穿鬪式木構架耐震評估方法之建立
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(2) PG９５０２－０４１６. 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 受委託者：中華民國建築學會 研究主持人：陳啟仁 研 究 助 理 ：張紋韶. 內政部建築研究所委託研究報告 中華民國 95 年 12 月.
(3) MINISTRY OF THE INTERIOR RESEARCH PROJECT REPORT. Proposal for Seismic Evaluation Method on Chuan-Dou Timber structures in Taiwan. BY CHI JEN CHEN WEN SHAO CHANG December 30, 2006.
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(5) 目次. 目次 表次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ Ⅲ 圖次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ Ⅴ 摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ Ⅶ 第一章 緒論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 1 第一節 研究緣起與背景‧‧‧‧‧‧‧‧ 1 第二節 研究方法‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 1 第二章 文獻分析‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 3 第三章 評估方法說明‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 9 第一節 連續型接點‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 10 第二節 平接接點‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 12 第三節 燕尾榫接點‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 16 第四節 鉤逗榫與踏步燕尾榫‧‧‧‧‧‧ 17 第五節 木堵板牆‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 19 第六節 編泥牆‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 22 第四章 傳統穿鬬式木構架耐震評估實例‧‧‧‧‧ 25 第一節 試體 MWW‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 25 第二節 試體 MMW‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 35 第三節 評估結果討論‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 40 第五章 結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 43 第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 43 第二節 建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 44 附錄一 期中簡報會議紀錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 45 附錄二 期末簡報會議記錄‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 49 參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 51. I.
(6) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. II.
(7) 表次. 表次 表 3-1. 編竹泥牆試體資料與實驗結果‧‧‧‧‧ 22. 表 4-1. 試體尺寸表‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 26. III.
(8) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. IV.
(9) 圖次. 圖次 圖 2-1. Fang 等人所模擬的中國傳統木構架‧‧. 3. 圖 2-2. Folz 與 Filiatrault 模擬的單層木構架. 4. 圖 2-3. Ellis 與 Bougard 實驗的六層樓木構造. 5. 圖 2-4. Hanazato 等人計算的五重塔及其模擬 的模型‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧. 7. 圖 2-5. Miyamoto 有關壁體與接點的假設‧‧‧. 7. 圖 3-1. 計算容量曲線概念示意圖‧‧‧‧‧‧‧ 9. 圖 3-2. 梁在旋轉 θ 後與柱相互貫穿部位的關係. 圖 3-3. 平接接點受外力旋轉後行為‧‧‧‧‧‧ 12. 圖 3-4. 梁在旋轉 θ 後與柱相互貫穿部位的關係. 圖 3-5. 梁在旋轉 θ 後的自由體圖‧‧‧‧‧‧‧ 14. 圖 3-6. 鉤逗榫與踏步燕尾榫的使用位置‧‧‧‧ 17. 圖 3-7. 鉤逗榫與踏步燕尾榫標準形式與符號說. 10 13. 明‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 18 圖 3-8. 單板旋轉後的自由體圖‧‧‧‧‧‧‧ 20. 圖 4-1. 穿鬪式架扇試體構造示意圖‧‧‧‧‧ 27. 圖 4-2. 鉤逗榫與落柱利用鉤逗榫搭接‧‧‧‧ 28. 圖 4-3. 彎插構造示意圖‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 28. 圖 4-4. 試體 MWW 抵抗水平力機構‧‧‧‧‧‧ 29. 圖 4-5. 編泥牆總抵抗力‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 30. 圖 4-6. 牆體 WW1 總抵抗力‧‧‧‧‧‧‧‧ 31. 圖 4-7. 所有木堵板壁的總抵抗力‧‧‧‧‧‧ 31. 圖 4-8. 接點 TJ3 的彎矩-旋轉角關係‧‧‧‧‧ 32. 圖 4-9. 所有接點的彎矩-旋轉角關係之總和‧‧ 33. V.
