SRC梁柱接頭區角隅繫筋之行為與設計(I)

(1)

行政院國家科學委員會專題研究計畫成果報告

SRC 梁柱接頭區角隅繫筋之行為與設計(I)

計畫類別：個別型計畫

計畫編號： NSC94-2211-E-011-019-

執行期間： 94 年 08 月 01 日至 95 年 07 月 31 日執行單位：國立臺灣科技大學營建工程系

計畫主持人：陳正誠

計畫參與人員：林庚達、林盛夫

報告類型：精簡報告

報告附件：出席國際會議研究心得報告及發表論文處理方式：本計畫可公開查詢

中華民國 95 年 8 月 30 日

(2)

行政院國家科學委員會專題研究計畫成果報告

SRC梁柱接頭區角隅繫筋之行為與設計(I)

計畫編號：NSC 94-2211-E-011-019

執行期間：94 年 8 月 1 日至 95 年 7 月 31 日主持人：陳正誠台灣科技大學營建系教授

一、中文摘要

本研究共規劃 20 支 SRC 短柱試體及 8 支 RC 短柱試體，進行單向載重試驗，探討鋼骨、箍筋、角隅繫筋、橫隔板對混凝土圍束之效應，並於 SRC 柱箍筋需求量提出修正初步建議。SRC 柱試體之斷面有兩種類型，第一種為鋼骨斷面較深之柱斷面，第二種為傳統的柱斷面。試驗中部份試體製作不完整，最後完成 13 支 SRC 短柱試體及 8 支 RC 短柱試體之試驗。

在橫箍筋方面，共有 8 支 SRC 短柱試體及 8 支 RC 短柱試體參與比較。試驗結果顯示，第一種鋼骨斷面較深之柱斷面的軸向行為優於第二種傳統的柱斷面，代表在柱全斷面寬度與鋼骨斷面深度的尺寸中，

增加鋼骨斷面深度的比例可以對 SRC 柱圍束效益有很大的幫助。本研究所提出之修正公式，可以合理反映斷面變化造成軸向受力行為的差異，現有 SRC 規範的公式則無法做到。

在角隅繫筋方面，共有 5 支 SRC 短柱試體參與比較。試驗結果顯示，使用角隅繫筋配置在第一種鋼骨斷面較深之柱斷面，尚有良好之軸向行為，若配置在 SRC 梁柱接頭中，加上接頭區橫隔板與外伸梁的圍束效應，可以預估其可行性頗高，仍需進一步研究。而使用角隅繫筋配置在第二種傳統的柱斷面效果則較差，需要較多的角隅繫筋量。

二、研究動機、目的

在國內鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說中關於 SRC 柱箍筋的耐震設計主要參考美國 AISC 耐震設計規定(Seismic Provisions)和日本 AIJ-SRC 規範加上國內 ACI 318-02 鋼筋混凝土規範，其中對於圍束箍

筋量公式(鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說)如下：

( )

'

0.3 ⎛ ⎞⎛ 1 1⎞⎡ ⎤

= ⎜⎜⎝ ⎟⎟⎠⎜⎝ − ⎟⎠⎢⎢⎣ − ⎥⎥⎦

g s ys

sh c

yh ch n u

A A F

A sh f c

f A P

(1-1)

( )

'

0.09 ⎛ ⎞⎡1 ⎤

= ⎜⎜⎝ ⎟ ⎢⎟ ⎢⎠ ⎣ − ⎥⎥⎦

s ys

sh c

yh n u

f c A F

A sh

f P

(1-2) 其中： ( )

_n

=

_s _ys

+ 0.85

^'

+

_yr _r

P

u

A F f c F A (1-3) s = 柱圍束箍筋之間距，cm

h

_c

= 受箍筋圍束之柱核心斷面之寬度，cm f

_yh

= 圍束箍筋之規定降伏應力，kgf/cm

²

A

_g

= 鋼骨鋼筋混凝土柱之全斷面積，cm

²

A

_ch

= 受箍筋圍束部分柱核心之斷面積，cm

²

A

_s

= 鋼骨鋼筋混凝土柱中鋼骨部分之斷面積，cm

²

A

_r

= 鋼骨鋼筋混凝土柱中主筋部份之斷面積，cm

²

式中主要是由 RC 規範耐震設計中圍束箍筋量的計算公式乘上一個折減係數

1

( )

