中高樓層建築非韌性
RC 配筋柱擴柱補
強技術研究
內政部建築研究所委託研究報告
106301070000G0031
中高樓層建築非韌性 RC 配筋柱
擴柱補強研究
受 委 託 者 ： 中華民國地震工程學會 研 究 主 持 人 ： 歐昱辰 研 究 員 ： Truong An Nhien 研 究 助 理 ： 張榮泰、陳育銘、劉羿慶 研 究 期 程 ： 中華民國 106 年 1 月至 106 年 12 月 研 究 經 費 ： 新臺幣 283 萬 5,000 元內政部建築研究所委託研究報告
中華民國
106 年 12 月
目次
目次... I 表次... V 圖次... IX 摘要... XXI Abstract ... XXV 第一章 緒論... 1 第一節 研究緣起與背景 ... 1 第二節 研究目的 ... 2 第三節 研究方法及進度說明 ... 2 壹、文獻收集 ... 4 貳、試體設計 ... 4 參、試體製作 ... 5 肆、載重試驗 ... 5 伍、分析試驗結果 ... 6 陸、專家座談 ... 6 柒、設計準則與配筋圖 ... 6 捌、期末報告與成果報告 ... 6 第二章 文獻回顧... 9壹、Toshio Hayashi et al. (1980) [1] ... 9
貳、M. Rodriguez and R. Park (1994)[2] ... 11
參、Fukuyama et al. (2000)[3] ... 13
肆、Bousias et al. (2006)[4]... 15
伍、K.G. Vandoros, S.E. Dritsos (2006)[5] ... 18
陸、Bousias et al. (2007)[6]... 21
柒、Julio et al. (2008)[7] ... 24
捌、邱聰智、邱建國、葉勇凱等(2008)[16] ... 26
玖、邱耀正、施健泰、蕭輔沛等(2008)[17] ... 32
第三章 試驗規劃... 49 第一節 試體設計 ... 49 第二節 試體補強流程 ... 55 第三節 專家座談會 ... 58 第四節 試體製作 ... 59 壹、鋼筋進場 ... 59 貳、底板定平及尺寸放樣 ... 59 參、下基礎施工 ... 60 肆、黏貼應變計 ... 62 伍、所有柱身及部分上基礎(S1-O、S2-M、T1-O 及 T2-M)之施工 ... 70 陸、待補強試體(S3-JCD、S4-JC 及 T3-JCD)之植筋補強施工 ... 74 柒、待補強試體(S3-JCD、S4-JC 及 T3-JCD)之柱身及其上基礎施工 ... 79 第五節 試驗測試方法 ... 82 第六節 試體材料試驗 ... 86 壹、混凝土 ... 86 貳、鋼筋 ... 89 第四章 試驗結果與分析討論... 93 第一節 各試體試驗結果觀察 ... 93 壹、試體S1-O ... 93 貳、試體S2-M ... 95 參、試體S3-JCD ... 98 肆、試體S4-JC ... 101 伍、試體T1-O ... 105 陸、試體T2-M ... 108 柒、試體T3-JCD ... 111 第二節 各試體試驗結果比較 ... 115 第三節 應變計分析 ... 118 壹、試體S1-O 與試體 T1-O 之應變計比較 ... 118
第四節 能量消散及位移組成 ... 131 壹、能量消散 ... 131 貳、位移組成 ... 133 第五節 橫向應變與新舊混凝土介面滑移剪應變 ... 143 壹、橫向應變 ... 143 貳、新舊混凝土介面滑移剪應變 ... 146 第六節 試體側力強度分析 ... 149 第五章 結論... 151 第一節 結論 ... 151 第二節 建議 ... 152 符號索引... 155 附錄一 裂縫模式... 157 附錄1.1 試體 S1-O ... 158 附錄1.2 試體 S2-M ... 165 附錄1.3 試體 S3-JCD ... 172 附錄1.4 試體 S4-JC ... 179 附錄1.5 試體 T1-O ... 186 附錄1.6 試體 T2-M ... 193 附錄1.7 試體 T3-JCD ... 202 附錄二 各試體之應變計量測結果... 211 附錄三 鋼筋拉伸試驗結果... 233 附錄四 設計準則與標準配筋圖... 241 附錄4.1 設計準則 ... 242 附錄4.1.2 剪力強度計算 ... 242 附錄4.1.3 圍束需求 ... 243 附錄4.2 標準配筋圖 ... 243 附錄五 台南市歸仁區幸福大樓結構擴柱補強案例說明... 253
附錄5.3 耐震能力及補強需求分析 ... 258 壹、幸福大樓目標設計反應譜 ... 259 貳、幸福大樓結構容量曲線與補強需求判定 ... 261 附錄5.4 幸福大樓擴柱補強設計及電腦模擬 ... 263 壹、補強原則及位置選擇 ... 263 貳、補強設計及成果模擬 ... 264 附錄六 專家座談會... 269 專家座談會會議紀錄 ... 270 附錄七 期初採購評選會議... 277 附錄八 期中審查會議... 285 附錄九 期末審查會議... 293 參考書目... 297
表次
表1-1 預定之研究進度 ... 3 表2-1 試體設計參數 ... 9 表2-2 試體設計參數 ... 11 表2-3 試體設計參數 ... 13 表2-4 未補強試體設計參數 ... 16 表2-5 RC 擴柱補強試體設計參數 ... 16 表2-6 試體設計參數 ... 19 表2-7 試體設計參數 ... 22 表2-8 試體設計參數 ... 25 表2-9 SBFU 未補強試體設計參數 ... 27 表2-10 SBFU-C 擴柱補強試體設計參數 ... 27 表2-11 試驗結果 ... 28 表2-12 未補強試體設計參數 ... 34 表2-13 擴柱補強試體設計參數 ... 34 表2-14 耐震性能比較 ... 35 表2-15 耐震性能與法規的比較 ... 36 表2-16 試體設計參數 ... 39 表2-17 植筋深度 ... 39 表2-18 試驗結果 ... 40 表2-19 文獻試體設計參數範圍 ... 44表2-21 文獻補強柱試體設計參數 ... 47 表3-1 本研究試體設計參數 ... 51 表3-2 補強前之混凝土抗壓試驗 ... 87 表3-3 28 天之混凝土抗壓試驗 ... 87 表3-4 鋼筋拉伸試驗結果彙整 ... 90 表4-1 各支柱子之側力及韌性比較表 ... 115 表4-2 試體 S1-O 之平均位移分佈 ... 140 表4-3 試體 S2-M 之平均位移分佈 ... 140 表4-4 試體 S3-JCD 之平均位移分佈... 141 表4-5 試體 S4-JC 之平均位移分佈 ... 141 表4-6 試體 T1-O 之平均位移分佈... 142 表4-7 試體 T2-M 之平均位移分佈 ... 142 表4-8 試體 T3-JCD 之平均位移分佈 ... 142 表4-9 各試體之強度比較 ... 150 附錄表3-1 #3-1 鋼筋拉伸試驗結果 ... 234 附錄表3-2 #3-2 鋼筋拉伸試驗結果 ... 234 附錄表3-3 #4-1 鋼筋拉伸試驗結果 ... 235 附錄表3-4 #4-2 鋼筋拉伸試驗結果 ... 235 附錄表3-5 #4-3 鋼筋拉伸試驗結果 ... 236 附錄表3-6 #8-1 鋼筋拉伸試驗結果 ... 236 附錄表3-7 #8-2 鋼筋拉伸試驗結果 ... 237
附錄表3-10 #10-2 鋼筋拉伸試驗結果 ... 238 附錄表3-11 #10-3 鋼筋拉伸試驗結果 ... 239 附錄表5-1 幸福大樓補強前側推曲線點位資料 ... 257 附錄表5-2 幸福大樓位置及頻譜基本資料 ... 261 附錄表5-3 幸福大樓補強前容量震譜點位資料 ... 262 附錄表5-4 幸福大樓補強前結構性能曲線點位資料 ... 262 附錄表5-5 幸福大樓擴柱補強後性能曲線資料 ... 266
圖次
圖1-1 高雄美濃大地震大樓受損：(a) 幸福大樓；(b) 維冠大樓 ... 1 圖1-2 研究流程圖 ... 4 圖2-1 試體斷面配置 ... 10 圖2-2 (a)鋼筋設計；(b)試驗方法；(c)試驗結果 ... 10 圖 2-3 試體尺寸與配筋設計：(a)原始柱；(b)擴柱補強柱 SS1 與 SS2；(c) 擴柱補強柱SS3 與 SS4 ... 12 圖2-4 擴柱補強柱試驗結果 ... 13 圖2-5 試體斷面設計 ... 14 圖2-6 試驗方法 ... 15 圖2-7 試驗結果 ... 15 圖2-8 (a)柱底搭接；(b)擴柱補強鋼筋籠 ... 17 圖2-9 斷面設計：(a)原始柱；(b)RC 擴柱補強柱；(c)FRP 補強柱 ... 17 圖2-10 擴柱補強柱破壞狀態：(a)R-RCL1；(b)R-RCL3；(c)R-RCL4 ... 18 圖2-11 試驗結果：(a) RC 擴柱柱遲滯反應；(b)未補強與 RC 擴柱補強力 與位移包絡線比較... 18 圖2-12 補強方法：(a)銲接箍筋；(b)植筋；(c)U 型連接筋 ... 20 圖2-13 試驗方法 ... 20 圖2-14 試驗結果比較：(a)力與位移曲線；(b)能量消散 ... 21 圖2-15 連接方法：(a)介面進行粗糙處理；(b)U 型鋼筋連接；(c)植筋 ... 22 圖2-16 (a)與(b)試驗方法；(c)柱斷面 ... 23 圖2-17 試驗結果：(a)遲滯迴圈；(b)斷面中心平均垂直應變 ... 23圖2-19 (a)試驗結果；(b)M2 與 M6 之數值分析結果 ... 26 圖2-20 試驗方法 ... 28 圖2-21 SBFU 之試體尺寸 ... 29 圖2-22 SBFU 及 SBFU-C 之原有柱配筋 ... 29 圖2-23 SBFU-C 之試體尺寸 ... 30 圖2-24 (a)擴柱配筋；(b)基礎介面處理；(c)柱頂錨定 ... 30
圖2-25 試驗結果：(a) SBFU；(b) SBFU-C ... 31
圖2-26 SBFU 破壞模式 ... 31 圖2-27 SBFU-C 破壞模式 ... 32 圖2-28 試體配置 ... 36 圖2-29 (a) 原樣試體結構平面圖；(b) 擴柱補強試體結構平面圖 ... 37 圖2-30 (a)擴柱配筋；(b)基礎介面處理；(c)柱頂斷面 ... 37 圖2-31 原樣試體與擴柱補強試體之曲線比較 ... 38 圖2-32 敲除保護層 ... 40 圖2-33 試驗配置 ... 41 圖2-34 試體斷面：(a) S2；(b) S3 ... 41 圖2-35 遲滯迴圈：(a) S1；(b) S2 及 S3 ... 42 圖2-36 試體 S1 破壞情形：(a)縱向鋼筋挫屈(層間位移比 5%)；(b)試驗終 止... 42 圖2-37 試體 S2 破壞情形：(a) 基礎保護層開裂(層間位移比 1%)；(b) 基 礎保護層破裂(層間位移比 2%)... 43
