含組合繫筋之鋼筋混凝土方柱承受拉壓軸力耐震性能之研究

含組合繫筋之鋼筋混凝土方柱

承受拉壓軸力耐震性能之研究

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告

PG10505-0083

含組合繫筋之鋼筋混凝土方柱

承受拉壓軸力耐震性能之研究

研究主持人：李台光 研究員

研究期程 ：中華民國 105 年 1 月至 105 年 12 月

內 政 部 建 築 研 究 所 自 行 研 究 報 告

中華民國 105 年 12 月

目次

表 次 ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ Ⅲ

圖 次 ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ Ⅴ

誌謝‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧VII

摘 要 ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ I X

第 一 章 緒 論 ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ ‧ 1

第一節 研究緣起與背景‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧1

第二節 研究方法及進度說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧1

第三節 蒐集之資料、文獻分析‧‧‧‧‧‧‧‧2

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析‧‧7

第一節 試體之規劃及細部設計‧‧‧‧‧‧‧‧‧7

第二節 第 1 組試體之試驗結果分析‧‧‧‧‧‧7

第三節 第 2 組試體之試驗結果分析‧‧‧‧‧‧9

第三章 實驗試體之規劃設計及施工‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧37

第一節 試體之規劃‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧37

第二節 試體之細部設計及施工‧‧‧‧‧‧‧‧‧38

第四章 RC 方形柱試體撓曲試驗結果分析‧‧‧‧‧‧‧57

第一節 上下搭接組合繫筋試體之試驗結果分析‧‧57

第二節 水平搭接組合繫筋試體之試驗結果分析‧‧58

第五章 結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧59

第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧59

第二節 建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧60

參考資料‧‧‧‧‧･‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧61

表次

表次

表 2-1 102 年方形柱試體規劃彙整表‧‧‧‧‧‧‧‧‧11

表 2-2 本研究方形柱試體鋼筋機械性質彙整表‧‧‧‧‧11

表 2-3 本研究第 1 組鋼筋混凝土柱試體的平均強度‧‧‧11

表 2-4 本研究第 1 組方形柱側向強度‧‧‧‧‧‧‧‧‧12

表 2-5 本研究第 1 組柱側向位移角及塑性轉角容量‧‧‧12

表 2-6 本研究第 2 組鋼筋混凝土柱試體的平均強度‧‧‧13

表 2-7 本研究第 2 組方形柱側向強度‧‧‧‧‧‧‧‧‧13

表 2-8 本研究第 2 組柱側向位移及側向位移角容量‧‧‧13

表 3-1 組合繫筋最小搭接長度及柱尺寸表‧‧‧‧‧‧‧41

表 3-2 方形柱試體規劃彙整表‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧42

圖次

圖次

圖 2-1 方形柱試體(90/135 系列)之立面及剖面圖‧‧‧‧14

圖 2-2 90/135 系列斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15

圖 2-3 180/180 系列斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧15

圖 2-4 LS/180 系列斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16

圖 2-5 LS/cn 系列斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧16

圖 2-6 90/135 系列試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧17

圖 2-7 180/180 系列試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧17

圖 2-8 LS/180 系列試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧18

圖 2-9 LS/cn 系列試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧18

圖 2-10 大型試驗構架示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧19

圖 2-11 本研究方形柱試體側向位移歷時圖‧‧‧‧‧‧20

圖 2-12 C-90/135 試體推-拉及側面逐步破壞圖‧‧‧‧‧21

圖 2-13 第 1 組試體細部破壞圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧22

圖 2-14 第 1 組試體側向載重及位移圖‧‧‧‧‧‧‧‧26

圖 2-15 第 1 組試體側向載重及位移圖包絡線‧‧‧‧‧30

圖 2-16 試體側向降伏及極限位移之定義‧‧‧‧‧‧‧30

圖 2-17 第 2 組試體側向載重及位移圖‧‧‧‧‧‧‧‧31

圖 2-18 第 2 組試體側向載重及位移圖包絡線‧‧‧‧‧35

圖 3-1 方形柱試體之立面及剖面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧43

圖 3-2 VA-C(2016)試體柱斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧44

圖 3-3 VA-R(2016)試體柱斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧44

圖 3-4 VA-LS2(2016)試體柱斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧45

圖 3-5 VA-LS1(2016)a 試體柱斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧45

圖 3-6 VA-LS1(2016)b 試體柱斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧46

圖 3-7 VA-LS2(2016)a 試體柱斷面圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧46

圖 3-8 試體上端板細部圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧47

圖 3-9 VA-C(2016)試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧48

圖 3-10 VA-R(2016)試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧48

圖 3-11 VA-LS2(2016)試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧‧49

圖 3-12 VA-LS1(2016)a 試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧49

圖 3-13 VA-LS1(2016)b 試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧50

圖 3-14 VA-LS2(2016)a 試體應變計配置圖‧‧‧‧‧‧‧50

圖 3-15 試體鋼筋組立圖(基礎)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51

圖 3-16 試體鋼筋組立圖(柱)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧51

圖 3-17 試體模板組立圖(基礎)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧52

圖 3-18 試體混凝土澆置圖(基礎)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧52

圖 3-19 試體模板組立圖(柱)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧53

圖 3-20 試體混凝土澆置圖(柱)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧53

圖 3-21 試體應變規施工圖(1)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

圖 3-22 試體應變規施工圖(2)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧54

圖 3-23 塗上白漆試體圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧55

圖 3-24 畫方格試體圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧55

圖 3-25 混凝土圓柱試體試驗圖(1)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56

圖 3-26 混凝土圓柱試體試驗圖(2)‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧56

誌 謝

誌 謝

本研究計畫執行期間，承蒙國立臺灣科技大學營建系陳正誠教授撥冗指導， 並提供寶貴之建議與意見，使本研究計畫得以順利進行，在此表示誠摯感謝。

摘 要

摘 要

關鍵詞：鋼筋混凝土柱、繫筋、設計規範 一 、 研 究 緣 起 鋼筋混凝土(RC)柱斷面之橫向鋼筋，其主要作用為提供剪力強度、避免主筋 受壓挫屈及圍束核心混凝土，尤其對於地震頻仍地區的建築物，後二者對於柱撓 曲韌性的發展是非常重要的。傳統的橫向鋼筋通常由一根圍繞斷面的完整外箍 筋，以及數根一端具 135 度彎鉤且另一端為 90 度彎鉤的繫筋所組成。繫筋一端使 用 90 度彎鉤的原因，在於考量繫筋施工的方便性，但是當混凝土外圍保護層剝落 時，90 度彎鉤容易向外撐開，損及繫筋圍束混凝土及主筋之效能。此外，最新 ACI 規範規定，當柱之軸壓力大於 或柱使用高強度混凝土時(不論軸力大小)，所 有的主筋都要受有效彎鉤束制。此時，傳統繫筋無法使用，此一議題將造成國內 工程實務界極大的衝擊。 有鑑於此，本所曾於 97 年度進行 6 組 12 支大尺寸方形(斷面：750 mm×750 mm)短柱軸壓試驗，探討在各種繫筋配置方式下，其軸向受壓之行為，以評估各類 繫筋配置方式的可行性及實用性，嘗試解決國內工程實務的問題，並獲致初步具 體結論，惟該文獻未進行柱撓曲韌性之探討。另於 102 年度進行 8 支大尺寸方形柱 (斷面：600 mm×600 mm)撓曲行為之實驗研究，亦獲得初步的研究成果。惟因試體 未考量組合繫筋搭接長度不足及軸拉力之影響，持續於本(105)年度賡續規劃 6 支 方形柱(斷面：470 mm×470 mm)，進行撓曲實驗研究，以驗證研究成果之可信度。 本研究之預期成果包括：(1)驗證 RC 方形柱在不同繫筋配置方式下之撓曲行 為，提供國內工程實務界參考；(2)依據本研究之結論，提出兼顧圍束效果及施工 性繫筋配置方式之建議，提供國內工程實務界參考；(3)檢討現行 RC 構造設計規範 柱繫筋之相關規定，並且提出適用於 RC 方形柱繫筋施工方式之規範條文建議。 二 、 研 究 方 法 及 過 程 本計畫之工作內容包括相關文獻之回顧與蒐集、RC 柱試體之規劃及設計、RC

