| □楊定良／TCCTJV、高鐵S250標 品保經理 □黃隆茂／CCTJV、高鐵D250標 CADD副理 |
營造工地在混凝土澆置前，鋼筋難免會受到脫模劑、隔黏劑或飛濺的水泥砂漿污染，而美國混凝土協會結構混凝土標準規範ACI 301-96(4)中規定－”當澆置混凝土時，必須清除所有影響鋼筋握裹的有害物質”。工地監工通常會引用這項條文，來要求承包商去除噴覆在受到污染鋼筋上的脫模劑、隔黏劑(Bond Breaker，在澆置混凝土時，用來防止混凝土與其他材料黏結的材料)或飛濺的水泥砂漿，但是這項要求果真需要嗎？ 亞伯丁集團(Aberdeen Group)和密蘇里大學曾經執行相關的握裹力拉拔試驗，來評估受污染鋼筋的握裹強度，拉拔試驗中量測平行於鋼筋長向的握裹力(5)，實驗中測試無污染鋼筋、Grade-60鋼筋，及受到脫模劑、養護劑、隔黏劑、水泥砂漿、機油污染和生銹的鋼筋等材料，實驗結果將令大多數的工程師吃驚。 美國混凝土施工廠商協會(ASCC，American Society of Concrete Contractors)根據文獻(1)及文獻(2)之報告，在2003年9月刊登於Concrete Construction之第3號立場聲明(Position Statement #3)一文中指出，將脫模劑、隔黏劑或飛濺的水泥砂漿由鋼筋上移除，並不會為業主增進結構體之功能，反而影響工程進度。 |
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規範對鋼筋的潔淨要求 除了ACI 301中的一般說明要求”必須清除所有影響鋼筋握裹的有害物質”之外，規範還特別提到：”不容許脫模劑污染鋼筋，或新舊混凝土的交接面”，ACI混凝土監造手冊(ACI Manual of Concrete Inspection) (6)中提到：”鋼筋必須保持潔淨，油漬、飛濺之砂漿必須清除”，與油漬和砂漿必須清除的規定相較，ACI 301提供生銹鋼筋的準則：”當鋼筋表面生銹、產生黑皮（Mill Scale）或兩者皆存在時，必須考慮最小標稱尺寸、標稱重量，且鋼刷刷過之試體所提供的最小平均變形長度是否符合美國材料試驗協會(ASTM)規範的最小要求”，以上是依據約翰斯頓(Johnston)和寇克斯(Cox) (7)在1940年所做的研究結果所提出的建議，這兩位學者完成了78種不同銹蝕程度之420組鋼筋試體的拉拔試驗，我們無法找到能夠證明一般營造污染對鋼筋握裹之影響的類似研究。缺乏這些資料，大部分制定規範的人或工程師，都會傾向於保守態度，主張要求移除這些鋼筋的污染物，但是移除鋼筋污染物曠日費時且所費不貲，倘若污染物對鋼筋的握裹力並不具有決定性的影響時，就不必要進行這些污染物的清除工作了。由於資料的缺乏，亞伯丁集團和密蘇里大學決定進行了相關的試驗計畫。亞伯丁集團將鋼筋插入混凝土試體中進行拉拔試驗，密蘇里大學則將鋼筋埋入混凝土樑中，模擬撓曲行為。(一) 亞伯丁試驗 一般營建污染物是以潔淨的鋼筋、潔淨的黑色鋼筋和生銹鋼筋作為參考的基準，鋼筋的污染物種類及塗佈方法如表一所示。 該試驗採用Grade-60 #4竹節鋼筋，而以脫模劑、養護劑、及隔黏劑將鋼筋表面(如圖一所示) 完全噴覆，用來模擬營造期間可能的最差污染情況；或用抹布將舊機油塗佈整支鋼筋；或用水泥漿散佈在鋼筋的表面(如圖二所示)。為了取得生銹鋼筋的試樣，將三支鋼筋浸泡在鹽酸後，儲存在潮濕的養護室中，如圖三為這些鋼筋生銹的情形。 表一
亞伯丁集團採用6x12英吋塑膠圓柱模的下半部，每一個圓柱模底部都事先已鑽一個直徑5/8英吋的圓孔(如圖四所示)，用來製作埋入深度為6英吋的拉拔試體。總共27個圓柱模，放置在已鑽一個直徑5/8英吋、深度1/2英吋的孔，且大小為2x6英吋的板上，然後將#4 Grade-60鋼筋插入圓柱模中，垂直段至少維持24英吋，並讓鋼筋貫穿圓柱模底部伸出1/2英吋。試驗裝置的設計能夠使得澆置混凝土時，鋼筋仍能保持垂直狀態，且能夠提供足夠的長度讓試驗機器來夾住鋼筋。 試驗採用運送至實驗室之坍度3-1/2英吋和1.3%含氣量的預拌混凝土。拉拔試驗時，混凝土的抗壓強度為5490 psi。 混凝土澆置時的沉積方向與載重施加方向一致，避免泌水現象影響量得之鋼筋握裹力。混凝土分成兩層澆置，每層以搗棒搗實25下，並且用手輕拍擊圓柱模。灌漿完成後，將試體頂部鏝飾，然後將試體頂部覆蓋著一個中心點留有直徑5/8英吋孔的頂蓋，頂蓋提供初期的養護且能維持鋼筋在垂直狀態，經過24小時後，試驗室的溫度約為華氏70°，將圓柱模和頂蓋拆模移除，並運至養護室濕潤養護。試體養護15天齡期後取出準備進行試驗，試驗前在試體的受力端以高強度石膏蓋平，試體的大小、埋入深度、混凝土澆置方向和養護狀態，皆與約翰斯頓(Johnston)和寇克斯(Cox)用在決定銹蝕效應的試驗方法相同。
