因混凝土衝擊或震動棒搗實而移動，基座組立成品， 如圖 3-11 所示。 鋼筋籠組立完成後，模板組立之前，須先將先前暫時固定於鋼筋 上之應變計的導線，沿鋼筋拉出試體 外，其原則以避開臨界斷面，及 可能產生裂縫之位置，並須於適當位置加以固定，使導線不會因灌漿 而將其拉斷，所以，試體臨界斷面以上之應變計均沿上拉至臨界斷面 以 上 1m 高 ， 臨 界 斷 面 以 下 之 應 變 計 往 下 沿 柱 主 筋 拉 到 基 座 底 層 主 筋，橫向拉到基座邊緣，再往上延鋼 筋拉到基座頂部邊緣。 柱試體於臨界斷面以上須預埋螺桿，以利架設 LVDT，量測實驗 進 行 中 臨 界 斷 面 以 上 之 曲 率 (Curvature)， 使 用 綁 紥 鋼 筋 之 鐵 絲 將 螺 桿 與主筋固定，量測之值才能有代表性，經過評估後，認 為主要的塑性 鉸區應該在臨界斷面以上 1D(50cm)的範圍内，為了保險起見，以 1.5D 為最大範圍，每 0.5D(25cm)一段，共 量測 3 段，左右各一支，共 需固 定 8 之螺桿。 關於預埋管之固定，應該用木板將預埋管之位置先鑽出預埋管大 小之孔，並以上下兩片較為適當，下 面固定於底板上，上面固定於模 板頂部，預埋管之材質以鋼管較適當，如此應可確保預埋管之相對位 置一定正確，固定基座之螺桿一定可 以穿過基座並合於地梁之孔。 由於去年學長之經驗，大基座之角隅 於實驗進行中易產生裂縫， 故於基座加入與裂縫方向垂直之補強鋼筋，由於臨時加入，倉促為 之，為了穿過原本已經密密麻麻的鋼筋籠，竟 彎出形狀類似海馬的鋼 筋，而且還將它組立起來，雖然伸展長度不足，但於實驗過程中基座. -17-.
(33) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 始終保持完整，裂 縫如預期般被控制住，這也是一種經驗：加入適當 之補強鋼筋可以有效控制裂縫。 3.2.6 模 板 組 立 將已經預組好的 element 依照底板上之標記，由下而上組立模板 單元，並 於以鑽好之孔以螺桿穿過，兩端露出模板少許長度以便螺帽 旋入拉住兩側模板，並將其旋緊，使 螺桿產生適當預拉力，當模板承 受混凝土之側推力時，不至於使模板 單元之間間隙被撐開而漏漿，混 凝土除了側推模板外，也會產生上舉力，使模板上升，但是由於模板 設計時已經超出需求強度很多，造成模板相當厚重，上 舉力尚不足以 舉起模板，故底板與模板間並不加以固定。 3.2.7 灌 漿 、 養 護 及 拆 模 由於鋼筋籠之鋼筋相當密，而且基座 上方有些部份以模板覆蓋， 灌漿與搗實之空間很有限，故使用高流動性混凝土，以 避免因混凝土 工作性不佳而振動又不確實，導致漿體無法完全充填模板，經使用高 流動性混凝土後，果然使灌漿作業順利進行；基座混凝土圓柱試體取 樣數量共 18 個，柱 部份之混凝土共取樣 24 個，圓柱試體澆置分三層 搗實，每層搗實 25 下，最後以刮刀抹平靜置，待所有灌漿作業結束 後，再移至試體旁存放。 由於灌漿時，正值寒流，恐怕低溫不利混凝土強度發展，故於灌 漿後 7 天內，均以塑膠布覆蓋混凝土，並定期補充水分，使水化反應 完全，於灌漿時製作之混凝土圓柱試體也採用相同之方法予以養護， 並補充水分。 灌漿後 7 天，混凝土應該已達到可移動之強度 ，即可進行拆模， 拆模後發現果然用高流動性混凝土是對的，試 體表面僅有小氣泡與邊 緣少部分因小小漏漿，而使混凝土中之極細粒料流失之現象；大致而 言，試體表面平整，臨界斷面之底部清楚。. 3.3 試驗裝置與加載歷程 3.3.1 試 體 架 設 試體之架設完成狀況，如圖 3-7 所示，以下分就數項敘述： （ 1） 前 置 作 業 ： 試 體 於 開 始 架 設 之 前 ， 須 將 基 座 預 埋 管 高 於 基 座 面. -18-.