圖3-1 試體設計：(a)S1-O；(b)S2-M；(c)S3-JCD；(d)S4-JC；(e)T1-O；(f)T2-M；(g)T3 -JCD ... 54 圖3-2 原有柱 ... 56 圖3-3 敲除保護層後之介面處理及柱面鑽孔 ... 56 圖3-4 (a) 補強鋼筋配置；(b) 補強縱向鋼筋植筋於下基礎；(c) 補強繫筋 植筋於原有柱身... 57 圖3-5 補強施工完成 ... 58 圖3-6 底板鋪設及下基礎鋼筋籠施工 ... 59 圖3-7 (a)下基礎鋼筋籠綁紮；(b) 鋼筋籠綁紮完成 ... 60 圖3-8 (a)主筋定位擺設；(b) 下基礎內圍束箍筋綁紮 ... 60 圖3-9 預留管擺設及安裝吊點 ... 61 圖3-10 (a)下基礎模板組立；(b) 模板組立完成 ... 61 圖3-11 (a)下基礎灌漿及用震動棒搗實；(b) 表面鏝刀磨平 ... 62 圖3-12 (a)下基礎灌漿完成；(b) 下基礎灌漿完成(拆模後) ... 62 圖 3-13 各試體之應變計分佈：(a)S1-O；(b)S2-M；(c)S3-JCD(原有柱)； (d)S3-JCD(補強部分)；(e)S4-JC(原有柱)；(f)S4-JC(補強部分) (g)T1-O； (h)T2-M；(i) T3 -JCD(原有柱) ；(j)T3 -JCD (補強部分) ... 68 圖3-14 (a)標示應變計位置；(b) 使用透明塑膠膜固定應變計 ... 69 圖3-15 (a)使用電器膠帶固定；(b) 應變計收線 ... 69 圖3-16 柱身鋼筋綁紮：(a)T1-O 柱；(b) S2-M 柱 ... 70 圖3-17 柱身應變計收線：(a)S1-O 柱；(b) S2-M 柱 ... 71 圖3-18 (a)柱身模板完成，組上基礎底板；(b) 補強試體柱身組模 ... 71
圖3-20 上基礎模板架設完成 ... 72 圖3-21 (a)T3-JCD 柱身灌漿；(b) S1-O 上基礎灌漿 ... 73 圖3-22 (a)S1-O 及 S2-M(拆模後)；(b) T1-O 及 T2-M(拆模後) ... 73 圖3-23 (a)敲除保護層；(b) 保護層敲除完成 ... 74 圖3-24 (a)下基礎鑽孔；(b) 清除孔內灰塵 ... 75 圖3-25 (a)注入植筋膠；(b) 置入補強主筋 ... 76 圖3-26 (a)主筋植筋完成(1)；(b) 主筋植筋完成(2) ... 76 圖3-27 (a)柱面鑽孔；(b) 清潔孔內灰塵 ... 77 圖3-28 (a)注入植筋膠；(b) 置入補強繫筋 ... 78 圖3-29 (a)繫筋植筋完成(1)；(b) 繫筋植筋完成(2) ... 78 圖3-30 (a)補強區鋼筋綁紮；(b) 補強區鋼筋綁紮完成(T3-JCD)... 79 圖3-31 補強區應變計收線 ... 80 圖 3-32 (a)補強區上基礎鋼筋綁紮；(b) 補強區上基礎鋼筋綁紮完成(S3-JCD) ... 80 圖3-33 (a)補強區上基礎模板組立完成(T3-JCD)；(b)補強區上基礎模板組 立完成(S3-JCD 及 S4-JC) ... 81 圖3-34 (a)補強區灌漿；(b)補強區鏝刀磨平 ... 81 圖3-35 (a)補強區灌漿完成(S4-JC)；(b) 補強區灌漿完成(T3-JCD) ... 82 圖3- 36 試驗配置 ... 83 圖3-37 MATS 試驗架設：(a)側視圖；(b)正視圖 ... 84 圖3-38 載重歷程 ... 84
圖3-40 試驗儀器：(a)NDI 光學測量儀器；(b)Marker 與 Strobe ... 86 圖3-41 混凝土坍度試驗 ... 88 圖3-42 (a)圓柱試體製作；(b) 圓柱試體製作完成 ... 88 圖3-43 (a)圓柱試體測試準備；(b) 圓柱試體破壞 ... 89 圖3-44 (a)鋼筋拉伸試驗配置；(b) 鋼筋斷裂 ... 90 圖3-45 各種鋼筋之應力應變曲線 ... 91 圖4-1 試體 S1-O 之破壞情形：(a) 主筋挫屈；(b) 箍筋脫開 ... 94 圖4-2 S1-O 柱：(a)遲滯迴圈反應;(b)遲滯迴圈的包絡線 ... 94 圖4-3 試體 S1-O 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 95 圖4-4 試體 S2-M 柱底間隙：(a) 間隙開放；(b) 間隙閉合 ... 96 圖4-5 試體 S2-M 之破壞情形：(a) 補強主筋挫屈；(b) 補強箍筋脫開 ... 97 圖4-6 S2-M 柱：(a)遲滯迴圈反應;(b)遲滯迴圈的包絡線 ... 97 圖4-7 試體 S2-M 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 98 圖4-8 試體 S3-JCD 柱底間隙：(a) 間隙開放；(b) 間隙閉合 ... 99 圖4-9 試體 S3-JCD 之破壞情形：(a) 補強主筋挫屈；(b) 補強箍筋脫開 .... 100 圖4-10 (a) #8 主筋因被補強繫筋勾住而限制其向外挫屈；(b) 原有柱區域 之鋼筋露出... 100 圖4-11 S3-JCD 柱：(a)遲滯迴圈反應;(b)遲滯迴圈的包絡線 ... 101 圖4-12 試體 S3-JCD 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 101 圖4-13 試體 S4-JC 柱底間隙：(a) 間隙開放；(b) 間隙閉合 ... 103 圖4-14 柱身錯位裂縫 ... 103 圖4-15 試體 S4-JC 之破壞情形：(a) 補強主筋挫屈；(b) 補強箍筋脫開 ... 104
圖4-17 試體 S4-JC 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 105 圖4-18 試體 T1-O 之破壞情形：(a) 主筋挫屈；(b) 箍筋脫開 ... 106 圖4- 19 T1-O 柱：(a)遲滯迴圈反應;(b)遲滯迴圈的包絡線 ... 107 圖4-20 試體 T1-O 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 107 圖4-21 試體 T2-M 柱底間隙：(a) 間隙開放；(b) 間隙閉合 ... 109 圖4-22 位移比 6%時主筋被拉斷：(a) 柱底；(b) 柱頂 ... 109 圖4-23 試體 T2-M 之破壞情形：(a) 補強主筋挫屈及斷裂；(b) 補強箍筋 脫開... 110 圖4-24 T2-M 柱：(a)遲滯迴圈反應;(b)遲滯迴圈的包絡線 ... 110 圖4-25 試體 T2-M 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 111 圖4-26 試體 T3-JCD 柱底間隙：(a) 間隙開放；(b) 間隙閉合 ... 112 圖4-27 (a)柱底部間隙擴大(4%)；(b) 柱底部之補強主筋發生拉拔現象 ... 113 圖 4-28 試體 T3-JCD 之破壞情形：(a) 補強主筋挫屈；(b) 補強主筋挫屈 及斷裂和補強箍筋脫開... 113 圖4-29 T3-JCD 柱：(a)遲滯迴圈反應;(b)遲滯迴圈的包絡線 ... 114 圖4-30 試體 T3-JCD 之破壞情形：(a) 最大側向力時；(b) 試驗結束 ... 114 圖4-31 原始柱試體之遲滯反應比較 ... 116 圖4-32 S2-M~S4-JC 柱試體之遲滯反應比較 ... 117 圖4-33 補強主筋之挫屈情形：(a) S4-JC；(b) S3-JCD ... 117 圖4-34 T2-M 與 T3-JCD 柱試體之遲滯反應比較 ... 118 圖4-35 S1-O 柱縱向鋼筋之應變值結果 ... 119
圖4-38 T1-O 柱橫向鋼筋之應變值結果 ... 120 圖4-39 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之原有柱部分縱向鋼筋之應變值結果 .... 121 圖4-40 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之原有柱部分橫向鋼筋之應變值結果 ... 121 圖4-41 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之補強區縱向鋼筋之應變值結果(3V) .... 123 圖4-42 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之補強區縱向鋼筋之應變值結果(4V) .... 123 圖4-43 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之補強區縱向鋼筋之應變值結果(5V) .... 124 圖4-44 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之補強區縱向鋼筋之應變值結果(6V) .... 124 圖4-45 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之補強區橫向鋼筋之應變值結果(2H) .... 125 圖4-46 S2-M、S3-JCD 及 S4-JC 柱之補強區橫向鋼筋之應變值結果(3H) .... 125 圖4-47 S2-M 及 S3-JCD 柱之補強區繫筋之應變值結果(4H) ... 126 圖4-48 T2-M、T3-JCD 柱之原有柱部分縱向鋼筋之應變值結果 ... 127 圖4-49 T2-M、T3-JCD 柱之原有柱部分橫向鋼筋之應變值結果 ... 127 圖4-50 T2-M、T3-JCD 之補強區縱向鋼筋之應變值結果(3V) ... 128 圖4-51 T2-M、T3-JCD 之補強區縱向鋼筋之應變值結果(4V) ... 129 圖4-52 T2-M、T3-JCD 之補強區縱向鋼筋之應變值結果(5V) ... 129 圖4-53 T2-M、T3-JCD 之補強區縱向鋼筋之應變值結果(6V) ... 130 圖4-54 T2-M、T3-JCD 之補強區橫向鋼筋之應變值結果(2H) ... 130 圖4-55 T2-M、T3-JCD 之補強區橫向鋼筋之應變值結果(3H) ... 131 圖4-56 T2-M、T3-JCD 之補強區繫筋之應變值結果(4H) ... 131 圖4-57 有效勁度的物理意義：(a)遲滯行為；(b)黏彈性行為 ... 132 圖4-58 柱子在每一位移比下的等效阻尼比：(a)原始柱；(b)擴柱 ... 133