⎡ ⎤

⎢− ⎥

⎢ ⎥

⎣ ⎦

s ys n u

A F P

來放寬圍束箍筋

量之規定。但是此折減係數

1 ( )

⎡ ⎤

⎢ − ⎥

⎢ ⎥

⎣ ⎦

s ys nu

A F P

並未考慮鋼骨形狀

以及鋼骨圍束混凝土面積之大小，使現階段之 SRC 圍束箍筋量計算公式有不合理處，因此公式仍有討論的餘地。本研究主要針對 SRC 圍束箍筋量提出計算公式修正，並藉由實驗結果評估修正公式之運用。

另一方面在 SRC 梁柱接頭區施工性頗為困難，由於鋼骨梁柱與鋼筋在此交會，造成施工的困難度大增，在耐震設計中梁柱接頭中應力傳遞與消能為極重要的一環，因此施工不良會影響 SRC 結構的耐震性能。

一般的 SRC 梁柱接頭區配置，接頭區必須於梁腹

(3)

板上穿孔用來配置 L 型箍筋，若穿孔太近則容易與梁腹板上螺栓孔太過於靠近造成腹板被撕裂，因此柱內鋼骨的深度會受限於此。為了避免 SRC 梁柱接頭施工性不良與梁腹板穿孔的問題，可嘗試使用角隅繫筋來代替 L 型箍筋，在使用角隅繫筋的情形之下施工性可以得到提升，也不用在梁腹板穿孔，更可以將柱鋼骨深度變深，增加鋼骨對混凝土的圍束範圍，也可讓鋼骨斷面發揮更大的撓曲及剪力強度，提升鋼骨的效益，在設計上可讓結構更經濟。

三、試驗計畫 3-1 試驗規劃

本研究共規劃 20 支 SRC 短柱試體及 8 支 RC 短柱試體之單向載重試驗，斷面有兩種類型，第一種為鋼骨較為擴大圍束範圍的深雙 H 斷面 TYPE A ，第二種為傳統的 SRC 柱試體斷面 TYPE B ，其中鋼骨採用相同尺寸，斷面變化的目的主要在觀察鋼骨翼板範圍對 SRC 柱圍束效益的影響。 TYPE A 尺寸為 225×225 mm ， TYPE B 尺寸為 250 × 250 mm ，其中鋼骨皆採用 2H 175 × 90 × 5 × 8 ，柱的四角落各配置 1 根主筋，試體的長度為 790mm ，試體尺寸如圖 1 。 SRC 柱試體共分為 6 個系列； RC 柱試體分為 4 個系列，各試體之編號總表如表 1 ，其測試區橫剖面圖如表 2 所示。

圖 1

試體

系列試體編號 SRC 斷面測試區配筋備註

A-D4 D4@50 A-D6 D6@50 A-D46 (D4+D6)@50 A

A-D66

TYPE A

2×D6@50

使用橫箍筋 (2800 kg/cm²)

B-D4 D4@50 B-D6 D6@50 B-D46 (D4+D6)@50 B

B-D66

TYPE B

2×D6@50

使用橫箍筋 (2800 kg/cm²)

TA-D4 D4@50 TA-D6 D6@50 TA-D46 (D4+D6)@50 TA

TA-D66

TYPE A

2×D6@50

使用角隅繫筋 (2800 kg/cm²)

TB-D4 D4@50 TB-D6 D6@50 TB-D46 (D4+D6)@50 TB

TB-D66

TYPE B

2×D6@50

使用角隅繫筋 (2800 kg/cm²)

RCA-H1 2×D10@60 RCA-H2 2×D10@60

使用橫箍筋 (4200 kg/cm²) RCA-HT1 3×D10@60

RCA

RCA-HT2

TYPE A

3×D10@60

使用橫箍筋 (2800 kg/cm²) RCB-H1 2×D10@60

RCB-H2 2×D10@60

使用橫箍筋 (4200 kg/cm²) RCB-HT1 3×D10@60

RCB

RCB-HT2

TYPE B

3×D10@60

使用橫箍筋 (2800 kg/cm²) DA-D46 (D4+D6)@50 DA

DA-D66

TYPE A

2×D6@50

使用角隅繫筋測試區加入橫隔板

DB-D46 (D4+D6)@50 DB

DB-D66

TYPE B

2×D6@50

使用角隅繫筋測試區加入橫隔板

表 1

表 2 3-2 材料性質

試體鋼筋共使用有 D4 、 D6 、 D10 、 D16 、 D19 等五種號數，鋼材採用 ASTM A36 Gr.40 ，混凝土則採用高流動性混凝土 ( 標稱強度 280 kg/cm

