文獻資料之蒐集及分析

一般結構牆設計要求

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圖 2- 1 牆 體 初 步 強 度 計 算 所 考 慮 的 力 量 配 置 資 料 來 源 :參 考 書 目 [1]

邊界構材

所謂邊界構材乃是指結構牆中沿結構牆垂直向邊緣或沿開口垂直向邊緣之 部分，其需特別以垂直向鋼筋及橫向箍筋加強之。邊界構材分為特殊邊界構材 (special boundary element)（圖 2- 2）與普通邊界構材 (ordinary boundary element)

（圖 2- 3）兩種。前者與後者最大區別在於前者需滿足嚴格之箍筋用量規定（類 似於柱之塑鉸區），且牆體非邊界構材部分之水平向鋼筋需錨錠於邊界構材核心 混凝土區。ACI 318[1]提供了以下兩種方法來判定是否需要特殊邊界構件。

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圖 2- 2 特殊邊界構材

圖 2- 3 普通邊界構材 資料來源:參考書目[1]

邊界構才需求檢核-方法一

在受軸力𝑃

_𝑢

下，對應之彎矩壓力區深度 c，若滿足下式，則須設計特殊邊界 構材(special boundary element)。此方法假設當結構牆水平變位至設計位移時 （𝛿

_𝑢

為設計位移，且𝛿

_𝑢

⁄ℎ

_𝑤

之值不得小於 0.007），如牆體邊緣之混凝土壓應變超過某 臨界值時（介於 0.003 至 0.004），就須設置特殊邊界構件，並以橫向鋼筋圍束之。

當按下式決定需要特殊邊界構材時，其配置範圍需由臨界斷面延伸一長度不小於 殊邊界構材 (special boundary element)，如圖 2- 4 所示。邊界構件可在混凝土壓 應力小於 0.15𝑓

_𝑐 ^′

之斷面處終止[28]。

15

ℎ

_𝑤

⁄𝑏

_𝑤

≥ 2，斷面長寬比𝑙

_𝑤

⁄𝑏

_𝑤

≤ 6；ℎ

_𝑤

為構材淨高、𝑙

_𝑤

為牆水平長、𝑏

_𝑤

為牆腹

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(c). 在構材橫斷面上，繫筋或閉合箍筋相鄰各肢之中心距 h

x

不得超過 35 cm，

如下圖 2- 6。

6d _b  7.5 cm

6d _b 延伸 相鄰繫筋之 90

彎鉤應置於對邊

x ₅

x ₄

x ₁ x ₂ x ₃

x _i ：不得超過 35 cm h _x =Max{ x _i }

圖 2- 6 柱 圍 束 箍 筋 配 置 例 資料來源:參考書目[1]

(d). 配置對角向鋼筋之連接梁其橫向鋼筋間距不得超過 15 cm 或 6d

b

，如下 圖 2- 7(a)立面。其中 d

b

=對角向鋼筋直徑。

(e). 配置對角向鋼筋斷面閉合箍、繫筋間距不得超過 20cm，如下圖 2- 7(b) 斷面。

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(a)

(b)，

圖 2- 7 對 角 向 鋼 筋 外 圍 束 規 定 ， (a)立 面 ； (b)斷 面 資料來源:參考書目[1]

(4) 內圍束規定，以下規定分為(a)、(b)及(c)，如圖 2- 10:

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壓桿

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(a)

(b)

圖 2- 10 對 角 向 鋼 筋 內 圍 束 規 定 ， (a)立 面 ； (b)斷 面 資 料 來 源 :參 考 書 目 [1]

低矮結構牆行為

低高寬比（或稱低矮）牆體，其彎矩強度相對於剪力強度來說，通常較高，

例如高寬比小於 1 的牆體就難以使其發展為撓曲控制破壞。此外，細長牆其力學 行為與通過對角斜撐壓桿機制傳遞剪力的低矮牆有很大不同，為撓曲行為主控。

基於這些原因，低矮牆的設計方法和所需注重的細節將大大不同於細長牆。圖 2- 11 顯示低矮結構牆常見之破壞模式[21]：剪拉破壞、剪壓破壞以及摩擦剪力破 壞。

圖 2- 11 低 矮 結 構 牆 剪 力 破 壞 模 式 ： (a)與 (b)剪 拉 破 壞 ； (c)與 (d)剪 壓 破 壞 ； (e)牆 底 摩 擦 剪 力 破 壞

資 料 來 源 :參 考 書 目 [21]

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有開口之低矮結構牆

許多小高寬比的低層建築的牆壁可能包含門和窗戶的開口。具有顯著的開口 的牆的抗震設計，可利用如圖 2- 12 所示之「拉壓桿結構模型」來進行設計，建 立傳遞樓層水平地震力至基礎的傳遞路徑。

圖 2- 12 具 開 口 之 低 矮 結 構 牆 壓 拉 桿 模 型 資 料 來 源 :參 考 書 目 [32]