柱試體之製作、試驗及試驗結果之整理及分析、以及舉辦期中與期末簡報會議，邀 請國內專家學者與相關業界人士與會，以進行意見交流。經由本案之研究，希望可 將國內結構工程整體水準向上提升，使 RC 方形柱繫筋之規劃及設計更有依循的參 考，以確實達到提高結構物耐震能力之預期目標，並使工程設計單位能充分瞭解正 確的繫筋之設計及施工。本研究已完成相關文獻之回顧與蒐集與 RC 柱試體之規劃 及設計，並於 105 年 5 月 11 日及 24 日辦理第 1 次及第 2 次 RC 柱試體之採購開標 作業，於 5 月 24 日完成決標，並於 8 月 16 日完成驗收作業，後續將配合大型力學 實驗室規劃使用空間及排程，進行 RC 柱試體之撓曲試驗，並完成試驗結果之整理 與分析。 三 、 重 要 發 現 (1)傳統繫筋目前普遍使用於實際工程，安裝時通常先將 135 度彎鉤勾住對面的主 筋，然後再旋轉繫筋將 90 度彎鉤扣住這一面的主筋。在彎鉤及彎鉤延伸段都符 合規範規定的情況下，柱主筋應有 80~100 mm 之淨間距才比較容易施作。土木 401-96 規定柱主筋的淨間距不得小於 1.5 倍主筋直徑、1.33 倍骨材最大粒徑及 40 mm。以 D32(#10)鋼筋為例，主筋之淨間距可能僅有 48 mm，繫筋之安裝將相當 困難。設計者在配筋時往往僅考慮到設計規範對主筋淨間距的要求，而忽略了 安裝傳統繫筋所需之施工間距，因此工地常有繫筋安裝困難、施工品質不佳的 現象發生。 (2)在工地安裝 180 度彎鉤一體繫筋時，通常需要由主筋上端往下套，不但安裝較 為困難，且常需要額外的施工架，實際工程很少使用。 (3)組合繫筋的安裝由柱之對邊往柱內插入，主筋淨間距只要滿足設計規範的要 求，即有足夠的空間來安裝組合繫筋，施工相當方便。安裝時每一 J 形鋼筋之 180 度彎鉤都可以和主筋密接，J 形鋼筋直線端架在外箍筋上，不但方便 J 形鋼筋 之固定，並可避免混凝土澆置時 J 形鋼筋移位。使用組合繫筋一方面可以增進韌 性，另一方面施工簡便且施工品質容易控制，可以大幅提升鋼筋施工品質。 (4)組合繫筋採用鋼筋拉力搭接組合而成，在常用的鋼筋強度與混凝土強度之組合以 及混凝土保護層厚度的情況下，當柱寬等於或大於 470 mm，即可使用 D10(#3)鋼 筋做成之組合繫筋，而當柱寬等於或大於 570 mm，即可使用 D13(#4)鋼筋做成之 組合繫筋。

摘 要 四 、 主 要 建 議 事 項 以下分別從立即可行的建議及長期性建議加以列舉。 本研究案之研究成果，可供工程實務界參考應用，並可提供相關規範研修訂時之 參考，以解決國內工程實務問題。－立即可行之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：內政部建築研究所 國內傳統鋼筋混凝土矩形柱橫向箍筋的圍束方式，不但在鋼筋籠的組立作業 上，需要耗費許多的人力，且箍、繫筋綁紮常會因綁紮不確實而使得整體構材品 質不易控制。此外，由於臺灣地區近年來大量建造高層 RC 集合住宅建築，連帶使 柱的尺寸也相對增大，使得繫筋的施工組立更形困難。本研究發現組合繫筋不僅施 工性良好，且可以鋼筋拉力搭接的觀念計算搭接長度，同時在承受軸拉力時，其圍 束效果亦佳，可提供「混凝土結構設計規範」研修訂時之參考，以解決國內工程實 務問題。 本研究案僅針對 6 座大尺寸鋼筋混凝土柱同時承受軸向及側向力之行為進行研究， 並獲得初步的結果，試體數量明顯不足，後續應持續進行相關研究，以提高研究成 果之可信度。－長期性建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：內政部建築研究所 本研究案僅針對 6 座大尺寸鋼筋混凝土柱同時承受軸向及側向力之行為進行 研究，並獲得初步的結果，試體數量明顯不足，建議後續針對水平及垂直地震力複 合作用下之 RC 柱撓曲韌性行為，持續進行相關研究，以提高研究成果之可信度。

ABSTRACT

Keywords：Reinforced concrete columns, Crossties, Design code

In reinforced concrete columns, major roles of transverse reinforcement are developing shear strength, preventing compressive longitudinal reinforcement from buckling, and confining core concrete. Especially in seismic region, last two roles are considered as very important. Therefore, large amount of strictly detailed transverse reinforcement should be provided, in order to develop strength and performance of members against cyclic loads in seismic region. These details with hooks and bend crossties lead to congestion problems in members especially for large-diameter reinforced concrete column sections.

In this study, six types of large-scale reinforced concrete columns will be tested by axial and cyclic lateral loading. The primary variables are crosstie types and axial load raios. The main purpose of this study is to evaluate the crosstie confinement effectiveness of large-scale reinforced concrete columns under different design and construction situations.

第一章 緒 論

第一章 緒 論

第一節 研究緣起與背景

鋼筋混凝土(RC)柱斷面之橫向鋼筋，其主要作用為提供剪力強度、避免主筋 受壓挫屈及圍束核心混凝土，尤其對於地震頻仍地區的建築物，後二者對於柱撓 曲韌性的發展是非常重要的。傳統的橫向鋼筋通常由一根圍繞斷面的完整外箍 筋，以及數根一端具 135 度彎鉤且另一端為 90 度彎鉤的繫筋所組成。繫筋一端使 用 90 度彎鉤的原因，在於考量繫筋施工的方便性，但是當混凝土外圍保護層剝落 時，90 度彎鉤容易向外撐開，損及繫筋圍束混凝土及主筋之效能。此外，最新 ACI 規範規定，當柱之軸壓力大於0.3A_gf_c或柱使用高強度混凝土時(不論軸力大 小)，所有的主筋都要受有效彎鉤束制。此時，傳統繫筋無法使用，此一議題將造 成國內工程實務界極大的衝擊。 有鑑於此，本所曾於 97 年度進行 6 組 12 支大尺寸方形(斷面：750 mm×750 mm)短柱軸壓試驗[1]，探討在各種繫筋配置方式下，其軸向受壓之行為，以評估 各類繫筋配置方式的可行性及實用性，嘗試解決國內工程實務的問題，並獲致初 步具體結論，惟該文獻未進行柱撓曲韌性之探討。另於 102 年度進行 8 支大尺寸方 形柱(斷面：600 mm×600 mm)撓曲行為之實驗研究，亦獲得初步的研究成果[2]。惟 因試體未考量組合繫筋搭接長度不足及軸拉力之影響，持續於本(105)年度賡續規劃 6 支方形柱(斷面：470 mm×470 mm)，進行撓曲實驗研究，以驗證研究成果之可信 度。 本研究之預期成果包括：(1)驗證 RC 方形柱在不同繫筋配置方式下之撓曲行 為，提供國內工程實務界參考；(2)依據本研究之結論，提出兼顧圍束效果及施工 性繫筋配置方式之建議，提供國內工程實務界參考；(3)檢討現行 RC 構造設計規範 柱繫筋之相關規定，並且提出適用於 RC 方形柱繫筋施工方式之規範條文建議。

第二節 研究方法及進度說明

本計畫之工作內容包括相關文獻之回顧與蒐集、RC 柱試體之規劃及設計、

RC 柱試體之製作、試驗及試驗結果之整理及分析、以及舉辦期中與期末簡報會 議，邀請國內專家學者與相關業界人士與會，以進行意見交流。經由本案之研 究，希望可將國內結構工程整體水準向上提升，使 RC 方形柱繫筋之規劃及設計更 有依循的參考，以確實達到提高結構物耐震能力之預期目標，並使工程設計單位 能充分瞭解正確的繫筋之設計及施工。本研究已完成相關文獻之回顧與蒐集與 RC 柱試體之規劃及設計，並於 105 年 5 月 11 日及 24 日辦理第 1 次及第 2 次 RC 柱試 體之採購開標作業，於 5 月 24 日完成決標，並於 8 月 16 日完成驗收作業，後續將 配合大型力學實驗室規劃使用空間及排程，進行 RC 柱試體之撓曲試驗，並完成試 驗結果之整理與分析。