²

) ，

3-2 澆置及測試方式

澆置方式一部份是由預拌車將混凝土倒至混凝土澆置桶內，再由天車吊起混凝土桶倒至試體內，另一部份則將混凝土以鐵桶裝入後倒入試體內，由於試體屬於小尺寸的設計，使得灌漿的圓孔大小受限制，因此在用混凝土澆置桶倒至試體內時，在圓孔處需加上一漏斗，使可順利倒入試體。試驗之量測主要分別在

A TA DA RCA-H RCA-HT

B TB DB RCB-H RCB-HT

(4)

試體全長與測試區處架設位移計及測微計。試驗測試採用 600 噸萬能試驗機（ MTS ）加載測試。

四、試驗結果

各系列實驗強度與標稱強度的比較如表 3 ，由表 3 顯示試體之實驗值皆大於標稱強度 ( 材料使用實際強度 ) ，代表試體實際提供了較高的強度，其實驗強度與標稱強度之比值約在於 1.07 至 1.22 之間，有著不錯的一致性，且試體強度有隨著箍筋量的增加而微幅上升，顯示箍筋量的增加可以對 SRC 柱強度有幫助。

註： P

n

表示計算強度 ( 材料強度使用材料試驗所得之實際強度 )

A 、 B 、 TA 、 TB 之 P

n

=0.85 f

^’_c

A

_c

+ A

_r

F

_yr

+ A

_s

F

_ys

RCA 與 RCB 之 P

n

=0.85 f

^’_c

A

_c

+ A

_r

F

_yr

表 3 五、分析與討論

5-1 橫箍筋對柱行為之影響

A 及 RCA 系列所組成之正規化載重位移曲線如圖 2 ，其中 RC 試體在設計時皆符合 RC 規範，可作為界定 A 系列軸向行為好壞之高低標準。由圖顯示 A 系列試體之軸向受力行為具有一致性與規律性，隨著箍

筋量的增加其軸向行為與延展性有明顯的提升，於高標準來看， A 系列 SRC 試體很難達到像 RCA-HT 有如此好的應變硬化行為；於低標準來看， A 系列行為已可達到標準，顯示 A 系列使用 TYPE A 斷面有很不錯的軸向受力行為。

0 4 8 12 16 20

0 0.4 0.8 1.2

0.2 0.6 1

RCA-H RCA-HT A-D4 A-D6 A-D46

P/Pmax

δ/δy

圖 2

B 及 RCB 系列所組成之正規化載重位移曲線如圖 3 ，其中 B 系列試體之行為皆不理想，只有 B -D66 勉強追上 RCB-H ，顯示 B 系列使用 TYPE B 斷面行為皆不好，強度衰減的速度太快而連低標準都很難達到，高標準更困難。

0 4 8 12 16 20

0 0.4 0.8 1.2

0.2 0.6 1

RCB-H RCB-HT B-D4 B-D6 B-D46 B-D66

P/Pmax

δ/δy

圖 3

針對於前所述之 A 及 B 系列，由正規化載重位移曲線來看，在配置相同箍筋量之下， A 系列皆可達到低標準的要求， B 系列只有 B-D66 勉強達到低標準，

A 系列之軸向行為很明顯的超過 B 系列，顯示 A 系列使用 TYPE A 斷面優於 B 系列使用 TYPE B 斷面，鋼骨翼板範圍對 SRC 柱圍束效益有很大的影響，因此在設計上應該要考慮鋼骨翼板範圍所造成的影響。

