在葉柔伶[33]於 2017 年進行之開孔剪力牆側推實驗中，觀察實驗數據可發 現林永健[7]發展之關鍵桿件高度調整方式可有進一步之修正空間，本研究擬改 以拉力抗阻之合力中心即為關鍵桿件高度位置執行之。
台灣之 RC 剪力牆多為構架系統中之填充牆，因此多有邊界柱作為邊界構材。
然而蔡仁傑[6]、林永健[7]之預測模型中並沒有深入探討邊界柱與開孔牆之交互 行為。因此本研究亦將邊界構材對開孔牆、剪力牆之抗剪貢獻納入側力位移曲線 預測模型中。本研究假設邊界柱以單曲率、雙曲率兩種變形方式參與抗剪，除此 之外對於軸力分配方式也提出了兩種假設，即柱承受軸力與否作評估比較。
3.1 關鍵桿件尺寸修正模型(分析一)
葉柔伶[33]在 2017 年進行一組開孔剪力牆側推實驗，其試體含有一片無開 孔剪力牆、三片中央開孔剪力牆。開孔剪力牆分別為無補強、開口上下鋼筋補強、
開口上下包覆碳纖維補強，試體示意圖如圖 3- 1 所示。觀察其實驗數據，可發現 水平牆筋、開孔補強筋、碳纖維之應變屬接近開孔邊緣處最高，離開孔距離越遠 則應變越小，如圖 3- 2。此實驗觀察與林永健[7]提出之關鍵桿件高度決定方式有 出入。林永健[7]提出之模型並未考量水平補強筋之位置集中於開孔邊緣處之特 性，僅採納其數量，並假設其在水平拉力作用範圍內均勻分布。且其考量之關鍵 桿件尺寸高度為節點高度，而非拉合力中心高度。故本研究建議將關鍵桿件之剪 力元素尺寸的高度位置，設定為參與節點力平衡之水平鋼筋合力中心。
考量一開孔左方之垂直牆段，當剪力由左往右作用時，其左上方應進行水平 力平衡之檢核，水平力需求即為對角壓桿強度之水平分量，而水平容量則可由以 下兩種狀況提供。首先，若對角壓桿強度較低，因此僅需部分水平牆筋與水平開 孔補強筋即可提供足夠水平力，如圖 3- 3 所示，此稱狀況一。而若對角壓桿強度 較高，因此所有水平牆筋與水平開孔補強筋仍無法提供足夠水平力，此時須將合 力中心提高，並借助施力梁或基礎之水平剪力摩擦提供額外水平拉力，以滿足水
平力平衡需求，如圖 3- 4 所示，此稱狀況二。因此欲決定關鍵桿件高度，即合力
ℎ𝑤𝑤 =𝜌𝜌ℎ𝑤𝑤𝑓𝑓𝑦𝑦ℎ𝑤𝑤2ℎ′𝑡𝑡𝑤𝑤× (ℎ𝑜𝑜+ ℎ′) + 𝑇𝑇𝑒𝑒ℎ𝑒𝑒
自𝑡𝑡𝑐𝑐變為𝑡𝑡𝑐𝑐 − 𝑡𝑡𝑤𝑤)與牆版所構成，如圖 3- 9(c)、(d)所示。邊界柱與牆版應是以並聯 關係組成 T 字形斷面關鍵桿件，因此 T 字形斷面關鍵桿件之側力位移曲線為邊 界柱與牆版之側力位移曲線直接疊加。此處計算邊界柱與牆版之關鍵桿件側力位 移曲線時，軸力與蔡仁傑[6]建議相同，按照各柱、牆構件之斷面積比例分配。
3.2.2 與牆版同步剪力破壞之邊界柱
從 Ono and Tokuhiro[5]之實驗裂縫(圖 3- 10)可發現，關鍵桿件之裂縫延伸 至邊界柱，將其一同剪壞，因此前一節定義之 T 字形斷面關鍵桿件應為牆版帶
如此一來，將修正後邊界柱之側力位移曲線與牆版之側力位移曲線以並聯方
對邊界柱之於開孔牆之抗震貢獻而言，兩種分析方式分別提供了上下界。
分析三之分析流程圖如圖 3- 16 所示。
3.4 柱雙、單曲率變形假設預測模型、軸力修正(分析四、分析五)
分析二、三加入邊界柱之耐震貢獻，將邊界柱視為抵抗側力之有效豎向構件，
其應也能承受軸力。因此在分析一全部分配給牆版的軸力，將會有部分按照 T 形 關鍵桿件的斷面積分配給邊界柱。而觀察牆版壓力區深度公式，即式(2. 31)，當 軸力下降時，將會顯著降低牆版之壓力區深度，因此牆版之強度點剪力強度將一 併下降。而在計算分析一與分析二、三時，也發現有少數試體出現開孔牆強度在 計入邊界柱貢獻後反而下降之現象。因此對於軸力之分配方式，應可提出進一步 修正。
觀察如圖 3- 17 之中央開孔剪力牆，左方 T 形關鍵桿件應是使用對角壓桿傳 遞剪力。因此其在上下側各形成一對力偶，對開孔牆施加之壓力則沿對角壓桿方 向自上方流至下方。而軸壓力應也循此路徑傳遞，這顯示大部分軸力應是通過牆 版之壓桿路線，而非由邊界柱傳遞。因此本研究將分析二、三之軸力分配方式自
「軸力按斷面積比例平均分配給邊界柱與牆版」修正為「軸力全數分配給牆版」， 如圖 3- 17(b)、(c)所示，分別稱為分析四與分析五。
分析四、五之分析流程與分析二、三相同，僅修改軸力分配方式。因此分析 四之流程圖如圖 3- 18(a)，分析五之流程圖如圖 3- 18(b)。