二、近年國外相關文獻回顧

Doi 等[29]研究具偏心開口之多層樓 RC 構架牆體之極限剪力韌性，提出了 一個交錯開口結構牆的二維模擬模型，並利用單側偏心開口牆試體之實驗數據對 該模型進行校正，並用校正後之模型預測交錯開口試體之行為。隨著開口部位越 接近跨度中央，結構牆之抵抗機制會因為越來越難以形成壓桿，而導致剪力容量 的降低。如果是交錯排列的開口部，開口部周圍的損壞將會抑制可能的拉壓桿機 制形成，導致牆體承載橫向荷重之能力退化。試體的配筋、加載系統和其測試結 果如圖 2- 13 所示。圖 2- 14 分別顯示試體設計與最大側力時最大與最小主應力 分布。

圖 2- 13 試 體 設 計 與 加 載 系 統 資 料 來 源 :參 考 書 目 [29]

圖 2- 14 最 大 側 力 時 最 大 與 最 小 主 應 力 分 布 資 料 來 源 :參 考 書 目 [29]

Warashina 等[17]研究具偏心開口之多層 RC 結構牆之剪力行為，對四組縮尺 40%具有偏心開口的多層 RC 結構牆進行側向靜力加載試驗，評估結構牆之剪力 傳遞機制，實驗的變量是開口部的大小及位置。實驗與分析結果比對顯示，開口 結構牆之剪力強度可以無開口之剪力強度乘上一折減係數（Ono 折減係數）良好 預估之。該方法可有效應用至開口率小於 0.46 之結構牆。試體的配筋、加載系 統和其測試結果如下圖 2- 15、圖 2- 16 所示。

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圖 2- 15Warashina 等 研 究 之 試 體 設 計 資 料 來 源 :參 考 書 目 [17]

圖 2- 16 Warashina 等 研 究 測 試 結 果 與 分 析 比 對 資 料 來 源 :參 考 書 目 [17]

Sakurai 等[30]研究多開口 RC 剪力牆之抗震性能，利用多開口 RC 剪力牆之 載重試驗，對不同的開口數和佈局進行探討。所有試體具有相同之等效周長比 0.4。測試結果顯示了多開口之 RC 結構剪力牆之剪力強度、破壞形式和變形，會 因開口數量和其分部形式有顯著的不同。該研究亦透過有限元素法模擬多開口剪 力牆之遲滯迴圈及其破壞歷程，獲得在實驗數據與分析值之間之良好結果。其鋼 筋配置、加載系統之設計及實驗結果如下圖 2- 17 和圖 2- 18 所示。

圖 2- 17 Sakurai 等 研 究 之 試 體 外 觀 資 料 來 源 :參 考 書 目 [30]

圖 2- 18 Sakurai 等 研 究 之 試 體 加 載 方 式 與 測 試 結 果 資 料 來 源 :參 考 書 目 [30]

Ermine 與 Altin[31]調查非韌性 RC 構架透過部分牆主筋內嵌至構架內之補強 方式在反覆側推下之行為，該研究測試七座單跨兩層樓原試體大小三分之一之試 體，測試構架設計成具有土耳其地區常見之結構缺陷之 RC 構架，實驗之參數為 牆體之高寬比及內嵌鋼筋之配置位置，測試結果顯示補強前後構架有明顯之韌性 差異，填充牆的高寬比增加，側向強度及側向勁度有明顯之增加。其鋼筋配置、

加載系統和實驗結果如下圖 2- 19 所示。

圖 2- 19 Ermine 等 研 究 之 試 體 加 載 方 式 、 試 體 設 計 、 試 驗 結 果 資 料 來 源 :參 考 書 目 [31]

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三、近年國外相關文獻回顧

雲科大李宏仁教授[32]研究梯間牆對低層 RC 造沿街連棟建築物耐震性能之 影響，測試兩座填滿 1/2 (試體 B)及 3/4(試體 A) 跨度的構架牆體，測試結果指 出模型構架內含填滿 1/2 (試體 B)或 3/4(試體 A) 跨度的隔間牆，對於抵抗側力 強度、勁度及韌性確有明顯的差異。試體 A 強度較高但在屋頂位移 0.75%之後 強度開始衰減，屬於典型剪力主控行為，側力衰減維持至屋頂位移 1.5%因極短 梁水平牆段剪力破壞後迅速向下。試體 B 在屋頂位移 0.75%試體降伏後仍維持側 力承載能力，至屋頂位移 1.5%時才達最大強度，屬於典型撓曲降伏主控行為。

屋頂位移 1.5%時，試體 A 的一樓層間變位約 1.6%，但試體 B 的一樓層間變位已 經逼近 2.0%。圖 2- 20 顯示試體設計與測試結果。

(a) (b)

圖 2- 20 李 宏 仁 研 究 試 體 之 設 計 及 測 試 結 果 : (a)試 體 A； (b)試 體 B 資 料 來 源 :參 考 書 目 [32]