試體編號實驗值(Pmax) Pn Pmax/Pn

A-D4 389.5 343.0 1.14 A-D6 395.5 343.0 1.15 A-D46 398.5 343.0 1.16 A-D66 398.4 343.0 1.16 TA-D66 391.4 343.0 1.14 RCA-H1 324.4 277.2 1.17 RCA-H2 305.4 277.2 1.10 RCA-HT1 330.8 277.2 1.19 RCA-HT2 320.0 277.2 1.15 B-D4 424.8 385.4 1.10 B-D6 412.3 385.4 1.07 B-D46 427.0 385.4 1.11 B-D66 434.2 385.4 1.13 TB-D4 413.3 385.4 1.07 TB-D6 433.5 385.4 1.12 TB-D46 412.5 385.4 1.07 TB-D66 428.2 385.4 1.11 RCB-H1 363.9 319.6 1.14 RCB-H2 376.1 319.6 1.18 RCB-HT1 379.7 319.6 1.19 RCB-HT2 391.1 319.6 1.22

(5)

5-2 箍筋量計算公式

修正公式主要針對於折減係數的變更，加入圍束 SRC 斷面混凝土範圍的參數，考慮圍束混凝土的效應，依照範圍大小與 SRC 斷面比例而作折減。本研究主要建議兩種範圍，其形式如圖 4 ，使用此兩種圍束混凝土之形式可以推導出兩種修正的公式如下：

Modified 1

'

1 1

0.3 ⎛ ⎞⎛ ⎞

= ⎜ ⎜ ⎟⎜ − ⎟

⎛ ⎞

⎜ − ⎟

⎝ ⎠

⎟⎝ ⎠

⎝ ⎠

g

sh c

yh

f ch

s ch

f c A

A sh

f A

d W

A (1-4)

其中

2

= ^s+ ^f

f

d b

W

d

s

：鋼骨的深度 b

f

：鋼骨翼板寬度

Modified 2

'

1 1

0.3 ⎛ ⎞⎛ ⎞

= ⎜ ⎜ ⎝ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠ − ⎟ ⎠

⎛ ⎞

⎜ − ⎟

⎝ ⎠

g

sh c

yh ch c

cr h

f c A

A sh

f A

A

A (1-5) 其中 A

cr

⁼ d

s²

⁻ ^π ₄

(

d

s

⁻ b

f)²

(1-6) d

_s

：鋼骨的深度 b

_f

：鋼骨翼板寬度

A、B 系列試體箍筋量之計算如表 4。由表顯示 A 系列皆可達到低標準，而規範公式針對 A 系列太過於保守，而 Modified 1 及 Modified 2 則接近試體的標準，

在兩者中取較為保守者，顯然對深雙 H 斷面的 SRC 柱使用修正公式 Modified 1 計算箍筋量是比較適當的。

觀察 A 及 B 兩系列試體由規範公式計算出之箍筋需求量，發現沒有太大變化，而修正公式就有明顯不同，顯示 B 系列在修正公式的角度上有更多的需求，

由試驗結果顯示 B 系列果然行為比 A 系列差很多，由此觀之修正公式可以合理反映斷面變化造成軸向受力行為的差異，規範公式在這一點無法做到。綜合前述所言，在 Modified 1 與 Modified 2 之中，以 Modified 1 較具合理性，因此本研究初步建議使用修正公式 Modified 1 來設計 SRC 柱箍筋量。

hc

W_f bf

d_s

Area 1

h_c b_f

d_s

Area 2 圖 4

表 4 5-3 角隅繫筋對柱行為之影響

角隅繫筋部份只有 TA-D66、TB-D4、TB-D6、

TB-D46、TB-D66 五根試體灌漿成功，正規化載重位移曲線如圖 5 與圖 6，其中 TA-D66 有不錯的軸向行為。TB 系列之軸向行為除了 TB-D46 之外並其餘皆沒有隨著角隅繫筋量的增加而變好，顯然此種傳統型 SRC 斷面配置角隅繫筋沒有良好的軸向行為，而延展性方面要到後期才發展出來，角隅繫筋量的標準也無法判斷。

0 4 8 12 16 20

0 0.4 0.8 1.2

0.2 0.6 1

TA-D66 A-D4 A-D6 A-D46

P/Pmax

δ/δy

圖 5

0 4 8 12 16 20

0 0.4 0.8 1.2

0.2 0.6 1

TB-D4 TB-D6 TB-D46 TB-D66

P/Pmax

δ/δy

圖 6

(AshFyh/S)req

試體系列

試體名稱 (材料使用實際強度) SRC-

0.3 M1 M2- 圓弧

(AshFy h/S)prov

箍筋

A-D4 0.14 D4@50

A-D6 0.32 D6@50

A-D46 0.46 (D4+D6)@50

A

A-D66

0.82 0.35 0.27

0.63 2×D6@50

B-D4 0.14 D4@50

B-D6 0.32 D6@50

B-D46 0.46 (D4+D6)@50

B

B-D66

0.88 0.60 0.53

0.63 2×D6@50

(6)