圖4-60 柱高與平均曲率：(a)S1-O；(b) S2-M... 135 圖4-61 柱高與平均曲率：(a)S3-JCD；(b) S4-JC ... 135 圖4-62 柱高與平均曲率：(a)T1-O；(b) T2-M ... 136 圖4-63 柱高與平均曲率：T3-JCD ... 136 圖4-64 柱試體之剪應變與剪力變位示意圖 ... 137 圖4-65 柱高與平均剪應變：(a)S1-O；(b) S2-M... 138 圖4-66 柱高與平均剪應變：(a)S3-JCD；(b) S4-JC ... 138 圖4-67 柱高與平均剪應變：(a)T1-O；(b) T2-M ... 139 圖4-68 柱高與平均剪應變：T3-JCD ... 139 圖4-69 柱試體之橫向應變示意圖：(a) 原始柱；(b) 擴柱 ... 143 圖4-70 原始柱之橫向應變比較 ... 144 圖4-71 擴柱短柱之橫向應變比較：(a) 內側(原有柱區)；(b) 外側(補強區) ... 145 圖4-72 擴柱長柱之橫向應變比較：(a) 內側(原有柱區)；(b) 外側(補強區) ... 146 圖4-73 柱試體之介面滑移剪應變示意圖 ... 147 圖4-74 擴柱短柱之介面滑移剪應變比較：(a) 左側；(b) 右側 ... 148 圖4-75 擴柱長柱之介面滑移剪應變比較：(a) 左側；(b) 右側 ... 148 附錄圖1-1 試體 S1-O 東側之各位移比試驗過程 ... 159 附錄圖1-2 試體 S1-O 東側之各位移比試驗過程(續) ... 160 附錄圖1-3 試體 S1-O 東側之各位移比試驗過程(續) ... 161
附錄圖1-6 試體 S1-O 西側之各位移比試驗過程(續) ... 164 附錄圖1-7 試體 S2-M 東側之各位移比試驗過程 ... 166 附錄圖1-8 試體 S2-M 東側之各位移比試驗過程(續) ... 167 附錄圖1-9 試體 S2-M 東側之各位移比試驗過程(續) ... 168 附錄圖1-10 試體 S2-M 西側之各位移比試驗過程 ... 169 附錄圖1-11 試體 S2-M 西側之各位移比試驗過程(續)... 170 附錄圖1-12 試體 S2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 171 附錄圖1-13 試體 S3-JCD 東側之各位移比試驗過程... 173 附錄圖1-14 試體 S3-JCD 東側之各位移比試驗過程(續) ... 174 附錄圖1-15 試體 S3-JCD 東側之各位移比試驗過程(續) ... 175 附錄圖1-16 試體 S3-JCD 西側之各位移比試驗過程... 176 附錄圖1-17 試體 S3-JCD 西側之各位移比試驗過程(續) ... 177 附錄圖1-18 試體 S3-JCD 西側之各位移比試驗過程(續) ... 178 附錄圖1-19 試體 S4-JC 東側之各位移比試驗過程 ... 180 附錄圖1-20 試體 S4-JC 東側之各位移比試驗過程(續) ... 181 附錄圖1-21 試體 S4-JC 東側之各位移比試驗過程(續) ... 182 附錄圖1-22 試體 S4-JC 西側之各位移比試驗過程 ... 183 附錄圖1-23 試體 S4-JC 西側之各位移比試驗過程(續) ... 184 附錄圖1-24 試體 S4-JC 西側之各位移比試驗過程(續) ... 185 附錄圖1-25 試體 T1-O 東側之各位移比試驗過程... 187 附錄圖1-26 試體 T1-O 東側之各位移比試驗過程(續) ... 188
附錄圖1-29 試體 T1-O 西側之各位移比試驗過程(續) ... 191 附錄圖1-30 試體 T1-O 西側之各位移比試驗過程(續) ... 192 附錄圖1-31 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程 ... 194 附錄圖1-32 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 195 附錄圖1-33 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 196 附錄圖1-34 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 197 附錄圖1-35 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程 ... 198 附錄圖1-36 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 199 附錄圖1-37 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 200 附錄圖1-38 試體 T2-M 西側之各位移比試驗過程(續) ... 201 附錄圖1-39 試體 T3-JCD 東側之各位移比試驗過程 ... 203 附錄圖1-40 試體 T3-JCD 東側之各位移比試驗過程(續) ... 204 附錄圖1-41 試體 T3-JCD 東側之各位移比試驗過程(續) ... 205 附錄圖1-42 試體 T3-JCD 東側之各位移比試驗過程(續) ... 206 附錄圖1-43 試體 T3-JCD 西側之各位移比試驗過程 ... 207 附錄圖1-44 試體 T3-JCD 西側之各位移比試驗過程(續) ... 208 附錄圖1-45 試體 T3-JCD 西側之各位移比試驗過程(續) ... 209 附錄圖1-46 試體 T3-JCD 西側之各位移比試驗過程(續) ... 210 附錄圖2- 1 試體 S1-O 之縱向鋼筋應變值 ... 212 附錄圖2- 2 試體 S1-O 之橫向鋼筋應變值 ... 213 附錄圖2- 3 試體 S2-M 之縱向鋼筋應變值 ... 214
附錄圖2- 6 試體 S3-JCD 之縱向鋼筋應變值... 217 附錄圖2- 7 試體 S3-JCD 之縱向鋼筋應變值(續) ... 218 附錄圖2- 8 試體 S3-JCD 之橫向鋼筋應變值... 219 附錄圖2- 9 試體 S3-JCD 之橫向鋼筋應變值(續) ... 220 附錄圖2- 10 試體 S4-JC 之縱向鋼筋應變值 ... 221 附錄圖2- 11 試體 S4-JC 之縱向鋼筋應變值(續) ... 222 附錄圖2- 12 試體 S4-JC 之橫向鋼筋應變值 ... 223 附錄圖2- 13 試體 T1-O 之縱向鋼筋應變值... 224 附錄圖2- 14 試體 T1-O 之橫向鋼筋應變值... 225 附錄圖2- 15 試體 T2-M 之縱向鋼筋應變值 ... 226 附錄圖2- 16 試體 T2-M 之縱向鋼筋應變值(續) ... 227 附錄圖2- 17 試體 T2-M 之橫向鋼筋應變值 ... 228 附錄圖2- 18 試體 T3-JCD 之縱向鋼筋應變值 ... 229 附錄圖2- 19 試體 T3-JCD 之縱向鋼筋應變值(續) ... 230 附錄圖2- 20 試體 T3-JCD 之橫向鋼筋應變值 ... 231 附錄圖2- 21 試體 T3-JCD 之橫向鋼筋應變值(續) ... 232 附錄圖5-1 建物補強模擬分析流程圖程 ... 254 附錄圖5-2 試體 T3-JCD 東側之各位移比試驗過程 ... 255 附錄圖5-3 幸福大樓 3 樓側視圖 ... 255 附錄圖5-4 幸福大樓電腦模型圖 ... 256 附錄圖5-5 幸福大樓側推分析第 1 步 ... 256
附錄圖5-8 幸福大樓補強前側推位移曲線 ... 258 附錄圖5-9 幸福大樓地理位置圖 ... 259 附錄圖5-10 國家地震中心反應譜查詢介面 ... 260 附錄圖5-11 查詢工址受斷層影響軟體介面 ... 260 附錄圖5-12 歸仁區設計地震反應譜 ... 261 附錄圖5-13 幸福大樓補強前結構容量震譜 ... 262 附錄圖5-14 幸福大樓補強前結構性能曲線 ... 263 附錄圖5-15 幸福大樓一樓俯視圖 ... 264 附錄圖5-16 幸福大樓一樓側視圖 ... 264 附錄圖5-17 幸福大樓擴柱一樓俯視圖 ... 265 附錄圖5-18 幸福大樓擴柱一、二樓側視圖 ... 265 附錄圖5-19 幸福大樓擴柱整體側視圖 ... 265 附錄圖5-20 幸福大樓擴柱補強前/後性能曲線 ... 266
摘要
一、研究緣起 2016 年 2 月 6 日所發生的高雄美濃地震，造成台南市許多鋼筋混凝土(RC) 建築之損毀，從眾多損毀之建築中可發現，有許多為屋齡 20 年、樓高七樓以 上、未滿 50 公尺之 RC 大樓，此類大樓之柱一般採非韌性配筋細節，例如箍 筋配置量不足，造成混凝土圍束不佳，以及剪力強度偏低等問題，另外，此類 大樓低樓層柱的軸力皆不小，由於前述非韌性的設計以及較高的軸力，使得此 類大樓柱呈現受壓崩潰式破壞，造成其所在樓層之倒塌，常造成大量居民傷亡， 因此有必要針對非韌性配筋之RC 大樓柱，進行耐震行為與補強之研究。 二、研究方法與過程 本研究測試七座大樓柱之試體，包含兩座原始未補強柱、三座補強柱以及 兩座與補強柱有相似設計的一體澆置柱。原始柱之設計係參考台灣屋齡約 20 年、樓高7 樓以上、未滿 50 公尺之中高樓層 RC 建築低樓層柱之設計，包含 剪力跨深比1.68 與 2.33 兩種。補強採擴柱補強，其設計係參考國內既有擴柱 補強之設計，以及現行混凝土結構設計規範耐震設計之相關規定。 三、重要發現 本研究獲致以下數點結論：(1) 大樓擴柱補強之設計，若擴柱後柱之設計 軸力不超過 30%混凝土標稱抗壓強度乘上混凝土全斷面積，則可按現行混凝 土結構設計規範設計其橫向鋼筋，若超過上述軸力值，則建議採用新版規範草 案設計其橫向鋼筋；(2) 試驗結果顯示，對於補強後剪力跨深比為 1.08 之柱而 言，按本研究建議之補強細節設計之試體，相較於未補強試體，可分別提升韌 性與強度達37%與 157%，若不於角隅間進行繫筋植筋，則相較於未補強試體， 可分別提升韌性與強度達12%與 146%，相較於有繫筋植筋之試體，則分別下強細節之有效性；(3) 根據現行混凝土結構規範之強度分析結果顯示，對於補 強後剪力跨深比為1.08 之柱而言，實驗所得最大強度低於分析所得約 3%，規 範分析可得近乎準確之分析結果；對於補強後剪力跨深比為 1.50 之柱而言， 實驗所得最大強度高於分析所得約23%，規範分析可得相當保守之分析結果。 四、建議事項 建議一 推廣大樓擴柱補強配筋細節與設計方法：立即可行建議 主辦機關：中華民國全國建築師公會、中華民國土木技師公會全國聯合會、 中華民國結構技師公會全國聯合會 協辦機關：無 本研究透過大尺寸結構試驗，提出大樓擴柱配筋細節與設計方法，可用於 大樓擴柱之耐震補強，特別是針對低樓層之柱，可加強其抵抗地震之能力，以 改善常見大樓低樓層軟弱之問題。 建議二 進行老舊供公眾使用私有建築物耐震評估補強法規研擬之研究：中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：無 日本在 1995 年阪神震災後訂頒「耐震改修促進法」，推動既有建築物的耐 震補強工作，符合「新耐震基準」的建築物能夠承受震度 6 級的地震而不會倒 塌，執行目標在 2003 年 75%之建築物具有耐震能力，2015 年比例將提高到 90%， 預估完成後震災罹難人數可以減半，執行近 20 年來在 2012 年 311 震災中展現