成大許茂雄教授[33]研究既有 RC 沿街店鋪住宅滿足功能要求之耐震補強，

測試自行設計的不同樓層、不同結構系統、具代表性的沿街店鋪住宅案例，利用 靜態推跨曲線法 (Static Pushover Method) 分析，找出有效的震前、震後補強方 法與補強量，並且根據受害建築物耐震能力降低係數與永久變形，探討結構物經 RC 牆與鋼骨斜撐補強後承受多次地震的結構行為，提出在適當的地方增設平行 街道方向 RC 牆，改善整體結構的耐震機制，是較佳的對策。災區後受損的沿街 店鋪住宅，建議可以對整體結構系統補強的手段使其達到功能設計的標準，不用 拆除 (補強利用 RC 牆或鋼骨斜撐)。在平行街道方向增設 RC 牆能有效提升耐震 能力而對使用機能的妨礙最小。圖 2- 21 顯示分析的結果。

(a) (b)

圖 2- 21 許 茂 雄 教 授 研 究 之 分 析 結 果 : (a)一 樓 補 強 前 之 Q-A 曲 線 (上 )及 耐 震 診 斷 圖 (下 )； (b)一 樓 補 強 後 之 Q-A 曲 線 (上 )及 耐 震 診 斷

圖 (下 ) 資 料 來 源 :參 考 書 目 [33]

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台大黃世建教授[34]研究含開口牆非韌性構架之耐震行為，測試六片含對稱 開口 RC 牆之非韌性構架，提出非韌性空構架最大強度的層間變位是 1.5%左右，

完整牆構架是 0.75%左右，牆含開口構架是 0.5%左右，牆有開口會降低構架之 層間變形能力。翼牆的配置對結構強度的提昇十分有效。圖 2- 22、圖 2- 23、圖 2- 24 示試體的設計及測試結果。

圖 2- 22 黃 世 建 教 授 研 究 試 體 之 設 計 與 測 試 結 果 :大 面 積 開 一 窗 資 料 來 源 :參 考 書 目 [34]

圖 2- 23 黃 世 建 教 授 研 究 試 體 之 設 計 與 測 試 結 果 :開 兩 窗 資 料 來 源 :參 考 書 目 [34]

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圖 2- 24 黃 世 建 教 授 研 究 試 體 之 設 計 與 測 試 結 果 :開 一 門 資 料 來 源 :參 考 書 目 [34]

北科大李有豐教授[35]研究非韌性雙層雙跨含牆 RC 構架之擬動態試驗與結 構反應之 HHT（Hilbert-Huang Transform）分析，測試一座非韌性雙層雙跨含牆 RC 構架，依據軟弱層剪力破壞與搭接破壞之既有 RC 建築物設計，即一樓為顯 著軟弱層，提出於梁柱接頭處纏繞鋼纜線圍束的混凝土確實可以增加 RC 構件之 抗震能力。由修復前後實驗構架的結果，發現修復補強可以增加試體的韌性行為，

增加消能結果以抵抗較大的地震。經試體修復前後勁度折減情形，可有效減低試 體勁度軟化時間。圖 2- 25 顯示非韌性雙層雙跨含牆 RC 構架之擬動態分析試體

設計及試驗結果。

(a) (b)

圖 2- 25 李 有 豐 教 授 研 究 之 非 韌 性 雙 層 雙 跨 含 牆 RC 構 架 之 擬 動 態 分 析 試 體 設 計 及 試 驗 結 果：(a)試 體 未 補 強 前 最 大 加 速 度 為 2.0 時 之

遲 滯 迴 圈 ； (b)試 體 補 強 後 最 大 加 速 度 為 2.0 時 之 遲 滯 迴 圈 資 料 來 源 :參 考 書 目 [35]

成大邱耀正教授[36]研究大尺寸扇形配筋預鑄 RC 剪力牆實驗與分析，測試 五座大尺寸扇形配筋預鑄 RC 剪力牆，指出藉由觀察破壞模式，發現扇形配筋試 體較無嚴重的混凝土壓碎情形發生，破壞模式接近撓剪破壞及剪力破壞。經試驗 結果及裂縫發展圖發現改良式傳統配筋和扇形放射狀配筋的實驗結果相差無幾，

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所以考慮大量施工的便捷性，改良式傳統配筋會是比較好的選擇。圖 2- 26 顯示 試體之設計，圖 2- 27 顯示試體之測試結果。

(a)

(b)

(c)

圖 2- 26 試 體 之 設 計 : (a)中 型 牆 板 試 體 鋼 筋 及 鋼 板 配 置 參 數 表 ； (b) 低 型 牆 板 試 體 鋼 筋 及 鋼 板 配 置 參 數 表 ； (c)扇 形 配 筋 設 計

圖 2- 26 試 體 之 設 計 : (a)中 型 牆 板 試 體 鋼 筋 及 鋼 板 配 置 參 數 表 ； (b) 低 型 牆 板 試 體 鋼 筋 及 鋼 板 配 置 參 數 表 ； (c)扇 形 配 筋 設 計

在文檔中 低矮鋼筋混凝土沿街店鋪住宅典型開口外牆耐震性能提昇之實驗研究 (頁 39-85)