第三節 蒐集之資料、文獻分析

本研究針對美國及國內 RC 方形柱繫、箍筋相關研究文獻，進行蒐集、整理 與分析。

1.3.1 美國之相關文獻

由 於 國 內 混 凝 土 工 程 設 計 規 範 一 直 以 來 ， 皆 參 考 美 國 混 凝 土 學 會 (ACI, American Concrete Institute) 之 ACI 318 規 範 (Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary)而研訂，因此儘管國內與美國的工程環境未必 完全相同，其相關文獻實值得國內參考借鏡，相關重要文獻分述如下：

(1) ACI 318M-11 (Building code requirements for structural concrete and commentary, 2011) ACI 318M-11[3]有關承受撓曲與軸向載重構材橫向鋼筋之耐震特別規定如下： yt c ch g yt c c sh f f A A f f sb A / 0.3 1_0.09 /         其中  sh A 在s間距內垂直於b 方向之橫向鋼筋c (包括繫筋)總斷面積。  s 橫向鋼筋於縱向鋼筋平行方向之中心距。

第一章 緒 論  c b 計算A 時之柱心尺寸，即橫向鋼筋外緣之間距。_ch   c f 混凝土之規定抗壓強度。  yt f 橫向鋼筋之規定降伏強度。  g A 鋼筋混凝土總斷面積。  ch A 橫向鋼筋圍束面積。 承受撓曲與軸向載重構材橫向鋼筋之間距不得超過(耐震特別規定)： (1)構材斷面最小尺度之 1/4。 (2)6 倍主筋直徑。 (3)下式定義之s₀ 150 3 350 100 0          hx s mm 其中h 為沿柱各邊相鄰箍筋或繫筋間最大水平距離。 _x 有關承受撓曲與軸向載重構材橫向鋼筋耐震特別規定之接頭區域不得小於： (1)接頭面處之構材深度。 (2)構材淨長之 1/6。 (3)450 mm。

(2) Elwood, K. J., Maffei, J., Riederer, K. A., and Telleen, K. (2009) “Improving column confinement Part 2: Proposed new provisions for the ACI 318 building code,” ACI Concrete International, Michigan, USA.

Elwood 等[4]提出較合理的撓曲與軸向載重構材橫向鋼筋之耐震特別規定如 下： ) / )( / ( 25 . 0 / _{c p n c yt g ch} sh sb k k f f A A A   其中

2 . 0    c g u p f A P k ；軸力係數。 ] 20 / ) 12 )][( / ( 4 . 0 6 . 0 [    s x n n n h k _ ；圍束係數。  n 縱向鋼筋總數。  s n_ 位於箍筋角落或以超過 135 度的耐震彎鉤圍繞束制之縱向鋼筋數目。 0 . 1 ] 20 / ) 12 [(hx  ；其中h 之單位為英吋。x 由以上的說明得知，Elwood 等所提之橫向鋼筋設計量，因考慮軸力及圍束效 應等因素故較為合理，並且反映柱構材在較高軸力下，需配置較多橫向鋼筋量， 以滿足耐震的需求。

(3) Anchorage of transverse reinforcement in rectangular reinforced concrete columns in seismic design (Tanaka, H., Park, R., and McNamee, B. Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering, Vol. 18, No. 2, pp. 165-190)

根據 Tanaka 等人[5]的研究，對於斷面尺寸為 400 mm 的 RC 柱，不具足夠搭接 長度的組合繫筋，也可以提供可接受的韌性行為；但搭接長度不足的外圍組合箍 筋，則因其耐震行為不佳，不建議採用。

(4) PEER structural performance database user’s manual (version 1.0) (Berry, M., Parrish, M., and Eberhard, M. Pacific Earthquake Engineering Research Center, University of California, Berkeley, USA, 2004)

本研究[6]共蒐集 274 支矩形箍筋柱及 160 支圓形螺箍筋柱試體，承受反覆側向 載重之試驗資料庫，提供包括試體的基本設計資料、側向載重與位移數位歷時資 料、重要材料性質及試驗裝置等。本資料庫提供豐富的既有研究成果，供研究者參 考比對，(矩形箍筋柱最大尺寸：380 mm 610 mm；方形箍筋柱最大尺寸：550 mm550 mm；圓形螺箍筋柱最大直徑：600 mm)。

(5) Confinement effectiveness of crossties in RC (Moehle, J. P., and Cavanagh, T. ASCE Journal of Structural Engineering, Vol. 111, No. 10, pp. 2105-2120)

本研究[7]共計有 10 個試體，其中 8 個試體配置橫箍筋，總計採用 4 種箍筋配 置型式。研究結果發現兩端 180 度的繫筋與箍筋綁紮及一端 90 度另一端 135 度的

第一章 緒 論

繫筋與主筋綁紮，此兩種施工細部皆為可接受的圍束方式，惟其柱試體的尺寸為 305 mm×305 mm，與 RC 結構物的實際柱尺寸仍存有差距。

(6) Seismic performance of full-scale reinforced concrete columns (Bae, S., and Bayrak, O. ACI Structural Journal, Vol. 105, No. 2, pp. 123-133)

本研究[8]進行 5 個實尺寸鋼筋混凝土柱試體的撓曲試驗，研究結果發現由於 P-Δ效應，跨深比在高軸力比下，將明顯降低柱構材的耐震性能。此外，軸力比是 決定塑性鉸長度的重要因素。因塑性鉸長度與軸力比有關，斷面及構材行為的關 係，也受到軸力比的影響。

(7) ACI 374.1-05 (Acceptance criteria for moment frames based on structural testing and commentary)

ACI 374.1-05[9]規定強震區的抗彎矩構架，進行相關結構試驗的合格標準，其 中包括建議的反復側向實驗歷程，另建議結構試驗的側向位移比應超過 3.5%。 (8) ACI 318M-14 (Building code requirements for structural concrete and commentary, 2014) ACI 318M-14[10]有關承受撓曲與軸向載重構材橫向鋼筋之耐震特別規定，除 依 ACI 318M-11[3]既有規定外，另外針對Pu  30. Ag fc(高軸力)或 fc70 MPa(高強 度混凝土)的情況下，有更嚴格的規定如下： ch yt u n f c sh A f P k k sb A / 0.2 其中 0 . 1 6 . 0 175    c f f k ；混凝土強度係數( f  單位為 MPa)。 c 2     n n k_n ；圍束係數。   n 被外箍筋角落或耐震彎鉤(彎鉤彎角不少於 135 度)圍繞之主筋數目。 此外，在P_u  30. A_gf_c(高軸力)或 f_c70 MPa(高強度混凝土)的情況下，所有

主筋須被外箍筋角落或耐震彎鉤圍繞，此一新規定將有效提升 RC 柱之耐震性能， 但將因此造成 RC 柱橫向鋼筋的施工更形困難。

1.3.2 國內相關文獻

(1) 現行規範「柱圍束箍筋綁紮方式」之安全性探討(中華民國結構工程學會結構工 程第 21 卷第 4 期) 本文[11]主要的論點在於現行「結構混凝土設計規範」中，對於繫筋二端之彎 鉤，未鉤住橫箍筋，而僅鉤住縱向柱主筋之綁紮方式所產生之安全疑慮甚多，對 柱之承載能力及韌性影響亦甚大，尤其是對大尺寸之柱會有近半數的柱主筋從柱 頂至柱底全長均處於幾乎無側撐之情况。因此雖然繫筋二端之彎鉤改為鉤住橫箍 筋，亦有其缺點存在，但「二害相權取其輕」，若犧牲少許施工性，可確保較大之 安全性，便值得深入研究改進。 (2) 建築鋼筋工程現場實務(詹氏書局 2000 年出版；劉壽榮、范光懿合著) 本書[12]著者認為彎鉤不論是否需要同時鉤住柱主筋或柱箍筋，重要的是大於 135 度的耐震彎鉤需確實的與柱主筋或柱箍筋繫結在一起，此時耐震彎鉤靠著繫筋 與混凝土之間的握裹力鉤住柱主筋或柱箍筋。另工作實務中，繫筋與主筋之間至 少要留 10 mm 的轉圜空間以利安裝，意即繫筋與被鉤的柱主筋或柱箍筋之間將有 至少 10 mm 的工作間隙而非完全密合。 (3) 一 筆 箍 及 年 年 發 預 製 箍 筋 之 研 發 ( 潤 弘 精 密 工 程 事 業 股 份 有 限 公 司 網 站 : http://www.ruentex.com.tw) 國內預鑄廠[13]有鑒於鋼筋現場綁紮常常是最費工，也是最容易因為人為的疏 失導致施工結果與設計不符的情形，嘗試進行預製箍筋的研發，所謂的一筆箍，即 指箍筋在鋼筋廠中將一根鋼筋，依據設計連續彎折成箍筋的形狀，箍筋已事先從 工廠中彎折成設計之大小，運至工地後僅需將箍筋套入，省去工地現場許多箍筋 加工的工項，加快施工之速度，而年年發則是一種採用螺旋箍筋新工法。