建築物耐震評估補強法規研擬之研究。
Abstract
The 2016 Meinong Earthquake of Kaohsiung caused severe damage to many reinforced concrete (RC) buildings. From the many damaged buildings, it can be seen that several are buildings that were built 20 years ago and have seven or more floors but are less than 50 meters in height. The columns of this type of buildings usually have non-ductile reinforcement details, such as low amounts of transverse reinforcement, which caused poor concrete confinement and insufficient shear strength. Moreover, the columns of this type of buildings are usually subject to high axial compression. Due to these reasons, the columns of several buildings of this type showed brittle collapsed during the 2016 Meinong Earthquake, leading to collapse of stories or even the entire building and causing severe casualty. Therefore, it is necessary to examine the seismic behavior and retrofit methods for the columns of this type of buildings.
Seven large-scale building columns were tested in this research, including 2 original columns, three retrofitted columns and two monolithic columns having similar designs with the retrofitted columns. The design of the original columns was based on typical buildings in Taiwan with an age of around 20 years and a height not more than 50 meters. The shear span to the depth ratios of the column specimens before retrofit were two: 1.68 and 2.33. The retrofit method was the reinforced concrete jacketing based on the Taiwanese current practice and existing code for reinforced concrete structures.
Based on the test results, a number of conclusions were obtained: (1) it is better to design the retrofit design to decrease the column axial load to be less than 30% concrete compressive strength times the gross area of the column section. Otherwise, the confinement design better to be designed based on the new code draft; (2) For the column specimens after retrofit with a shear span to depth ratio of 1.08, the
and 157%, respectively, as compared to the original column. For the column specimen without post-installed ties, the ductility and strength were increased by 12% and 146%, respectively. For the column specimens after retrofit with a shear span to depth ratio of 1.50, the column with the proposed retrofit details increased the ductility and strength by 100% and 140%, respectively, as compared to the original column. These results showed that the proposed retrofit method was very effective; (3) Analysis of strength based on the current code provided accurate and conservative predictions of the strengths for the proposed retrofit columns.
Keyword: reinforced concrete; seismic retrofit; mid-rise buildings; reinforced concrete jacketing; post-installed reinforcement.
第一章 緒論
第一節
研究緣起與背景
本研究將 先回顧 國家地 震中心 所發佈 之「校 舍結構 耐震評 估與補 強技術 手冊第 三版」[1]中 對結構 桿件非 線性鉸 之設計 原則， 並將之 配合結 構分析 軟體 Midas 進 行建物 側推模 擬分析 。 2016 年 2 月 6 日所發生的高雄美濃地震，造成南部地區許多鋼筋混凝土 (reinforced concrete, RC)建築之損毀，從眾多損毀之建築中可發現，有許多為屋 齡20 年、樓高七樓以上、未滿 50 公尺之 RC 大樓，例如幸福大樓(7 樓高)(圖 1-1(a))、維冠大樓(16 樓高) (圖 1-1(b))與京城銀行(11 樓高)，此類大樓之柱一 般採非韌性配筋，例如箍筋配置量不足，造成混凝土圍束不佳，以及剪力強度 偏低等問題，另外根據本研究團隊針對這些受損建物的初步分析顯示，柱的軸 力皆不小(常超過 0.3𝐴𝑔𝑓𝑐′，其中𝐴 𝑔為柱之全斷面積、𝑓𝑐′為混凝土抗壓強度) ， 由於前述非韌性的設計以及較高的軸力，使得此類大樓柱呈現受壓崩潰式破壞， 造成其所在樓層之倒塌，不僅違反建築耐震設計「大震不倒」的原則，亦嚴重 影響建築逃生機能，並造成人員大量的傷亡。由於此類大樓為數眾多，且考量 大樓之損毀常造成大量居民傷亡，因此有必要針對前述非韌性配筋之RC 大樓 柱，進行耐震行為與補強之研究。 圖1-1 高雄美濃大地震大樓受損：(a) 幸福大樓；(b) 維冠大樓 資料來源:本研究製作寸、軸力與配筋細節與大樓柱有所差異，在尺寸方面，大樓柱高寬比一般較低， 造成較高之作用剪力，在所受軸力方面，大樓柱一般承受較高設計軸壓(常超 過0.3𝐴𝑔𝑓𝑐′)，在配筋細節方面，大樓柱一般主筋數較多，繫筋用量亦較多，前 述種種不同，導致大樓柱行為較偏剪力與壓力控制破壞，與低矮建築柱較偏撓 曲與拉力控制破壞不同。目前常用的補強方法包括擴柱、增設剪力牆或翼牆等， 考量對於使用空間、採光與通風之妨礙最小，本研究擬採擴柱補強方法。可能 的擴柱方法包括使用RC 或鋼板內灌混凝土，在耐久性、經濟性與技術成熟度 綜合考量下，本研究擬採RC 擴柱補強方法。由於現行 RC 擴柱補強方法係針 對低矮建築柱發展而成，由於前述行為之不同，其對大樓柱之有效性仍有待研 究加以釐清，例如大樓柱具較高之剪力需求，若採現行補強方法，不於新舊混 凝土間使用剪力摩擦筋補強，可能導致擴柱斷面於新舊混凝土交界面產生剪力 滑移之破壞；又由於較高之軸壓力與較大之柱尺寸，可能需於補強柱角隅間額 外配置植筋入原柱斷面之繫筋，以提供混凝土充足之圍束力。
第二節
研究目的
本研究廣泛考量與蒐集屋齡約20 年、樓高 7 樓以上、未滿 50 公尺等條件 RC 大樓柱之設計資料，瞭解其材料性質、配筋細節與軸力大小，並據此設計 柱試體，以期儘量與實際情況相符；本研究亦研擬RC 擴柱補強方法，並設計 補強試體，在既有RC 擴柱補強工法之基礎上，研擬適用大樓柱之 RC 擴柱補 強細節。本研究最終進行試體反覆載重試驗，以研究未補強柱之耐震行為，以 及所研擬補強方法之有效性。本研究成果及效益為： (1) 提出屋齡約 20 年、樓高 7 樓以上、未滿 50 公尺之中高樓層 RC 建築 既有矩形柱RC 擴柱補強之設計準則。 (2) 提出屋齡約 20 年、樓高 7 樓以上、未滿 50 公尺之中高樓層 RC 建築 既有矩形柱RC 擴柱補強之標準配筋圖。方案；(2)進行柱試體雙曲率反覆載重試驗，觀察柱試體之耐震行為，分析探討 實驗結果。在第一階段中，本計畫首先蒐集 2016 美濃大地震受損大樓之設計 資料，瞭解其柱設計細節，包括尺寸、配筋與所受軸力大小，接著廣泛蒐集並 回顧過去國內外擴柱補強之文獻與試驗資料，建立擴柱補強試驗資料庫。根據 前述大樓之設計資料以及文獻擴柱補強資料庫，研究團隊初步擬定擴柱補強方 法以及試驗試體設計與參數規劃，接著與國內業界、學界進行專家座談，修訂 本計畫之擴柱補強方法與試驗規劃後，結束第一階段的研究。在第二階段研究 中，本計畫建造7 座柱試體(4 座短柱及 3 座細長柱試體)，包括原始柱、補強 柱與一體澆置對照組，測試方法為雙曲率反覆載重，以模擬大樓柱受地震作用 下之行為，另一個觀察重點為研究補強後試體與一體澆注而成的試體在受力後 行為的差異，以探討補強方法之有效性。各座試體的詳細設計，將論述於後面 章節中。根據試驗過程之觀察與分析，研究團隊最後擬定大樓擴柱補強之設計 準則與標準配筋圖。 本研究預定之研究進度表如表1-1 所示，流程如圖 1-2 所示，採用之研究 方法及進度說明敘述如後。 表1-1 預定之研究進度 工項 月份 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 (1) 文獻收集 (2) 試體設計 (3) 試體製作 (4) 載重試驗 (5) 分析試驗結果 (6) 綜合本研究與文獻研究 (7) 專家座談 (8) 設計準則與配筋圖 (9) 期末報告與成果報告 資料來源:本研究製作