(10) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 圖 4-10 整個架扇的靜力推垮曲線‧‧‧‧‧‧‧ 33 圖 4-11 實驗結果與預測結果之比較‧‧‧‧‧‧ 34 圖 4-12 試體 MMW 各結構元件編號‧‧‧‧‧‧‧ 35 圖 4-13 編泥牆總抵抗力‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 36 圖 4-14 牆體 WW1 總抵抗力‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 37 圖 4-15 所有木堵板壁的總抵抗力‧‧‧‧‧‧‧ 37 圖 4-16 接點 TJ3 的彎矩-旋轉角關係‧‧‧‧‧‧ 38 圖 4-17 架扇 MMW 所有接點的彎矩-旋轉角關係之 總和‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 38 圖 4-18 MMW 實驗結果與預測結果之比較‧‧‧‧ 39 圖 4-19 三種不同的局部壓縮型態‧‧‧‧‧‧‧ 40. VI.
(11) 摘要. 摘. 要. 關鍵詞：耐震評估、穿鬪式木構造 一、研究緣起 本研究之目的旨在利用內政部建築研究所過去三年所建立的穿鬪式 木構架研究成果基礎，針對補強前及補強後之穿鬬式木構造之柱樑系統及 以編泥牆及木樘板牆之牆體結構性能，提出一簡易之耐震評估方法，並與 本年度另一研究案之足尺實驗資料相互比對，提昇耐震評估方法之可行 性。. 二、研究方法及過程 首先利用過去研究成果及已發表之資料針對諸如接點與牆體等結構 元件計算其勁度與強度，再利用靜態推垮評估方式針對結構物進行評估， 最後並與足尺之實驗結果進行比較後進行修正。. 三、重要發現 在配合傳統穿鬬式木構造足尺實驗並且利用靜態推垮曲線法進行力量 －變形曲線的預測後，本研究可以得到以下幾項主要結論： 1. 利用靜態推垮曲線法來預測穿鬬式木構造架扇的抵抗力可以發現， 在線性階段的預測效果相當好，而在非線性階段則有低估的現象發 生。這樣的原因是因為在過去建立理論模型時，並沒有利用木材局 部壓縮的理論來建立，因此這樣在非線性大量變形的情形下會有誤 差的產生，但整體來說，其預測效果仍是可以接受。 2. 國外的文獻顯示傳統的編竹泥牆在 1/60 的變形時即產生破壞，而失 去效用；而實際的實驗結果顯示國內的編竹泥牆牆體一直到 1/40 才 會達到完全破壞進而失去強度，這樣的現象與過去實驗結果相符。 因此未來建議將傳統編竹泥牆的極限變位設定為 1/40 的側向變位，. VII.
(12) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 以與實驗相符。 3. 在試體 MWW 的各個結構元件（包括編竹泥牆、木堵板牆以及接點 等）在抵抗側向力扮演的角色方面，我們發現編竹泥牆所扮演的角 色相當的次要；整個架扇的側向力抵抗力主要由木堵板牆體來提供 （佔了 70%以上），而接點次之。而試體 MMW 方面，由於中堵為編竹 泥牆，因此編竹泥牆的抵抗力百分比上升，但仍僅是次要的抵抗元 素（約 15%），而在這樣的試體中，木堵板牆體佔了約 45%，接點則 佔了 40%。. 四、主要建議事項 根據研究發現，本研究提出下列具體建議，以下分別從立即可行的建議 加以列舉。 立即可行之建議－針對國內現存的傳統穿鬬式木構造進行大量的評估、針 對耐震力不足的傳統穿鬬式木構造震前的補強進行研 究、將相關研究成果編列為手冊，並加以推廣。 主辦機關：行政院文化建設委員會 協辦機關：內政部建築研究所 本年度所建立起來的耐震評估方式並利用實驗加以驗證得到可接受的 效果以後可以發現，未來可以建立一套可行且簡易的評估方式，並且在平時 針對這些現存的傳統穿鬬式木構造進行耐震評估。如果發現該建築物的耐震 力不足，則應該適當的採取必要的措施，要注意的是這些評估的專業人員則 必須要先受過專業的訓練。 在大量的評估後應針對耐震力不足的傳統穿鬬式木構造進行補強，以避 免下次地震來臨時這些古蹟與歷史建築物受到嚴重的破壞。現在國內尚未有 經過驗證且有效的補強方式，因此建議未來應多鼓勵國內專家學者朝這個方 向努力，提出更多的補強措施。 內政部建築研究所『結構修復技術整合型研究計畫』執行至今已到第四 年，在研究成果上不管是在技術報告上或是在國外期刊的發表上以累積相當 豐碩的成果。因此建議未來可考慮將本研究之研究成果編寫成手冊並加以推. VIII.