六、結論與建議

1. 試驗結果顯示 SRC 柱箍筋量增加可以對柱軸向受力行為有幫助，柱之強度也會隨箍筋量增加有所提升。

2. 試驗結果顯示 TYPE A 斷面的軸向受力行為優於 TYPE B 斷面，顯示鋼骨圍束混凝土的區域範圍擴大對 SRC 柱圍束效益有很大的幫助，在設計上應該要考慮鋼骨圍束混凝土範圍所造成的影響。

3. 試驗結果 TYPE A 斷面軸向受力行為明顯優於 TYPE B 斷面，顯示 SRC 柱耐震規範之箍筋量計算公式無法反映 TYPE A 以及 TYPE B 斷面變化造成軸向受力行為的差異。本研究初步探討箍筋量計算而成的修正公式 Modified 1 與 Modified 2，試驗結果顯示以 Modified 1 較符合標準，較具合理性。

4. 角隅繫筋使用於 TYPE A 斷面可以有良好之行為，若角隅繫筋配置在 SRC 梁柱接頭中，可以預期 TYPE A 斷面在 SRC 梁柱接頭區使用角隅繫筋可行性頗高；而在 TYPE B 斷面效果則較差。

七、參考文獻

1. AISC (2002) “Seismic Provisions for Structural Steel Buildings.”，American Institute of Steel Construction, Chicago, IL

2. 翁正強、廖慧明、張荻薇、陳誠直，「鋼骨鋼筋混凝土構造(SRC)設計規範與解說」，內政部建築研究所，民國 93 年 6 月。

3. 陳生金、徐茂卿 (1997)，「SRC 梁柱接頭耐震細部探討」，結構工程，第十二卷第三期，第 23~41 頁。

4. Jack P. Moehle , Terry Cavanagh , “Confinement Effectiveness of Crossstie in RC”, Journal of Structural Engineering , Vol.111 , No.10 , October , 1985.

SRC梁柱接頭區角隅繫筋之行為與設計(I)

一、 中文摘要

在橫箍筋方面，共有 8 支 SRC 短柱試體及 8 支 RC 短柱試體參與比較。試驗結果顯示，第一種鋼骨 斷面較深之柱斷面的軸向行為優於第二種傳統的柱斷 面，代表在柱全斷面寬度與鋼骨斷面深度的尺寸中，

增加鋼骨斷面深度的比例可以對 SRC 柱圍束效益有 很大的幫助。本研究所提出之修正公式，可以合理反 映斷面變化造成軸向受力行為的差異，現有 SRC 規範 的公式則無法做到。

二、研究動機、目的

在國內鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說中關 於 SRC 柱箍筋的耐震設計主要參考美國 AISC 耐震設 計規定(Seismic Provisions)和日本 AIJ-SRC 規範加上 國內 ACI 318-02 鋼筋混凝土規範，其中對於圍束箍

筋量公式(鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說)如 下：

( )

(1-1)

( )

(1-2) 其中： ( )

=

+ 0.85

+

P

A F f c F A (1-3) s = 柱圍束箍筋之間距，cm

h

= 受箍筋圍束之柱核心斷面之寬度，cm f

= 圍束箍筋之規定降伏應力，kgf/cm

A

= 鋼骨鋼筋混凝土柱之全斷面積，cm

A

= 受箍筋圍束部分柱核心之斷面積，cm

A

= 鋼骨鋼筋混凝土柱中鋼骨部分之斷面積，cm

A

= 鋼骨鋼筋混凝土柱中主筋部份之斷面積，cm

式中主要是由 RC 規範耐震設計中圍束箍筋量的 計算公式乘上一個折減係數

( )

來放寬圍束箍筋

量之規定。但是此折減係數

並未考慮鋼骨形狀

以及鋼骨圍束混凝土面積之大小，使現階段之 SRC 圍 束箍筋量計算公式有不合理處，因此公式仍有討論的 餘地。本研究主要針對 SRC 圍束箍筋量提出計算公式 修正，並藉由實驗結果評估修正公式之運用。