圖五所示為拉拔試驗的標準配置，試體安置在試驗儀器上方的一個圓形支承塊上，再用鋸齒頭夾住鋼筋使得儀器能夠對鋼筋施加拉力，實驗在一部60,000磅的帝尼氏-奧森(Tinius-Olsen)萬能試驗機上進行，加壓速率為200磅/秒，以一部福樂(Fowler) 1/10,000電子式數位測微錶量測鋼筋自由端的滑動位移量。 對試體施加載重時，一個人讀取測微錶數字，同時另一個人讀取滑動位移量，第三個人則記錄資料並觀察試體的破壞模式。 密蘇里大學試驗 會影響混凝土與鋼筋之間的握裹力有幾個因素，除了混凝土抗壓強度、保護層厚度、鋼筋尺寸、表面塗裝、埋入長度、竹節形狀及分佈等之外，另一種可能就是鋼筋上塗覆之污染物。密蘇里試驗採用#4及#7號鋼筋，混凝土則是4,000 psi(28MPa)及7,000psi (48MPa)，共製作32組、每組3個樑試體(共96個試體)，試驗時將整支鋼筋以污染物塗覆，來模擬工地可能發生之最差情況。樑試體依RILEM(10)規範製作，鋼筋依RILEN之規定埋入深度皆為10db，並在20±2℃，相對濕度約60%之情況下養護28天。所用污染物為水性脫模劑、模板油及隔黏劑，其中模板油及隔黏劑在製作試體前30分鐘塗在整支鋼筋上；水泥漿則在製作試體前18小時塗在鋼筋上，之所以選用18小時是因為此時水泥已堅硬，但尚未與鋼筋獲得良好之握裹力；水泥漿以滴濺方式施作在鋼筋上，再將鋼筋轉動，使鋼筋整支佈滿水泥漿；水泥漿所用配比與試體混凝土配比相同，以模擬工地分層灌漿時，水泥漿對鋼筋所造成之污染。所用鋼筋為ASTM A-775-96A，Grade 60；有些鋼筋並依ASTM A775-96法，施以環氧樹脂被覆(Epoxy Coated)；鋼筋之平均降伏應力(Yield Stress)為443MPa(64.2 ksi)，而平均張力強度(Tensile Strength)則為713MPa(103.5 ksi)。(二) 試驗程序 本試驗是使用一部500kN 具有伺服液壓迴路控制的動態萬能試驗機上進行，施加之荷重採用撞杆衝程(ram stroke)控制，以便於觀測材料之破壞和後破壞行為。自由端之滑動位移量利用安置在每一個試體端點鋼筋上的線性可變差分變壓器(LVDT, Linear Variable Differential Transformers)來量測。試驗用的樑係由養護區運送至試驗機上，並且使用架空移動式吊車和經特殊設計的起重系統，在樑之旋轉軸處安裝木塊且以螺栓和兩塊板將之固定，來限制兩個半樑間產生相對位移。 本試驗依照RILEM規範要求量測四點變位，且將LVDT固定於樑上，以確定所量到之位移皆係由混凝土和鋼筋間的相對滑動位移所引起者。 (三) 試驗結果 1. 亞伯丁試驗結果 亞伯丁試驗以9種不同之污染方式進行了27次試驗。如果鋼筋整支被拔出混凝土試體，則可視為是污染物完全破壞了鋼筋的握裹效應。但本研究每組試驗有三個試體，試驗結果顯示，在9組試驗中有8組是在鋼筋處斷裂破壞，另一組則是混凝土破壞。在2組參考試驗和7組污染試驗中，各組在降伏和極限強度時的滑動位移量，和其破壞的模式列於表一中。表中顯示任何的污染物並不會影響鋼筋的極限應力。其後再切開混凝土試體檢查其鋼筋的破壞面，鋼筋磨損亮面明顯出現在兩個鋼筋竹節點之間，顯現出何處受到污染物塗佈；而鋼筋竹節點處並無磨損亮面，這說明了混凝土在加載重期間，混凝土頂著鋼筋竹節處，因摩擦力將污染物脫離。我們相信：由於沿著兩個鋼筋竹節間的光滑面，其附著力的降低，導致受污染鋼筋有較大的初始滑動位移。如圖六所示，變位超過初始滑動位移之後，主要是由混凝土上竹節點的承載力和兩竹節點間之剪力強度在抵抗所施加的荷重(8)。在鋼筋降伏強度出現之前，出現很大的滑動位移時，將造成鋼筋混凝土的撓度增加；當污染鋼筋出現較大的滑動位移時，生銹的鋼筋與未生銹的鋼筋相較之下，也同樣有類似的增加趨勢(7)。雖然本研究的資料和結果僅來自於27個鋼筋試體和9種不同的表面狀態，試驗其結果僅代表一種鋼筋尺寸、鋼筋等級和混凝土強度，然而回顧約翰斯頓(Johnston)和寇克斯(Cox)的生銹和未生銹鋼筋的試驗時，他們曾經指出不同的鋼筋尺寸、銹蝕程度、鋼材等級和混凝土強度都有類似的結果。