分析模型比較

以下將針對本研究蒐集之試體，就各個系列以第三章之分析一至分析五進行 計算，並以系列為別討論各個分析方式之側力位移曲線預測表現與差異性。

4.1.1 王進財^[2]HN 系列試體

HN 系列試體之強度點強度、位移預測結果如表 4- 1 與表 4- 2 所示。側力位 移曲線預測結果如圖 4- 1 所示。由於 HN 系列試體並無配置邊界構材，因此分析 一至分析五之預測結果相同。其中，HN12、HN13 試體之開孔形式為中央開一頂 天立地之門，因此劃分為左右兩塊垂直牆段。本研究考量該垂直牆段相對無開孔 剪力牆而言勁度大幅降低，因此將該垂直牆段以雙曲率變形方式進行相關計算。

從強度點強度比值分析表可看出本研究對該系列試體之強度預測有不錯的 結果。低矮型無開孔試體(HN01~HN03)有高估情形發生。從實驗裂縫(如圖 4- 2) 可觀察到有滑移裂縫產生，因此試體可能為滑移破壞先行，因此高估其剪力強度。

低矮型開雙窗(HN06、HN07)與低矮型開寬窗(HN08、HN09)則有低估情形發生。

此低估現象可能來自其在關鍵桿件配置連續之斜向鋼筋，其有效增加關鍵桿件之 剪力強度，唯本模型尚未考慮斜向鋼筋，無法反映其抗剪貢獻。而對照高型開雙 窗(HN14、HN15)與高型開寬窗(HN16、HN17)試體，由於斜向鋼筋在關鍵桿件中 不連續，因此並無產生低估強度的預測結果。

從強度點位移分析比值表可看出位移之預測結果並不如強度預測結果理想。

由於 HN 系列發生大量滑移現象，因此在位移之比較上本模型多屬大量低估。

自側力位移曲線預測圖可看出，本研究對於開孔牆、無開孔牆之初始勁度能 有不錯的預測結果。而由於 HN 系列試體在實驗強度點到達後多有滑移現象產

生，因此剪力強度下降較為緩慢。本模型預測剪力強度急遽下降顯然低估其變形 降至原本的一半左右。此差距主要來自 HC05~08、HC13~16 八座試體，由於分 析一將 T 字形關鍵桿件視為牆段，因此其大幅低估邊界柱部分提供之抗剪貢獻。

模型為佳。

從強度點位移分析比值表可看出位移之預測結果並不如強度預測結果理想。

不論是何種分析，強度點位移平均均低估一倍以上。而分析模型間，平均值與變 異係數均無明顯之差異。

自側力位移曲線預測圖可看出，本研究對於開孔牆、無開孔牆之初始勁度能 有不錯的預測結果，唯試體之實驗開裂點發生時間較預測晚，因此可看出在預測 之強度發生後，實驗曲線發生軟化情形。除此之外也可看出分析二、三確實較分 析一之預測結果接近實驗包絡線。而由於 HC 系列試體在實驗強度點到達後多有 滑移現象產生，因此剪力強度下降較為緩慢。本模型預測剪力強度急遽下降顯然 低估其變形能力，因此在剪力牆崩塌點之決定上還有進一步研究的價值。在 HC05~08、HC13~16 八座試體之曲線上則可看出，由於該八座試體為邊界柱主控 破壞，因此分析二、三在強度點到崩塌點的預測行為相當貼近實驗包絡線。分析 二、三之比較部分，由於無開口、邊界柱主控、開口頂天立地之試體分析結果均 相同，因此僅可自 HC03、HC04 試體看出差異。自側力位移曲線圖可看出分析 二、三之形狀類似，唯分析二較為貼近實驗包絡線，不若分析三有低估的現象。

4.1.3 杜昱石^[4]DU 系列試體

DU 系列試體之強度點強度、位移預測結果如表 4- 5 與表 4- 6 所示。側力位 移曲線預測結果如圖 4- 6 至圖 4- 8 所示。由於 DU 系列試體並無加載軸力，因 此分析四、五預測結果分別與分析二、三相同。

DU 系列試體中，由於 DU1 左右關鍵桿件為純中長柱，因此分析一至分析五 之預測結果相同。而 DU2 至 DU5 則因僅左方為 T 形關鍵桿件，因此分析二、三 等同於分析一之預測結果加上左方雙曲或單曲修正邊界柱，預測結果十分相似。

從強度點強度比值分析表可看出，分析二將分析一之平均值與變異係數雙雙 改善，顯示加入雙曲率邊界柱確有改善分析結果。而分析三則較無差別，原因是 分析三加入了左方單曲率邊界柱，其高度取牆之全長，強度發展非常緩慢。因此

