基本上,钢骨钢筋混凝土(steel reinforced concrete,SRC)建筑构造结各了钢骨(S)与钢等混凝土(RC),使得它可以兼具S构造与RC构造之特色。由于SRC构造具有许多结构力学的优点,因此近年来台湾采用SRC构造的建筑物有逐渐增加之趋势[1]。一个经过适当设计的SRC构造可以撷取5与RC构造的优点,并可利用它们来互相截长补短,达到更安全与更经济的双赢目标。以SRC柱为例,包覆于钢骨表面的混凝土可以发挥以下功能: a. 提供钢骨柱防火被覆; b. 增进钢骨柱防锈功能; c. 提升钢骨柱之抗压能力; d. 增加钢骨柱之结构劲度。另一方面,由于SRC柱中之钢骨亦能够提供SRC柱内混凝土一部分的围束功能,因此亦有助于降低SRC柱箍筋之需求量,达到更为经济的设计结果[2]。

目前矩形SRC柱之箍筋大多配置水平闭合箍筋(hoop,或称为横箍筋),如图1所示[3]。由于横箍筋之绑扎十分耗费人力,因此若采自动化机械加工制造的螺旋箍筋(spiral),将可大幅降低箍筋绑扎之人力需求。再者,螺旋箍筋具有连续性,不像每支横箍筋均为独立个体,且需在角隅处以弯钩来固定,因此螺旋箍筋不仅对混凝土之围束效果比横箍筋更好,亦能节省箍筋的用量。

《图1》

图1 配置传统水平闭合箍筋短形SRC柱示意图

Fig.1 Rectangular SRC columns with rectilinear perimeter hoop continements[3]

五螺箍(5-spirals)的创新构想由尹衍樑博士率先提出,因此又称之为尹氏螺箍(Yins spirals),如图2所示,五螺箍的配置方式是以一个中心的大固螺箍,再搭配四个角落的小圆螺箍交织而成。这种创新的配置方式突破了传统螺旋箍筋仅适用于国形断面柱的限制,巧妙地克服了螺旋箍筋应用于矩形断面柱的铁点,使它对短形柱四个角落的混凝土发挥良好的围束效果。再者,由于五螺箍可以采用自动化加工制造,可大幅降低传统箍筋绑扎之人力并缩短工期,因此极具经济效益,很适合用于预铸工法。关于柱箍筋采用新型五螺箍的配置方式,已经由张国镇、尹衍樑、王瑞祯、王柄雄等证实可以成功地应用于矩形RC柱上[4,5]。

《图2》

图2 配置新型五螺箍矩形SRC柱敲面示意图

Fig.2 Rectangular SRC column across-sections with 5-spiral confinements

本研究拟进一步探讨此种新型的复合式五螺箍是否也可以推广应用于矩形SRC柱。拟针对采用五螺箍之短形SRC柱进行轴压强度与韧性之研究,目的在于探讨这种新型的五螺箍应用于矩形SRC柱之可行性及经济效益,并对未来的工程应用提供适当之建议。

另一方面,关于SRC柱中之钢骨亦能够对SRC柱内之混凝土提供围丞作用,可以由图3与图4来加以说明。如图3所示,Mina等对包覆H型钢骨之SRC柱的研究显示[6],由于SRC柱中有钢骨存在,混凝土受围束之情形有别于一般纯RC柱。此外,翁正强等进一步考量包覆十字型钢骨对混凝土之围束区域[7],如图4所示。为了考量钢骨对混凝土之围束效应,将SRC柱截面中之混凝土分为三种不同的区域:一为“高度围束区“(highly confined area)(如图3及4中之深灰色部份),即受钢骨翼板与腹板间所围束之混凝土;二为“普通围束区“(ordinanly confined area)(如图3及4中浅灰色部份),即箍筋内侧之混凝土但不包含上述钢骨翼板与腹板所包围之区域;三为“未受围束区“(unconfined area)(如图3及4中之空白部份),即箍筋外围之混凝土部份。基于此一概念,翁正强等建议对包覆H型钢骨之SRC柱可采用“三角形园束模式“来仿真混凝土受围束之状态[7];对包覆十字型钢骨之SRC柱则可采用“矩形围束模式“来仿真,如图5及图6所示。

《图3》

图3 包覆H型SRC柱中混凝土受围束情形

Fig.3 Conditions of concrete confinement in a SRC column with H-shape steel[9]

《图4》

图4 包覆十字型SRC柱中混凝土受围束情形

Fig.4 Conditions of concrete confinement in a SRC column with cross-H steel[9]

《图5》

图5 三角形围束模式

Fig.5 Triangular confining model

《图6》

图6 矩形围束模式

Fig.6 Retangular confining model

由于SRC柱中各区域之混凝土受到的围束程度并不相同,因此对于混凝土抗压强度的考量亦有所差异。图7显示Mira等在考虑包覆H型钢骨SRC柱中之混凝土受到高度围束作用、普通围束作用以及未受围束作用之情形时的应力-应变曲线图[8,9]。该应力(应变曲线图系由Kent及Part[10]之混凝土在不同围束情形下的应力-应变曲线图修正求得,由图7中可知当SRC柱中之混凝土完全未受到围束作用时,混凝土应力达极限强度后即迅速递减。但若SRC柱中之混凝土受到良好的围束,则混凝土之极限应变明显增大。

《图7》

图7 包覆H型SRC柱中混凝土应力-应变曲线[8]

Fig.7 Stress-strain cure of concrete in SRC column with H-shape steel[8]