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析

本所於 102 年度已完成 8 支方形柱試體的撓曲試驗，以下將針對試驗結果詳加 說明，並做為今(105)年度規劃試體之參考依據。

第一節 試體之規劃及細部設計

90/135 系列試體採用標準繫筋(90 及 135 度彎鉤)，繫筋之彎鉤鉤住柱主筋，平 面及主筋的方向，繫筋皆採間隔換端，做為本研究撓曲行為比較的基準。90/135 系 列設計 1 個試體(C-90/135)為符合現行規範規定之試體，施加軸力比為 30%。 180/180 與 LS/180 系列試體的主要目的，在於驗證 180 度繫筋於撓曲試驗時之 圍束效果。由 97 年度的軸壓試驗結果，已證實 180 度繫筋的圍束效果優於標準繫 筋，因此再進一步驗證其在撓曲試驗下之行為，並嘗試建立簡易的設計原則。180/180 系 列 依 據 其 不 同 的 軸 力 比 ， 共 設 計 3 個 試 體 (C-180/180-00 、 C-180/180 及 C-180/180-50)，軸力比分別為 0%、30%及 50%；LS-180 系列亦依據其軸力比的不 同，設計 3 個試體(C-LS/180-00、C-LS/180 及 C-LS/180-50)。 至於 LS/cn 系列，採用 U 型組合內箍筋，內箍筋之四端均圍繞於縱向鋼筋，以 驗證 U 型組合內箍筋的耐震性能，LS/cn 系列設計 1 個試體(C-LS/cn)，施加軸力 比為 30%。本研究之試體規劃，整理於表 2-1，試體之細部參見圖 2-1 至圖 2-9。 鋼筋標稱降伏強度為 420 MPa，混凝土的標稱抗壓強度為 28 MPa。 本研究共製作 8 座方形柱試體，並配合本所已採購之大型試驗構架(參見圖 2-10) 及 600 噸與 200 噸油壓致動器，進行撓曲試驗，探討大尺寸 RC 方形柱在不同繫筋 配置方式下之撓曲行為，提供國內工程實務界參考。本研究 8 支大尺寸方形柱試體 之撓曲試驗，於本章中將分成 2 組進行討論，其中第 1 組包含 C-90/135、C-180/180、 C-LS/180 及 C-LS/cn 等 4 支柱試體，第 2 組則包含 C-180/180-00、C-180/180-50、 C-LS/180-00 及 C-LS/180-50 等 4 支柱試體。本研究採用的鋼筋機械性質參見表 2-2。

第二節 第 1 組試體之試驗結果分析

第 1 組的 4 支柱試體，每支試體的實測抗壓強度如表 2-3 所示，撓曲試驗中所

施加的軸力為標稱軸力強度 30%，其中標稱軸力強度P ，以0 P0  fcAg計算之，f  為c

混凝土 28 天標稱強度；A 為柱斷面積；g A 為縱向鋼筋面積；st f 為縱向鋼筋標稱y

降伏強度。計算而得之P 為 10.08 MN，因此施加的軸力為 3 MN。 0

此外，撓曲試驗中所採用的側向位移歷時圖，如圖 2-11 所示。本研究之試驗 流程為首先針對柱試體施加軸力(試驗過程中軸力維持不變)，再以位移控制模式 (Displacement Control Mode)進行側向位移歷時，其中側向位移速率為 1 mm/sec，另 設定本試驗停止的條件為當側向載重大約衰減至最大載重之 75%時，即停止試驗。 第 1 組 C-90/135 柱試體推-拉及側面逐步破壞圖，參見圖 2-12。由圖 2-12 觀察， 可以得知撓曲試驗中，於試體推-拉面會產生水平的撓曲裂縫，而在側面會產生約 45 度傾斜的撓剪裂縫。當側向位移角為 1%時，撓曲與撓剪裂縫逐漸產生；當側向 位移角到達 2%時，可觀察到混凝土保護層壓碎的現象；當側向位移角達到 3%時， 混凝土保護層開始剝落；當側向位移角為 3.5%時，保護層明顯剝落；當側向位移角 為 4%時，保護層嚴重剝落、縱向鋼筋發生挫屈及核心混凝土開始被壓碎。 藉由圖 2-13(a)，對於第 1 組 4 支試體細部破壞圖的觀察得知，對於 C-90/135 試體，發現大部份 90 度彎鉤及少數 135 度彎鉤受到向外拉開形式的破壞。觀察圖 2-13(b)，C-180/180 試體所有 180 度彎鉤均仍保持良好的狀態。觀察圖 2-13(c)，對 於 C-LS/180 試體，其繫筋直線段被混凝土穩固地包覆住。而觀察圖 2-13(d)，對於 C-LS/cn 試體，其 U 型箍筋直線段亦被混凝土穩固地包覆住。 第 1 組所有試體側向載重及位移關係圖，如圖 2-14 所示。又依據圖 2-14 及 ACI 374-05(Acceptance criteria for moment frames based on structural testing and commentary)[9]的原則，繪製第 1 組所有試體側向載重及位移圖包絡線(連接推及拉 力方向上每 1 側向位移角第 1 循環最大位移點而成)，如圖 2-15 所示。依據圖 2-15 及 XTRACT[14]程式分析結果，整理側向強度值如表 2-4 所示，其中試體正、負方 向的最大載重分別為Hpeak 及  peak H 、兩者之平均值稱為試驗強度Hpeak。試體斷面 彎 矩 強 度 可 以 使 用 斷 面 分 析 程 式 XTRACT[14] 求 得 ， 採 用 材 料 實 測 強 度 及 XTRACT 求得斷面彎矩強度後，再將彎矩強度除以L 即可求得試體理論強度 XTRACT H 。試體試驗強度H_peak與理論強度H_XTRACT之比值稱為強度比，所有試體 值列於表 2-4。所有試體的值介於 118%至 130%之間，值皆明顯大於 100%， 顯示所有試體都有發揮出其塑性強度。另依據圖 2-15 及圖 2-16，兩方向之降伏位 移及極限位移如表 2-5 所示，將極限位移除以 L 即可得到極限層間位移角_u及

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析  u  ，兩者的平均值稱為層間位移角容量_u。極限位移與降伏位移的差值除以 L ， 即可得到試體的塑性轉角，兩個方向塑性轉角的平均值稱為塑性轉角容量_p。所 有試體之層間位移角、層間位移角容量及塑性轉角容量如表 2-5 所示。 第 1 組 4 支柱試體依據目視觀察及表 2-4 及表 2-5 之彙整結果，可獲得如下的 結論： (a) 使用組合繫筋之柱試體，其層間位移角容量及塑性轉角容量，分別比使用傳統 繫筋者高出 18%及 23%，顯示組合繫筋圍束混凝土之效應明顯比傳統繫筋優異。 以組合繫筋取代傳統繫筋，可以顯著提升柱桿件之耐震性能。 (b) 傳統繫筋容易受到施工空間的不足，而產生施工困難的問題，進而影響到施工 品質。採用組合繫筋，可以大幅降低施工空間之需求，不但施工簡便、施工誤 差可降到很低，且彎鉤可以和主筋密接，可有效提升 RC 柱之施工品質。 (c) 傳統內箍筋之安裝需由主筋頂部往下套，施工性差，國內甚少使用。組合內箍 筋可以由柱兩對邊往內插入進行安裝，可以大幅改善內箍筋之施工性，有效提 升 RC 柱鋼筋之施工品質及耐震性能。 (d) 過去的研究結果顯示，僅有外箍筋之角落、內箍筋之角落、繫筋之 135 度彎鉤 及繫筋之 180 度彎鉤，才被認定為有效彎鉤。依此觀之，一個組合繫筋具有兩 個有效彎鉤，而一個傳統箍筋僅有一個有效彎鉤，組合繫筋的有效性是傳統繫 筋的兩倍。而本文的試驗結果也支持有效彎鉤的論點。 (e) 組合繫筋及組合內箍筋採用鋼筋拉力搭接組合而成，在常用的鋼筋強度與混凝 土強度之組合以及混凝土保護層厚度的情況下，當柱寬等於或大於 470 mm，即 可使用 D10(#3)鋼筋做成之組合繫筋及組合內箍筋，而當柱寬等於或大於 570 mm，即可使用 D13(#4)鋼筋做成之組合繫筋及組合內箍筋。