圖1-2 研究流程圖 資料來源:本研究製作 壹、文獻收集 蒐集2016 美濃大地震受損大樓之設計資料及廣泛蒐集整理與本計畫相關之國 內外擴柱文獻，計畫深入了解各文獻的試體設計，包括規範條文之設計依據、結構 分析軟體之建置等，作為本案試體設計、試驗規劃、分析模型建置之參考。 進度說明 目前已完成文獻之收集與研讀，研讀心得將於後章節中加以詳細說明。 貳、試體設計 本研究預計設計與製作 7 支方型柱試體，包含新造與補強試體，並進行雙曲 率反覆載重試驗，研究其耐震行為。為了提供實務設計上的建議，試體設計上將參 考典型台灣屋齡約20 年、樓高 7 樓以上、未滿 50 公尺之中高樓層 RC 建築低樓層
已將試體設計並規劃完成，其中試體設計係參考國內外鋼筋混凝土規範、台灣 實務設計與施工經驗、專家座談會意見等。 參、試體製作 本研究之試體製作分為四個階段，第一階段為於五月初進行放樣，並依序進行 下部基礎施工(鋼筋綁紮、模板組立及灌漿)。第二階段為柱身及部分上基礎(試體 S1-O、S2-M、T1-O 及 T2-M)之施工(鋼筋綁紮、模板組立及灌漿)。第三階段為補 強試體(試體 S3-JCD、S4-JC 及 T3-JCD)之原有柱身敲除保護層，以及於下基礎植 入縱向鋼筋與原有柱身植入橫向鋼筋，但事前需分別測試下基礎以及原有柱身之 混凝土抗壓強度是否到達可補強之需求。第四階段為待補強試體(試體 S3-JCD、S4-JC 及 T3-S3-JCD、S4-JCD)之補強柱身及其上部基礎施工(鋼筋綁紮、模板組立及灌漿)。 進度說明 106 年 5 月 9 日完成第一階段施工、106 年 5 月 23 日完成第二階段施工、106 年6 月 20 日完成第三階段施工、106 年 6 月 24 日完成第四階段施工。 肆、載重試驗 本研究將進行材料基本性質試驗，以求取材料之應力-應變關係曲線，材料包 括(1)鋼筋(2)混凝土。混凝土抗壓強度測試方面，為決定補強植筋之可施作之時機， 須檢驗下基礎及原有柱身之混凝土強度發展，另需檢驗各階段灌漿之28 天抗壓強 度與測試當天之抗壓強度。鋼筋方面，因各種類之鋼筋各自來自同一批料源，且同 時運至實驗室，故各自只需進行一次拉伸試驗。最後進行柱試體之定軸力、雙曲率 (柱上下端為固定)之反覆側向載重測試，以模擬及了解大樓柱的耐震行為，如剪力 破壞、軸力與撓曲聯合破壞。另一個觀察重點為，研究補強後試體與一體澆注而成 的試體在受力後行為的差異。
含新造與補強試體)之定軸力、雙曲率(柱上下端為固定)之反覆側向載重測試。 伍、分析試驗結果 透過實驗的數據可以得知原始柱、一體澆置柱與補強柱之耐震行為差異性與 補強方法之有效性。 進度說明 已完成所有試驗數據分析。 陸、專家座談 本研究案規劃一次專家座談會，邀請業界、學術各界參與討論，針對試體設計 及補強細節與實務性進行討論，廣泛接納業界與學界專家之意見。 進度說明 專家座談會已於106 年 4 月 13 日舉行完畢，簡要說明將在第三章第三節敘述， 會議記錄則收錄於附錄四。 柒、設計準則與配筋圖 本研究將根據擴柱補強之實驗結果，研擬屋齡20 年、樓高 7 樓以上、未滿 50 公尺之中高樓層RC 建築既有矩形柱 RC 擴柱補強之設計準則與標準配筋圖。 進度說明 本研究此部分尚待進行。 捌、期末報告與成果報告 本研究包含兩次報告之撰寫，第一次為期中報告，在執行本研究的第五個月說 明本案之執行進度，第二次為期末報告，在執行本研究的第 11 個月時完成本案之
期中報告已完成繳交，本報告即為期末報告，成果報告與其他相關發表則有待 後續撰寫。
第二章 文獻回顧
本章介紹所收集之國內外文獻，以及根據文獻所建立之擴柱補強試驗資料 庫。
壹、Toshio Hayashi et al. (1980) [1]
此研究利用試驗研究方法探討RC 柱之不同補強方法，包括於既有 RC 構 架中填充混凝土剪力牆，以及利用銲接鋼線網與砂漿補強RC 柱。在後者的試 驗中，試體為1/2 縮尺柱，總計四支柱試體，包括(1)原始柱；(2)與(3)補強柱， 皆採 4.5 cm 厚砂漿層，其中銲接鋼線網分別搭接於與受力相同與垂直方向； (4)補強柱，採 9.0 cm 厚砂漿層與銲接鋼線網。試體設計參數如表 2-1 所示， 試體斷面配置如圖 2-1 所示。試體配筋與試驗方法分別如圖 2-2(a)和(b)所示， 試驗結果如圖2-2(c)所示。試驗結果顯示，原始未補強柱試體在降伏前已因縱 向鋼筋之握裹劈裂破壞而產生強度之衰減，所有補強柱試體皆呈現韌性破壞行 為，主筋在柱達最大力量前皆已降伏，此研究顯示所提出的補強方法能增加柱 之剪力強度與韌性，避免脆性之主筋握裹與剪力破壞。 表2-1 試體設計參數 Column Original Jacketed b0xh0 (mm) Ls (mm) f'c (MPa) Long. reinf. (fy- MPa) Tran. reinf. (fyt- MPa) bjxhj (mm) f'c (MPa) Long. reinf. (fy- MPa) Tran. reinf. (fyt- MPa) c g P f A C1 450x450 1800 20.6 5-D19 (357) D9@270 (301) - - Steel mesh D6@50 (325) Steel mesh D6@50 (325) 0.2 C2 17.2 540x540 29.4 0.1 C3 17.2 540x540 29.4 0.1 C4 21.3 630x630 22.5 0.1 資料來源:文獻 [1]
(a) C1 (b) C2 (c) C3 (d) C4 圖2-1 試體斷面配置 資料來源:文獻 [1] (b) (a) (c) 圖2-2 (a)鋼筋設計；(b)試驗方法；(c)試驗結果
貳、M. Rodriguez and R. Park (1994)[2] 此研究利用試驗研究探討不同補強工法，試體S1、S2、S3 與 S4 為 7/8 縮 尺之原始柱試體，試體 S1 與 S4 先進行耐震試驗，破壞再分別補強成為試體 SS1 與 SS4。試體 S2 與 S3 則在未損壞狀態下分別補強成試體 SS2 與 SS3。表 2-2 顯示試體設計參數，圖 2-3(a)顯示原始柱試體之設計細節。此研究所提出 的補強方法為RC 擴柱補強，包含兩種補強方法，一種將補強斷面新加的縱向 鋼筋集中於柱之角隅(圖 2-3(b) )，另一種則將縱向鋼筋均勻配置於補強斷面上 (圖 2-3(c) )。在擴柱補強前，原始柱表面稍微給予粗糙處理以增進新舊混凝土 接面之握裹。試驗結果顯示原始柱試體，由於按早期耐震設計規範設計建造， 因此韌性僅有 2 左右，擴柱補強柱之試驗結果顯示(圖 2-4)，補強柱之強度與 勁度高於原始柱約3 倍左右，補強柱亦具有高韌性(約 6 左右)以及極佳的能量 消散能力。此研究之作者認為原始柱在補強前是否受到地震之損害、主筋集中 或分散配置，對於補強試體之耐震行能無顯著影響。 表2-2 試體設計參數 Column/Retrofitted Original Jacketed b0xh0 (mm) Ls (mm) f'c (MPa) Long. reinf. (fy- MPa) Tran. reinf. (fyt -MPa) bjxhj (mm) f'c (MPa) Long. reinf. (fy - MPa) Tran. reinf. (fyt - MPa) c g P f A S1/SS1 350x350 1425 29.5 8-R20 (325) D6@265 (350) 550x500 32.9 8-R20 (325) D6@265 (350) 0.1 S2/SS2 - 34.0 S3/SS3 - 19.4 S4/SS4 25.9 25.2 資料來源:文獻 [2]
(b) (a) (c) 圖2-3 試體尺寸與配筋設計：(a)原始柱；(b)擴柱補強柱 SS1 與 SS2；(c)擴柱補 強柱SS3 與 SS4 資料來源:文獻 [2]
(c) SS3 (d) SS4 圖2-4 擴柱補強柱試驗結果 資料來源:文獻 [2] 參、Fukuyama et al. (2000)[3] 此研究製作8 組 1/2 縮尺柱試體，研究不同補強方法之耐震性能。所研究 的補強方法包括RC 擴柱、鋼板包覆補強、CFRP 層與 CFRP 版包覆補強以及 收縮補償砂漿補強。表2-3 顯示試體設計參數，圖 2-5 顯示試體斷面設計。試 體柱之剪力跨深比為1 或 1.28，試體 C2、C3、C4 與 C5 之核心混凝土在補強 前已被破壞且主筋已挫屈。所有試體皆受雙曲率之反覆載重試驗，圖2-6 顯示 試驗方法，圖2-7 顯示試驗結果。本研究認為透過補強，除試體 C5 外，其他 所有事先被破壞的試體柱皆可回復至該柱原始的強度與韌性，至於試體 C5， 雖然最大強度很高，此係因砂漿抗壓強度高之緣故，但該試體之側向強度衰減 極快，此因砂漿無法透過骨材互鎖傳遞剪力之故。 表2-3 試體設計參數 Column Original Strengthened b0xh0 (mm) Height (mm) f’c (MPa) Long. reinf. (fy -MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) f’cj (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt -MPa) Method C1 350x350 900 25.1 8-D16 (373) D6@100 (302) - - - - Monolithic C2 28.8 450x450 40.2 D3@50 (614) D3@50 (614) Welded wire fabric High-fluidity concrete
concrete C4 28.8 - 25.1 - - Placement of concrete C5 28.8 - 57.0 - - Placement of shrinkage compensating mortar C6 25.1 - - - - Jacketing with steel plate (2.3mm thick fy = 392MPa) C7 25.1 - - - - Jacketing with C-FRP C29 24.1 8-D16 (453) D6@100 (329) 410x410 55.1 - - Jacketing with preformed C-FRP plate 資料來源: 文獻 [3] 圖2-5 試體斷面設計 資料來源:文獻 [3]
圖2-6 試驗方法 資料來源:文獻 [3] (a) (b) 圖2-7 試驗結果 資料來源:文獻 [3] 肆、Bousias et al. (2006)[4] 此研究提供16 支矩形 RC 柱試體受反覆載重之試驗資料，試體包含 4 支 未補強原始柱、3 支 RC 擴柱補強柱與 9 支 FRP 補強柱，研究參數包括補強斷 面新加縱向鋼筋的搭接長度與 FRP 層數。本報告只針對 RC 擴柱補強部分進 行討論。表2-4 與表 2-5 分別顯示未補強柱與 RC 擴柱補強柱之重要設計參數，