在SRC柱之相关研究方面,1976年Furlong建议利用转换系数将混嚎土转换为等效之钢骨[11],然后再利用AISC钢结构之设计公式来设计SRC构件。1983年Furong进一步比较ACI规范及AISC-LRFD规范对SRC受压构件之强度计算方法[12],发现ACI之计算结果过于保守,且其计算过程较为繁琐。1991年Hamdan等探讨混凝土强度、围束效应及钢骨表面处理对SRC柱钢骨及RC接口握果强度之影响[13]。1992年Wakabayashi研究高强度钢材于SRC构造之应用[14]。1995年蔡克铨等探讨钢骨量、主筋量及箍筋间距对包覆型SRC短柱之极限强度的影响[15]。1996年叶士青考虑钢骨截面形状、钢骨量、箍筋间距、箍筋形式等参数探讨SRC短柱之强度、围束效应及剩余强度的影响[16]。

另一方面,2005年张国镇、尹衍樑、王柄雄等以多种新型式之围林箍筋进行一系列的矩形RC柱轴压试验[4，5],试验结果显示,在适当的组合之,下,复合式螺旋箍筋可以成功地应用在矩形RC柱中,并能对RC柱核心之混凝土产生良好的围束效果。图8显示该试验之五螺箍RC柱及传统横箍RC柱之应力应变曲线。由图中可以看出,配置复合式螺旋箍筋之RC柱具有较佳之延展性,亦即其韧性明显优于配置传统矩形横箍筋之RC柱。

《图8》

图8 传统横箍RC柱与五螺箍RC柱之应力-应变曲线比较[4]

(注:1 kgf/cm2=0.098N/mm2)

Fig.8 Comparisons of stress-strain curves between RC colums with traditional rectilinear hoops and RC columns with 5-Spirals confinementst[4]

对于采用五螺箍之矩形SRC柱,目前尚未发现已经发表之研究文献。为了探讨这种新型SRC柱的力学行为与经济效益,本研究进行系列的大尺寸短柱轻压试验,总共包含11支SRC柱与2支RC柱,作为评估这种新型五螺箍SRC柱之强度与韧性的依据,并对其未来的工程应用提供适当的建议。

《1 相关设计规范之回顾》

1 相关设计规范之回顾

简要回顾目前美国ACI 318 Code(2005)[17],AISC Seismic Provisions(2005)[18],及台湾最新公告(2004)中关于SRC柱之围束箍筋的设计规定[19]。

《1.1 美国ACI设计规范》

1.1 美国ACI设计规范

美国ACI-318规范广泛应用于钢筋混凝土结构之设计,不过目前该规范对SRC柱之围束箍筋量尚无明文规定。该规范第21章中规定,采用螺箍筋之一般钢筋混凝土柱,其螺箍筋之体积比ρs,不得小于下列二式之规定:

\(\rho_{\mathrm{s}}=0.45\left(\frac{A_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{c}}}-1\right)\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right) \)（1）

\(\rho_{\mathrm{s}}=0.12\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\)   （2）

其中\(f_{\mathrm{c}}^{\prime}\)为混凝土之抗压强度;\(f_{\mathrm{y h}}\)为围束箍筋之屈服强度;Ag为SRC柱之全截面积;Ac为受篇筋围束部分柱核之截面积。式(2)系考虑将式(1)中Ag与Ac之比值取为1.25时所求得之结果。

再者,ACI-318规范第21章21.4.4节中规定采用矩形闭合箍筋及系筋之RC柱之最小围束箍筋量(Ash)不得小于下列二式之规定:

\(A_{\mathrm{sh}}=0.3 \operatorname{sh}_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left(\frac{A_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{ch}}}-1\right) \)   (3)

\(A_{\mathrm{sh}}=0.09 \operatorname{sh}_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right) \)  (4)

其中s为围束箍筋之间距;hc为受箍筋围束之柳核心截面之宽度;Ach为受箍筋围束部分柱核之截面积。式(4)系考虑将式(3)中Ag与Ach之比值取为1.3时所求得之结果。

《1.2 美国AISC设计规范》

1.2 美国AISC设计规范

美国AISC-Seismic Provisions(2005)之中有关包覆型SRC柱箍筋配置之要求[18],规定SRC柱之最小围束箍筋量Ash。,应依下式计算:

\(A_{\mathrm{sh}}=0.09 \operatorname{sh}_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left(1-\frac{f_{\mathrm{ys}} A_{\mathrm{s}}}{P_{\mathrm{n}}}\right)\)    (5)

其中\(f_{\mathrm{ys}}\)为钢骨之屈服强度;As为钢骨之截面积;Pn为SRC柱之轴压标称强度,其值依AISC-IRFD设计规范〔2005)计算[19]。值得注意的是式(5)系沿用式(4)之基本架构,但因SRC柱截面中之钢骨亦能提供一部份之轻向抗压强度,所以式(5)中\(\left(1-f_{\mathrm{ys}} A_{\mathrm{s}} / P_{\mathrm{n}}\right)\)是一个“折减系数“,主要系考虑钢骨分担SRC柱之轴力,间接使混凝土受压状况减轻,以作为减少SRC柱箍筋用量之依据。美国AISC-LRFD设计规范(2005)对于SRC柱之轴压标称强度Pn之计算公式如下[20]:\(P_{\mathrm{n}}=A_{\mathrm{s}} F_{\mathrm{cr}}\),F(6)其中Fcr。为临界压应力,应依以下公式计算:当λc≤1.5时:

\(F_{\mathrm{cr}}=\left[\exp \left(-0.419 \lambda_{\mathrm{c}}^{2}\right)\right] F_{\mathrm{my}}\)    (7)

当λc>1.5时:

\(F_{\mathrm{cr}}=\left(\frac{0.877}{\lambda_{\mathrm{c}}^{2}}\right) F_{\mathrm{my}}\)   (8)