第三節 第 2 組試體之試驗結果分析

第 2 組的 4 支柱試體，每支試體的實測抗壓強度如表 2-6 所示，撓曲試驗中所 施加的軸力為標稱軸力強度 0%(C-180/180-00 及 C-LS/180-00)及 50%(C-180/180-50 及 C-LS/180-50)，計算而得之P 為 10.08 MN，因此施加的軸力分別為 0 MN 及 5 ₀ MN。 第 2 組所有試體側向載重及位移關係圖，如圖 2-17 所示。依據圖 2-17 及

XTRACT[14]程式分析結果，整理側向強度如表 2-7 所示。第 2 組 4 支試體側向載 重及位移圖包絡線，如圖 2-18 所示。另整理塑性轉角結果層間位移角及層間位移角 容量，如表 2-8 所示。 第 2 組 4 支柱試體依據目視觀察及表 2-7 及表 2-8 之彙整結果，可獲得如下的 結論： (a) 使用組合繫筋之柱試體在不同軸力比作用下，其層間位移角容量及塑性轉角容 量，與含兩端皆為 180 度彎鉤一體繫筋之試體不相上下。以組合繫筋取代傳統 繫筋，可以顯著提升柱桿件之耐震性能。 (b) 含組合繫筋之柱試體在無軸力作用下，J 形鋼筋直線端未發現有向柱內滑動的現 象，顯示兩個 J 形鋼筋有效組合成一個兩端為 180 彎鉤之繫筋，維持良好的一體 性。 (c)目前「混凝土結構設計規範」之橫向鋼筋量公式，並未依學理納入軸力比因子， 建議可參考國際相關規範修正。

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表 2-1 102 年方形柱試體規劃彙整表

項目 方形柱編號 繫筋號數 繫筋降伏強度(MPa) 繫筋型式 軸力比 (%) 1 C-90/135 D13 420 90/135 30 2 C-180/180-00 D13 420 180/180 0 3 C-180/180 D13 420 180/180 30 4 C-180/180-50 D13 420 180/180 50 5 C-LS/180-00 D13 420 LS/180 0 6 C-LS/180 D13 420 LS/180 30 7 C-LS/180-50 D13 420 LS/180 50 8 C-LS/cn D13 420 LS/cn 30 註 1：混凝土強度：28 MPa；柱主筋、箍筋及基座鋼筋降伏強度：420 MPa (SD 420W)。 註 2：柱試體斷面之保護層厚度為 40 mm；縱向鋼筋為 24 支 D22 主筋。 註 3：基座斷面 D25 主筋兩端皆銲接端部錨定鋼板 A572 Gr. 50(75*75*9 mm)。

表 2-2 本研究方形柱試體鋼筋機械性質彙整表

鋼筋號數 直徑 (mm) 直徑(in.) 降伏強度(MPa) 抗拉強度(MPa) No. 25 (G60) 25.4 1.00 450 641 No. 22 (G60) 22.2 0.875 457 661 No. 13 (G60) 12.7 0.50 458 660

(資料來源：本研究)

表 2-3 本研究第 1 組鋼筋混凝土柱試體的平均強度

試體 混凝土實際抗壓強度 (MPa) C-90/135 33.5 C-180/180 32.9 C-LS/180 35.5 C-LS/cn 38.5

(資料來源：本研究)

表 2-4 本研究第 1 組方形柱側向強度

試體  peak H (MN)  peak H (MN) peak H (MN) XTRACT H (MN)  (%) C-90/135 1.04 1.05 1.05 0.89 118 C-180/180 1.14 1.14 1.14 0.88 130 C-LS/180 1.07 1.15 1.11 0.90 123 C-LS/cn 1.15 1.17 1.16 0.91 127

(資料來源：本研究)

表 2-5 本研究第 1 組柱側向位移角及塑性轉角容量

試體  y  (mm)  y  (mm)  u  (mm)  u  (mm)  u  (%rad.)  u  (%rad.) u  (%rad.) p  (%rad.) C-90/135 15.8 13.8 62.3 65.3 3.9 4.1 4.0 3.1 C-180/180 14.6 20.5 69.6 76.5 4.4 4.8 4.6 3.5 C-LS/180 12.4 17.5 73.5 76.5 4.6 4.8 4.7 3.8 C-LS/cn 13.9 13.3 76.3 78.3 4.8 4.9 4.9 4.0

(資料來源：本研究)

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表 2-6 本研究第 2 組鋼筋混凝土柱試體的平均強度

試體 混凝土實際抗壓強度 (MPa) C-180/180-00 30.4 C-180/180-50 36.1 C-LS/180-00 33.5 C-LS/180-50 35.0

(資料來源：本研究)

表 2-7 本研究第 2 組方形柱側向強度

試體  peak H (MN)  peak H (MN) peak H (MN) XTRACT H (MN)  (%) C-180/180-00 0.67 0.67 0.67 0.60 112 C-180/180-50 1.17 1.17 1.17 0.96 122 C-LS/180-00 0.62 0.70 0.66 0.60 110 C-LS/180-50 1.18 1.20 1.19 0.94 127

(資料來源：本研究)

表 2-8 本研究第 2 組柱側向位移及側向位移角容量

試體 K  (kN/mm)  K (kN/mm)  y  (mm)  y  (mm)  u  (mm)  u  (mm)  u  (%rad.)  u  (%rad.) u  (%rad.) C-180/180-00 39.5 33.6 16.6 19.2 99.3 106.7 6.2 6.7 6.5 C-LS/180-00 19.4 26.1 23.4 (31.4) 26.4 111.7 108.0 7.0 6.8 6.9 C-180/180 75.5 53.2 14.6 20.5 69.6 76.5 4.4 4.8 4.6 C-LS/180 84.1 62.4 12.4 17.5 73.5 76.5 4.6 4.8 4.7 C-180/180-50 78.5 77.3 14.6 14.4 64.6 66.3 4.0 4.1 4.1 C-LS/180-50 103.2 88.8 11.0 12.6 69.0 68.7 4.3 4.3 4.3

(資料來源：本研究)

圖 2-1 方形柱試體(90/135 系列)之立面及剖面圖

(資料來源：本研究)

600 40 40 600 Inner tie D13 SD420W@100 Closed D13 SD420W@100 Rebar D22 SD420W Section B-B 100 500 1000 500 100 50 3@120 150 640 120 150 3@120 50 120 100 100 1 5 0 500 150 70 130 400 130 70 Section C-C D D 800 900 Rebar D25 SD420W Bottom plate 600 600 15 2200 A A 900 1976 Cl o sed D1 3 S D 420W@100 Inner ti e D13 SD420 W@100 C C 600 Unit mm 600 600 Steel plate (600 600 15)

Longitudinal rebar welded with plate

Section D-D 70 130 400 130 70 50 Hole diameter = 300 mm B B Section A-A  Rebar D25

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 600 60 0 Unit mm 40 40

載重方向

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

圖 2-2 90/135 系列斷面圖

(資料來源：本研究)

600 60 0 Unit mm 40 40

載重方向

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

圖 2-3 180/180 系列斷面圖

(資料來源：本研究)

600 60 0 40 40 Unit mm

載重方向

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

圖 2-4 LS/180 系列試體斷面圖

(資料來源：本研究)

600 60 0 40 40 Unit mm

載重方向

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

圖 2-5 LS/cn 系列試體斷面圖

(資料來源：本研究)

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 600 600 Unit mm 40 40 2 1 4 3 7 8 9 10 6 5

載重方向

圖 2-6 90/135 系列應變計配置圖

(資料來源：本研究)