(34) 三、 柱構材反復載重試驗. 的部份與 MTS 夾具螺桿之預埋管凸出柱面的部份切除，並以砂 輪機將基座表面凹凸磨平，以免鉸接裝置與固定螺栓之承壓板 放到基座上時，與基座面間產生空隙，而無法均勻傳力。為了 方便觀測裂縫之發展，以水泥漆將柱與臨界斷面附近的基座面 塗成白色，待其乾透後，將臨界斷面以上 100cm 的範圍以黑色 簽字筆打上 10cm×10cm 的方格，以方便描繪裂縫的分佈狀況。 （ 2） 施 力 裝 置 與 固 定 裝 置 ： 首 先 將 試 體 吊 至 地 梁 上 之 預 定 位 置 ， 再 將固定試體之螺桿穿過預留孔，同時以氣動螺栓將螺桿打緊。 本試驗使用 MTS 作為施力裝置，其 施力容量為 100tf，由於試驗 施力須一推一拉，以形成一個施力循環，故 MTS 與試體之聯結 與固定相當重要，如圖 3-3 所示，試體製作時已經預留 MTS 夾 具 螺 桿 通 過 之 預 留 孔 ， 此 時 將 MTS 之 夾 頭 以 MPT 軟 體 之 Accurator 控制緩慢伸出，並 將 MTS 之力量讀數歸零，直到距離 試體 5～ 10cm 時，調整 MTS 夾頭之螺栓孔與試體預留孔之位 置，至可以將螺栓穿過並鎖上螺帽，再以 Accurator 以位移控制 (Displacement Control)緩慢前進至貼緊試體，為了確定 MTS 與 試體已經貼緊，將 MTS 再往前推至試體產生 20KN 之反力時， 才可將 MTS 夾頭之固定螺桿以氣動螺栓打緊，如此便完成施力 裝置的安裝工作。 （3）軸 力加載裝置：本試驗軸力施加由 300tf 油壓千斤頂 1 個作為施 加軸力之裝置放在柱構材之頂部，油壓千斤頂底部以承壓板保 護柱頂部之混凝土，並在承壓板與油壓千斤頂之間放置荷重計 (Load Cell)，以量測試驗過程中軸力之變化 量；油壓千斤頂上 方以剛性板，連結螺桿至基座面之鉸接裝置，再與穿過基座之 螺桿固定於基座底部，剛性板上方安裝盤型彈簧以減少軸力變 化量；安裝完成後，如圖 3-7 所示。 （ 4） 量 測 系 統 ： 量 測 系 統 由 外 部 測 計 、 預 先 貼 在 鋼 筋 之 應 變 計 與 資 料收集器 (Data Logger)組成，外部測計位置如圖 3-12 所示，包 含 6 支位移計 (LVDT)，量測試驗過程中柱構材臨界斷面以上， 每 25cm 範圍拉力側與壓力側之長度變化量，安裝位移計前，須 先將長條鋁板鑽出比預埋螺桿直徑稍小之圓孔，用以穿過預埋 螺桿固定鋁板用，並將位移計以膠帶纏緊固定於鋁板上，再以 螺帽旋入固定鋁板之位置，但不鎖緊，以保持 鋁板可自 由轉動 ， 並 與 螺 桿 間 沒 有 空 隙 (gap)， 另 一 端 的 螺 桿 須 先 旋 入 一 螺 帽 作 為 頂 住 位 移 計 之 前 端 之 用 ， 並 以 AB 膠 將 位 移 計 之 前 端 與 螺 帽 黏 住，同時須注意位移計之位置，是否於安裝完成後為壓縮至衝. -19-.
(35) 鋼筋續接器續接設計規範與施工規範條文及解說研修. 程 (Sroke)之 ㄧ 半 ， 這 樣 方 能 使 可 量 測 之 伸 長 與 縮 短 量 為 最 大 。 再用 3 個測微計 (Dial Gage)分別量測基座之水平位移、基座左右 側之垂直變位量，由於混凝土面粗糙，惟恐造成測微計之讀數 異 常 跳 動 ， 故 於 測 微 計 欲 量 測 之 位 置 以 AB 膠 黏 上 一 塊 薄 鋼 板 (3cm×3cm×0.3cm)，再架設以強力樓板為參考點之參考架，以 固 定測計，參考架底部須平整，不會晃動，至少測微計前端伸縮 時不會導致參考架搖動，固定測微計時，須注意測微計與欲量 測點所在之平面是否垂直。 使用 1 個衝程 (Stroke)為 ±50cm 之感應式位移計 (LVDT)量測 MTS 加載中心柱構材之水平位移量，先調整安裝位置，使安裝後之 位置位於衝程之ㄧ半，再以 AB 膠將之固定。外部測計裝置位置 如圖 3-12 所示。 應變計貼佈之位置以量測柱構材主筋續接器附近之應變為主， 貼佈之位置如圖 3-9 所示，由於應變計本身所附之 3m 導線，由 量測位置經試體內部鋼筋拉出到試體外後，長度已所剩無幾， 無法再延伸到資料收集器 (Data Logger)，所以每一條線都必須再 接一段線以連接到資料收集器，線與線之接頭必須要相當小 心，99%讀數之不正常跳動，即來自於線與線的接頭，經過多次 試誤後，發現以接線專用之閉口端子效果最好，幾乎可以視為 沒有接頭之導線；由於應變計從貼到鋼筋上經歷鋼筋綁紥等施 工過程，，直到接到資料收集器上，已經埋在混凝土中長達一 個月以上，是否還能量的到正常之應變呢？