超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

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超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

內政部建築研究所自行研究報告

中華民國 100 年 12 月

（本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見）

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超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

研究主持人：鄒本駒

內政部建築研究所自行研究報告

中華民國 100 年 12 月

（本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見）

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目

次

表次

圖次

摘要

第一章

緒論

第一節研究緣起與背景 ... 1 第二節研究目的 ... 4 第三節研究內容與進度 ... 5

第二章

第三章

試體規劃設計及實驗設備

第一節試體規劃 ... 37 第二節試體細部設計及強度估算 ... 38 第三節實驗設備及試體安裝規劃 ... 55

第四章

試體製作準備及試驗載重

第一節試體採購作業準備 ... 63 第二節試驗載重之選定 ... 71

第五章

結論與建議

第一節結論 ... 75 第二節建議 ... 75

附錄

附錄 1

1 1-期中審查會議紀錄 ...79

1 附錄

附錄

附錄 2

2 2-期末審查會議紀錄 ...87

2 參考文獻

參考文獻

參考文獻 ...95

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表次

表 1-1 研究計畫進度... 8 表 2-1 試體性質... 17 表 2-2 混凝土力學特性... 18 表 2-3 鋼筋力學特性... 18 表 2-4 試體一覽表... 23 表 2-5 材料試驗結果... 25 表 2-6 實驗值與計算值之比較... 25 表 3-1 試體規劃 ... 48 表 4-1 鋼筋機械性質... 69 表 4-2 側力加載位移歷時速度... 73

圖次

圖 1-1 研究計畫流程... 7 圖 2-1 H 型(左)及 HS 及 U 型(右)試體斷面 ... 10 圖 2-2 試體柱斷面... 15 圖 2-3 加載週期... 19 圖 2-4 試體的龜裂情形... 20 圖 2-5 試體斷面... 23 圖 2-6 試體立面配筋圖... 24 圖 2-7 加載週期... 26 圖 2-8 變動軸力時水平力與軸力的關係圖... 26 圖 2-9 預鑄 HRPCC 及現場澆置 UHRC 試體的載重-變形包絡線之比較... 29 圖 2-10 最大彎矩強度的實驗值與計算值之比較... 31

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圖 3-1 箍筋間距 S=10 分析所得之彎矩-轉角關係圖... 46 圖 3-2 箍筋間距 S=15 分析所得之彎矩-轉角關係圖... 46 圖 3-3 箍筋間距 S=30 分析所得之彎矩-轉角關係圖... 47 圖 3-4 箍筋間距 S=10、S=15、S=30 分析所得之彎矩-轉角關係圖... 47 圖 3-5 S10 柱試體結構平面及立面圖 (案 1)... 49 圖 3-6 S15 柱試體結構平面及立面圖 (案 1)... 50 圖 3-7 S30 柱試體結構平面及立面圖 (案 1)... 51 圖 3-8 S10 柱試體結構平面及立面圖 (案 2)... 52 圖 2-9 S15 柱試體結構平面及立面圖 (案 2)... 53 圖 3-10 S30 柱試體結構平面及立面圖 (案 2)... 54 圖 3-11 試體架設示意圖... 57 圖 3-12 試體設備及量測元件佈設示意圖... 58 圖 3-13 反力架佈設示意圖... 58 圖 4-1 側力加載位移歷時速度... 73

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摘

要

關鍵字：高強度鋼筋混凝土、柱側推試驗本所推動超高強度鋼筋混凝土結構，係自 96 年邀請日本專家辦理相關研討會開始，97 年產學界曾組團考察日本 New RC 技術發展，98 年本所進行研究計畫「超高強度鋼筋混凝土建築設計施工指針之研擬」，另台灣混凝土學會也針對高強度鋼筋混凝土結構所需之鋼筋，進行「新世代高強度鋼筋混凝土研究」，研擬完成適合國內建築結構使用的高強度鋼筋規格與標準。在實務上國內有廠商已依「建築新技術新工法新設備及新材料認可申請要點」提出 New RC 預鑄建築新工法之申請。惟因依上述要點中所規定設置之指定性能規格評定機構與指定性能試驗機構爾今尚不存在，因此目前係以專案審查的方式處理，如此審查時程會漫長，無助於該類結構的推動與發展。鑑於上述兩種機構，需要具備一定規模的人力及設備，本計畫建議先以中低層規模的高強度(預鑄)結構為推動對象，在需求增加下，逐步建置其規格評定機構或

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試驗機構。本計畫使用超高強度鋼筋混凝土材料構築柱試體，進行反覆載重側推實驗，以瞭解構件勁度的變化程度、相關剪力公式的適用性、層間變位角及力學行為等特性。另與一般鋼筋混凝土柱構件進行性能分析與比較，探討使用 New RC 結構的成效，俾供推動建築物使用超高強度鋼筋混凝土結構以及發展 RC 建築預鑄化工業化之參考。本計畫為期兩年，第一年進行超高強度鋼筋混凝土柱試體相關國內外文獻資料之探討、試體規劃、試體細部設計及強度估算、及試體採購作業與文件之準備等。第 2 年進行試體製作、試體安裝、操作實驗及分析研究等。

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Abstract

Key words : New RC, super high strength reinforced concrete

For promoting super high strength reinforced concrete (commonly

known as New RC) structure buildings, ABRI has sent researches with

related experts to Japan to investigate the situation of New RC being

developed in Japan’s housing market. After that trip several meetings have

been held and Japanese experts or scholars also have been invited to

Taiwan for consulting. The topics were around about how to complete a

technique regulation or specification for complementing this kind of

structure in our country. It is recognized that we had better to take

advantage of the results of Japanese researching on the structure from

structural experiment or material test. As the feasibility of the construction

method for a new structure has to be proved by experiment or test, the

studies on new structure for local use should be done besides the

experiment data of the developed countries be referred to.

The main purpose of this research is to conduct a test for new RC

column members and to study the behavior of strength and performance of

the members against cyclic lateral force. The primary variables are crossties

spacing and strength. The complement of test will be arranged in next year.

This paper has described the details of the specimens and the preparedness

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第一章

諸論

第一第一第一第一節節節節研究緣起與背景研究緣起與背景研究緣起與背景研究緣起與背景台灣都會區寸土寸金，耐震耐風與防火科技及其管理技術的提升，讓建築物自然有向上發展的可能；而鋼筋混凝土(RC)結構的高強度化將會是住宅用途建築物向上發展的一個動力，並可提供地面寬敞開放的空間。高強度 RC 結構可稱是 21 世紀建築結構在本質上的重大突破，其材料及工法讓建築構件強度更強、斷面相對可以較小、跨距卻可更大，使結構物重量相對較輕，因此樓層可蓋更高，其成本也比鋼骨鋼筋混凝土(SRC)結構低，且因搖晃小所以適居性更好；除因構件強度而省料外，又可工廠預鑄，所以施工速度也快，有助營建業的自動化發展，因此較一般 RC 結構具環保效益；而室內空間大則可活化空間的配置與使用性，適合結構體與內裝系統分離之 SI(Skeleton infill)建築或開放式建築等永續建築的開發；同時因管線設備的配置與更新方便，利於建築智慧化發展。觀其實體建築物，所呈現的已非混凝土結構的傳統笨重形象，可謂精工細鑿的精緻結構體。對於此

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種鋼筋混凝土材料，日本俗稱為「New RC」。為推動 New RC 建築物，四年前國內產官學曾邀請日本學者專家召開「新世代高強度鋼筋混凝土構造工程技術研討會」，今(100)年 9 月已召開第三次。利用高強度材料開發 RC 結構技術為目標之「鋼筋混凝土建築物超輕量與超高層化技術之開發」總合技術開發計畫（俗稱 New RC 總計畫）[2,3]在日本於 1988～1992 推動以來，混凝土強度增加了 5 倍，鋼筋強度增加了 2 倍，剪力筋強度增加了 4 倍，這使以 RC 結構構築超高層住宅成為可行，超高強度鋼筋混凝土（依 New RC 總計畫定義，混凝土強度 600kg/cm2 以上、鋼筋降服強度 7,000kg/cm2）建築物層高規模實務上已可達 60 層級。國內在超高強度鋼筋混凝土（俗稱 New RC）的發展方面，在材料部分，現今已可量產高強度高流動性及高耐久性的混凝土；鋼筋亦可藉由添加少量合金及熱處理方式製造出超高強度鋼筋，據瞭解已有廠商即將開始生產規格類似日本 USD685 及 USD785 的高強度鋼筋，預計於今年八九月正式上市。另有建商已依「建築新技術新工法新設備及新材料認可申請要點」辦理工法材料的審核認可，惟因 New RC 構造實例上是使用於高層建築，審查時易被視為高層結構外審的預審，因此審查時程漫長，這有礙於該類結構的發展推廣與使用普及。為推動 New