柱之斷面為250×500 mm 之矩形，包括 4 支 D18 縱向鋼筋與間距為 200 mm 之 D8 橫向鋼筋。RC 擴柱斷面為 75 mm 厚混凝土，設計有 6 支 18 mm 縱向鋼 筋，錨定於基礎內，補強斷面外加之橫向鋼筋為 10 mm 之箍筋，間距為 100 mm。圖 2-10 顯示 RC 擴柱補強柱之破壞分布，主要的破壞為擴柱部分沿角隅 鋼筋之混凝土開裂與剝落，此破壞係因握裹破壞所導致，其程度隨鋼筋搭接長 度之增加而降低。儘管新舊混凝土交界面有滑移之現象，補強柱之行為仍類似 於一體澆置柱，RC 擴柱補強可有效地增加柱之強度與變形能力(圖 2-11 )。 表2-4 未補強試體設計參數 Column b0xh0 (mm) Height (mm) f’c(Mpa) (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Lap length Trans. reinf. (fyt-MPa) R-0 250x500 1600 31.0 0.26 4-D18 (514) - D8@200 (425) R-0L1 27.4 0.23 15dbL R-0L3 27.4 0.28 30dbL R-0L4 27.4 0.28 45dbL Note:=N/b0h0f’c 資料來源:文獻 [4] 表2-5 RC 擴柱補強試體設計參數 Column Original Jacket b0xh0 (mm) Height (mm) f’c (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Lap length Trans. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) j f’cj (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) Surface treatment R-RCL1 250x500 1600 36.7 4-D18 (514) 15dbL D8 @200 (425) 400x650 0.066 55.3 6-D18 (514) D10 @100 (599) none R-RCL2 36.8 30dbL 0.066 R-RCL3 36.3 45dbL 0.052
Note that the axial ratio of the RC jacketed columns was calculated by the applied axial load divided by the product of the gross area of the jacketed columns and the compressive strength of the added concrete (j=N/bjhjf’cj)
(a) (b) 圖2-8 (a)柱底搭接；(b)擴柱補強鋼筋籠 資料來源:文獻 [4] 圖2-9 斷面設計：(a)原始柱；(b)RC 擴柱補強柱；(c)FRP 補強柱 資料來源:文獻 [4]
(a) (b) (c) 圖2-10 擴柱補強柱破壞狀態：(a)R-RCL1；(b)R-RCL3；(c)R-RCL4 資料來源:文獻 [4] (a) (b) 圖 2-11 試驗結果：(a) RC 擴柱柱遲滯反應；(b)未補強與 RC 擴柱補強力與位移 包絡線比較 資料來源:文獻 [4]
伍、K.G. Vandoros, S.E. Dritsos (2006)[5]
此研究以反覆載重測試5 支柱試體，表 2-6 顯示試體設計參數，研究目的
在於探討三種RC 擴柱方法之有效性。圖 2-12 顯示該研究所提出的三種 RC 擴
此試驗過程中新舊混凝土介面發生分離現象，不過補強仍然顯著增進原始柱之 耐震性能。與原始柱相較，補強柱(試體 N)最大強度為其 3.44 倍，能量消散能 力為其 10 倍(圖 2-14)。與對照之一體澆置柱相比，補強柱有較低之強度與勁 度，不過採用U 型連接之試體 W 具有與一體澆置柱類似之能量消散能力，作 者認為噴凝土提供新舊混凝土介面較佳的摩擦抵抗力，另外，U 型連接也提供 額外的能量消散來源。若U 型連接器無法使用，則可採植筋過介面的方式。若 擴柱厚度較小時，將阻礙箍筋135 彎鉤之設計，此時建議採用銲接箍筋的方式， 可有效避免箍筋受力之打開，以及防止縱向鋼筋之挫屈，確保柱之承載能力。 表2-6 試體設計參數 Column Original Jacket b0xh0 (mm) Height (mm) f’c (MPa) Long. reinf. (fy -MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) f’cj (MPa) Long. reinf. (fy -MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) Notes O 250x250 1600 27.0 4-D14 (313) D8@200 (425) - 0.40 - - - Unretrofit M 400x400 24.7 4-D20 (487) D10@100 (599) - 0.20 - - - Monolithic N 250x250 27.0 4-D14 (313) D8@200 (425) 400x400 0.20 17.8 4-D20 (487) D10@100 (599) Stirrup ends welding E 36.8 0.21 24.0 Dowel + Stirrup ends welding W 22.9 0.19 18.8 Shotcrete + Bent down bars Note: for the jacketed columns, =N/(A0f’c+Ajf’cj); for the non-strengthened and monolithic columns,
=N/b0h0f’c
資料來源:文獻 [5]
(a) (b) (c) 圖2-12 補強方法：(a)銲接箍筋；(b)植筋；(c)U 型連接筋 資料來源:文獻 [5] 圖2-13 試驗方法 資料來源:文獻 [5]
(a) (b) 圖2-14 試驗結果比較：(a)力與位移曲線；(b)能量消散 資料來源:文獻 [5] 陸、Bousias et al. (2007)[6] 此研究探討具光面縱向鋼筋之柱以各種不同RC 擴柱補強後之耐震性能， 試驗方法採反覆載重。表2-7 顯示試驗參數，圖 2-15 顯示連接方法：(i)原始柱 表面混凝土進行粗糙處理；(ii)利用銲接 U 型鋼筋連接新舊縱向鋼筋；(iii)植筋。 圖2-16(a)和(b)顯示試驗方法。試體 Q-RC 與 Q-RCM 分別為補強柱試體但新舊 混凝土介面無任何粗糙處理以及一體澆置試體，兩試體分別代表補強後性能之 下限與上限。植筋可以降低新舊介面無處理柱試體之介面滑移現象，採介面粗 糙處理或採U 型鋼筋連接則可完全避免介面之滑移。試驗結果如圖 2-17 所示。 整體上來說，介面的處理方式會影響介面剪力傳遞，但並不影響補強柱之整體 行為，僅在使用植筋或U 型鋼筋連接時，柱極限轉角可增加 15%。
表2-7 試體設計參數 Column Original Jacket b0xh0 (mm) Height (mm) f’ c (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Tran. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) f’ cj
(MPa) Long. reinf. (fy-MPa)
Tran. reinf. (fyt-MPa) Surface treatment Q-RCW 250x 250 1600 22.9 4-D14 (313) (plain bar) D8@200 (425) 400x400 0.130 28.7 4-D20 (487) (deformed) D10@100 (599) Welded U-bar Q-RCD 27.4 0.085 55.3 Dowel Q-RCR 27.7 0.090 55.3 Roughen Q-RCRD 26.3 0.094 53.2 Roughen+Dowel Q-RC 26.3 0.080 55.3 treatment No Q-RCM 400x 400 30.6 4-D20 (487) D10@100 (599) - 0.180 - - - Monolithic
Note: for the jacketed columns, =N/Ajf’cj
資料來源:文獻 [6] (a) (b) (c) 圖2-15 連接方法：(a)介面進行粗糙處理；(b)U 型鋼筋連接；(c)植筋 資料來源:文獻 [6]
(b) (a) (c) 圖2-16 (a)與(b)試驗方法；(c)柱斷面 資料來源:文獻 [6] (a) (b) 圖2-17 試驗結果：(a)遲滯迴圈；(b)斷面中心平均垂直應變 資料來源:文獻 [6]
柒、Julio et al. (2008)[7] 此研究進行7 座柱試體之反覆載重試驗，補強方法為採不同新舊混凝土介 面處理方式之RC 擴柱補強。表 2-8 顯示試體設計參數，前三個試體為基準試 體：試體M1 為原始未補強柱試體；M2 為新舊混凝土介面無處理之柱試體， 作為性能之下限指標；M3 為對照之一體澆置試體，作為性能上限指標。試體 M4、M5、M6 為補強柱試體，採不同新舊混凝土介面處理方式，試體 M7 與 M6 有相同之設計，但 M7 之補強於軸力施加後才施作。圖 2-18 顯示試驗方法 與載重歷程，圖 2-19(a)顯示試驗結果。試驗結果顯示，除試體 M2 外(介面無 處理)，其他補強試體並無新舊混凝土分離之現象。所有的補強柱之側向強度 皆顯著大於原始柱。試驗結果並與兩種分析模型做比較，一種分析模型假設介 面完全握裹，另一種則假設介面完全無握裹，分析與試驗比對顯示，若採前者 模型，則可以準確捕捉除試體 M2 以外所有試體的側向強度，誤差比例介於 0.5-3.2%，若採後者模型，則能準確捕捉試體 M2 之強度，誤差率為 5.9%，但 會低估其他試體的強度。此研究結果亦顯示軸力施加後再進行補強之施作，對 於試驗結果無顯著影響。此研究作者認為對於剪力跨深比較高的柱而言，例如 此研究之試體(剪力跨深比約 5)，且擴柱厚度較小時，即使對新舊混凝土介面 不做任何處理（例如粗糙化、黏著劑或植筋），補強柱之行為仍會接近一體澆 置柱之行為。此研究之作者亦進行額外之補強柱分析，分析結果顯示(圖 2-19(b) )，若柱之剪力跨深比小至 2.5 時，新舊混凝土介面若不加處理，則受力 時擴柱斷面可能會與原始柱分離。