(13) 摘要 廣，以促進國內古蹟修復實務界對於傳統穿鬪式木構造的瞭解。. IX.
(14) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. X.
(15) 摘要. ABSTRACT Keywords: Seismic evaluation, Chuan-Dou timber framing The purpose of this study is to establish a simplified seismic evaluation method of traditional Chuan-Dou timber structures by utilizing the research results that proposed in previous three years. Firstly, the stiffness and strength of joints and walls are calculated based upon the results proposed. Secondly, models of computer simulation by using Finite Element method and static pushover curve of timber structures were constructed and compared with the full-scale experiments. Modification will be made by considering the results of full-scale experiments. The results of this study can help us to clarify the roles that structural components play on global structural behavior and propose a simple seismic evaluation method that can be used in practice. Furthermore, the method proposed in this study can be extensively applied prior to earthquake takes place, necessary strategies can be taken if the timber structures do not have sufficient aseismic ability. Several recommendations can be made based upon this study, which include: 1. extensive evaluation works should be conducted on existing Chuan-Dou timber framing in the future. 2. research effort should be devoted to study on reinforcement and renovation of these traditional Chuan-Dou timber framing. 3. the handbook for explanation of structural behavior and renovation on traditional Chuan-Dou timber framing should be initiated. The results of this study should be included in the handbook.. XI.
(16) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. XII.
(17) 第一章 緒論. 第一章 第一節. 緒論. 研究緣起與背景. 一九九九年所發生的集集地震提醒我們震前對於建築物進行結構安 全評估的重要性，如此方能確保珍貴的文化資產的安全性。在地震發生前 進行結構安全評估，若發現建築物的耐震安全性不佳，則可以及時採取適 當的措施。國內有許多針對混凝土、鋼結構、甚至磚造結構的耐震評估之 研究，然而針對木構造的研究則相對較少。而這些年代久遠的木構造往往 結構亦較為脆弱，因此為了保存這些重要的文化資產，有必要針對此類的 構造建立一個迅速的結構評估模式。. 第二節. 研究方法. 因此本案利用過去三年所建立的穿鬪式木構架研究成果基礎，針對補 強前及補強後之穿鬬式木構造之柱樑系統、編泥牆及木樘板牆之牆體結構 性能，提出穿鬬式木構架之耐震評估方法，並利用相關足尺實驗資料，提 昇耐震評估方法之可行性。 本研究之目的在於利用及統合前三年之研究成果，提出一簡易及可行的 評估方式，針對國內現存的穿鬪式木構架進行結構安全評估。而最終的重要 目的在於未來可在地震發生前大量針對現存的穿鬬式木構架進行耐震評 估，如耐震能力不佳可在平時採取適當的防護措施。因此建立一套簡單而且 可行的結構安全評估模式有其必要性及重要性。. 1.
(18) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 2.
(19) 第二章 文獻分析. 第二章. 文獻分析. 國外針對木構架的耐震評估的文獻相當少，大抵都還是透過有限元素分 析軟體進行分析，如 Fang 等人針對中國傳統木構架進行有限元素法數值分 析（圖 2-1） ，並與微振動量測結果進行比對藉以校正分析模式，經研究發現， 利用數值分析可針對整棟建築物之動態特性及補強後之行為進行數值分析， 並獲致有效之預測結果。. 圖 2-1 Fang等人所模擬的中國傳統木構架 資料來源：Fang，2001. 而 Folz 與 Filiatrault 亦 利 用 數 值 模 擬 的 方 式 探 討 木 構 架 結 構 （Wood-framed structures）的耐震評估方式，在該模型中僅包含剛性的水 平版元素與非線性的牆體元素（如圖 2-2） 。由於該文章中將木構架結構模 擬成單質點的懸臂梁，並做適當的假設來求取該懸臂梁的水平勁度。唯是 否傳統穿鬪式木構架適合做這樣的模擬，上需要作進一步的分析與討論。. 3.