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RC 建築結構，並鑑於國內目前尚無該類結構的指定性能規格評定機構與指定性能試驗機構，本計畫建議先以適合 SI 與開放式建築發展之大跨度中低層規模的結構為推動對象，以增加需求，並因不需高層結構外審需求，審查時程較易掌握，從評定規模及評定能力的需求上看，以中低層規模的結構為推動對象也利於上述評定機構與試驗機構的建置。New RC 建築結構含預鑄與半預鑄結構，相關設計與施工技術需要達到一定水準，因此是否俟國內該類結構在中低層規模上有些經驗後，再推動高層 RC 結構始為恰當，如日本在預鑄技術上的成熟應是促成其 New RC 發展成功的原因之一。有鑑於此，本計畫也以一般中低層建築物為對象，對於使用超高強度鋼筋混凝土材料構築完成的柱試體，規劃進行反覆載重側推實驗，瞭解構件勁度的變化程度、相關剪力公式的適用性、層間變位角及力學行為等特性，並與一般鋼筋混凝土柱構件進行性能分析與比較，探討使用 New RC 結構的成效，俾供推動中低層建築物使用超高強度鋼筋混凝土結構以及發展 RC 建築預鑄化工業化之參考。本計畫為期兩年，第 1 年進行國內外相關文獻資料之探討、試體規劃、試體細部設計及強度估算、及試體採購作業與文件之準備等。第 2 年再進行試體製作、實驗及分析。

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第二節第二節第二節第二節研究目的研究目的研究目的研究目的鋼筋混凝土建築物是中低建築物最普遍採用的結構形式，88 年 921 地震時該類卻破壞嚴重，對此為提高建築物的耐震能力，以避免類似的災害再度發生，耐震設計規範有關地震力的規定曾經數度檢討修訂，以正確反應建築物所受地震力的大小，俾提供更正確的設計用地震力。但是在建築物的耐震技術方面，除使用先進的隔制震技術外，一般 RC 建築物在本質上並無重大突破。有幸 New RC 技術在日本著手研發後的 20 餘年已有了顯著的發展，並開始普遍使用。惟多應用在超高層住宅建築之低層結構部分，而今國內也興起相關研究，相對於日本應用在超高層建築上，為利推廣使用國內是否可以考慮推動應用在一般中低層建築上，尤其正值開始推動都市更新之際，未來在構築新建築物時耐久性、節能減碳及環保等因素應是難以迴避的，而 New RC 正具備著這些優點。本計畫為期兩年，使用超高強度鋼筋混凝土材料構築完成的柱試體，進行實驗研究，探討使用 New RC 結構的成效。本研究目的如下：

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一、探討國內外超高強度鋼筋混凝土實驗成果，供作本所超高強度鋼筋混後續實驗規劃之參考。二、規劃超高強度鋼筋混凝土柱構件之反覆載重側推實驗，並與一般鋼筋混凝土柱構件進行性能分析與比較，供推動一般中低層建築物使用超高強度鋼筋混凝土結構之推廣宣導之參考。第三節第三節第三節第三節研究內容與研究內容與研究內容與研究內容與進進進進度度度度說明說明說明說明一、研究內容本計畫研究內容包括相關文獻探討，實驗設計方法與步驟確認、 New RC 柱試體之規劃及設計，召開工作會議以檢討試體的設計結果，以及完成試體採購作業準備。本計畫第 2 年將使用本所建築材料實驗中心的實驗設備，於反力牆及強力地板上架設施側力用之致動器及抗軸壓力用之反力構架，安裝千斤頂及變位計等試驗設備與量測元件於柱試體上，進行反覆載重試驗，以及實驗數據整理分析等作業。本研究考慮中低層 RC 建築規模，以近似實際建築物的柱尺寸與配

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筋及施工方式，製作斷面 40cm×40cm 的 3 支高強度鋼筋混凝土試體，經適當的養護後，進行反覆載重試驗，俾瞭解構件勁度(K 值)的變化程度、相關剪力公式的適用性、層間變位角(Drift Ratio)及力學行為（遲滯迴圈）等特性、並與一般 RC 加以比較，探討 New RC 相對於傳統 RC 結構的效益。二、研究流程與進度本研究計畫於本所 3 月 28 日研究業務協調會奉核示由工程技術組自行考量修正研究內容，本計畫於 4 月開始規劃執行。針對本研究計畫的試體之設計，曾洽商專家學者提供意見。按採購金額，本計畫試體的製作需依政府採購法進行公開招標，本計畫預定於第 1 年完成試體之規劃與採購準備文件，明(101)年度進行試體之製作採購以及實驗分析。

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完成試體設計與實驗規劃撰寫報告書及期末簡報結論與建議試體細部設計試體設計討論諮詢會議期中簡報會議相關文獻探討，實驗設計方法與步驟確認柱試體之規劃準備招標文件圖 1-1 研究計畫流程

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月

工作項目

4 月

5 月

6 月

7 月

8 月

9 月

10 月

11 月

12 月

備註

資料收集資料整理分析試體規劃設計試體設計圖審查及發包作業準備撰寫期中報告撰寫期末及成果報告書

預定進度

( 累積數 )

25

30

60

65

65 90 100

表 1-1 研究計畫進度

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第二章第二章第二章第二章相關文獻資料相關文獻資料相關文獻資料相關文獻資料第一節國外相關文獻資料一、高強度鋼筋混凝柱在高軸力下的剪力特性之實驗研究在日本高強度鋼筋混凝柱的側推實驗部分，本研究計畫參考「高強度鋼筋混凝柱在高軸力下的剪力特性之實驗研究」[4]，，，，該實驗係針對抗壓強度為 130N/mm2 的高強度混凝土與橫向鋼筋 USD785、SBPR1275 所構成之高強度鋼筋混凝土柱構材，進行結構剪力實驗，以瞭解柱在高軸力下的剪力特性。實驗變數包括橫向鋼筋的配置形狀、橫向鋼筋比、軸力比及橫向鋼筋強度與直徑。所採用的軸力最高達 0.6 Pu（柱的抗壓強度 Pu＝ 0.85Ac‧fc’＋ Ag‧fy）。其實驗概要內容與結果整理如下。（一）實驗概要該實驗的試體是採用如圖 2-1 所示兩種 1/4.5 之縮尺試體，試體編號分成 H-0.6-0.15、H-0.6-0.3、H-0.6-0.6、H-0.3-0.6、H-1.2-0.6、

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H-1.8-0.6 、 HS-0.3-0.3 、 H-1.2-0.3 、 H-1.8-0.3 、 HS-0.6-0.3 、 HS-0.6-0.6、HS-1.2-0.6、U-0.4-0.6、U-0.7-0.6 等共 14 個試體。上述符號中，第一項符號之 H 係指外周為方形箍筋，內部為閉合繫筋，如 HS 係指外周為方形箍筋，內部為圓型閉合繫筋，兩者鋼筋均使用 D6-USD785 型。而 U 係指配筋同 HS 型，惟所使用之鋼筋為 ψ 5.1-SBPR1275。第二項符號代表橫向鋼筋比ρw，第三項符號代表軸力比 N/Pu。圖 2-1 H 型(左)及 HS 及 U 型(右)試體斷面（資料來源：[4]）為使剪力破壞先於彎矩破壞，剪跨比（M/Vd）採用 1.0。柱主筋則使用 D13-USD785 相當之高強度鋼筋。實驗變數主要有四項：（1）橫向鋼筋的配置形狀（2）橫向鋼筋比（ρw＝0.3、0.6、1.2、1.8％等四種），（3）軸力比（N/Pu＝0.15、0.3、0.6），及（4）橫向鋼筋強度與直徑（D6-USD785，fwy=785N/mm2 與ψ5.1-SBPR1275，fwy=1275N/mm2）。

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橫向鋼筋的閉合形式為，USD785 方形箍筋及閉合繫筋均採用焊接閉合型，SBPR1275 方形箍筋採用 135 彎鉤。圓型閉合繫筋，則螺旋筋形式。混凝土最大骨材粒徑為 10mm，水灰比（W/C）為 18％。試體承受軸力後，以垂直於試體軸向方向施加反復載重，變位角以 0.25、0.5、1.0、2.0、4.0 及 8.0％為目標，各進行往返兩次實驗。（二）實驗結果 1、破壞情形實驗值有顯示 P-△效應。除試體 H-1.8-0.6 外，所有試體在達到最大剪力強度之前，無主筋降伏的情形發生，亦即均屬剪力破壞。承受越大軸力之試體，造成剪力裂縫時之載重也越大。除ρw＝1.2％及 1.8％且承受軸力達 0.6Pu 之試體外，其他試體未發現有彎矩裂縫。既使軸力在 0.3Pu，橫向鋼筋量較少其ρw＝0.3％之試體，在彎矩裂縫出現之前，已經也發生剪力破壞。 2、載重與變形關係

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橫向鋼筋比與軸力對歷時特性的影響很大。橫向鋼筋比較少且軸力較大之試體 H-0.6-0.6 其變形能力極差，破壞時變位角為 0.5％；相對地，橫向鋼筋比較上述試體大一倍且軸力小 1/2 之試體 H-1.2-0.3，其破壞時變位角為 2.0％，載重與變形圖之遲滯迴圈較大，接近於彎矩破壞的形狀。按各實驗變數下的載重與變形關係包絡線之比較，橫向鋼筋比ρw 相同時，軸向載重值的大小，對於最大剪力強度的變化影響並不大。但其最大剪力強度時的變形量，以及達到最大剪力強度後之變形能量，會有所差異，ρw 大者顯示出具有較大的變形能量。另在橫向鋼筋比ρw 乘以 fwy 為定值下，ρw 較大的試體，其最大剪力強度及變形能量受橫向鋼筋配置形式（H、HS 或 U）的影響很大。焊接閉合型方形箍筋與繫筋組合之 H-1.2-0.6 試體，相較於焊接閉合型方形箍筋與螺旋繫筋組合之 HS-1.2-0.6 試體，與 135 度彎鉤方形箍筋與螺旋筋組合之 U-0.7-0.6 試體，其最大剪力強度高出 15-20％，且最大剪力強度後之變形能力也較為優異。其原因為 H 系列之試體，於達到最大剪力強度時，其繫筋的應變已達降伏狀態，而 HS 及 U 系列的方形箍筋與螺旋筋的應變尚未達到降伏狀態。