另一方面在 SRC 梁柱接頭區施工性頗為困難，由 於鋼骨梁柱與鋼筋在此交會，造成施工的困難度大 增，在耐震設計中梁柱接頭中應力傳遞與消能為極重 要的一環，因此施工不良會影響 SRC 結構的耐震性 能。

一般的 SRC 梁柱接頭區配置，接頭區必須於梁腹

三、試驗計畫 3-1 試驗規劃

圖 1

表 1

表 2 3-2 材料性質

試體鋼筋共使用有 D4 、 D6 、 D10 、 D16 、 D19 等 五種號數，鋼材採用 ASTM A36 Gr.40 ，混凝土則採用 高流動性混凝土 ( 標稱強度 280 kg/cm

) ，

3-2 澆置及測試方式

試體全長與測試區處架設位移計及測微計。試驗測試 採用 600 噸萬能試驗機（ MTS ）加載測試。

四、試驗結果

註： P

表示計算強度 ( 材料強度使用材料試驗所得之實 際強度 )

A 、 B 、 TA 、 TB 之 P

=0.85 f

A

+ A

F

+ A

F

RCA 與 RCB 之 P

=0.85 f

A

+ A

F

表 3 五、分析與討論

5-1 橫箍筋對柱行為之影響

A 及 RCA 系列所組成之正規化載重位移曲線如 圖 2 ，其中 RC 試體在設計時皆符合 RC 規範，可作為 界定 A 系列軸向行為好壞之高低標準。由圖顯示 A 系 列試體之軸向受力行為具有一致性與規律性，隨著箍

筋量的增加其軸向行為與延展性有明顯的提升，於高 標準來看， A 系列 SRC 試體很難達到像 RCA-HT 有 如此好的應變硬化行為；於低標準來看， A 系列行為 已可達到標準，顯示 A 系列使用 TYPE A 斷面有很不 錯的軸向受力行為。

圖 2

B 及 RCB 系列所組成之正規化載重位移曲線如 圖 3 ，其中 B 系列試體之行為皆不理想，只有 B -D66 勉強追上 RCB-H ，顯示 B 系列使用 TYPE B 斷面行為 皆不好，強度衰減的速度太快而連低標準都很難達 到，高標準更困難。

圖 3

針對於前所述之 A 及 B 系列，由正規化載重位移 曲線來看，在配置相同箍筋量之下， A 系列皆可達到 低標準的要求， B 系列只有 B-D66 勉強達到低標準，

A 系列之軸向行為很明顯的超過 B 系列，顯示 A 系列 使用 TYPE A 斷面優於 B 系列使用 TYPE B 斷面，鋼 骨翼板範圍對 SRC 柱圍束效益有很大的影響，因此在 設計上應該要考慮鋼骨翼板範圍所造成的影響。

5-2 箍筋量計算公式

Modified 1

1 1

0.3 ⎛ ⎞⎛ ⎞

= ⎜ ⎜ ⎟⎜ − ⎟

⎛ ⎞

⎜ − ⎟

⎝ ⎠

⎟⎝ ⎠

⎝ ⎠

f c A

A sh

f A

一、中文摘要

在橫箍筋方面，共有 8 支 SRC 短柱試體及 8 支 RC 短柱試體參與比較。試驗結果顯示，第一種鋼骨斷面較深之柱斷面的軸向行為優於第二種傳統的柱斷面，代表在柱全斷面寬度與鋼骨斷面深度的尺寸中，

增加鋼骨斷面深度的比例可以對 SRC 柱圍束效益有很大的幫助。本研究所提出之修正公式，可以合理反映斷面變化造成軸向受力行為的差異，現有 SRC 規範的公式則無法做到。

在國內鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說中關於 SRC 柱箍筋的耐震設計主要參考美國 AISC 耐震設計規定(Seismic Provisions)和日本 AIJ-SRC 規範加上國內 ACI 318-02 鋼筋混凝土規範，其中對於圍束箍

筋量公式(鋼骨鋼筋混凝土構造設計規範與解說)如下：

式中主要是由 RC 規範耐震設計中圍束箍筋量的計算公式乘上一個折減係數

以及鋼骨圍束混凝土面積之大小，使現階段之 SRC 圍束箍筋量計算公式有不合理處，因此公式仍有討論的餘地。本研究主要針對 SRC 圍束箍筋量提出計算公式修正，並藉由實驗結果評估修正公式之運用。