(20) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 圖 2-2 Folz與Filiatrault模擬的單層木構架 資料來源：Folz，2004 Kasal 利用有限元素軟體 ANSYS 來分析 Phillips 所執行實驗的單層樓輕 形木構造，並與時結果相互比較。發現在彈性階段的時候可以獲得相當不 錯的結果。在該模型中，牆體被假設成是對角的彈簧。Ellis 與 Bougard 曾 針對六層樓木構造進行強迫震動實驗（如圖 2-3），並量測其震動訊號以求 取該建築物的震動頻率與震動模態，並進一步計算建築物的剛度。另外在 該研究中，他們亦建立了建築物的數值模型來加以比較驗證。在該研究中， Ellis 與 Bougard 更進一步指出利用數值模擬的侷限主要在於阻尼比的假 設。而該研究中木構造的勁度則是利用下式來計算： K = Mφ 2 ( 2πf ) 2. 4. （2-1）.
(21) 第二章 文獻分析. 圖 2-3 Ellis與Bougard實驗的六層樓木構造 資料來源：Kasal，1994 Peterson 等人亦探討利用系統識別方式來評估木造系統耐震能力的適 用性。唯要注意的是，利用系統識別的方式來評估勁度往往需要利用（2-1） 式，而該是有一缺點即是剛度大致與頻率的平方成正比，也就是說當整體 剛度下降到一半的時候，量測出來的結果僅下降七成，這樣會提高量測的 誤差對於整體評估結果的影響。前面提及系統識別的缺陷主要在於準確度 不夠，而利用電腦模擬的方式則有相當多的參數需要做假設，除了接點的 勁度以外，尚包括阻尼比。而且當建築物的幾何尺寸逐漸複雜化以後，需 要相當長的時間來建立模型。 國內的耐震診斷方面發展主要集中在 RC 構造，如許茂雄老師指導的碩 士論文[7]提出利用構件本身的耐震性能反推結構物的力量-位移曲線。若依. 5.
(22) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 照這樣的方法，則必須能夠分別計算各個結構構件（諸如牆體、接點等） 之勁度與強度。並利用變形偕和的前提來計算建築物整體的剛度。 而 Hanazato 等人亦曾利用這樣的概念來計算日本五重塔的水平地震耐 力（如圖 2-4）。該文章中利用已經發展出來的模型來計算包括牆體、斗拱 及貫構造等結構構建的強度，再反推該五重塔可以承受的水平剪斷力。而 Miyamoto 亦針對日本一傳統寺廟修復前後進行震動量測，並利用與上述研 究相同的方法進行結構耐震評估，主要計算的結構元件則包括貫構造（Nuki connection）與編泥牆等，其計算方式如圖 2-5 所示。 日本對於木構造的耐震評估可以說花了相當大的精力，如在 2004 年發 佈『木造住宅の耐震診斷と補強方法』，則利用壁量比來針對既有木構造進 行耐震評估，但是該方法基於該國的許多學者的實驗成果。其中壁量比的計 算方式可如下式計算： 1.96kN SRF = L( m ). （2-2）. 其中 L 代表牆體的長度，以米計算。 在回顧過相關文獻後，我們發現過去有關木構造的結構安全評估大多 使用幾種方法，包括有限元素分析、系統識別與類似靜態推垮曲線法等三 大類，前面我們已經分析過有限元素法與系統識別的侷限。另外，在回顧 過去國外的文獻中發現，在評估後再進行實驗整個結構足尺實驗的研究上 相當少見。因此本研究分析方面擬採用『靜態推垮曲線法』 ，並與足尺試驗 進行相互比較並做適當的修正。. 6.