因為亞伯丁集團(Aberdeen Group)是以100%的鋼筋污染覆蓋率在進行試驗，他們代表著鋼筋可能的最差狀況，在這種保守的情形下，污染物仍然不會對鋼筋的握裹力造成不利的影響。 密蘇里大學試驗結果 經由試驗得到結果：大部分的破壞模式屬於握裹處開裂破壞，而握裹處開裂破壞時的滑動位移量、破壞後的滑動量和最終的握裹折減率都很小。造成握裹處開裂破壞的原因是由於試體中的一條主要裂縫延伸至混凝土表面，且幾條次要裂縫在竹節鋼筋的受力處逐漸形成，鋼筋楔形作用力對混凝土產生的裂縫，使得鋼筋被整支被拉出混凝土，一般較大號數的鋼筋隨著保護層的減小時，將會產生握裹處開裂破壞。鋼筋整支被拉出破壞僅發生在塗佈環氧樹脂的#4鋼筋上，我們可以用鋼筋自混凝土拉出且握裹強度大量減小，因而產生的大量滑動位移來描述這種破壞模式。密蘇里的試驗是以#4和#7鋼筋為主，所有#7鋼筋試體皆為握裹處開裂破壞；而#4鋼筋試體則是握裹處開裂破壞和鋼筋拉出破壞混合模式。 藉由統計分析，對於下列情況下，握裹應力有較高的趨勢： (1) #4號鋼筋(所有32試驗皆如此)。 (2)具有較高強度混合材料(有31試驗如此)。 (3) 控制組試體與含隔黏劑試體相比(8個試體中的8個如此)。 (4) 控制組試體與含脫模劑試體相比(8個試體中的7個如此)。 (5) 經水泥砂漿污染之鋼筋與控制組試體比較(8個試體中的6個如此)。 (6) 潔淨鋼筋與環氧樹脂塗覆試體比較(32個試體中的22個如此)。 這些顯著基準係採用SAS學會出品JMP軟體來作為統計分析，並且用Dunnett’s t-檢定和最小平方模式(Least Squares Model)作為分析方法。 在做Dunnett’s t 檢定之前，先將資料做統計上的離群值(Outliner)和常態性(Normality)檢定，並且用3*σ(σ為標準差)檢定法和Dixon Q檢定法來檢定離群值，兩種檢定方法測試結果都顯示沒有顯著的離群值。常態性則採用信賴水準α= 0.05時的Q-Q圖來檢定，若統計資料為常態分佈時常態性會顯示出來，資料分析結果顯示，沿著Q-Q圖上的出現有一些微非線性分佈，然而因為試驗數量夠多，依據中央極限定理這些資料可視為接近常態分佈。 經由試驗和分析得到以下結論： ■大多數樑為握裹處開裂破壞(Bond Splitting)；其餘試體為拉出破壞(Bound Pullout)， 拉出破壞的試體發生在#4號塗有環氧樹脂的鋼筋上。 ■相同的埋入深度時，#7號鋼筋的握裹應力低於#4號鋼筋。 ■以宏觀的觀點來看，同一號數鋼筋，其極限握裹應力大小皆相同。 ■鋼筋所產生的楔形作用力，在竹節處撞擊產生混凝土粉末，當握裹破壞時，這些混凝土粉末會聚集在鋼筋竹節處。 ■當鋼筋號數減小、鋼筋表面塗佈環氧樹脂和混凝土強度降低時，鋼筋的極限握裹強度受到模板油和隔黏劑的影響會較明顯；而極限握裹強度受到飛濺的水泥砂漿影響較不明顯。 結論 1. 根據亞伯丁和密蘇里試驗結果，極限握裹應力並不會受到脫模劑或隔黏劑很大影響，亦不會受到飛濺的水泥砂漿所影響。2. 由亞伯丁試驗結果破壞模式只有從握裹處產生開裂一種，而不會有拉出破壞情形；密蘇里試驗則有兩種破壞模式：(1)鋼筋直接被拉出，(2)握裹處開裂。大部分破壞模式為握裹處產生開裂，主要原因是混凝土的承載力抵抗鋼筋的竹節處應力而造成混凝土開裂，此種破壞時的滑動位移遠小於鋼筋直接拉出時的位移量，鋼筋拉出破壞僅發生於少數塗有環氧樹脂的#4鋼筋上。 3. 當鋼筋號數減小、混凝土強度降低且鋼筋表面塗有環氧樹脂時，試體受到隔黏劑或脫模劑污染將造成握裹強度降低之趨勢。 4. 亞伯丁試驗將鋼筋澆置在試體內進行拉拔試驗，密蘇里試驗將鋼筋澆製在樑內模擬其撓曲行為，兩試驗皆以未受污染之鋼筋及受污染之鋼筋製成之試體進行比對，試驗結果發現受脫模劑、隔黏劑、或飛濺的水泥砂漿污染之鋼筋不影響4000psi 及5000psi強度之混凝土對鋼筋之握裹力。 依據以上結論，美國混凝土施工廠商協會(ASCC-American Society of Concrete Contractors)在2003年9月於Concrete Construction雜誌上刊登第3號立場聲明(Position Statement #3)，文中指出，根據文獻(1)及文獻(2)之報告，”ASCC concrete contractors believe that the removal of form-release agents, bond breakers, and cement splatter provides no structural performance benefit to the owner, and adversely impacts the project schedule.” 