另一方面在 SRC 梁柱接頭區施工性頗為困難，由於鋼骨梁柱與鋼筋在此交會，造成施工的困難度大增，在耐震設計中梁柱接頭中應力傳遞與消能為極重要的一環，因此施工不良會影響 SRC 結構的耐震性能。

試體鋼筋共使用有 D4 、 D6 、 D10 、 D16 、 D19 等五種號數，鋼材採用 ASTM A36 Gr.40 ，混凝土則採用高流動性混凝土 ( 標稱強度 280 kg/cm

試體全長與測試區處架設位移計及測微計。試驗測試採用 600 噸萬能試驗機（ MTS ）加載測試。

表示計算強度 ( 材料強度使用材料試驗所得之實際強度 )

A 及 RCA 系列所組成之正規化載重位移曲線如圖 2 ，其中 RC 試體在設計時皆符合 RC 規範，可作為界定 A 系列軸向行為好壞之高低標準。由圖顯示 A 系列試體之軸向受力行為具有一致性與規律性，隨著箍

筋量的增加其軸向行為與延展性有明顯的提升，於高標準來看， A 系列 SRC 試體很難達到像 RCA-HT 有如此好的應變硬化行為；於低標準來看， A 系列行為已可達到標準，顯示 A 系列使用 TYPE A 斷面有很不錯的軸向受力行為。

B 及 RCB 系列所組成之正規化載重位移曲線如圖 3 ，其中 B 系列試體之行為皆不理想，只有 B -D66 勉強追上 RCB-H ，顯示 B 系列使用 TYPE B 斷面行為皆不好，強度衰減的速度太快而連低標準都很難達到，高標準更困難。

針對於前所述之 A 及 B 系列，由正規化載重位移曲線來看，在配置相同箍筋量之下， A 系列皆可達到低標準的要求， B 系列只有 B-D66 勉強達到低標準，

A 系列之軸向行為很明顯的超過 B 系列，顯示 A 系列使用 TYPE A 斷面優於 B 系列使用 TYPE B 斷面，鋼骨翼板範圍對 SRC 柱圍束效益有很大的影響，因此在設計上應該要考慮鋼骨翼板範圍所造成的影響。

⁼ d

⁻ ^π ₄

⁻ b

A、B 系列試體箍筋量之計算如表 4。由表顯示 A 系列皆可達到低標準，而規範公式針對 A 系列太過於保守，而 Modified 1 及 Modified 2 則接近試體的標準，

在兩者中取較為保守者，顯然對深雙 H 斷面的 SRC 柱使用修正公式 Modified 1 計算箍筋量是比較適當的。

觀察 A 及 B 兩系列試體由規範公式計算出之箍筋需求量，發現沒有太大變化，而修正公式就有明顯不同，顯示 B 系列在修正公式的角度上有更多的需求，

1. 試驗結果顯示 SRC 柱箍筋量增加可以對柱軸向受力行為有幫助，柱之強度也會隨箍筋量增加有所提升。

2. 試驗結果顯示 TYPE A 斷面的軸向受力行為優於 TYPE B 斷面，顯示鋼骨圍束混凝土的區域範圍擴大對 SRC 柱圍束效益有很大的幫助，在設計上應該要考慮鋼骨圍束混凝土範圍所造成的影響。

4. 角隅繫筋使用於 TYPE A 斷面可以有良好之行為，若角隅繫筋配置在 SRC 梁柱接頭中，可以預期 TYPE A 斷面在 SRC 梁柱接頭區使用角隅繫筋可行性頗高；而在 TYPE B 斷面效果則較差。

2. 翁正強、廖慧明、張荻薇、陳誠直，「鋼骨鋼筋混凝土構造(SRC)設計規範與解說」，內政部建築研究所，民國 93 年 6 月。

3. 陳生金、徐茂卿 (1997)，「SRC 梁柱接頭耐震細部探討」，結構工程，第十二卷第三期，第 23~41 頁。

5. 翁正強，李讓，「鋼骨鋼筋混凝土柱圍束箍筋量之試驗與耐震設計」，國立交通大學，碩士論文，新竹，民國 94 年 6 月