其中λc为柱之长细比参数,依下式计算:

\(\lambda_{\mathrm{c}}=\frac{K L}{r_{\mathrm{m}} \pi} \sqrt{\frac{F_{\mathrm{my}}}{E_{\mathrm{m}}}}\)   (9)

式中K为有效长度系数;L为构件之未支撑长度;rm为钢骨或钢管之回转半径,其值不得小于SRC构件在屈曲平面上截面深度之0.3倍;Fmy为修正后之钢骨屈服强度,依下式计算:

\(F_{\mathrm{my}}=f_{\mathrm{y}}+C_{1} f_{\mathrm{yr}}\left(A_{\mathrm{r}} / A_{\mathrm{s}}\right)+C_{2} f_{\mathrm{c}}^{\prime}\left(A_{\mathrm{c}} / A_{\mathrm{s}}\right)\)(10)其中\(f_{\mathrm{y}}\)为钢骨屈服强度;\(f_{\mathrm{yr}}\)为主筋屈服强度;Ar为主筋截面积;Ac为混凝土净截面积。式(9)中之Em为修正后之钢骨弹性模量,依下式计算:

\(E_{\mathrm{my}}=E_{\mathrm{s}}+C_{3} E_{\mathrm{c}}\left(A_{\mathrm{c}} / A_{\mathrm{s}}\right)\)(11)

其中Es为钢骨之弹性模量;Ec为混凝土之弹性模量。式(10)与(11)中C1,C2及C3为合成截面之转换系数,当SRC构件为包覆型SRC截面时,C1=0.7,C2=0.6,C3=0.2;当SRC构件为钢管混凝土截面时,C1=1.0,C2=0.85,C3=0.4。

《1.3 台湾SRC构造设计规范》

1.3 台湾SRC构造设计规范

多年以来,由于台湾的《建筑技术规则》并未明订SRC构造设计之相关规定[21],使得建筑师与工程人员在进行SRC构造设计时缺乏一套依循的标准。基于此一需求,台湾建筑研究所乃项目委托结构工程学会进行SRC构造设计规范之研究,并由交通大学翁正强教授担任计划主持人,经过多年的努力并广泛征询学者专家之意见,台湾SRC构造设计规范草案于2003年底经过营建署审议通过[1]。

营建署于2004年1月16日公布《建筑技术规则》部分修正条文,在《建筑技术规则》的建筑构造编增列“第七章:钢骨钢筋混凝土构造“,由第496至520条明订SRC构造设计相关规定。营建罢并明订台湾《钢骨钢筋混凝土构造设计规范与解说》[19](以下简称为《台湾SRC规范》)自2004年7月1日起正式施行。从此以后,台湾从事SRC构造设计之业者与审查机构将可以有明确的SRC构造设计规范可以依循。

《台湾SRC规范》第九章9.7.3节参考AISC-SeismicProvisions之相似作法[18，19],规定采用短形闭合箍筋之SRC柱,其围束箍筋量Ash。,不得小于下列二式之要求:

\(A_{\mathrm{sh}}=0.3 \operatorname{sh} h_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left(\frac{A_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{ch}}}-1\right)\left[1-\left(\frac{A_{\mathrm{s}} f_{\mathrm{ys}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)   (12)

\(A_{\mathrm{sh}}=0.09 \operatorname{sh}_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left[1-\left(\frac{A_{\mathrm{s}} f_{\mathrm{ys}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)   (13)

其中(Pn)u依下式计算:

\(\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}=f_{\mathrm{ys}} A_{\mathrm{s}}+0.85 f_{\mathrm{c}}^{\prime} A_{\mathrm{c}}+f_{\mathrm{yr}} A_{\mathrm{r}}\)(14)设计者宜注意式(14)与式(6)的差异,其中公式(14)系依据强度迭加之概念来计算SRC柱之轴压标称强度(Pn)u;而式(6)则采用截面转换的方式利用三个转换系数C1,C2,C3将SRC柱中的RC部份转换成纯钢构之后再来计算SRC柱之轴压标称强度。另一方面,当SRC柱配置螺旋箍筋时,《台湾SRC规范》建议SRC柱螺箍筋之体积比ρs,不得

小于下列二式之要求:

\(\rho_{\mathrm{s}}=0.45\left(\frac{A_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{c}}}-1\right)\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left[1-\left(\frac{A_{\mathrm{s}} f_{\mathrm{yb}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)   (15)

\(\rho_{\mathrm{s}}=0.12\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left[1-\left(\frac{A_{\mathrm{s}} f_{\mathrm{yb}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)   (16)

其中(Pn)u为SRC柱之轴向标称强度,依式(14)计算。

《2 五螺箍SRC柱轴向抗压试验》

2 五螺箍SRC柱轴向抗压试验

《2.1 试件设计》

2.1 试件设计

共进行11支钢骨钢筋混凝土(SRC)短柱及2支钢筋混爵土(RC)短柱(作为试验之对照组)之轻向抗压试验。所有短柱试件之全截面尺寸均为600mmx600mm,长度均为1200mm。各试件之截面如图9所示,试件截面型式包括四大类:配置五螺箍之SRC柱、配置传统横箍筋之SRC柱、配置五螺箍之RC柱及配置传统横箍筋之RC柱。

《图9》

图9 本研究各系列短柱试件敲面配置图

Fig.9 Details of cross-sectional layout of the column specimens

主要设计参数包括箍筋型式、间距与用量、经济效益、钢骨型式与用量、SRC柱之轴压强度与韧性等。为了探讨箍筋型式、间距与用量对SRC柱混凝土围束效应之影响,特别将所有SRC柱试件之钢骨用量及主筋用量固定,而改变试件之箍筋型式、间距与用量。短柱试件编号、主筋号数、箍筋号数、钢骨尺寸以及箍筋用量、设计方法如表1所示。