亦即將脫模劑、隔黏劑或飛濺的水泥砂漿由鋼筋上移除，並不會增進結構體之功能，為業主帶來益處，且將影響工程進度。 建議 工地鋼筋除受脫模劑、隔黏劑或飛濺的水泥砂漿的污染外，本省由於屬海岸型氣候，空氣中鹽份多，另外工廠林立排放腐蝕性氣體，這些鹽份，及腐蝕性材料沾附在鋼筋上，難免會引起鋼筋銹蝕等後遺症，筆者1曾在濱海地區看過鋼筋進場後不到一星期，即因海風帶來之鹽份，使鋼筋全面發生銹蝕，對於這些空氣中有害物對鋼筋銹蝕的影響，如何檢驗清洗後鋼筋之潔淨度，則有待國內相關單位的研究了。■
參考文獻 1. Bruce Suprenant and Ward Malisch , How Clean Must Rebar Be? ", CONCRETE CONSTRUCTION, June 1998, http://www.modernpouredwalls.com/articles/Clean_Rebar.pdf2. Taber, L., Belarbi, A., and Richardson, D., “Effect of Reinforcing Bar Contamination on Steel-Concrete Bond During Concrete Construction,” ACI Fifth International Conference, Special Publication, SP-209, Cancun, Mexico, December 2002, pp. 839-861. 3. Coatings that Affect Bond to Reinforcement, American Society of Concrete Contractors，Concrete Construction, Sept, 2003, http://www.ccagc.org/pdfs/ASCC_Position_Statement_03.pdf 4. ACI 301-96, Standard Specifications for Structural Concrete, American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich., 1996. 5. ACI Committee 408, “Bond Stress-The State of the Art,” Journal of the American Concrete Institute, ACI, November 1966. 6. ACI 311, ACI Manual of Concrete Inspection, SP-2, ACI, 1992. 7. Bruce Johnston and Kenneth C. Cox, “The Bond Strength of Rusted Deformed Bars,” Journal of the American Concrete Institute, ACI, September 1940. 8. R. Park and T. Paulay, “Chapter 9: Bond and Anchorage,” Reinforced Concrete Structures, John Wiley & Sons, New York, 1975. 9. ACI 318-05 Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary 10. RILEM 7-II-28 D, “RC5: Bond Test for Reinforcing Steel. 1. Beam Test.” RILEM technical recommendations for the testing and use of construction materials, E & FN Spon, U.K. 1994, pp. 96-101. | ||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