600 Unit mm 40 40 2 1 7 9 6 5 4 3 8 10

載重方向

60 0

圖 2-7 180/180 系列應變計配置圖

(資料來源：本研究)

600 60 0 40 40 Unit mm 2 1 7 9 6 5 4 3 8 10

載重方向

圖 2-8 LS/180 系列應變計配置圖

(資料來源：本研究)

600 60 0 40 40 Unit mm

載重方向

2 1 6 5 9 8 10 7 4 3

圖 2-9 LS/cn 系列應變計配置圖

(資料來源：本研究)

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圖 2-10 大型試驗構架示意圖

1% 2% 3% 4% 5% 6% 7% 1% 2% 3% 4% 5% 6% 7%  

圖 2-11 本研究方形柱試體側向位移歷時圖

(資料來源：本研究)

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Flexural cracks Concrete crushing Concrete spalling (a)  –1% (b)  –2% (c)  –3%

(d)  –3.5% (e)  –4% (f)  –4.5% Obvious concrete spalling Severe concrete spalling

圖 2-12 C-90/135 試體推-拉及側面逐步破壞圖

(資料來源：本研究)

North West North West North West

(a) C-90/135 試體細部破壞圖

90-deg crosstie hook 135-deg crosstie hook 135-deg

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析

(b) C-180/180 試體細部破壞圖

180-deg crosstie hook 180-deg crosstie hook 180-deg crosstie hook 180-deg crosstie hook 180-deg crosstie hook

(c) C-LS/180 試體細部破壞圖

Straight end of 180-deg hook 180-deg crosstie hook 180-deg crosstie hook 180-deg crosstie hook No crosstie Engaging bar

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(d) C-LS/cn 試體細部破壞圖

圖 2-13 第 1 組試體細部破壞圖

(資料來源：本研究)

U-shaped tie Straight end of U-shaped tie Straight end of U-shaped tie

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La te ral L o ad ( T o n ) -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 Lateral Displacement (mm)

(a) C-90/135 試體

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La te ral L o ad ( T o n ) -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 Lateral Displacement (mm)

(b) C-180/180 試體

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La te ral L o ad ( T o n ) -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 Lateral Displacement (mm)

(c) C-LS/180 試體

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La te ral L o ad ( T o n ) -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 Lateral Displacement (mm)

(d) C-LS/cn 試體

圖 2-14 第 1 組試體側向載重及位移圖

(資料來源：本研究)

Skeleton curve Lateral Force H  peak H  peak H 85 . 0  peak H 75 . 0 K 1  y   u   -120 -80 -40 0 40 80 120

Late

ral Lo

a

d

(T

on

)

-6 -5 -4 -3

Drift Ratio (%)

-2 -1 0 1 2 3 4 5 6 -1200 -800 -400 0 400 800 1200

La

ter

a

l Lo

ad

(

k

N

)

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100

Lateral Displacement (mm)

C-90/135 C-180/180 C-LS/180 C-LS/cn

圖 2-15 第 1 組試體側向載重及位移圖包絡線

(資料來源：本研究)

圖 2-16 試體側向降伏及極限位移之定義

(資料來源：本研究)

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La ter al L o ad ( T o n ) -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 Lateral Deformation (mm)

Lateral Load-Deformation Curve (180-180-0)

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La ter al L o ad ( T o n ) -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 Lateral Deformation (mm)

Lateral Load-Deformation Curve (180-180-50)

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La ter al L o ad ( T o n ) -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 Lateral Deformation (mm)

Lateral Load-Deformation Curve (LS-180-0)

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 La ter al L o ad ( T o n ) -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 Drift Ratio (%) -1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 La te ra l L o ad ( k N ) -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 Lateral Deformation (mm)

Lateral Load-Deformation Curve (LS-180-50)

(d) C-LS/180-50 試體

第二章 102 年大尺寸 RC 方型柱試體撓曲試驗結果分析 -120 -80 -40 0 40 80 120

La

te

ral L

o

a

d

(T

on)

-7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7

Drift Ratio (%)

-1200 -800 -400 0 400 800 1200

Later

a

l Lo

ad

(

k

N

)

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120

Lateral Displacement (mm)

C-180/180-00 C-LS/180-00

(a) 零軸力試體側向載重與位移包絡線

-120 -80 -40 0 40 80 120

La

te

ral L

o

a

d

(T

on)

-7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7

Drift Ratio (%)

-1200 -800 -400 0 400 800 1200

Later

a

l Lo

ad

(

k

N

)

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120

Lateral Displacement (mm)

C-180/180-50 C-LS/180-50

(b) 軸力比 50%試體側向載重與位移包絡線

圖 2-18 第 2 組試體側向載重及位移圖包絡線

(資料來源：本研究)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

本所於 102 年度已完 8 支方形柱試體的撓曲試驗，並已獲致初步的結論，但因 採用上下搭接組合繫筋，繫筋的厚度增加 1 倍，當橫向鋼筋間距較小時，也會增加 繫筋安裝的困難度，以採用 D13(#4)箍筋與雙向組合繫筋且間距 100 mm 為例，橫 向鋼筋總厚度即達 65 mm，每層橫向鋼筋的實際空隙僅為 35 mm，施工困難度可見 一斑，而若改採用水平搭接，則橫向鋼筋總厚度將降低至 39 mm，每層橫向鋼筋的 實際空隙提高為 61 mm，可提升其施工性。此外試體僅承受定軸壓力，且使用之組 合繫筋其搭接長度高於規範所需拉力搭接之長度，當柱承受軸拉力或斷面較小時其 適用性還需要進一步驗證，故持續於本(105)年度賡續規劃 6 支方形柱，進行撓曲實 驗研究，探討配置組合繫筋(上下搭接及水平搭接)RC 方形柱之撓曲行為，提供國內 工程實務界參考，以下將就本研究之試體規劃及設計事項詳加說明。

第一節 試體之規劃

本所 97 年大尺寸 RC 方形柱軸壓試驗及 102 年大尺寸 RC 方形柱定軸壓撓曲試 驗之結果，已陸續驗證組合繫筋的可行性，惟因所採取的斷面為較大斷面，組合繫 筋皆符合 ACI 318M-11 [3]B 級的拉力搭接，所需要搭接長度 1.3_{ 的要求，其中d d} 是伸展長度，其值可由 ACI 318M-11 (12-1)式計算求得。若採用標稱材料強度、 3 . 1  t  、_e 1.0、_s 0.8、1.0及



c_bK_tr



/d_b 2.5，則一般 D10 及 D13 組 合繫筋需要的搭接長度及最小柱尺寸如表 3-1 所示。 本研究規劃 VA 系列為變軸壓試體，預定施加軸力比為 35%(軸壓)至 15%(軸 拉)，共設計 6 個試體，其中 VA-C(2016)試體採用 90-135 標準彎鉤，VA-R(2016)試 體採用 180-180 標準彎鉤，VA-LS2(2016)試體採用水平搭接組合繫筋(1 支繫筋搭接 長度為 390 mm，另 1 根 J 形鋼筋搭接長度為 300 mm)，VA-LS1(2016)a 試體也採用 水平搭接組合繫筋(1 根 J 形鋼筋直線段搭接在外箍筋上，但另 1 根 J 形鋼筋直線段 長度做適度的調整，使 2 個彎鉤皆與主筋密合)。而 VA-LS1(2016)b 試體採用上下搭 接組合繫筋，2 根 J 形鋼筋直線段皆搭接在外箍筋上，VA-LS2(2016)a 試體也採用上 下搭接組合繫筋，1 根 J 形鋼筋搭接長度為 300 mm。

第二節 試體之細部設計

本研究採用 ASTM G60 級 D10 的繫筋，由表 3-1 得知，最小柱寬為 470 mm。 本研究選定之試體尺寸為 470×470 mm，基座厚度為 900 mm，因模擬之剪力構架 樓層高為 3200 mm，由固接端至反曲點(彎矩為零)的高度為 1600 mm，因此水平力 施力中心之高程為 2500 mm，此外，為配合大型試驗構架反力梁位置之限制，因 此試體之設計總高度為 2876 mm，以下為試體設計之詳細資料：