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3、最大剪力強度之比較該實驗結果將最大剪力強度與橫向鋼筋比ρw 的關係，顯示最大剪力強度有隨著ρw 量的增加有增強的傾向。另從該實驗中更瞭解到軸力的大小對於剪力強度的大小並無影響。在(ρw×fwy)為一定值下，部分 U 系列的剪力強度較 HS 系列的值為低，此乃因 D6-USD785 橫向鋼筋的降伏強度實際上已超過 1000N/mm2，也是 HS 系列的ρw×fwy 值實際較大之因。 4、最大剪力強度-軸向應變之關係軸力越大的試體最大剪力強度時的軸向應變也越大，橫向鋼筋比 ρw 值對於軸向應變值的影響不大。 5、極限變位角之檢討極限變位角主要是用於表現撓曲破壞型構材的變形能力，惟對剪力破壞型構材，為瞭解其橫向鋼筋比不同時，軸力下最大剪力強度之

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變形能力的差異，也可用極限變位角作為其評量指標之一。該試驗考慮 P-△效應，定義試體自最大剪力強度降至 95％時之變位角為極限變位角。很明顯地，橫向鋼筋比較大，軸力較小的試體，極限變位角也較大；反之，極限變位角則較小。ρw＝1.8％時，極限變位角可達 2 ％。 6、試驗結果整理（1）各試體的破壞，是先由橫向鋼筋發生斷裂，之後軸向承載力下降造成剪力破壞，均屬於剪力破壞的形式。（2）軸力比越小且橫向鋼筋比越大的試體，變形性能越優異。至試體最大抗剪強度值，在橫向鋼筋配置形狀相同且橫向鋼筋比相同的情形下，其值也幾乎相同，並未發現受軸力大小的影響。（3）橫向鋼筋比增加，最大強度與變形能力也會大。（4）閉合型方形箍筋與繫筋組合之 H 系列試體，相較於閉合型方形箍筋與螺旋筋組合之 HS 系列及 U 系列試體，其最大剪力強度高 15-20％。

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二、超高強度鋼筋混凝土構造之柱構材實驗

該研究[5]實驗目的是為探討超高強度混凝土與高強度鋼筋之 RC 結構

柱構材的剪力及撓剪結構行為特性，試體柱斷面如圖 2-2 所示。No.1 至

No.6 使用 100N/mm2 的混凝土；No.7 與 No.8 使用 120N/mm2 的混凝土。主

筋均使用 USD 685；橫向鋼筋使用高強度剪力筋 SPBD 1275（No.4 試體除外）。圖 2-2 試體柱斷面（資料來源：[5]）（一）實驗概要該試驗之試體採用 1/3 縮小試體，N0.1～No.5 及 No.7 的試體設定為彎矩破壞並設定為一樓(亦即其軸力比較後述的兩個試體的值為大)的柱子；No.6 與 No.8 試體設定為剪力破壞(亦即試體採較大的剪力筋間距，軸

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力比則採用較低的值)。該實驗的參數含破壞型式、混凝土強度、機械式續接器之有無、柱芯主筋之有無、加載方向等。其中含機械式續接器的試體是用於檢討預鑄構件的結構特性，至於上述各試體之設計如下： 1、N0.1 試體：為標準試體，柱構件與梁柱接頭一體灌製，混凝土抗壓強度為 100N/mm2。 2、N0.2 試體：同 N0.1 試體，惟視為預鑄構件，柱腳採用機械式續接器接合。 3、N0.3 試體：同 N0.2 試體，惟加載方向為 45 度。 4、N0.4 試體：同 N0.2 試體，惟剪力筋採用 KSS 785，但剪力補強筋量仍與 N0.2 試體相同。 5、N0.5 試體：設定為一樓邊柱的試體，有配置柱芯主筋（4-D16）鑑於地震時邊柱會遭受非固定的軸力，故對於該試體軸力的加載採用變動軸力。 6、N0.7 試體：同 N0.2 試體，惟混凝土抗壓強度為 120N/mm2。 7、N0.6、8 試體：剪力破壞型試體，N0.6 試體的混凝土抗壓強度為 100N/mm2；N0.8 試體的混凝土抗壓強度為 120N/mm2。

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該試驗之試體材料與斷面尺寸如表 2-1 所示。另有關剪力余裕度(剪力強度/撓曲強度)之值，撓曲破壞型試體約設計成 1.1；剪力破壞型式試體則設計成 0.5。表 2-2 為該試驗的混凝土材料力學特性；表 2-3 為鋼筋力學特性。混凝土的鑽心取樣是取自與柱試體同時灌製之 350×350× 1000(mm)混凝土塊。表 2-1 試體性質

NO.1 NO.2 NO.3 NO.4 NO.5 NO.6 NO.7 NO.8

混凝土強度（N/mm2） ₁₀₀ ₁₂₀ 設定的破壞模式撓曲剪斷撓曲剪斷機械式續接器無有無無有無柱芯部主筋無有無加載方向 0° 45° 0° 斷面 B×D（mm） 350 300 350 300 柱淨高（mm） 1540 1320 900 1540 900 剪跨比 2.2 1.5 2.2 1.5 軸力比壓力 0.4 0.6 0.3 0.4 0.3 拉力 - -0.7 - 主筋 12-D19

USD685 16-D16 USD685 16-D16 USD685 USD68512-D19 16-D16 USD685

橫向鋼筋 4-U6.4@45

SPBD1275 4-S6@30 KSS785 4-U5.1@50 SPBD1275 4-U5.1@100 SPBD1275 4-U6.4@45 SPBD1275 4-U5.1@100 SPBD1275

ρw % 0.76 1.22 0.52 0.26 0.76 0.26

ρw‧σy (N/mm2） 11.0 11.4 7.8 3.9 11.0 3.9

設計時剪力余餘度 1.11 1.12 1.09 0.55 1.05 0.52

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表 2-2 混凝土力學特性試體編號材料試驗試體 (N/mm抗壓強度 2_）彈性係數 Ec (×104 _N/mm2_）波松比ν 劈裂強度 (N/mm2_）鑽心取樣 92.7 3.64 0.21 - No.1、2、3 標準養護 113.1 - - 6.5 鑽心取樣 89.8 3.39 0.20 - No.4、5、6 標準養護 107.0 - - 6.7 鑽心取樣 117.0 3.88 0.19 - No.7、8 標準養護 136.7 4.28 0.22 6.5 （資料來源：[5]）加載設備鉛直方向上下側各設置 2 台 3000KN 與 1200KN 的油壓致動器，供施加軸力之用。柱中央處水平方向設置 1200KN 的油壓致動器，供施加反覆側向力之用。加載方式如下： 1、撓曲破壞型試體：加載週期曲線如圖 2-3 所示。 2、剪力破壞型試體：加載週期使用 R＝±0.125％、±0.25％、±0.5 ％、±1.0％各 1 次。表 2-3 鋼筋力學特性鋼筋降伏點 (N/mm2_）抗拉強度 (N/mm2_）伸長率（％） ε降伏應變 _sy(×10-6₎_(×10彈性係數 Ec 5 _N/mm2_） S6( KSS785) 932* 1083 - 7770 1.65 U5.0(SPBD1275) 1506* 1503 - 7400 2.07 U6.4(SPBD1275) 1449* 1507 - 7280 2.09 D16( USD685) 693 886 13.8 4700 1.87 D16( USD685) 740 919 11.5 4460 1.97 *：降伏點以 0.2 %橫距法算得（資料來源：[5]）

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軸向載重部分，N0.1～No.4 試體及 No.7 試體施加固定軸壓力

0.4Pu (其中 Pu=B‧D‧fc’)；N0.6 與 No.8 試體施加固定軸壓力 0.3Pu。

N0.5 試體則於施加 0.1Pu 的軸向靜載重後，隨著水平側向力的變化，在 0.6Pu～0.7Py 範圍內施加變動軸力，至於水平力 Q 對軸力 P 之比值，軸壓力時使用 N/Q＝20 之值；軸拉力時使用 N/Q＝40 值。（二）實驗結果 1、實驗結果的實際破壞型式是，N0.1～No.5 及 No.7 的試體為彎矩破壞；No.6 與 No.8 試體為剪力破壞，可知各試體實際的破壞型式均與設計時所設定的破壞模式一致，而剪力余裕度(剪力強度/撓曲強度)設計成 1.1 以上之值，應可確保試體為撓曲破壞型式。圖 2-3 加載週期 _{（資料來源：[5]）}

(32)