在SRC柱试件之围林篇筋用量方面,采用三种不同的计算方法来配置SRC柱之箍筋ACI-318 Code,Taiwan SRC Code及Weng's Formula设计法[22],前两者设计法已于前面叙述,不再贺述。以下针对Weng's Formula设计方法进行说明。

Weng's Formula设计法    翁正强等经一系列SRC柱轴压试验与力学分析史,提出称为Weng's Formula设计法,该法主要是考虑到SRC柱内的钢骨翼板(flanges)也能够提供混凝土有效的围束作用,因此可以更节省SRC柱箍筋等用量。

如图3、图4所示,Weng's Formula设计法认为SRC柱内之“高度围束区混凝土(highly confined conerete)“可由SRC柱内钢骨之翼板提供围束,而SRC柱之箍筋则只需用来围束“普通围束区混凝土(ordinarily confined conerete)“。由于钢骨翼板已经围束了大部份的混凝土,因此SRC柱所需要的围束箍筋用量可进一步放宽。以下为Weng's Formula所建议的SRC柱围束箍筋之设计公式[22]:

1) 采用螺箍筋之SRC柱,其螺箍筋体积比ρs,不得小于下列二式之规定。

\(\rho_{\mathrm{s}}=0.45\left(\frac{A_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{c}}}-1\right)\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left[1-\left(\frac{P_{\mathrm{s}}+P_{\mathrm{hcc}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)    (17)

\(\rho_{\mathrm{s}}=0.12\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left[1-\left(\frac{P_{\mathrm{s}}+P_{\mathrm{hcc}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)  （18）

2) 采用矩形闭合箍筋之SRC柱,其围束箍筋量Ash,不得小于下列二式之规定:

\(A_{\mathrm{sh}}=0.3 \operatorname{sh}_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left(\frac{A_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{ch}}}-1\right)\left[1-\left(\frac{P_{\mathrm{s}}+P_{\mathrm{hcc}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)   (19)

\(A_{\mathrm{sh}}=0.09 \operatorname{sh}_{\mathrm{c}}\left(\frac{f_{\mathrm{c}}^{\prime}}{f_{\mathrm{yh}}}\right)\left[1-\left(\frac{P_{\mathrm{s}}+P_{\mathrm{hcc}}}{\left(P_{\mathrm{n}}\right)_{\mathrm{u}}}\right)\right]\)   (20)

式(17)至(20)的中括号为Weng's Formula建议的“箍筋用量折冼系数“,其中Ps为钢骨之轴压强度,依下式计算:

\(P_{\mathrm{s}}=f_{\mathrm{ys}} A_{\mathrm{s}}\)   （21）

Phcc为高度围束区混凝土之轴压强度,按

\(P_{\mathrm{hcc}}=0.85 f_{\mathrm{c}}^{\prime} A_{\mathrm{hcc}}\)   (22)

计算,Ahcc为高度围束区混凝土之截面积(如图3及图4中之深灰色标示部份)。

如表1所示,以ACI-318 Code所设计之SRC柱围束箍筋用量当作比较之基准,将Taiwan SRC Code及Weng's Formula设计法所求得之每单位长度需要的箍筋用量详细列出来。表1中之折准系数(reduetion factor)系指Taiwan SRC Code及Weng's Formula设计法相对于ACI-318 Code之箍筋用量的折减程度。由表中可以看出,采用Weng's Formula设计法之折准系数介于0.57至0.68之间;显示以Weng's Formula设计法所求得之箍筋用量,大约可以比ACL-318 Code所需的箍筋用量节省1/3左右。

《2.2 试验设置》

2.2 试验设置

由于设计之短柱属于大尺寸试件(截面尺寸为600mmx600mm),其预期之轴压强度高达21000kN以上,目前台湾一般大学实验室之仪器尚无法达到此轴压强度之要求,故特向台湾中华工程顾问公司位于杨梅镇之材料试验室借用其轻压强度58800kN之万能试验机来进行试件之轻压试验,如图10所示。由于考虑到试件端部可能受应力集中之影响,试验前于试件上下两端各套上由钢板组合成之帽盖,以尽量确保试件均匀受压。试件侧面并装设一组LVDT(linear variable differential transformer)位移计以量测试件之缩短量。图11为SRC短柱粒压试验构架与SRC柱截面示意图。试验之进行采用位移控制,加载行程速率控制为0.03mm/s。试验过程中记录SRC柱之轴力P与位移4曲线与相关数据,作为力学分析之依据。

试验之前,试件的钢骨、钢筋及混凝土皆进行基本力学性质试验。在钢骨部分,从所使用的各种不同厚度之钢板切取拉伸试片;主筋及篇筋亦取与试件相同尺寸之钢筋作拉伸试片;混凝土强度方面,在灌置试件的同时制作标准国柱试体,所有材料均依据ASTM材料试验之规定进行测试。试件之材料强度如表2所示。

《3 试验结果与讨论》

3 试验结果与讨论

《3.1 短柱受轻压之破坏模式》

3.1 短柱受轻压之破坏模式

图12显示所有11支SRC柱试件与2支RC柱试件之轻力P与位移△关系曲线。整体而言,在试件开始受到轴向载重时,轴力与位移关系会有一段近似直线之行为;随着载重增加,混凝土表面逐渐产生裂缝;然后混凝土有不同程度之开裂与剥落。到试验末段,箍筋可能到达屈服或发生弯勾脱开或断裂之情形;主筋亦可能发生些微弯曲或较明显的屈曲(buckling)。最后,发生巨响及载重骤降的现象,随后即终止试验。