表2-8 試體設計參數 Column Original Jacket b0xh0 (mm) Height (mm) (MPa) f’c Long. reinf. (fy-MPa) Tran. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) (kN) P (MPa) f’cj Long. reinf. (fy-MPa) Tran. reinf. (fyt-MPa) Surface treatment M1 200x200 1350 34.89 6-D10 (520) D6@150 270x270 170 - - - Unstrengthened M2 35.51 83.71 6-D10 D6@75 Nonadherent jacket M3 270x270 35.02 12-D10 D6@75 - - - - Monolithic M4 200x200 34.95 6-D10 (520) D6@150 270x270 78.25 6-D10 (520) D6@75 Jacketed without surface preparation
M5 35.06 76.01 Jacketed with sand-blasting
M6 35.17 79.96 Sand-blasting +Steel connectors M7 35.40 80.87 Jacketed after loaded axially. Sand-blasting + Steel connectors 資料來源:文獻 [7] (a) (b) 圖2-18 (a)試驗方法；(b)加載歷程 資料來源:文獻 [7]
(a) (b) 圖2-19 (a)試驗結果；(b)M2 與 M6 之數值分析結果 資料來源:文獻 [7] 捌、邱聰智、邱建國、葉勇凱等(2008)[16] 此研究以臺南後甲國中德育樓為模型製作三座實尺寸RC 構架標準試體， 德育樓為一地上三層樓之鋼筋混凝土建築物，為配合實驗場之反力牆設備與空 間，本研究僅針對沿走廊方向系統做模擬，且將原有三層結構物簡化為兩層含 窗台及門窗構架模型。測試方法為反覆載重(圖 2-20 )，補強方法有三種，分別 是擴柱補強、鋼板包覆補強以及增設翼牆補強，這裡僅探討擴柱補強的部分。 表2-9 及表 2-10 分別為 SBFU 試體設計參數及 SBFU-C 試體設計參數，
圖2-21 及圖 2-22 為 SBFU 之試體尺寸及柱斷面配筋，SBFU 構架及 SBFU-C
構架的原有柱配筋型式都一樣，補強方式是先將一標準試體(SBFU)進行反覆 載重試驗至內柱達剪力破壞後，再針對已剪力破壞之柱子，先清除震後損壞的 部分並進行擴柱補強，形成一擴柱補強試體(SBFU-C)，如圖 23 所示。圖 2-24(a)所示，增設的補強主筋採用 12-#6 分布於四個角隅，箍筋採用#3@10cm， 為求方便施工，圍束箍筋由二組L 型交錯而成，角隅以繫筋補強，接頭區僅以 角隅繫筋補強即可。基礎介面處理如圖 2-24(b)所示，所有補強主筋均以植筋 的方式錨定於基礎，植筋深度採用 2 倍建議深度，同時增設 135 度彎鉤錨定
試驗結果如表 2-11、圖 2-25 所示，側推強度由 482.27 kN 增強至 883.08 kN（提升 83.1%）；韌性由 3.67 增至 5.63（提昇 53.4%）。SBFU 之一樓內柱 C12 及 C13 為典型的短柱剪力破壞而一樓外柱 C11 及 C14 之底部有撓曲裂縫 及接頭處有剪力開裂之情形，因還需進行擴柱補強，所以試驗終止，破壞情形 如圖 2-26 所示；而 SBFU-C 為韌性破壞，符合強柱弱梁之設計原則，且柱的 曲率在同一位移比與SBFU 比較下有明顯改善，破壞情形如圖 2-27 所示。 表2-9 SBFU 未補強試體設計參數 Column b0xh0 (mm) Height (mm) f’c(Mpa) (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) C1 300x500 2800 17.8 0.15 4-D22 (370.1) and 8-D19 (316.7) D10@250 (390) C2 17.8 0.15 C3 17.8 0.15 C4 17.8 0.15 Note:=N/b0h0f’c、f’c為 1F 及 2F 之平均混凝土強度 資料來源:文獻 [16] 表2-10 SBFU-C 擴柱補強試體設計參數 Column Original Jacket b0xh0 (mm) Height (mm) f’c (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) f’cj (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) Surface treatment C1 300x 500 2800 17.8 4-D22 (370.1) and 8-D19 (316.7) 0.15 D10 @250 (390) - 0.15 - - - none C2 17.8 0.15 600x800 - 23.6 12-D19 (429.9) D10 @100 (367) Roughen C3 17.8 0.15 600x800 - 23.6 12-D19 (429.9) D10 @100 (367) Roughen C4 17.8 0.15 - 0.15 - - - none Note:=N/b0h0f’c、f’c為 1F 及 2F 之平均混凝土強度 資料來源:文獻 [16]
表2-11 試驗結果 Vmax (t) Vu (t) Du (mm) Ve (t) De (mm) Vy (t) Dy (mm) Ke (t/cm2) SBFU 48.2 38.56 58.3 33.74 12.33 42.82 15.9 27.36 SBFU-C 88.23 70.58 189.8 61.76 25.5 84.33 33.7 24.22
Note：Vmax是試驗中所承受之最大基底剪力；Vu是0.8Vmax；Du是Vu所對應的位移；Ve是0.7Vmax；
De是Ve所對應的位移；Vy是等能量法則所得之降伏剪力；Dy是等能量法則所得之降伏位移；Ke是有效
勁度(Ve / De)
資料來源:文獻 [16]
圖2-20 試驗方法
圖2-21 SBFU 之試體尺寸
資料來源:文獻 [16]
圖2-22 SBFU 及 SBFU-C 之原有柱配筋
圖2-23 SBFU-C 之試體尺寸
資料來源:文獻 [16]
(b)
(a) (b)
圖2-25 試驗結果：(a) SBFU；(b) SBFU-C
資料來源:文獻 [16]
圖2-27 SBFU-C 破壞模式 資料來源:文獻 [16] 玖、邱耀正、施健泰、蕭輔沛等(2008)[17] 此研究為現地校舍試驗，試驗對象為台南縣關廟國小大智樓，試驗方法為 靜態單向側推載重，補強方法有構架式鋼鈑補強、RC 擴柱補強、預力鋼腱補 強與原樣試體各一座以及柱載重重分配試體二座，如圖 2-28 所示，這裡僅探 討擴柱補強及原樣試體的部分。 由圖 2-29 可發現原樣試體及擴柱補強試體之梁柱配置幾乎相同，因分期 興建以致配筋有所差異，原樣試體之設計參數如表 2-12 所示，為了使兩者做 比較，需將原樣試體配置修建成盡量與補強試體相同，使比較參數僅剩補強為 唯一變數。需擴柱補強之位置需考慮改善短柱剪力破壞的缺失，該研究採用偶 數及對稱之配置原則，如圖2-29(b)所示。 基於兼顧耐震性能與施工因素影響，將既有柱身打除保護層後另柱身形成 粗糙面以利新舊混凝土結合，打除後斷面約為30x40cm，再將其設計為四面包
如圖 2-30(b)所示，為避免柱頂因缺乏錨定力產生破壞，一律向屋頂上延伸 110cm 並錨定於新澆置混凝土斷面，如圖 2-30(c)所示。 試驗結果將分幾點討論，比較出原樣試體與補強試體之差異，如下： (1) 補強試體之耐震性能顯著提升，如表 2-14 所示，強度比起原試體提升 96%；韌性比起原試體提升 33%；殘餘強度比起原樣試體提升了 147%； 能量消散量也提升了110%，如圖 2-31 所示。 (2) 補強試體之耐震水準達法規要求，如表 2-15 所示。 (3) 受同側力下，擴柱補強試體受到的側向位移較小，且柱體之轉動角度 也小。 (4) 結構破壞模式由剪力破壞轉為撓剪破壞，破壞模式之演變能由圖 2-31 來說明，原樣試體達最大側力後，強度開始下滑，表示其剪力強度低 於撓曲強度，最後變形至柱體喪失軸力而形成軸向破壞而倒塌，為之 剪力破壞；補強試體達最大側力後，強度略呈定值，但位移持續增加， 表示其剪力強度高於撓曲強度，直至剪力強度衰減而發生剪力破壞， 強度開始下降，最後同樣形成軸向破壞，謂之撓剪破壞。 (5) 補強柱體從初始破壞至倒塌前之新舊混凝土介面始終結合一體，無滑 動發生，才能使力量傳遞得以連續；擴柱之基礎除了在 5%位移比時 有一點沉陷外，補強主筋底端的 90 度彎鉤充分錨定在新基礎上；屋 頂延伸錨定的部分亦完好，均無破裂。
表2-12 未補強試體設計參數 Floor Column b0xh0 (mm) Height (mm) f’c(Mpa) (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) 1F C1 340x430 2800 26.5 6-D22 (330) D10@200 (359) C2 26.5 6-D22 (330) D10@200 (359) C3 26.5 4-D22 (330) and 4-D19 D10@200 (359) C4 26.5 6-D22 (330) and 2-D19 D10@200 (359) C5 240x240 2800 26.5 6-D16 (403) D10@200 (359) 2F C1 340x430 2800 21.2 4-D22 (330) and 4-D19 D10@200 (359) C2 21.2 4-D22 (330) and 4-D19 D10@200 (359) C3 21.2 6-D16 (403) D10@200 (359) C4 21.2 2-D16 (403) and 4-D19 D10@200 (359) C5 240x240 2800 21.2 6-D16 (403) D10@200 (359) 資料來源:文獻 [17] 表2-13 擴柱補強試體設計參數 Floor Column original jacket b0xh0 (mm) Height (mm) f’c (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) f’cj (MPa) Long. reinf. (fy -MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) Surface treatment 1F C1 330x 430 2800 28.6 4-D22 and 6-D19 (297) D10 @200 (414) 600x700 20.3 (21 Day) 12-D22 (442) D13 @100 (454) Roughen C2 240x 360 2800 28.6 6-D19 (297) D10 @200 (414) - - - - - 2F C1 330x 430 2800 23.9 4-D22 and 4-D19 (297) D10 @200 (414) 600x70 0 20.8 (21 Day) 12-D22 (442) D13 @100 (454) Roughen C2 240x 360 2800 23.9 6-D16 D10 @200 (414) - - - - - 資料來源:文獻 [17]