(1)材料強度： fc 28 MPa (4,000 psi)；主筋：fy  420 MPa；箍筋及繫筋：fyt 

420 MPa (SD 420W；G60)。 (2)柱試體之尺寸為 470×470 mm；混凝土之保護層厚度= 40 mm；總高度為 2876 mm。 (3)主筋設計： 採用st 0.02；因此所需之主筋面積為Ast 0.02470470 4418 mm 2_。 考 慮 12 根 主 筋 排 列 方 式 ( 每 邊 排 列 4 根 主 筋 ) ； 主 筋 採 用 #8(D25) ，   12 506.7 st A 6080.4 mm2  4418 mm2。 (4)檢核柱之軸力比(最大預定軸力比採用 35%)：      6 10 / ) 470 470 ( 28 35 . 0 P 2.16 MN < 6 MN (OK) (5)測試段橫向鋼筋之設計： 本研究測試段之長度取 470 mm。 本研究測試段之箍筋及繫筋之標準配置，採用#3(D10，SD420W；G60)–每一 斷面配置 1 個箍筋及 4 個繫筋，則其最小垂直間距為： 5 . 117 470 25 . 0 min    s mm 4 . 152 4 . 25 6 min    s mm 150 3 350 100 min          hx s mm, 174 3 7 . 126 350 100 min          s use 150 mm 因此採用s80 mm。 計算所需的橫向鋼筋量： ] 1 ) / )[( / ( 3 . 0    _{c c yt g ch} sh sb f f A A A

第三章 實驗試體之規劃設計及施工 yt c c sh sb f f A 0.09 / 其中   470 470 g A 220900 mm2   390 390 ch A 152100 mm2   470 80 c b 390 mm      ) 1] 152100 220900 )[( 420 28 390 80 ( 3 . 0 sh A 282 mm2      420 28 390 80 09 . 0 sh A 187 mm2 因 此 所 需 之 橫 向 鋼 筋 面 積 為 282 mm2_{； 而 可 提 供 之 橫 向 鋼 筋 面 積 為} 285 33 . 71 4  mm2 (OK)，而本研究所配置的橫向鋼筋量與 ACI 所需橫向鋼筋量的 比值為 1.0。 此 外 箍 、 繫 筋 標 準 彎 鉤 (90 度 、 135 度 及 180 度 ) 之 直 線 延 伸 段 為 2 . 57 53 . 9 6 6d_b    mm，採用 80 mm。 (6)非測試段橫向鋼筋之設計： 本研究非測試段之箍筋及繫筋之標準配置，採用#3(D10，SD420W；G60)–每 一斷面配置 1 個箍筋及 4 個繫筋，則其最小垂直間距為： 4 . 406 16 4 . 25 min    s mm 4 . 457 48 53 . 9 min    s mm  min s 470 mm 採用s80 mm。 (7) 基礎之彎矩與剪力強度之檢核 彎矩強度(僅考慮主筋部分)： 3.15 1.5 39 067 . 5 4 82 067 . 5 6        Column Foundation (OK) 剪力強度： 61 1000 / 86 80 280 53 . 0 53 . 0       f b d V_{c c w} tf 366 1000 15 86 4200 067 . 5 3        s d f A V_s v yt tf

320 ) 366 61 ( 75 . 0    n V  tf > 300 tf (OK) 本研究之試體規劃，整理於表 3-2。本研究試體之細部參見圖 3-1 至圖 3-14， 試體鋼筋組立、模板施工及混凝土澆置等施工過程參見圖 3-15 至圖 3-26。

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

表 3-1 組合繫筋最小搭接長度及柱尺寸表

橫向鋼筋 強度 (MPa) 混凝土 強度 (MPa) D10(#3)鋼筋 D13(#4)鋼筋 所需搭接長度 (mm) 所需柱寬 (mm) 所需搭接長度 (mm) 所需柱寬 (mm) 280 28~70 390 470 390 470 420 28 390 470 483 570 35 390 470 432 520 42 390 470 394 480 49~70 390 470 390 470

(資料來源：本研究)

表 3-2 方形柱試體規劃彙整表

方形柱編號 繫筋型式 軸力 繫筋搭接方式 備註 VA-C(2016) (90-135)×2 0.15fyAst ~ 350. fcAg - VA-R(2016) (180-180)×2 0.15fyAst ~ 350. fcAg - VA-LS2(2016) (LSi-180)×2 0.15f_yA_st ~ 350. f_cA_g 水平搭接 1 根 J 形鋼筋搭 接 長 度 =300 mm VA-LS1(2016)a (LS-180)×2 0.15f_yA_st ~ 350. f_cA_g 水平搭接 1 根 J 形鋼筋直 線 段 搭 接 在 外 箍筋上，但另 1 根 J 形鋼筋直線 段 長 度 做 適 度 的調整，使 2 個 彎 鉤 皆 與 主 筋 密合 VA-LS1(2016)b (LS-180)×2 0.15f_yA_st ~ 350. f_cA_g 上下搭接 2 根 J 形鋼筋直 線 段 皆 搭 接 在 外箍筋上 VA-LS2(2016)a (LSi-180)×2 0.15f_yA_st ~ 350. f_cA_g 上下搭接 1 根 J 形鋼筋搭 接 長 度 =300 mm 註 1：試體之立面及剖面圖，參見圖 3-1；試體柱斷面圖，參見圖 3-2 至圖 3-7；試 體之上端板細部，參見圖 3-8。 註 2：混凝土強度：28 MPa；柱主筋及基座鋼筋降伏強度：420 MPa (SD 420W)； 柱箍筋、繫筋降伏強度：420 MPa (SD 420W)(除 VA-LS1(2016)a 繫筋降伏強 度：280 MPa (SD 280W)以外)，箍筋及繫筋彎鉤直線延伸長度為 80 mm。 註 3：柱試體斷面之保護層厚度為；縱向鋼筋為 12 支 D25 主筋。 註 4：柱試體上、下端板皆採用 A572 Gr. 50 鋼材；上端板厚度為 40 mm，下端板厚 度為 15 mm。 註 5：基座斷面 D25 主筋兩端皆銲接端部錨定鋼板 A572 Gr. 50(60*60*9 mm)。 註 6：柱主筋與上端板結合使用鋼筋續接頭，以承受試體試驗時之拉力。

第三章 實驗試體之規劃設計及施工 150 500 1000 500 150 50 3@120 150 640 120 150 3@120 50 120 150 150 15 0 5 0 0 15 0 70 130 40 0 13 0 70 Section C-C D D 2300 A A 90 0 20 2 6 C C 40 B B  Inner tie scheme refers to detailed section

800 900 Rebar D25 SD420W Bottom plate 470 470 15 Unit : mm Section D-D 70 130 400 130 70 Rebar D25 470 47 0 Section A-A Section A-A

Longitudinal rebar welded with plate

Steel plate (470 470 40) Hole diameter = 250 mm 470 47 0 40 40 Section B-B Rebar D25 SD420W Closed D10 SD420W@80 1600 Trans v ers e re in fo rc e m en t D 1 0 S D 4 2 0 W @ 8 0 470

Cyclic Lateral Force

圖 3-1 方形柱試體之立面及剖面圖

470

47

0

(Typ.)

中

40

40

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

Unit : mm

載重方向

圖 3-2 VA-C(2016)試體柱斷面圖

(資料來源：本研究)

470

47

0

(Typ.)

中

40

40

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

Unit : mm

載重方向

圖 3-3 VA-R(2016)試體柱斷面圖

(資料來源：本研究)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

470

470

(Typ.)

中

40

40

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

Unit : mm

載重方向

300

鐵絲綁紮固定

圖 3-4 VA-LS2(2016)試體柱斷面圖

(資料來源：本研究)

470

470

(Typ.)

中

40

40

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

Unit : mm

載重方向

圖 3-5 VA-LS1(2016)a 試體柱斷面圖

(資料來源：本研究)

470

470

(Typ.)

中

40

40

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

Unit : mm

載重方向

圖 3-6 VA-LS1(2016)b 試體柱斷面圖

(資料來源：本研究)

300

470

470

(Typ.)

中

40

40

(Typ.)

下

(Typ.)

上

(Typ.)