2、彎矩破壞試體（R＝±2％時）與剪力破壞試體（R＝±1％時）的龜裂狀況如圖 2-4 所示。N0.1、2、4、7 試體的龜裂情形幾乎相同，在 R ＝±0.5％時開始產生撓曲裂縫；R＝±1.0％時柱的兩端產生混凝土的壓壞及撓剪裂縫，同時沿著主筋方向產生縱向裂縫；R＝±1.5％時縱向裂縫更形顯著。N0.1、2 試體於 R＝±2.0％以後，在產生混凝土的壓壞及縱向裂縫的同時，保護層有全面剝離的現象；而使用 KSS 785 的 No.4 試體，保護層的剝離則是限定在柱兩端 1.5D 的範圍內。圖 2-4 試體的龜裂情形 _{（資料來源：[5]）}

(33)

3、施加水平側力與斷面主軸呈 45 度方向之 No.3 試體，撓曲裂縫發生在加載週期於 R＝±0.33％時，R＝±0.5％加載週期時混凝土發生壓壞現象，其後於 R＝±3.0％時保護層呈全面剝離狀態。No.3 試體最終並未發生沿主筋方向之縱向裂縫。 4、承受變動軸力之 No.5 試體，在 R＝-0.125％時整個試體發生拉力造成之裂縫；R＝+0.5％時混凝土開始壓壞；R＝±0.75％時主筋發生壓力及拉力降伏情形。 5、彎矩破壞試體中，除 No.5 試體外，在 R＝±4.0％～±5.0％時主筋挫曲明顯，剪力筋降伏且主筋斷裂，以致試體強度陡降。 6、剪力破壞試體 No.6、No.8 在 R＝+0.5％～+0.6％時，發生明顯的剪力裂縫後，施加正向力 R＝+1.0％時與負向力 R＝-0.5％時呈現最大強度值，其後變位角 R 增大的同時剪力筋應變也增大。No.6 在 R＝ +4.6％時，No.8 在 R＝+2.0％時，剪力筋斷裂，達到無法繼續承受水平力與軸力的狀態。 7、比較預鑄構材組立(亦即使用續接器)的試體與現場一體澆鑄的試體，其破壞狀況從該試驗中並未發見任何差異。

(34)

8、撓曲強度的計算部分，使用 ACI 應力塊法，仍可以對於實驗值作出精確評估；剪力強度計算部分，使用「韌性保證型耐震設計指針」的剪力強度公式，所採用的混凝土有效係數νo=3.68(fc’)-1/3時，可用作較保守之計算式。 9、至於極限變位角 Ru 之值，壓力下之軸力比為 0.4 時，其值約在 3.3 ％～4.5％範圍；軸力比為 0.6 時，其值可確保至 2.7％的程度。而拉力下之軸力比為 0.7 時，其值約可確保至 4.6％的程度三、預鑄超高強度鋼筋混凝土柱實驗該研究[＊2]的目的是針對混凝土抗壓強度在 80、100、120N/mm2 的預鑄高強度鋼筋混凝土柱，藉由實驗瞭解其力學特性，並與過去既有的現場澆鑄鋼筋混凝土柱實驗加以比較探討，以正確掌握預鑄鋼筋混凝土柱的力學特性。（一）實驗概要試體一覽表、斷面形狀、及配筋如表 2-4、圖 2-5 及圖 2-6 所示。斷面為 300mm×300mm，各試體的剪跨比為 1.5。預鑄及現場澆置試體各

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3 個，其名稱及混凝土抗壓強度如下：預鑄試體有 HRPCC12（80N/mm2）、 HRPCC13（100N/mm2）、HRPCC14（120N/mm2）；現場澆置試體為 UHRC11 （80N/mm2）、UHRC03（100N/mm2）、UHRC04（120N/mm2）。表 2-4 試體一覽表主筋橫向鋼筋試體名稱混凝土抗壓強度 (N/mm2）水泥砂漿抗壓強度 (N/mm2）號數 fsy (N/mm2） ρg ％號數 fwy (N/mm2） ρw ％ M/QD 軸力比 HRPCC12 82.1 120.5 12-D16 _{735 2.65}4-U6.4@50 _{1466 0.80} -0.48～1.65 HRPCC13 103.6 145.8 12+4-D16 735 3.54 4-U6.4@40 _{1466 1.00} -0.43～0.66 HRPCC14 123.2 145.8 12-D16 735 2.65 4-U6.4@40 _{1466 1.00} -0.3 UHRC11 79.3 - 12-D16 692 2.65 4-S6@55 _{1056 0.78} -0.49～0.69 UHRC03 104.5 - 12+4-D16 713 3.54 6-D6@40 _{849 1.60} -0.43～0.67 UHRC04 122.4 - 12-D16 738 2.65 4-U6.4@35 _{1285 1.14} 1.5 -0.3 （資料來源：[6]）預鑄柱場鑄柱預鑄柱場鑄柱圖 2-5 試體斷面（資料來源：[6]）

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各試體的主筋均使用 USD685，而為確保機械式續接器的保護層厚度，預鑄鋼筋混凝土柱的主筋向側偏移 10mm；橫向鋼筋使用 SBPD1275，其配筋量是按「鋼筋混凝土構造建築物韌性保證型耐震設計指針同解說」所計算的剪力強度，大於依 ACI 應力塊計算之最大彎矩強度引致的剪力強度之 1.2 倍以上的量來配置。預鑄柱所使用的柱腳及機械式續接器所使用的水泥砂漿強度為：頭及柱角 HRPCC12（80N/mm2）柱使用 120N/mm2 強度的水泥砂漿、 HRPCC13 （ 100N/mm2 ）與 HRPCC14 圖 2 試體立面配筋圖（資料來源：＊2）圖 2-6 試體立面配筋圖（資料來源：[6]）續接器接縫砂漿

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（120N/mm2）則使用 145N/mm2 的水泥砂漿。整個柱試體與其上下梁柱接頭是分離的，混凝土灌漿是採縱向澆置的方式，並經過 4 至 6 週的蒸汽養護，其材料試驗結果如表 2-5 及表 2-6。表 2-5 材料試驗結果混凝土抗壓強度 (N/mm2_）割線剛度 (N/mm2_）劈裂強度 (N/mm2_） HRPCC12 82.1 36900 3.6 HRPCC13 103.6 40800 5.3 HRPCC14 123.2 43700 4.2 鋼筋降伏強度 (N/mm2_） _(N/mm彈性係數 2_） _(N/mm抗拉強度 2_） D16 735 195000 932 U6.4 1466 203000 1486 （資料來源：[6]）表 2-6 實驗值與計算值之比較

HRPCC12 HRPCC13 HRPCC14 UHRC11 UHRC03 UHRC04 31* 32* 260 30* 30* 263 撓曲開裂強度 ₃₃₃₃₃₃₃₃ ₃₀₃₀₃₀₃₀ ₂₀₉₂₀₉₂₀₉₂₀₉ ₃₄₃₄₃₄₃₄ ₂₈₂₈₂₈₂₈ ₂₀₈₂₀₈₂₀₈₂₀₈ 256 331 349 259 392 399 柱頭 ₂₅₅ 255 255 255 333310101010 368368368368 297 297297297 376376 376376 421421 421421 311 387 410 259 376 403 主筋壓力降伏強度 My(KN‧m）柱腳 255 255 255 255 333310101010 368368368368 297 297297297 376376 376376 421421 421421 245 231 343 269 331 278 柱頭 ₂₈₁₂₈₁₂₈₁₂₈₁ ₃₅₃₃₅₃₃₅₃₃₅₃ ₄₀₅₄₀₅₄₀₅₄₀₅ ₂₉₈₂₉₈₂₉₈₂₉₈ ₃₇₃₃₇₃₃₇₃₃₇₃ ₄₂₁₄₂₁₄₂₁₄₂₁ 325 383 416 235 310 263 壓壞強度 Mcc(KN‧m）柱腳 ₂₉₄₂₉₄₂₉₄₂₉₄ ₃₆₈₃₆₈₃₆₈₃₆₈ ₄₁₀₄₁₀₄₁₀₄₁₀ ₂₉₈₂₉₈₂₉₈₂₉₈ ₃₇₃₃₇₃₃₇₃₃₇₃ ₄₂₁₄₂₁₄₂₁₄₂₁ 329 417 423 333 465 447 298 298 298 298 368368368368 410410410410 壓力柱頭 _柱腳 ₃₂₄₃₂₄₃₂₄₃₂₄ ₃₈₆₃₈₆₃₈₆₃₈₆ ₄₂₇₄₂₇₄₂₇₄₂₇ 317317317317 420420 420420 430430 430430 110 163 - 111 109 - 最大強度 Mu(KN‧m）拉力 _---- _---- _---- _---- _---- _---- 斜字體為計算值 *為軸拉力時之值（資料來源：[6]）

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加載週期與大小、變動軸力時水平力與軸力的關係圖等如圖 2-7 與圖 2-8。施力時是將試體的柱腳固定，柱頭使用 L 型的施力梁，為使試體中央產生反曲點而進行正負反覆加載。試體 HRPCC12 與 HRPCC13 使用變動軸力，所施加的軸力值與水平力成線性比例關係；試體 HRPCC14 則使用固定軸力。圖 2-7 加載週期 _{（資料來源：[6]）} 圖 2-8 變動軸力時水平力與軸力的關係圖