图13比较2支RC柱(试件RCI与RC2)的轴力-位移曲线。这两支RC柱试件的尺寸与主筋用量完全相同,唯一不同的是横箍的型式,其中试件

《表1 》

表1 RC与SRC短柱试件规划表

Table1 Design details of columns tested in this study

《图10》

图10 58800kN万能试验机与SRC柱试件之架设

Fig.10 The 58800kN universal test machine and test setup of SRC columm

《图11》

图11 SRC短柳轻压试验构架与SRC柱戳面示意图

Fig.11 Test setup and the SRC columm across-sections

《表2》

表2 试件之材料强度

Table2 Material pmoperties of columms tested

RC1配置传统横箍,试件RC2则配置新型五螺箍。可以看出,这两支RC柱试件之韧性(ductiliy)有明显的差异。对配置新型五螺箍的RC柱而言,其轴力-位移曲线到试验未段昌现较缓和的递况趋势;配置传统横箍的RC柱其轴力-位移曲线在到达轴力最大值之后,随即出现急速下降的情形。值

《图12》

图12 本研究短柱试件之轶力-位移曲线图

Fig.12 Load-displacement curves of the tested columns

《图13》

图13 五螺箍RC柱与传统模箍RC柱之轻力-位移曲线的比较

Fig.13 Comparison of load-displacement curves between RC columns with traditional rectilinear hoops and RC columns with 5 Spirals confinements

得注意的是,类似之应力-应变曲线亦可在张国镇、尹衍樑、王柄雄等于2005年的研究报告中发现[4,5],如图8a与8b的两组曲线所示。因此,试验结果显示:在相同的截面尺寸与主筋用量之条件下,配置新型五螺簸的RC柱,其韧性会比配置传统模箍的RC柱明显的优越。

上述的现象可以由图14和图15得到进一步的验证。如图14所示,传统横箍柱于试验末段时,由于箍筋端部的135度弯钩脱开,进而导致主筋发生严重的屈曲现象。反之,如图15所示,五螺箍SRC柱之主筋于试验末段时仅轻微弯曲,显示五螺箍具有良好的围束混凝土能力。因此,五螺箍SRC柱亦具有较佳的韧性。

《图14》

图14 传统横箍RC柱(RCI)于试验结束后剥除碎裂混凝土后之情况

Fig.14 Failure mode of traditional RC column(RCI) with rectilinear hoops

《图15》

图15 五螺箍SRC柱(SRC4)于试验结束后剥除碎裂混凝土后之情况

Fig.15 Failure mode ofSRC column(SRC4) with 5-spiral confinements

另一方面,对于配置新型五螺箍的SRC柱而言,由于螺旋箍筋能够提供混凝土良好的围束,丁SRC柱内的钢骨翼板(fanges)也能够提供柱内核心混凝土有效的围束作用,阻止柱混凝土向外爆开,因此使得五螺箍SRC柱试件之轴力-位移曲线在到达轴力最大值之后,可以呈现较平缓的递减趋势,而不至于出现轴力急速下降的情形。到试验末段,五螺箍SRC柱因为外围局部的小螺箍先行屈服或断裂,此时试件之轴力会稍微下降,但仍可维持支撑大部分的载重,展现良好的韧性。直到试验最后期,大螺箍发生屈服或断裂之后轴力才急速下降,随后即终止试验。此现象显示大螺箍围束了主要混凝土面积,当其发生断裂之后,箍筋对于混凝土之围束能力便跟着下降,轴压强度亦随之下降。图16显示一部份五螺箍SRC柱(SRC3,SRC4,SRC5)与五螺箍RC柱(RC2)达极限载重时之破坏情形。

《图16》

图16 二螺箍SRC柱(SRC3,SRC4,SRCS5)与五螺箍RC柱(RC2)达极限载重时之破坏情形

Fig.16 Failure conditions at peak load observed from the RC and SRC columns with 5-spiral confinements(Specimens RC2, SRC3, SRC4 and SRC5)

《3.2 箍筋间距及型式对SRC柱强度与韧性之影响》

3.2 箍筋间距及型式对SRC柱强度与韧性之影响

主要设计参数包括箍筋型式、间距与用量、经济效益、钢骨型式与用量、SRC柱之轴压强度与韧性等。为了探讨箍筋型式、间距与用量对SRC柱混凝土围束效应之影响,特别将所有SRC柱试件之钢骨用量及主筋用量固定,而改变试件之箍筋型式、间距与用量。以下分别就各试件之篇筋间距及篇筋型式对轻压强度与韧性之影响作一比较。

表3显示试验所得之所有短柱试件之极限轴压强度(Pu)test。此外,对于SRC柱韧性之探讨,根据试件轴压试验之轻力-位移曲线,以SRC柱之轴压强度下降至其极限轴压强度七成时所测得之应变量\(\varepsilon_{0.7 P_{u}}\)与其在达到极限轴压强度时之应变量\(\varepsilon_{ P_{u}}\)之比值,即\(\varepsilon_{0.7 P_{u}} / \varepsilon_{P_{u}}\)作为SRC柱之韧性指标(duetility index),其结果如表3所示。当SRC柱之韧性指标愈大时,表示SRC柱的延展性愈好,愈不容易发生脆性破坏,亦即具备更优越的抗震潜在能力。再者,为了探讨五螺箍应用于矩形SRC柱之经济效益,表3亦将采用ACI-318 Code, Taiwan SRC Code与Weng's Fonmula设计之试件所需之“每单位长度箍筋用量“及“折减系数“详细的列出来。教依据试验与分析之结果讨论如下:

《表3》

表3 RC与SRC短柱试件之强度、韧性及箍筋用量经济效益分析

Table3 Strength, ductility and cost-effectiveness of confinements of tested columns

3.2.1 箍筋间距对SRC柱辐压强度之影响

1) 传统横箍SRC柱。测试的两支传统横箍SRC柱(试件SRCLl,SRC2)分别依据Taiwan SRCCode与Weng's Formula设计所需之箍筋用量。在箍筋采用相同直径的情况下,试件SRC1与SRC2之箍筋间距分别为75mm及90mm。由表3比较SRCI与SRC2发现,两支传统横箍SRC柱试件的轻压强度大致相近,分别为18187与17952kN(比值为1.01);但其单位长度之箍筋用量则有明显的差异,分别为298与248Nm(比值为1.20);折凑系数则分别为0.79与0.65。此现象显示采用Weng's Formula设计之传统横箍SRC柱虽然其箍筋用量较少,但其强度并未明显衰减,仍然可以维持接近采用Taiwan SRC Code之SRC柱试件的轴压强度。

2) 新型五螺箍SRC柱。测试的9支五螺箍SRC柱(试件SRC3至SRCI1)分别依据ACI-318 Code, Taiwan SRC Code与Weng's Formula设计所需之箍筋用量。采用相同直径箍筋情况下,9支五螺箍SRC柱之箍筋间践由60mm变化到130mm。

以试件SRC3,SRC4及SRCS为例,由表3可以发现,这3支五螺箍SRC柱试件的轻压强度十分相近,分别为20963,20198与20630kN(SRC3,SRC4相对于SRC5,比值为1.02与0.98);但其单位长度之箍筋用量则有明显的差异,分别为360,283与235N/m(SRC3,SRC4相对于SRC5,比值为1.53与1.20);折减系数则分别为1.00,0.79与0.65。此现象显示,采用Weng「sFormula设计之五螺箍SRC柱,其笙筋用量节省甚多,但其强度并未明显襄况。反之,若采用ACI-318Code或TaiwanSRCCode来设计,试件之轻压强度并没有明显提升效果,但是篇筋用量则增加很多。此现象显示,采用WengsFommula设计之五螺箍SRC短柱试件,虽然其箍筋间距较大,但轴压强度并不会明显衰况。类似的现象也可以从其他组的SRC短柱试件发现,如试件SRC6及SRC7、试件SRC8及SRC9、试件SECI0及SRCL1,此处不再赘述。

3.2.2 箍筋型式对SRC柱轴压强度之影响    测试的SRC柱试件,其箍筋型式主要分为两大类:传统横箍与新型五螺箍。如表3所示,比较试件SRCL,SRC2及试件SRC4,SRCS之轶压强度可以发现,五螺薄SRC柱(SRC4,SRC5)之箍筋间距皆大于传统横箍SRC柱(SRCL,SRC2),但其轴压强度却均大于传统横箍SRC柱。此现象显示,配置五螺箍之SRC柱,其箍筋间距可较传统横箍SRC柱宽,但试验之轴压强度并不会较差;亦即表示配置五螺箍之SRC柱可以在较少之笙筋用量下,达到略优于传统横箍SRC柱之轴压强度。

此外,如表3所示,再分别比较试件SRC1,SRC2及试件SRC6,SRC7发现,在配置相同箍筋间距与相同纵向总用钢量(包括主筋与钢骨)之下,五螺箍SRC柱(SRC6,SRC7)之轴压强度明显高于传统箍筋SRC柱(SRCLI,SRC2)。

另一方面,如图17所示的五螺箍SRC柱与传统横箍SRC柱之轴力-位移曲线比较可以明显的看出来,配置五螺箍之SKC柱(SRC6,SRC7)其轴压强度较大,且其强度在到达最大值后之下降趋势较为平缓,此现象显示配置五螺箍之SRC柱,其力学行为优于传统横箍SRC柱。

《图17》

图17 相同纵向总用钢量与棍筋间昕之五螺箍SRC柱与传统横箍SRC柱之轻力-位移曲线比较

Fig.17 Comparison of load-displacement curves between SRC columns with rectilinear hoops and SRC columns with 5-spirals confinements

3.2.3 SRC柱试件韧性之探讨

1) 传统横箍SRC柱与传统横箍RC柱之比较。观察表3所显示的SRC柱韧性指标x可以发现,传统横箍SEC柱(试件SRCLI,SRC2)即使在篇等用量较少的情况下,其韧性指标(分别为3.27与3.60)仍然优于传统横箍RC柱(试件RCI)之韧性指标(其值为1.82)。此现象显示,传统横箱SRC柱明显地比传统横箍RC具有较佳的抗震能力。如图18所示,传统横籁SRC柱(SRCL、SRC2)之韧性表现皆较传统槲篇RC柱(RCI)佳,试件SRCI与SRC2之轴压强度在到达最大值后之下降趋势较为平缓,不像试件RCI有强度快速衰减的缺点。

2) 五螺箍SRC柱与五螺箍RC柱之比较。由表3之比较结果发现,所有五螺箍SRC柱(试件SRC3至SRCI1)之韧性指标皆优于五螺箍RC柱(试件RC2)。在五螺箍SRC柱之韧性指标中,最大者为试件SRC6的5.07,其值远大于试件RC2的2.65。此外,如图19所示,在相同纵向总用钢

《图18》

图18 五螺箍RC柱、传统槲箍SRC柱与传统横薄RC柱之助力-位移曲线比较

Fig.18 Comparison of load-displacement curves among RC columns with rectilinear hoops and 5-spirals confinements and SRC columns with reotilinear hoops