中

Unit : mm

載重方向

鐵絲綁紮固定

圖 3-7 VA-LS2(2016)a 試體柱斷面圖

(資料來源：本研究)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工 R.C. column 試體上端板 Ø250 40 195 195 40 Ø30 內車牙螺栓孔 t=40 Unit:mm

圖 3-8 試體上端板細部圖

(資料來源：本研究)

470

470

40

40

Unit : mm

載重方向

1 2 3 4 8 7 6 5

圖 3-9 VA-C(2016)試體應變計配置圖

(資料來源：本研究)

470

470

40

40

Unit : mm

載重方向

1 2 3 4 8 7 6 5

圖 3-10 VA-R(2016)試體應變計配置圖

(資料來源：本研究)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

470

470

40

40

Unit : mm

載重方向

1 2 3 4 6 5 8 7 9 10

圖 3-11 VA-LS2(2016)試體應變計配置圖

(資料來源：本研究)

470

470

40

40

Unit : mm

載重方向

1 2 3 4 6 5 8 7 9 10

圖 3-12 VA-LS1(2016)a 試體應變計配置圖

(資料來源：本研究)

470

470

40

40

Unit : mm

載重方向

1 2 3 4 6 5 8 7 9 10 上 下 _{下 上}

圖 3-13 VA-LS1(2016)b 試體應變計配置圖

(資料來源：本研究)

470

470

40

40

Unit : mm

載重方向

1 2 3 4 6 5 8 7 9 10 上 下 _上 下

圖 3-14 VA-LS2(2016)a 試體應變計配置圖

(資料來源：本研究)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

圖 3-15 試體鋼筋組立圖(基礎)

(資料來源：本研究)

圖 3-16 試體鋼筋組立圖(柱)

圖 3-17 試體模板組立圖(基礎)

(資料來源：本研究)

圖 3-18 試體混凝土澆置圖(基礎)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

圖 3-19 試體模板組立圖(柱)

(資料來源：本研究)

圖 3-20 試體混凝土澆置圖(柱)

圖 3-21 試體應變規施工圖(1)

(資料來源：本研究)

圖 3-22 試體應變規施工圖(2)

第三章 實驗試體之規劃設計及施工

圖 3-23 塗上白漆試體圖

(資料來源：本研究)

圖 3-24 畫方格試體圖

圖 3-25 混凝土圓柱試體試驗圖(1)

(資料來源：本研究)

圖 3-26 混凝土圓柱試體試驗圖(2)

第四章 RC 方形柱試體撓曲試驗結果分析

第四章 RC 方形柱試體撓曲試驗結果分析

本研究共製作 6 座方形柱試體，並配合本所之大型試驗構架及 600 噸與 200 噸 油壓致動器，進行撓曲試驗，探討配置組合繫筋(上下搭接及水平搭接)RC 方形柱之 撓曲行為，提供國內工程實務界參考。

第一節 上下搭接組合繫筋試體之試驗結果分析

本研究因試驗過程 600 噸油壓致動器施加拉壓軸力，為避免油壓致動器損傷， 擬請所外專家協助確認大型試驗構架 600 噸油壓致動器之安全性，俟確認所外專家 大型試驗構架 600 噸油壓致動器之安全性後，即積極進行試體之撓曲試驗。 惟由過去的研究顯示，傳統繫筋之 90 度彎鉤在桿件載重試驗過程中會被撐 開，其有效性一直受到質疑。最新 ACI 規範以有效圍束彎鉤個數來決定橫向鋼筋 量，有效圍束彎鉤個數越多，所需橫向鋼筋量就越小，而僅有外箍筋之角落、內箍 筋之角落、繫筋之 135 度彎鉤及繫筋之 180 度彎鉤，才被認定為有效彎鉤。依此定 義，一支傳統繫筋(即 90/135 繫筋)僅具有 1 個有效彎鉤，而一支兩端為 180 彎鉤的 繫筋(如 180 彎鉤一體繫筋及組合繫筋)則具有 2 個有效彎鉤，其有效性為傳統繫筋 的兩倍。傳統內箍筋及組合內箍筋都具有 4 個有效彎鉤，兩者之有效性相同。不過 由於組合內箍筋的施工性佳，可以考慮以一個組合內箍筋取代 2 支傳統繫筋，此時 組合內箍筋有 4 個有效彎鉤，是 2 支傳統繫筋的兩倍。以有效彎鉤的觀點觀之，組 合繫筋及組合內箍筋，其有效性皆為傳統繫筋的 2 倍。

第二節 水平搭接組合繫筋試體之試驗結果分析

本研究因試驗過程 600 噸油壓致動器施加拉壓軸力，為避免油壓致動器損傷， 擬請所外專家協助確認大型試驗構架 600 噸油壓致動器之安全性，俟確認所外專家 大型試驗構架 600 噸油壓致動器之安全性後，即積極進行試體之撓曲試驗。 另由過去的研究顯示，含組合繫筋之柱試體在無軸力作用下，J 形鋼筋直線端 未發現有向柱內滑動的現象，顯示兩個 J 形鋼筋有效組合成一個兩端為 180 彎鉤之 繫筋，維持良好的一體性。

第五章 結論與建議

第五章 結論與建議

第一節 結論

(1)傳統繫筋目前普遍使用於實際工程，安裝時通常先將 135 度彎鉤勾住對面的主 筋，然後再旋轉繫筋將 90 度彎鉤扣住這一面的主筋。在彎鉤及彎鉤延伸段都符 合規範規定的情況下，柱主筋應有 80~100 mm 之淨間距才比較容易施作。土木 401-96 規定柱主筋的淨間距不得小於 1.5 倍主筋直徑、1.33 倍骨材最大粒徑及 40 mm。以 D32(#10)鋼筋為例，主筋之淨間距可能僅有 48 mm，繫筋之安裝將 相當困難。設計者在配筋時往往僅考慮到設計規範對主筋淨間距的要求，而忽 略了安裝傳統繫筋所需之施工間距，因此工地常有繫筋安裝困難、施工品質不 佳的現象發生。 (2)在工地安裝 180 度彎鉤一體繫筋時，通常需要由主筋上端往下套，不但安裝較為 困難，且常需要額外的施工架，實際工程很少使用。 (3)組合繫筋的安裝由柱之對邊往柱內插入，主筋淨間距只要滿足設計規範的要求， 即有足夠的空間來安裝組合繫筋，施工相當方便。安裝時每一 J 形鋼筋之 180 度彎鉤都可以和主筋密接，J 形鋼筋直線端架在外箍筋上，不但方便 J 形鋼筋之 固定，並可避免混凝土澆置時 J 形鋼筋移位。使用組合繫筋一方面可以增進韌 性，另一方面施工簡便且施工品質容易控制，可以大幅提升鋼筋施工品質。 (4)組合繫筋採用鋼筋拉力搭接組合而成，在常用的鋼筋強度與混凝土強度之組合以 及混凝土保護層厚度的情況下，當柱寬等於或大於 470 mm，即可使用 D10(#3) 鋼筋做成之組合繫筋，而當柱寬等於或大於 570 mm，即可使用 D13(#4)鋼筋做 成之組合繫筋。

第二節 建議

以下分別從立即可行的建議及長期性建議加以列舉。

本研究案之研究成果，可供工程實務界參考應用，並可提供相關規範研修訂時之 參考，以解決國內工程實務問題。－立即可行之建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：內政部建築研究所 國內傳統鋼筋混凝土矩形柱橫向箍筋的圍束方式，不但在鋼筋籠的組立作業 上，需要耗費許多的人力，且箍、繫筋綁紮常會因綁紮不確實而使得整體構材品 質不易控制。此外，由於臺灣地區近年來大量建造高層 RC 集合住宅建築，連帶使 柱的尺寸也相對增大，使得繫筋的施工組立更形困難。本研究發現組合繫筋不僅施 工性良好，且可以鋼筋拉力搭接的觀念計算搭接長度，同時在承受軸拉力時，其圍 束效果亦佳，可提供「混凝土結構設計規範」研修訂時之參考，以解決國內工程實 務問題。 本研究案僅針對 6 座大尺寸鋼筋混凝土柱同時承受軸向及側向力之行為進行研究， 並獲得初步的結果，試體數量明顯不足，後續應持續進行相關研究，以提高研究成 果之可信度。－長期性建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：內政部建築研究所 本研究案僅針對 6 座大尺寸鋼筋混凝土柱同時承受軸向及側向力之行為進行 研究，並獲得初步的結果，試體數量明顯不足，建議後續針對水平及垂直地震力複 合作用下之 RC 柱撓曲韌性行為，持續進行相關研究，以提高研究成果之可信度。