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試體 HRPCC12 與 HRPCC13 的龜裂情形相似，構材角在 1/800 時之軸拉力下柱頭與柱角會發生撓曲裂縫，構材角在 1/200 時之軸壓力下裂縫角度會急遽形成剪力裂縫狀。1/300 時柱頭會發生壓壞現象；1/100 時柱腳會發生壓壞現象。1/200 時在柱頭處、1/100 時在柱腳處會發生主筋壓力降伏現象。1/50 後柱頭經過繼續的壓力破壞後，保護曾會剝落，呈現著撓曲壓壞狀。於軸壓力下構材角約在 1/50 前後時，該兩試體會達到最大強度狀態，其後軸力會下降。在軸拉力下，構材角的變化一直到 1/20 為止，試體強度都是呈現在承載力上升及安定的歷時狀態下。試體 HRPCC14 在構材角為 1/300 時之柱兩端產生撓曲裂縫，1/200 時柱頭被壓壞。1/150 時柱中央處裂縫角度會急遽形成剪力裂縫狀。 1/50 時柱腳發生壓壞現象。構材角達 1/50 以後柱頭經過繼續的壓力破壞後，最終達到柱頭保護曾剝落，呈現撓曲壓壞狀。相較於過去的 UHRC11、UHRC03、UHRC04 三個現場澆置試體， HRPCC12、HRPCC13、及 HRPCC14 三個預鑄試體所發生的壓壞與主筋壓力降伏情形，在柱頭部分發生的較早，但在柱腳部分發生的較晚。

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（二）實驗結果 1、載重-變形關係各試體的載重-變形關係如圖 7 所示。每一個試體在發生柱頭壓壞、剪力龜裂、及主筋壓力降伏之 1/200～1/150rad 區間以後，剛度會大幅降低。雖然所有試體的強度約在 1/50rad 時會達最大值，其後會開始降低，但其最大變形 1/20rad 時的強度，試體 HRPCC12 及 HRPCC14 約保有最大強度的 75％；而 HRPCC13 約保有最大強度的 90％。至於各試體的載重-變形包絡線，預鑄及現場澆置試體之比較，示如圖 2-9。混凝土抗壓強度約為 80N/mm2 之預鑄試體 HRPCC12 與現場澆置試體 UHRC11 的包絡線幾乎一致；混凝土抗壓強度分別約為 100N/mm2 及 120N/mm2 之 HRPCC13 及 HRPCC14 預鑄試體，在 1/200rad 以後其包絡線會分別低於現場澆置試體 UHRC03 及 UHRC04 的包絡線，最大強度會分別低於 10％及 5％，而在最大強度以後強度降低之包絡線走向也類似。

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2、試體強度柱試體強度的實驗值與計算值之比較如表 3，過去的現場澆置試體的值也併計其中。在撓曲開裂時的強度，實驗值與計算值幾乎一致。在柱主筋壓力降伏強度方面，預鑄柱腳處的實驗值大於計算值約 10％圖 2-9 預鑄 HRPCC 及現場澆置 UHRC 試體的載重-變形包絡線之比較（資料來源：[6]）

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～20％，其他處的實驗值與計算值則一致。在柱壓壞時的強度方面，預鑄柱腳處的實驗值稍大於計算值，其他處的實驗值則大幅低於計算值在最大強度方面，實驗值與計算值是在 10％的誤差範圍內。至於變動軸力下的試體在軸拉力下的最大強度值，因實驗終了時強度仍在上升過程，故實驗中並未能獲得該值。 3、柱頭與柱腳撓曲狀況預鑄柱 HRPCC14 試體於構材角 1/100 時，其柱頭的曲率約為柱腳的 2 倍；於構材角 1/50 時，更達到 3 倍。而現場澆置試體 UHRC04，其柱頭的曲率略大於柱腳，但在 1/50 時，幾乎無甚差異。其原因可能是因為 HRPCC14 試體柱頭處的壓力應變值較柱腳處增幅為大，柱頭處撓曲壓力破壞造成回轉變形集中所致。 4、最大彎矩強度最大彎矩強度的實驗值與計算值之比較如圖 2-10 所示，對於抗壓強度在 47 至 103 N/mm2 的過去所做的實驗值與計算值之比較也併計於該圖中。由此圖可以瞭解所有試體的最大彎矩強度的計算值，對於實驗值之評估誤差是維持在 20％的範圍內。

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5、試驗結果整理（1）相較於場鑄柱，預鑄柱的柱頭撓曲壓壞進行的較早且最大強度也較低，至於最大強度後的強度降低情形，兩者則幾乎相同。（2）相較於場鑄柱，預鑄柱的主筋因偏向內側，所以核心混凝土的斷面積較小，以致柱頭最大彎矩強度實際上也較低。（3）預鑄柱的柱腳因為在套管以下是使用更高強度的水泥砂漿，而且圍繞套管之剪力橫向鋼筋所圍束的核心混凝土的面積也較大，相較於柱頭，其最大強度高出約 5％～10％。最大彎矩實驗值（ K N ‧ m ）彎矩強度計算值（KN‧m）圖 2-10 最大彎矩強度的實驗值與計算值之比較_{（資料來源：[6]）}

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第二節國內相關文獻資料一、高強度鋼筋混凝土柱圍束效應研究在高強度鋼筋混凝柱的反覆側推試驗方面，國內較近期的研究論文有「高強度鋼筋混凝土柱圍束效應研究」[7]，相較於下節的日本文獻資料所使用的縮尺試體，該研究是使用實尺寸斷面。（一）實驗概要該研究柱試體是使用 60 公分正方與 180 公分高的柱試體五種，D/H ＝1/3，主筋使用日本進口的 SD685，橫向鋼筋也使用 SD785，混凝土抗壓強度採用 70 MPa 及 100 MPa 兩種，箍筋採用數種型式。其試體的設計參照 ACI318 規範公式，其試驗是使用 0.5Agfc’以上的高軸力(大於 Pb，而本計畫所使用的軸力則小於此值)，進行雙曲率反覆側推試驗，以瞭解圍束與耐震性能，並檢核高強度鋼筋與混凝土材料的 RC 構件使用 ACI318-08 規範公式之適用性。其試驗所使用的實驗設備為國家地震工程研究中心的 MATS 系統，因側推力是施加在載重平台，因此需考量摩擦力的問題，而本計畫的試驗則是直接側推試體，除反力架可能會有微小的側力抵抗外，不需考慮摩擦力的問題。

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本計畫的試體 S10 與該論文的 B1 試體在箍筋彎鉤(90°+135°)及箍筋間距較類似，惟軸壓較低，本研究的試驗將以其試驗成果為比較參考。（二）實驗結果其 B1 試體於層間變位角達+0.1％(1st)時壓力側出現 0.04mm 的較垂直之撓曲裂縫。達+0.19％(1st)時，壓力側出現 0.08mm 之裂縫，可能由於高軸壓之緣故,較早之層間變位角並未發現明顯的裂縫。在達 0.28％以前，載重與位移關係都在線彈性階段。達 0.28％(3rd)時尚無明顯混凝土剝落但已有爆裂巨響（此時須考量拆儀器人員與儀器安全，先將試體上的儀器拆除，僅留下量側向位移的 LVDT）。約在+0.48 ％(1st)時勁度有微小衰減並開始進入非線性階段，柱底壓力測裂縫向上發展其寬度為 0.15mm，也發出爆裂聲，試體並有明顯劈裂（此時須考量安全，不再接近試體進行畫線動作，並拆除儀器）。在進入+0.48 ％(2nd)與+0.48％(3rd)時可觀察到有強度的衰減，在從-0.48％(3rd) 進入側力強度最大值 2886KN 位移 13.1mm 時之+0.73％(1st)其間，勁度的變化不大，但+0.73％(1st)時柱上下端均有垂直裂縫，前伸長度達 45cm。-0.73％(1st)時靠近柱邊線的兩條垂直裂縫延伸至全柱淨

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高，該研究研判已屬延主筋方向劈裂之裂縫。+0.73％(2nd)時柱的中間主筋方向也出現明顯垂直劈裂。在+0.73％(2nd 及 3rd)時可觀察出強度漸衰，+1.27％(1st)後強度衰減明顯，垂直裂縫會延伸並加寬，而且沿主筋之垂直裂縫開始有斜裂縫開始延伸至相鄰主筋的垂直裂縫。在由-1.27％(1st)準備走向最大位移 22.94mm 之層間變位角+1.27 ％(2nd)時，試體失去軸向承載能力而破壞，於層間變位角為-1.33％時試驗結束。此試體至破壞前均無明顯剪力裂縫產生，因此被判斷為在主筋挫曲及箍筋斷裂後，最後剪力的傳遞造成明顯的剪力裂縫，而後喪失軸向承載能力，因此其破壞模式被判定為撓曲與軸壓交互作用下之壓力破壞。為供本研究計畫之比較參考，其 B1 試體的試驗結果摘錄如下： 1、 B1 試體箍筋90°彎鉤發生鬆脫，而其他同條件之 180°彎鉤試體繫筋發揮較好的圍束效果。惟此兩種不同彎鉤型式之繫筋，試驗結果顯示其試體遲滯迴圈並無非常明顯之差異，即其強度點發生時機、破壞模式與側向位移能力均無顯著差異。此亦說明國內繫筋採用 90°+135°彎鉤可行，亦即與日本 New RC 建議之 180°+180°彎鉤差異不大。