表2-14 耐震性能比較 試體 名稱 降伏階段 極限階段 穩定階段 殘餘階段 倒塌階段 Py (kN) Δy (mm) Pu (kN) Δu (mm) 0.8Pu (kN) Δ0.8Pu (mm) P (kN) Δ (mm) 消能 (kN-mm) Δmax (mm) 位移 空間 (mm) 原樣 1080 14.64 1444 61.54 1155 211.92 832 350 405498 822.95 611.03 擴柱 補強 1980 18.56 2829 78.81 2264 282.55 2059 350 849601 >1400 >1117.45 比值 (擴柱/ 原樣) 1.83 1.27 1.96 1.28 1.96 1.33 2.47 1.0 2.1 >1.7 >1.83 備註 1.穩定強度為試體基底剪力下降到最大強度 80%時(結構即進入不穩定狀態)，容量曲線上對應 之側向力。 2.殘餘強度為試體於屋頂層位移量達 5%樓高時，容量曲線上對應之側向力。 資料來源:文獻 [17]
表2-15 耐震性能與法規的比較 類別 設計地震力 降伏地震力 極限地震力 允許韌性 容量 韌性 容量 Pd (kN) Py (kN) Pu (kN) 0.8Pu (kN) Ra R 法規耐震 水準 最小測值 787 1180 1652 - 2.47 3.2 原樣 測值 700 1080 1444 1155 4.2 14.48 與法規之比值 0.89 0.92 0.87 0.7 1.7 4.53 RC 擴柱 補強 測值 1333 1980 2829 2264 4.25 15.22 與法規之比值 1.7 1.68 1.71 1.37 1.72 4.76 備註 1.法規耐震水準計算值： Pd=0.2787w(w 為原樣試體重量) Py=αyxPd=1.5 Pd Pu= 1.4Py Ra=1+(R-1)/1.5 R=Δu/Δy 2.試體現場試驗測試值： Py：側力與位移容量曲線圖下的降伏力 Pd = Py/αy = Py /1.5 Pu：側力與位移容量曲線圖下的極限力 Ra=Δu/Δy(整棟結構系統達最大力量前的允許韌性容量) R=Δ0.8Pu/Δy(整棟結構系統穩定前的韌性容量) 資料來源:文獻 [17] 圖2-28 試體配置
(a) (b) 圖2-29 (a) 原樣試體結構平面圖；(b) 擴柱補強試體結構平面圖 資料來源:文獻 [17] (b) (a) (c)
圖2-31 原樣試體與擴柱補強試體之曲線比較 資料來源:文獻 [17] 拾、張順益、廖文義、宋裕祺等(2010)[18] 此研究之對象包括擴柱補強及翼牆補強，於此僅探討擴柱補強之部分。該 研究探討擴柱補強區新舊構材間連結方式對補強性能之影響，臺灣常用之擴柱 施工方式為僅在新舊混凝土之間敲除保護層(圖 2-32)或加以打毛，一般無設置 剪力釘或摩擦筋，而日本慣用的擴柱施工方式是敲除保護層後另外加設剪力釘 或摩擦筋，此研究探討兩者對於耐震性能影響之差異。 試體的設計參數如表 2-16 所示，試驗方法為反覆載重(圖 2-33)，S1 為原 有柱試體，S2 及 S3 為補強柱試體，兩者之差異在於後者於新舊混凝土交界面 設置剪力摩擦筋，試體斷面如圖2-34 所示。擴柱施工時，不管是 S2 或 S3 試
的建議，如表2-17 所示。 試驗結果如表2-18 及圖 2-35 所示，擴柱試體除強度與勁度獲大幅度的提 升外，遲滯消能能力也得大幅度的改善，然而兩者之遲滯迴圈圖皆仍呈現相當 明顯之收縮現象，主要是因為新增縱向主筋直接植筋於基礎上，而當試體承受 側向力時，基礎植筋群區受到撓曲拉力的作用，當撓曲拉應力大於混凝土所能 承受的抗拉應力即發生開裂現象，這導致新增縱向主筋無法繼續承受拉力，此 時柱即在柱底與開裂之基礎保護層間形成塑鉸。雖然無法如預期的比較有無增 設剪力摩擦筋對擴柱補強的影響，然而發現基礎保護層因植筋群的拉拔作用而 在植筋未完全發揮作用前，即發生植筋區混凝土的受拉破壞，此現象值得加以 重視，在擴柱補強施工時，應避免此破壞模式的發生。試體的破壞模式如圖 2-36 至圖 2-38 所示。 表2-16 試體設計參數 Column Original Jacket b0xh0 (mm) Height (mm) f’c (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) bjxhj (mm) j f’cj (MPa) Long. reinf. (fy-MPa) Trans. reinf. (fyt-MPa) Surface treatment C1 300x 400 1800 17.5 14-D16 (354.7) 0.133 D10 @250 (325.7) - - - none C2 17.5 - 600x700 0.0272 24.5 12-D19 (429.9) D10 @100 (367) Roughen C3 17.5 - 600x700 0.0272 24.5 12-D19 (429.9) D10 @100 (367) Roughen + Dowel Note：=N/b0h0f’c、j=N/bjhjf’c 資料來源:文獻 [18] 表2-17 植筋深度 鋼筋號數 容許荷重(kgf) 植筋孔徑(mm) 植筋深度(mm) 建議 實際 No.3(D10) 3040 13 90 150 No.4(D13) 4790 16 110 200 No.6(D19) 14000 25 170 250
表2-18 試驗結果 試體編號 S1 S2 S3 最大水平側力(kN) 104.03 350.02 334.6 極限剪力強度(kN) 81.54 280.49 267.68 極限位移Δu(mm) 77.24 84.66 85.28 降伏位移Δy(mm) 26.95 17.86 17.92 韌性比μ=Δu/Δy 2.87 4.74 4.76 資料來源:文獻 [18] 圖2-32 敲除保護層 資料來源:文獻 [18]
圖2-33 試驗配置 資料來源:文獻 [18] (a) (b) 圖2-34 試體斷面：(a) S2；(b) S3 資料來源:文獻 [18]
(a) (b) 圖2-35 遲滯迴圈：(a) S1；(b) S2 及 S3 資料來源:文獻 [18] (a) (b) 圖2-36 試體 S1 破壞情形：(a)縱向鋼筋挫屈(層間位移比 5%)； (b)試驗終止 資料來源:文獻 [18]
(a) (b) 圖2-37 試體 S2 破壞情形：(a) 基礎保護層開裂(層間位移比 1%)；(b) 基礎保護層破裂(層間位移比 2%) 資料來源:文獻 [18] (a) (b) 圖2-38 試體 S3 破壞情形：(a) 基礎保護層破裂(層間位移比 2%)；(b) 基礎保護層破壞(層間位移比 4%) 資料來源:文獻 [18]
拾壹、文獻試驗資料庫 表 2-19 顯示研究團隊目前從國內外文獻中蒐集到的 RC 擴柱補強試試體 設計參數範圍，大部分的試驗方法為反覆載重試驗，試體皆採傳統材料，擴柱 斷面之材料強度一般高於原始柱斷面，大部分的柱皆為小尺寸且細長，受到低 軸力加載(小於 0.3𝐴𝑔𝑓𝑐′)，不同於本計畫研究之大樓柱，一般較為粗短，且受較 大之軸力。表2-20 與表 2-21 分別列出每一原始與補強柱之設計資料 表2-19 文獻試體設計參數範圍 原始未補強柱 補強柱 bc (mm) 200~450 bJ (mm) 230~600 hc (mm) 200~500 hJ (mm) 230~800 Db,c (mm) 10~20 Db,J (mm) 10~22 s,c (%) 0.65~2.56 s,J (%) 0.72~1.64 Dbt,c (mm) 6~10 Dbt,J (mm) 6~13 sc (mm) 50~265 sJ (mm) 50~100 st,c (%) 0.10~0.506 st,J (%) 0.22~0.94 f'c (MPa) 17.2~58.2 f'cJ (MPa) 7~68.7 fy (MPa) 300~550 fy (MPa) 400~520 fyt (MPa) 260~520 fyt (MPa) 330~599 a/d 1.5~11.7 a/dJ 1.2~7 v 0~0.35
f’c,c = the actual compressive strength of the original column concrete
Db,c, Dbt,c = the diameter of the longitudinal reinforcement and transverse reinforcement, respectively
bc, hc = the width and height of the original column, respectively
a/dc = the aspect ratio of the original column
fy,c, fyt,c = the actual yield strength of the longitudinal reinforcement and transverse reinforcement of
the original column, respectively
sc = the spacing of the transverse reinforcement of original column
s,c, st,c = the ratio of the longitudinal reinforcement and transverse reinforcement of the original
column, respectively
f’c,J = the actual compressive strength of the jacket concrete
Db,J, Dbt,J = the diameter of the longitudinal reinforcement and transverse reinforcement of the jacket,
respectively
bJ, hJ = the width and height of the jacketed column, respectively
a/dJ = the aspect ratio of the jacketed column
fy,J, fyt,J = the actual yield strength of the longitudinal reinforcement and transverse reinforcement of
the jacket, respectively