所以必須先以三用 電錶量測其電阻值是否在正常範圍 (單軸應變計，型號 KFG-5-12 －C11，電阻值 120.4±0.5Ω)，待確定正常後方可接上資料收 集 器。 試驗中所須讀取與紀錄之讀數均須將測計接到資料收集器，由 資料收集器透過訊號線傳到控制室的 PC，再由控制軟體將其存 檔；於所有的線均接到資料收集器上後，還須觀察讀數是否穩 定 ， 基 本 上 讀 數 會 有 小 幅 跳 動 ， 應 變 計 大 約 為 2με， LVDT 與 Dial Gage 因為使用專用之訊號線，其中有鋼絲網將線包住，所 以讀數相當穩定並不會跳動，如果讀數跳動超出正常範圍，應 該先確定是全部的讀數都在跳動或是僅有少數幾個讀數跳動， 如果是全部讀數都在跳動，應該是檢查資料收集器之接地線接 地不妥當，最好先將接地處地面清乾淨，舖一塊大小適中之鋼 板，再將接地線以具有磁性之物品壓在鋼板上，如此便可以保 證接地良好；如果只有少數幾個讀數跳動幅度較大，則可能是 線與線的接頭或資料收集器的 channel 有問題，首先擾動讀數跳 動較大的導線，觀察讀數是否在擾動後跳動，若不是導線擾動. -20-.
(36) 三、 柱構材反復載重試驗. 造成讀數之擾動則應該是資料收集器的 channel 有問題，此時應 該更換 channel；若接完線後，讀數均無不正常之跳動，則應該 將觀察時間拉長到超過試驗所須之時間，讀取前後之讀數是否 跳動，此 時讀數之跳動通常會因 channel 的狀況與觀察時間的長 短而異，好的 channel 讀數幾乎不變，較差的 channel 會有小幅 跳動，應 變計大約 1 天 20με，若有超過者最好換另一個 channel。 在所有裝置均已佈置妥當後，試驗開始前，啟 動 MTS，將以位移 控制的方式調整至 MTS 的力量為 0.0KN，將 MTS 此時之位移定為位 移原點，再將資料收集器之讀數進行歸零後，此時記錄第一筆讀數， 再量測臨界斷面附近 LVDT 之初始間距，其位置如圖 3-13 所示，再 下一步，打開油壓千斤頂之電源，使 其開始對柱構材施加軸力，直到 油壓千斤頂之油壓穩定，並讀取第二 筆讀數，確定荷重計(Load Cell) 之讀數為預定之軸力值後，鎖緊油壓千斤頂之回油閥門，關閉油壓千 斤 頂 之 電 源 ； 將 新 的 方 格 紙 放 入 載 重 位 移 繪 圖 機 (X-Y Plotter)， 打 開 繪圖機之開關並按最大側推力調整繪圖比例，在試驗過程中，隨時可 藉由繪圖機畫出之 MTS 力量與位移量之關係圖，監控試驗過程是否 正常；接下來，即可開始進行試驗。 3.3.2 加 載 歷 程 本 試 驗 研 究 柱 構 材 之 遲 滯 行 為 ， 加 載 程 序 以 層 間 位 移 角 (Drift Ratio)做為側推位移遞增之單位，正 方向代表 MTS 往回 拉，負方 向為 MTS 往外推，一正一負構成一次加載循環，每 一個層間位移角做兩個 循環，在彈性階段時層間位移角增加 的幅度較小，每次增加 0.25%， 希 望 可 以 掌 握 降 伏 之 時 機 ， 過 了 降 伏 之 後 增 加 幅 度 便 為 0.5%， 超 過 5%後，增加幅度便成 1%，加載歷程由小至大依序為 0.25%，0.5%， 0.75%， 1%， 1.5%， 2%， 2.5%， 3%， 3.5%， 4%， 4.5%， 5%， 6%， 7%…直到 MTS 側推力量降到最高側推力之 75%以下，完成最後一個 循環後，停止試驗，詳見圖 3-14。 3.3.3 材 料 試 驗 由於鋼筋籠較密，且灌漿空間有限，故使用高流動性混凝土，設 計強度為 280 kg / cm 2，最大骨材粒徑為 1.8cm，坍度為 25cm，坍流 度為 60cm， 灌 漿 同 時 以 隨 機 方 式 取 樣 製 作 圓 柱 試 體 ， 基 座 混 凝 土 取 樣 18 個，柱混凝土取樣 24 個。 基座鋼筋使用竹節 D25(#8)及 D19(#6)之 SD420W 鋼筋；柱主筋皆 為竹節 D25(#8)之 SD420W 鋼筋，但 其降伏強度經過特別挑選，在 CNS. -21-.
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