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2、依日本 New RC 建議高軸力下每根主筋都宜鉤繫筋，可減緩主筋挫曲；高軸力下箍筋間距放大，易使主筋於橫向鋼筋間挫曲。 3、該試驗採用高軸壓，因此側向位移能力(1.2%～1.3%)明顯偏低，且隨側向力的輸入，高軸壓下易產生垂直向裂縫。因此拉力側主筋未降伏，壓力側主筋先達到挫曲而破壞，破壞模式為撓曲與軸壓交互作用下產生之壓力破壞。 4、在撓曲強度分析中，該試驗認為當試體發生撓曲強度時 ACI318-08 規範所規定的混凝土極限應變 0.003 仍可持續適用；在剪力強度分析中，則因所測的之剪力均小於計算剪力強度，故無法對上述規範的計算剪力強度所使用的材料強度上限作檢核。

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第三

第三章

章

章試體規劃設計及實驗設

試體規劃設計及實驗設

試體規劃設計及實驗設備

試體規劃設計及實驗設

備

本研究規劃 New RC 結構柱試體斷面為 40cm×40cm，共採用 3 組試體。各試體的差異在於箍筋間距配置的不同，以下將就本研究之試體 規劃、試體設計及強度檢核與試體細部設計等事項詳加說明。 第一節第一節第一節 第一節試體規劃試體規劃試體規劃 試體規劃本研究實驗希望採用的柱斷面，所需鋼筋規格為主筋 D19-SD685 與箍筋 D10-SD785。惟據瞭解國內製造商預定於八九月正式推出 SD685 鋼筋，尺寸主要有 D25、D32；而 SD785 鋼筋尺寸主要有 D13，至於其他尺寸，屆時除非有一定的市場或其他特殊需求，才可能會生產。因上述可能推出的尺寸規格較適合於中高層建築，可能不適合本案欲探討的中低層建築構材所需。但為確保實驗得以進行，本研究規劃先設計兩種柱斷面，即一種是 SD685 的 D25 主筋與 SD785 的 D13 箍筋之斷面；另一種是本研究希望採用 SD685 的 D19 主筋與 SD785 的 D10 箍筋之斷面，以反應中低層建築規模的實驗，將以後者為優先，前者

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第第第第二二二二節節節試體細部設計及強度節試體細部設計及強度試體細部設計及強度估算試體細部設計及強度估算估算估算本研究因經費限制，僅規劃三個鋼筋混凝方形柱試體，除箍筋間距及繫筋量之配置不同外，其他參數均同。斷面積為 40 cm×40 cm，柱腳為固定端，柱頂為自由端，柱試體的高度為 137.6 cm（不含 50cm 基礎高），施加側向力的高度(柱淨高)定為 100 cm，使 D/H＝1/2.5。以下為試體設計之詳細資料。本案於柱試體尺寸與配筋之規劃設計時，仍使用國內現行「混凝土結構設計規範」（以下稱 RC 規範）[8]計算，而本研究之下列計算結果僅供參考，並將與實驗值作一比較。（一）柱試體種類：本計畫所採用的試體，依箍筋間距之不同，分為 S10、S15、及 S30 等三個試體，其中數字代表試體的箍筋間距，單位為公分之值。（二）材料強度：fc’=700 kgf/cm2 主筋：SD658 fy=7,000 kgf/cm2

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箍筋及繫筋：SD758 fyt=8,000 kgf/cm2 （三）試體斷面：各柱試體斷面均為正方形邊長為 40 cm；混凝土的保護層厚度=3 cm。（四）主筋及橫向鋼筋設計：有關主筋的配置，各試體（S10、S15、S30）均同；至於橫向鋼筋(箍筋及繫筋)的配置，其中除 S10 有繫筋外，為觀察剪力破壞行為，其他試體並未配置繫筋，各試體之細部詳如表 3-1 及圖 3-5 至圖 3-10。橫向鋼筋的彎鉤，與日本 New RC 採用的銲接及 180°或 135°的彎鉤不同，仍採用國內習慣的彎法，即箍筋採用 135°及係筋採用 135 °+90°。受高強度鋼筋產品上市的限制，本計畫屆時將於試體製作階段，視不同號數的 SD658 與 SD758 鋼筋取得之可能性，從下列兩個方案擇一執行，目前瞭解下列案 1 購得的可能性較大。 [案 1] 主筋 8-D25 箍筋 D13 （1）試體 S10 主筋 8-D25 橫向鋼筋 3-D13＠10cm ‧主筋檢核：Ast=8×5.067=40.54 cm2

(52)

ρst=40.54÷(40×40)=0.0253 介於 0.01～0.08, OK ‧橫向鋼筋檢核（依 RC 規範 15.5.4）：檢核間距 Smin=40/4= 10 cm Smin=6×2.54= 15.24 cm Smin=10+(35-hx)/3 =10+(35-14.46)/3≦15 cm 則 S＝10 cm 檢核橫向鋼筋(箍筋及繫筋)面積 Ash=0.3(S bc fc’/fyt)(Ag/Ach –1) =0.3(10×32.7×700/8000)[(40×40)/(34×34)–1] =3.30 cm2 故試體 S10 的橫向鋼筋（3-D13＠10cm，Av=3.80 cm2)配置滿足 RC 規範規定，箍筋間距也符合日本 New RC 計畫之建議。（2）試體 S15 主筋 8-D25 箍筋 2-D13＠15cm 橫向鋼筋配置不滿足 RC 規範規定。（3）試體 S30 主筋 8-D25 箍筋 2-D13＠30cm 橫向鋼筋配置不滿足 RC 規範規定。

(53)

因此，在橫向鋼筋配置的部分，本研究[案 1]所採用之試體，除 S10 外，試體 S15 與 S30 不符合 RC 規範的橫向鋼筋面積與間距之規定。 [案 2] 主筋 12-D19 箍筋 D10 （1）試體 S10 主筋 12-D19 橫向鋼筋 4-D10＠10cm ‧主筋檢核：Ast=12×2.865=34.38 cm2 ρst=34.38÷(40×40)=0.0215 介於 0.01～0.08, OK ‧橫向鋼筋檢核（依 RC 規範 15.5.4）：檢核間距 Smin=40/4= 10 cm Smin=6×2.54= 15.24 cm Smin=10+(35-hx)/3 =10+(35-10.06)/3≦15 cm 則 S＝10 cm 檢核橫向鋼筋(箍筋及繫筋)面積 Ash=0.3(S bc fc’/fyt)(Ag/Ach –1) =0.3(10×33.05×700/8000)[(40×40)/(34×34)–1] =3.33 cm2

(54)

故試體 S10 的橫向鋼筋（4-D10＠10cm，Av=2.85 cm2)配置不滿足 RC 規範規定的鋼筋面積。（2）試體 S15 主筋 12-D19 箍筋 2-D10＠15cm 橫向鋼筋配置不滿足 RC 規範規定。（3）試體 S30 主筋 12-D19 箍筋 2-D10＠30cm 橫向鋼筋配置不滿足 RC 規範規定。因此，在橫向鋼筋配置的部分，本研究[案 2]所採用之試體 S10、S15 與 S30 均不符合 RC 規範的橫向鋼筋面積與間距之規定。（五）試體計算強度（以上項[案 1]為例）以下以國內 RC 規範及日本既有 RC 建築物耐震診斷基準檢核試體設計強度。 1、剪力強度計算本案採用混凝土抗壓強度 fc’=700 kgf/cm2，滿足 RC 規範第 4.2.2 項之 √fc’≦26.5 kgf/cm2 的規定。剪力鋼筋的降伏強度，依 RC 規範 4.6.2 規定上限值為 4,200 kgf/cm2，惟本案仍以 fyt=8,000 kgf/cm2 大

(55)

致檢討試體的剪力計算強度。試驗所採用的柱軸向載重，考量中低層規模建築物，採用軸力 Nu 為 0.2Ag‧fc’，即 Nu＝224 t。依 RC 規範第 4.4.1.2 項計算有軸壓之構材，算得混凝土的剪力計算強度 Vc=40.38 t。至於橫向鋼筋提供之剪力計算強度，S10 柱有繫筋，Vs＝109.47 t；S15 柱無繫筋，Vs＝48.65 t； S30 柱無繫筋，Vs＝24.33 t。故柱的剪力計算強度 Vn 如下： S10 柱：Vn=40.38+109.47＝149.9 t S15 柱：Vn=40.38+ 48.65＝ 89.0 t S30 柱：Vn=40.38+ 24.33＝ 64.7 t 2、撓曲強度計算按 RC 規範 3.3.6 項規定，fc’大於 560 kgf/cm2 時，混凝土應力分佈等值矩形塊比值β1 採用小於最低值 0.65 者，會與實際不符。依相關資料顯示，高強度混凝土的應變與應力約成直線上升的關係，而最大強度時的應變值，又受粗骨材的影響很大，強度達最大強度後應變與應力成負斜率關係急速降低，應力-應變圖成三角形狀，惟本計畫所採用的混凝土抗壓強度，高出 RC 規範規定最大強度的 1/4，差

(56)