量之下,SRC3,SRC4及SRCS之韧性表现皆比五螺箍RC柱及传统横箍RC柱优越甚多。

《图19》

图19 二螺箍SRC柱、五螺箍RC柱与传统横箍RC柱之轻力~位移曲线的比较

Fig.19 Comparison of load-displacement curves among RC colums with rectilinear hoops and 5-spirals continements and SRC colunms with 5-spials confinements

另一方面,如图20所示,钢骨用量较高之五螺箍SRC柱(试件SRCI0,SRCIL1),蚤然其箍筋间距较大,但韧性表现仍较五螺箍RC柱及传统横箍RC柱佳;且SRCI1为所有试件中箍筋用量最少的〔箍筋间距130mm),但其韧性仍然优于五螺箍RC柱。上述之观察均显示五螺箍应用于矩形SRC柱时,不但能减少箍筋用量节省成本,亦能增进SRC柱的抗震能力。

3) 五螺箍SRC柱与传统横箍SRC柱之比较。经由表3比较传统横箍SRC柱(试件SRCL、SRC2)及五螺箍SRC柱(试件SRC4、SRCS)的韧性指标后发现,不论是采用Taiwan SRC Code或Weng's 

《图20 》

图20 高钢骨量五螺箍SRC柱、五螺箍RC柱与传统横箍RC柱之轻力-位移曲线的比较

Fig.20 Comparison of load-displacement curves among RC columms with rectilinear hoops and 5-spinals confinements and high steel ratio SRC columms with 5-spirals confinements

Formula设计,传统横箍SRC柱之韧性指标均低于五螺箍SRC柱。值得注意的是,五螺箍SRC柱之箍筋用量较少,显示五螺箍应用于SRC柱可减少箍筋用量,且具有良好的韧性表现,证明了五螺箍应用于矩形SRC柱之可行性。

图21为五螺箍SRC柱(SRC4)、传统横箍SRC柱(SRC2)与传统横箍RC柱(RCI)之韧性指标比较图。可看出SRC柱之韧性指标皆大于传统横箍RC柱,其韧性指标为传统横箍RC柱之2.62借。比较SKC2及SRC4之曲线还发现,五螺箍SRC柱之韧性指标大于传统横箍SRC柱,约为传统横箍SRC柱之1.33倍。显示出在相同纵向总用钢量与箍筋间距之状况下,五螺箍SRC柱之韧伯表现明显优于传统横箍RC柱与传统横箍SRC柱。

《3.3 箍筋设计公式之比较与讨论》

3.3 箍筋设计公式之比较与讨论

目前ACI-318 Code对SRC柱之围束箍筋之设计尚未有明文规定,因此若引用ACI规范来设计SRC柱,大多泷用一般RC柱之设计规定来配置SRC柱之围束箍筋。又由于ACI规范并未考虑SRC柱内钢骨对柱轻力之分担与钢骨翼板对混凝土之围束之贡献,因此依据ACI-318 Code所设计之SRC柱围束箍筋量,将显得过于保守旦不经济。

另一方面,台湾SRC构造设计规范对于SRC柱之围林箍筋量的折准方式主要是参考美国AISC-Seiemic Provisions之作法,考虑钢骨分担一部分SRC柱之轴力,使得混凝土所需承担之轴力相对陡低,因而对SRC柱中所需之围束箍筋量予以折减。不过,由于台湾SRC规范并未考虑钢骨翼板对SRC

《图21》

图21 五螺箍SRC柱、传统横箍SRC柱与传统模箍RC柱之韧性指标比较图

Fig.21 Comparison of the ductility ratios among RC and SRC columns with rectilinear hoops and SRC columns with 5-spials confinements

柱内混凝土之围束贡献,因此若依台湾SRC规范来设计“具有相同钢骨截面积但钢骨翼板宽度不同“的2支SRC柱所需的笙筋用量时,将会得到相同的设计结果,这样似乎并不合理“。因为钢骨翼板的宽度愈宽,钢骨截面所能围束的混凝土面积就愈多,对混凝土的围束贡献就愈大,因此所需的箍筋用量就比较少。

所以,如图3与图4所示,Weng's Fommula考虑到SRC柱中的“高度围束区之混凝土“主要是由钢骨之翼板提供围束,而SRC柱内需要箍筋图束的混凝土区域主要在“普通围束区之混凝土“,因此SRC柱之围束箍筋量得以进一步放宽口。Weng's Fommula设计法之特色在于同时考虑“钢骨用量“与“钢骨翼板对柱核心混凝土之围束作用“的影响,以一个新的折减系数来放宽SRC柱中所需之围束箍筋量,将有助于使SRC柱之围束箍筋配置更为合理,并可以得到更经济的设计结果。

如前所述,SRC柱之箍筋设计札用三种不同的标准:a,ACI-318 Code,笙筋用量最多;b.Taiwan SRC Code,笙筋用量次之;c,Weng's Formula,箍筋用量最少。试验结果发现,采用Weng's Formula设计的SRC柱,在较少的围束箍筋用下,仍可达到SRC柱设计所需之轴压强度。

《3.4 箍筋用量经济效益之探讨》

3.4 箍筋用量经济效益之探讨

以下针对本研究测试的11支大尺寸SRC柱及2支RC柱之强度、韧性及箱筋用量之经济效益作一综合探讨:

1) 五螺箍RC柱与传统槲箍RC柱之比较。2支RC短柱试件为试验之对照组,如图13所示,

蚺然五螺箍RC柱(试件RC2)在轴向强度方面略低于传统横箍RC柱(试件RCL),但在韧伯表现上明显优于传统横箍RC柱。在箍筋用量方面,如表3所示,五螺箍RC柱(RC2)之单位长度箍筋用量为360N/m,明显低于低于传统横箍RC柱(RCI)的405N/m,亦即所采用的五螺箍RC柱之箍筋用量为传统横箍RC柱之89%。

2) 传统横箍SRC柱与传统横箍RC柱之比较。如图18所示,虽然传统横箍SRC柱(试件SRCL,SRC2)在轴向强度方面略低于传统横箍RC柱(试件RC1),但在韧性表现上皆明显优于传统横箍RC柱。在箍筋用量方面,如表3所示,传统横箍SRC柱(SRCL,SRC2)之单位长度箍答用量为298与248N/m,皆低于传统横箍RC柱(RC1)的405N/m换言之,SRCI(采用Taiwan SRC Code设计)之箍筋用量为传统横箍RC柱之74%;SRC2(采用Weng's Formula设计)之篆筋用量为传统横箍RC柱之61%。

3) 五螺箍SRC柱与五螺箍RC柱之比较。如图19所示,在相同纵向总用钢量下,五螺箍SRC柱(试件SRC3,SRC4,SRC5)之强度及韧性皆优于五螺箍RC柱(试件RC2),显示同样配置五蝎管之短柱,SRC柱的表现皆优于RC柱。在箍筋用量方面,如表3所示,五螺箍SRC柱(SRC4,SRC5)之单位长度篇筋用量为283与235N/m,皆少于五螺箍RC柱(RC2)的360N/m,显示五螺箍应用于SRC柱中,其箍筋用量需求可较五螺箍RC柱为低,但并不影响其强度与韧性的表现。例如,试件SRCS的箍筋用量仅为试件RC2之65%。

4) 五螺箍SRC柱与传统横箍SRC柱之比较。观察表3发现,五螺箍SRC柱(试件SRC3至SRC7)在强度及韧性表现上优于传统横箍SRC柱(试件SRCL,SRC2),且五螺箍SRC柱之箍筋用量略少于传统横箍SRC柱。例如试件SRC4之箍筋用量为SRCI之95%,试件SRCS5之笙筋用量仅为SRCI之79%,显示五螺箍应用于SRC柱可以达到箍筋减量的目的,亦可满足强度与韧性之需求。

《4 结论》

4 结论

本研究共进行11支大尺寸的矩形SRC柱及2支RC柱之轴压试验,试件型式包括四大类:配置五螺箍之SRC柱;配置传统横箍之SRC柱;配置五螺箍之RC柱;配置传统横箍之RC柱。根据试验结果,分析比较以上四种不同类型短柱的强度、韧性及箍筋用量之经济性等。整体而言,分析结果显示在相同的纵向总用钢量(包括主筋与钢骨)之情形下,采用新型五螺箍之SRC柱具有最佳的强度、韧性与经济性。同时,由于五螺箍可以采用自动化机械加工制造,有助于大幅降低施工所需之人力及缩短工期,因此极具经济效益。

根据试验与分析结果,探讨范围可初步归纳出以下重点:

《4.1 SRC柱之强度》

4.1 SRC柱之强度

1) 在相同的纵向总用钢量下,配置五螺箍之SRC柱,其箍筋间距可较传统横箍SRC柱宽,但试验之轴压强度并不会较差。此现象显示配置五螺箍之SRC柱可以在较少之箍筋用量下,达到略优于传统横箍SRC柱之轴压强度。

2) 采用Weng's Formula设计之五螺箍SRC柱,其箍筋用量节省甚多,但其强度并未明显衰减。反之,若采用ACL-318 Code或Taiwan SRC Code来设计,试件之轻压强度并没有明显提升效果,但是箍筋用量则增加很多。

《4.2 SRC柱之韧性》

4.2 SRC柱之韧性

1) 研究发现,五螺箍SRC柱之韧性比传统横箍SRC柱更好,亦优于同样配置五螺箍之RC柱。

2) 整体而言,采用五螺箍之试件其韧性皆优于采用传统横箍筋者。五螺箍除了围束混凝土的能力比较好之外,没有传统横错筋可能发生弯钩脱落之问题,因此能够发挥较佳的韧性,即具备更优超的抗震潜能。

《4.3 SRC柱之箍筋设计法》

4.3 SRC柱之箍筋设计法

1) 试验结果初步证实,采用Weng's Formula设计之五螺箍SRC柱具有明显的经济效益。试件中,相较于ACI-318 Code对RC柱之箍筋用量要求,采用Weng's Fommula设计之五螺箍SRC柱的箍筋用量折减系数介于0.57与0.68之间。

2) 若采用ACI-318 Code建议之一般RC柱的围束箍筋配置方式来设计SRC柱,由于该规范并未考虑SRC柱中之钢骨能够对SRC柱核心之混凝土提供良好的围束,因此其设计结果将会显得过于保守旦不经济,并可能导致箍筋过密而增加SRC柱施工之困难度。

《4.4 SRC柱之箍筋用量经济效益》

4.4 SRC柱之箍筋用量经济效益

1) 在相同的纵向总用钢量之下,五螺箍SRC柱所需之笙筋用量明显低于传统横箍SRC柱。例如五螺箍SRC柱(试件SRC5)之每单位长度箍筋用量为横箍SRC柱(试件SRCI)之79%5。

2) 对于同样采用五螺箍的SRC柱与RC柱而言,五螺箍SRC柱之韧性表现皆优于五螺箍RC柱。例如五螺箍SRC柱(试件SRC5)之箍筋用量为五螺箍RC柱(试件RC2)之65%,经济效益十分朋显。