從強度點位移分析比值表可看出，由於開孔型式複雜，因此位移之預測較為 不準確。分析一至分析三之變異係數均相當高，且無明顯趨勢可供觀察。

自側力位移曲線預測圖可看出，初始勁度預測尚算準確。而分析一至三中，

又以分析二整體而言最接近實驗包絡線。

DU 系列試體開孔形式較為複雜，因此傳力路徑之可能性亦較多元。從分析 結果來看，雖然強度預測十分準確，但位移部分預測則需進一步檢討。

4.1.4 Ono and Tokuhiro ^[5]O 系列試體

O 系列試體之強度點強度、位移預測結果如表 4- 7 與表 4- 8 所示。側力位 移曲線預測結果如圖 4- 9 至圖 4- 13 所示。

O 系列試體中，O8 與 O9 試體之左右關鍵桿件為純極短柱，因此分析一至 分析五之預測結果相同。而 O0 為無開孔剪力牆，假設整片牆體為單曲率變形，

邊界柱亦以單曲率方式參與抗剪，因此分析二、三分別與分析四、五相同。

從強度點強度比值分析表可看出，分析二較分析一之平均值接近 1.0，但有 高估試體強度之虞，變異係數也有顯著下降。分析三則反而比分析一為差，由於 分析一之軸力僅由牆版分配，分析三之軸力部分分配給邊界柱後，造成牆版剪力 牆度大幅下降。不若分析二雙曲率邊界柱剪力強度發展較快，分析三之邊界柱在 牆版剪力點發生時，僅能提供些許剪力強度，是故分析結果反而比分析一低估強 度。而若將軸力改為僅分配給牆版，即分析四、五，可看出其預估強度進一步提 升。然而分析四雖變異係數又降低了一點，其高估情形更加嚴重。分析五則降低 其低估的情形，平均值與變異係數均較分析一、三為佳。在 O 系列試體之中，O5 試體強度高估情形最為嚴重，因其開口位於頂端，左右關鍵桿件較接近單曲率變 形行為，因此其強度並不如本模型假設(雙曲率變形)高。

從強度點位移分析比值表可看出分析二、分析四相較於分析一，平均值與變 異係數均有些許改善。而分析三、分析五則較無改善之趨勢。O 系列試體在強度 點位移預測上幾乎全數低估，亦即低估該系列試體之變形能力。低估最嚴重的試

低估其剪力強度發生時之位移。

自側力位移曲線預測圖可看出本研究對 O 系列試體之初始勁度預測有相當 準確的結果。而觀察分析一 O0 至 O7 試體之分析結果，可發現開裂點後預測曲 線軟化幅度過大，且普遍過早發生強度點，造成強度點位移低估過多。此現象在 分析二、四均有明顯改善，顯示開孔剪力牆開裂後行為與邊界柱有顯著之關係，

加入邊界柱之抗剪貢獻可改善開裂點與強度點間勁度低估的現象。而 O8、O9 則 因關鍵桿件為勁度極高之極短柱，造成開裂前後其勁度都高估的結果。強度發生 到崩塌之間的行為部分，本研究普遍低估試體變形能力，顯示剪力牆之崩塌行為 尚須進一步研究。

4.1.5 松岡良智等人^[9-13]A 系列試體

A 系列試體之強度點強度、位移預測結果如表 4- 9 與表 4- 10 所示。側力位 移曲線預測結果如圖 4- 14 至圖 4- 23 所示。

從強度點強度比值分析表可看出，A 系列試體開孔位置完全相同，因此五種 分析方式之變異係數幾乎相同且相當低。而分析二、四有效將分析一之低估現象 改善。分析三則有前述之加入邊界柱反而低估更嚴重的問題，將軸力改為分配給 牆版後(即分析五)即改善此現象。A 系列試體變因僅為加載速度與邊界構材主筋 配置方式，從實驗結果來看，兩者對強度均無太大影響。本模型無法反映加載速 度之影響，而邊界構材主筋亦不對強度點之計算有太大貢獻。

從強度點位移分析比值表可發現與強度類似的現象，即各模型之變異係數幾 乎相同。而分析二、四則有效降低分析一低估試體變形能力的問題。分析三、五 則沒有改善的趨勢。

自側力位移曲線預測圖可發現，本研究預測曲線之初始勁度相當準確。然而 在分析一之結果中，開裂點後預測曲線軟化幅度過大，且普遍過早發生強度點，

造成強度點位移低估過多。此現象在分析二、四均有明顯改善，顯示開孔剪力牆 開裂後行為與邊界柱有顯著之關係，加入邊界柱之抗剪貢獻可改善開裂點與強度

形能力。而邊界構材主筋量較少的試體(如 A09~A13)在強度點發生後強度並不會 立刻下降，此處較接近撓曲破壞的行為，其顯示邊界柱主筋在強度點發生後的行 為有明顯影響。該行為在本研究模型尚無法反映，因此剪力牆之崩塌行為尚須進 一步研究。

4.1.6 小野正行、德広育夫^[14]B 系列試體

B 系列試體之強度點強度、位移預測結果如表 4- 11 與表 4- 12 所示。側力位 移曲線預測結果如圖 4- 24 至圖 4- 28 所示。由於本系列試體部分發生撓曲破壞，

因此筆者僅使用剪力破壞之試體進行模型驗證。

從強度點強度比值分析表可看出分析二、四有效將分析一之低估現象改善，

但分析四有些許高估。分析三則有前述之加入邊界柱後無增加強度的問題，將軸 力改為分配給牆版後(即分析五)即改善此現象。而本研究提出之修正模型之分析 結果在平均值、變異係數部分表現均較分析一為佳。而由於本系列試體較其他系 列更偏向撓曲破壞之行為，因此在開孔較大之試體(B05)高估強度之現象較為嚴

但分析四有些許高估。分析三則有前述之加入邊界柱後無增加強度的問題，將軸 力改為分配給牆版後(即分析五)即改善此現象。而本研究提出之修正模型之分析 結果在平均值、變異係數部分表現均較分析一為佳。而由於本系列試體較其他系 列更偏向撓曲破壞之行為，因此在開孔較大之試體(B05)高估強度之現象較為嚴