距尚非很大，仍採用規範規定之最低β1 值，俾大致檢討試體的撓曲強度計算值，供決定試體尺寸之參考。柱承受之軸向壓力是採用 0.2Ag‧fc’，即 Pn＝224 t，來計算撓曲強度。在考慮 Pn-Mn 關係，依 RC 規範第 3.4 節計算後，得撓曲強度為 Mn=65.62 tm。上述計算過程，拉力鋼筋已降伏，故可知所使用之 Pn 小於 Pb，若以 Pb 為高軸力之低標，本試驗所採用的軸力屬於較低軸力，相較於第一章文獻資料中的國內外實驗，本試驗對高強度 RC 試體所採用的軸力低上很多。惟因本計畫係針對一般規模的建築物，而且實驗中也希望瞭解剪力破壞情形，因此採用相對較小的軸力。另本計畫為使試體達到剪力破壞的程度，將試體反曲點高度訂為 1.0 m，此時試體達撓曲破壞時引致的剪力為 65.6 t。 3、柱破壞模式探討比較上述剪力強度計算值 Vn 與撓曲破壞時引致的剪力，知三個試體的破壞模式，試體 S10 可能會是撓曲破壞，試體 S30 有可能會是剪力破壞。至於試體 S15 的破壞模式則介於上兩者之間。另試體 S30 的剪力強度為 64.7 t，雖小於撓曲破壞時引致的剪力 65.6 t，惟因剪力破壞時的剪力計算值為彈性剪力強度，撓曲破壞時引致的剪力值

(57)

是發生塑鉸時，因此未必會是剪力破壞，需以非彈性剪力強度加以比

較[8]。但是，試體 S30 的圍束箍筋間距相較於柱斷面尺寸，其間距

過大，接近斷面上箍筋與箍筋的距離，若忽視主筋剪力榫的效用，恐

會類似正方形純混凝土的脆性剪破模式。

（六）程式模擬分析

此分析係依據切片法(Strip Element Method)計算柱之彎矩-轉角

關係，並考慮國內 RC 設計規範建議之剪力行為，後續根據鋼筋混凝土建築物耐震能力評估手冊[9]所建議之鋼筋混凝土柱破壞模式之判別，將迭代後之彎矩-轉角關係與剪力行為做疊合，即可得到其破壞模式。如圖 3-1、3-2、3-3 所示，當試體箍筋間距(S)為 10 公分時，即試體 S10 的破壞模式為彎矩破壞；當試體箍筋間距為 15 公分時，即試體 S15 的破壞模式為彎矩轉剪力破壞；當試體箍筋間距為 30 公分時，即試體 S30 的破壞模式為彎矩轉剪力破壞，但其行為已接近剪力破壞。由圖 3-4 可知，S=10、S=15、S=30 各破壞模式之彎矩-轉角行為。

(58)

0 10 20 30 40 50 60 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 Rotation(rad.) M o m e n t( to n -m ) 圖 3-1 箍筋間距 S=10 分析所得之彎矩-轉角關係圖（資料來源：本研究繪製） 0 10 20 30 40 50 60 0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 Rotation(rad.) M o m e n t( to n -m ) 圖 3-2 箍筋間距 S=15 分析所得之彎矩-轉角關係圖（資料來源：本研究繪製）

(59)

0 10 20 30 40 50 60 0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 Rotation(rad.) M o m e n t( to n -m ) 圖 3-3 箍筋間距 S=30 分析所得之彎矩-轉角關係圖（資料來源：本研究繪製） 0 10 20 30 40 50 60 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 Rotation(rad.) M o m e n t( to n -m ) S10 S15 S30 圖 3-4 箍筋間距 S=10、S=15、S=30 分析所得之彎矩-轉角關係圖（資料來源：本研究繪製）

(60)

表 3-1 試體規劃項目案 1 案 2 試體名稱 S10 S15 S30 S10 S15 S30 斷面(cm) 40cm×40cm 混凝土強度 f’c (kgf/cm2) 700 主筋強度 fy (kgf/cm2) 7000 橫向筋強度 fsy (kgf/cm2) 8000 固定軸力 N (0.2f’cAg) (kgf) 224000 柱淨高(cm) 100 主筋 8-D25 12-D19 橫向鋼筋 D13 D10 繫筋有無無有無無橫向筋間距(cm) 10 15 30 10 15 30 箍筋彎鉤 135°+135° 繫筋彎鉤 90°+135° 彎鉤直線長與彎曲內徑（≧4db） 15cm 7cm 10cm 5cm 保護層厚度(cm) 3 3 （資料來源：本研究製表）

(61)

(62)

(63)

(64)

(65)

(66)

(67)

第三節第三節第三節 第三節實驗設備實驗設備實驗設備及實驗設備及及試體安裝規劃及試體安裝規劃試體安裝規劃試體安裝規劃 本研究之實驗於本所位於台北市景美的建築材料實驗中心內進行，使用設備包括油壓致動器、千斤頂、反力構架與量測儀器，以及 MTS 的油壓系統、油壓分歧座與控制系統等，主要儀器設備簡述如下： 1、200 噸油壓致動器及控制器本試驗 200 噸油壓致動器按裝在柱試體旁邊的反力牆上，用於對柱試體頂端的反曲點位置施加側向推力與拉力。致動器推與拉的出力至少各達 200 噸，推桿的最大行程為 100cm。致動器內含應變式(Strain

Gage Type)力量傳感器，可執行定負載與位移測試（Constant load &

Displacement control）,伺服油閥最大流量有 15 GPM，控制器則使

用

MTS Flextest GT

控制系統。

2、600 噸油壓千斤頂

本試驗 600 噸油壓千斤頂將按裝於試體柱頭與反力架梁中央底面

(68)

壓力出力達 600 噸，最大拉力出力達 300 噸，軸桿的最大行程為 20cm。 3、反力構架本試驗所採用的反力構架是頃於七月底完成驗收的鋼結構門型構架(由 2 支柱與 1 支反力梁及 2 個鉸接承座等組成），反力構架的兩柱腳分別固定在可以使門型構架作面外轉向的兩個鉸接軸承基座上，軸承基座則以螺桿固定在強力地板上。反力構架的反力梁正中央之下翼板底面有軸力連接板，實驗時係將柱試體豎立安裝在該連接板正下方之強力地板上，在軸力連接板與柱頭之間，再安裝 600 噸油壓千斤頂，以施加柱軸力。另為防止上述 200 噸油壓致動器進行側推試驗時，造成門型反力構架繞鉸接軸承向面外傾倒，在垂直於反力構架的方向，配置有安全防頃構架一座，本研究試體架設情形如圖 3-11。

(69)

4、量測儀器本實驗為量測柱試體鋼筋應變、試體位移與轉角等，所使用的試體內外部量測元件與儀器及其規格如下：（1）應變計：應變計黏貼於主筋與橫向鋼筋上（受力與非受力方向均有配置），用於瞭解鋼筋變形情形與圍束效果，以及供比較柱試體受力行為之參考。應變計之佈設位置如圖 3-12。應變計將黏貼完成後再進行鋼筋綁紮作業，並整理走線，完成編號，之後才進行灌漿作業。圖 3-11 試體架設示意圖（資料來源：本所材料實驗中心）

(70)

內部量測元件（資料來源：本研究繪製）外部量測元件 Lm2 Lb2 1 10 0 10 0 10 0 10 0 _≒_≒_≒_{≒100 / 2}_{100 / 2}_{100 / 2}_{100 / 2} ≒ ≒≒ ≒100 / 4100 / 4100 / 4100 / 4 S15、S30 S10 S15、S30 Tu2 Tm2 Tb2 Lm3 Lb3 Lm1 Lb1 Lm2 Lb2 Tu1 Tm1 Tb1 Tu2 Tm2 Tb2 Lm1 Lb1 Tu1 Tm1 Tb1 Lm4 Lb4 Tu3 Tm3 Tb3 Lm3 Lb3

側向載重

1 3 7 .6

(71)

（2）位移計：用於量測柱頭之側向位移，此位移計之衝程為 ±50cm。（3）傾斜儀：傾斜儀(角度計)是固定在柱面螺桿上的小角鋁上，用於量測試驗過程中試體的曲率變化情形，並據以推算試體的撓曲位移，傾斜儀所測得的讀數為角度，也是柱身斷面之旋轉角。而柱面螺桿是預先埋置在與施力方向垂直之柱面中央，距基礎面 5cm、15cm、25cm及 35cm之高度處，螺桿直徑 3mm_{，長度 15}cm。架設在螺桿上的小角鋁則是貼近柱面處，供安裝傾斜儀之用。（4）資料收集器：上述之位移計、傾斜儀以及黏貼於鋼筋上的應變計，所得到之資料經轉接盒（Switch Box）由資料收集器統一收集。 5、試體安裝規劃本試驗施加軸力因使用到上述鋼結構門型反力構架，故試體的最小高度會受限於構架兩柱沿鉛垂方向排列之螺栓孔最低孔位距強力地板面的高度。因為若試體太矮會造成千斤頂桿端無法達到反力梁以致無法施加反力的情形，因此考量千斤頂長度與行程、兩側柱

(72)

的孔距、軸力連接板等夾具尺寸，推算對於已知之柱反曲點高度，計算試體實際應設計之高度，以及為利於安裝作業，事先計算安裝試體時反力梁應處之孔位。 A：強力地板面至反力構架兩柱最低孔心之鉛垂距離 292+812+1,500＝ 2,604mm。 B：反力梁軸力連接板底面低於梁兩側端板最底孔心之鉛垂距離，即 a-b＝78-76＝2 mm a：軸力連接板底面至反力梁下翼板中心線之鉛垂距離 78mm。 b：梁兩側端板最底孔心至反力梁下翼板中心線之鉛垂距離 76mm。 C：施加柱軸壓用之 600 噸油壓千斤頂最大行程時的長向尺寸、千斤頂 1 5 0 0 圖 3-13 反力架佈設示意圖（資料來源：本所材料實驗中心）

(73)

下方柱頭框板厚度、及千斤頂上方軸承板框厚度，計 1,300mm。 D：施加側向力之 200 噸油壓致動器軸線至柱頭蓋板(厚 15mm)頂面之鉛垂長度 376mm。（1）軸壓千斤頂最大行程時可提供試體之淨高 Hpr： Hpr＝A+反力構架兩側柱最低孔起算增加之孔數 n ×孔距－B－C ＝2,604+150n-2-1,300 ＝1,302+150n （2）試體最小設計高度需大於 1,302mm （3）設計試體高度： ※下列[基礎高+柱側推點高度]之值須為 500mm(反力牆孔距)的倍數，以配合安裝側推用致動器的高度。柱側推點靜高 h0=1,000mm 基礎高 hf=500mm，檢核 h0+hf 之值為 500mm 的倍數，OK 柱 (不含基礎)之高度 hc= h0+ D=1,000+376＝1,376 設計試體總高度 H=hc+hf =1,376+500＝1,876mm （4）計算反力梁的孔位 n+1 Hpr=H 則 1,302+150n =1,876

(74)

得 n＝(1,876-1,302)/150=3.8 則使用 n＝3 故本試體反力梁架設，其兩側端板最底孔須對準兩側柱自最低孔起算第 n+1 孔，亦即第 4 孔。（5）使用 n＝3，預估軸壓千斤頂需調整(收縮)之行程 Hpr-H。 Hpr-H＝1,302+150n-1,876＝1,302+150×3-1,876＝-124mm 預估本試體安裝時，千斤頂推桿自最大行程需收縮 124mm，這也是試驗時千斤頂可以施壓的最大行程。

(75)

第

第四

四

四章

章

試體製作準備及試驗載重

第一節第一節第一節第一節試體採購作業試體採購作業試體採購作業準備試體採購作業準備準備準備本採購案共計採購 3 座方形高強度 RC 試體(斷面：400×400 mm；總高度：1976 mm)，採購標的物定名為「材料實驗中心高強度鋼筋混凝土方形柱試體」。為配合本所自辦研究計畫以實驗研究推動高強度鋼筋混凝土結構發展之目的，標的物需具有規劃試體所要求之品質，投標廠商須出具經營營造業之營利事業(營業、設立)登記證。本採購案是以總價承包方式製作，實際材料數量請承包廠商自行估算，採購內容包含試驗後試體清運處理，試體殘值及清運處理費也由承包廠商自行估算。有關本試體採購要求、注意事項及驗收標準研擬如下。 1、本採購作業一般要求 (1) 本案試體上、下端板之切割及鑽孔需於鋼構廠中進行。 (2) 因本所材料實驗中心空間有限，以承包廠商自行提供並經本所人員同意之合適場地，進行試體製作為原則，若經本所人員同意，試體於本所材料實驗中心之場地製作，施工用水電及實驗室內天

(76)

車由本所提供。 (3) 有關材料如混凝土、鋼板及鋼筋等，承包廠商應提供樣品及出廠文件證明，並由承包廠商會同本所人員至具 TAF 認證之實驗室進行混凝土試體抗壓試驗，以為請款及驗收之依據。 (4) 承包廠商須負責維護施工過程及完工後之場地清潔。施工過程中均需本所人員許可後方能進行。 (5) 試體製作過程中，因研究需要，有可能於試體施工進行中，為配合實驗目的而進行部份修改，請承包廠商予以配合。 (6) 試體製作完成，並俟 28 天混凝土材齡抗壓試體之抗壓試驗強度符合要求後，依本所人員指示搬運至指定場地，準備驗收事宜。 (7) 其他一切規定參照本案之試體圖說、試體製作注意事項及契約書之規定。 2、試體製作注意事項： (1) 施工前試體底座所在區域須先行整平，才能施工，且底模鋪設前須由本所人員驗收其水平完成後，才能施工。 (2) 試驗場中的施工，需由本所人員許可後方能進行。 (3) 承包廠商於施工過程及完工後須負責維護場地清潔。

(77)

(4) 承包廠商須負責現場之安全衛生之設計及施工作業。 (5) 在試體適當位置需加設吊鉤及螺栓孔，以利試體之移動及固定，吊鉤及螺栓孔位置應配合本所人員要求。 (6) 在試體適當位置需預埋螺桿或鐵件，以便利日後變位計之架設，預埋螺桿或鐵件位置應配合本所人員要求。 (7) 在試體適當位置需預留凹槽，以利日後油壓致動器之架設，預留凹槽位置應配合本所人員要求。 (8) 試體裝置應變計部分由本所負責施作，承包廠商於施工過程中應預先知會本所何時可派員進場黏貼應變計（本案預計預埋 63 片鋼筋應變計，將另委託量測元件相關公司辦理。） (9) 本案所有柱試體之縱向鋼筋應以適當之設計及施工方式與上、下端板銲接固定，且上、下端板不可產生翹曲，必須保持完全水平。 (10) 模板工程精確與否為實驗的重要因素，其包括組裝與支撐等的施作精度必須良好，尤其各軸線、角度及水準面都要兼顧。另一方面，須配合工程進度，不得延誤。 (11) 進行模板工程前，應於 24 小時前通知本所人員，以方便本所人員進行最後之檢核，未經允許不得施工。

(78)

(12) 試體製造過程中，因研究需要有可能於試體施工進行中，為配合實驗目的而進行部份修改，請廠商予以配合。若有超過或減少其承包價之 10%則依實際數量增減帳目；未達 10%者，則不予以計價。 (13) 澆置混凝土應於 24 小時前通知本所人員，未經允許不得澆置。 (14) 試體澆置混凝土應分成兩階段，第一階段澆置基座，並至少於 5 天後，方能進行第二階段混凝土的澆置。 (15) 所有混凝土澆置於模板內 15 分鐘內應即使用頻率至少每分鐘 4000 次之高頻率內部振動器振實之，振動器使用地點、方法及振動時間，須保證混凝土得到最大密度而不使水泥漿及粒料產生離析，且不致引起表面有浮水現象，並需分層澆置。 (16) 試體完成拆除模板後，待試體進行試驗前，本所將另行通知承包廠商將所有試體垂直面漆上白色油漆及標註黑色格線。 (17) 本案所有柱試體上部端板與混凝土澆置完成面之間應預留 20 mm 之間隙，並以至少 100MPa 強度無收縮水泥漿灌實，再將直徑 300 mm 之圓形灌漿鋼板填回、銲接固定及磨平。 (18) 本案所有完成之柱試體須有明顯的標記，足以識別其試體編號。 (19) 如完成製作之試體有缺失之處，廠商有責任加以補強或重新製作

(79)

以達預先要求。 (20) 其餘未規定之事項，依內政部結構混凝土設計及施工規範與建築土木工程施工慣例辦理。 (21) 材料要求： (A)混凝土： (1)拌合混凝土用之材料(水泥、骨材、水、添加劑)等均需按 CNS 規定辦理。水泥：應符合 CNS-61 標準的波特蘭水泥，CNS-3654 標準的高爐水泥，CNS-11270 標準的飛灰水泥。骨材：粗骨材最大尺寸砂石為 25 mm，碎石為 20mm，應符合 CNS-1240 混凝土粒料之標準。細骨材用天然砂(未受污染者)或其與軋製砂之混合材料，其含泥量不得超過 3%，FM 在 2.3 以上，其含氯離子量需在 0.003%以下，依 JIS A5308 提出檢驗報告。粗細骨材比重均應在 2.5 以上，堅硬潔淨。水：須潔淨，不得含有害的酸、鹼、油、鹽類有機物及懸游有害物質。化學添加劑：應符合 CNS 12283〔混凝土用化學摻料〕化學摻料、CNS 12833〔流動化混凝土用化學摻料〕流動化摻料之

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報告

中華民國 100 年 12 月

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

超 高 強 度 鋼 筋 混 凝 土 柱 韌 性 行 為 之 實 驗 研 究

研究主持人 ： 鄒本駒

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報告

中 華 民 國 100 年 12 月

目

目

目

目

次

次

次

次

表次

表次

表次

表次

圖次

圖次

圖次

圖次

摘要

摘要

摘要

摘要

第一章

第一章

第一章

第一章

緒論

緒論

緒論

緒論

第二章

第二章

第二章

第二章

相關文獻資料

相關文獻資料

相關文獻資料

相關文獻資料

第三章

第三章

第三章

第三章

試體規劃設計及實驗設備

試體規劃設計及實驗設備

試體規劃設計及實驗設備

試體規劃設計及實驗設備

第四章

第四章

第四章

第四章

試體製作準備及試驗載重

試體製作準備及試驗載重

試體製作準備及試驗載重

試體製作準備及試驗載重

第五章

第五章

第五章

第五章

結論與建議

結論與建議

結論與建議

結論與建議

附錄

附錄

附錄

附錄 1

1

1-期中審查會議紀錄 ...79

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

內政部建築研究所自行研究報告

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

超高強度鋼筋混凝土柱韌性行為之實驗研究

研究主持人：鄒本駒

內政部建築研究所自行研究報告

中華民國 100 年 12 月

備註

預定進度

( 累積數 )