(23) 第二章 文獻分析. 圖 2-4 Hanazato等人計算的五重塔及其模擬的模型 資料來源：Hanazato，2004. 圖 2-5 Miyamoto有關壁體與接點的假設 資料來源：Miyamoto，2004. 7.
(24) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 8.
(25) 第三章 評估方法說明. 第三章 評估方法說明 在現有的耐震分析中，一般認為振動時歷分析（Time-History Analyses） 較能反應出建築物在真正受到地震時的反應，但其缺點主要在需要大量的計 算及耗時耗力，因此本研究採用的方法主要依據成大建築系許茂雄教授發展 出來的『靜態推垮曲線法』。 其方法為分別先反算個別構件的力量—變形圖，可假設為線彈性，在變 形諧和的前提下，將各個結構構件所分擔的外力累加起來，得到整個結構物 的力量—變形曲線。這樣的好處是可以同時得到各個構件的破壞時機，而可 以進一步推導等值彈性基底剪力，並換算成地表加速度。 Itani與Cheung指出，在含牆體的木構架受到地震力作用時，構件本身 的彎曲抵抗力對於整個構架的側向勁度影響很小，可以忽略。因此本研究 的評估方法其主要概念如圖 3-1 所示。由圖 3-1 可知，水平力V主要由九個 接點（Ma、Mb、Mc、Md 及Me ）及三道牆體（Mwall）來抵抗，因此可以用 下式表示： Ma. Mb. Mb. Mc. Md. V M wall Me. Me M wall. H. Me. Me M wall. V × H = ∑ M = Ma + 2 × Mb + Mc + Md + 4 × Me + 3 × M wall = Ka × θ + 2 × Kb × θ + Kc × θ + Kd × θ + 4 × Ke × θ + 3 × K wall × θ. 圖 3-1 計算容量曲線概念示意圖 資料來源：本研究繪製. 9.
(26) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 基於前面說明，因此我們必須先針對國內現有傳統穿鬪式木構架各種接 點以及牆體進行介紹與分析。. 第一節. 連續型接點（Continuous Nuki Joint）. 連續型接點佔了穿鬬式木構架扇接點相當大的比例，國外曾有文獻提供 如何計算連續型接點的旋轉勁度及極限強度的計算公式，但由於該公式考慮 了木製的楔子，並不適用在國內。因此 Chang 等人針對台灣現有的穿鬬式木 構架連續型接點提出計算方式，說明如後。接點在受到外力旋轉後，其幾何 如圖 3-2 所示。. 圖 3-2 梁在旋轉 θ 後與柱相互貫穿部位的關係 資料來源：本研究繪製 在梁與柱子相互貫穿部位在旋轉 θ 的角度後，其合力為： f =. Cw 2 ⋅ Bw ⋅ E ⊥ 1 lc ⋅ Bw ⋅ σ = ⋅ α 2 (θ ) ⋅ β (θ ) ⋅ sin θ 2 2 ⋅ Bd. 式中 Cw、Bw、Bd 分別為柱寬、梁寬及梁深，皆為接點的幾何特性。 E ⊥ 則為梁構件逆紋的彈性模數。 α (θ ) 為壓縮長度的修正公式，這裡可以反應出 如果接點沒有利用楔子固定住會產生的影響。 β (θ ) 則為因為旋轉後，柱材壓 縮梁不再是正交壓縮的影響，亦即考慮 Hankinson 公式。因此 α (θ ) 與 β (θ ) 分 別可以表示如下：. 10.
(27) 第三章 評估方法說明. α (θ ) =. 1 Bd Bd + Gap + − 2 2Cw sin(θ o + θ ' ) 2Cw tan(θ o + θ ' ). β (θ ) =. 20 20 cos θ + sin 3.1 θ 3.1. 要特別注意的是， α (θ ) 式中 Gap 表示梁與柱構材之間的隙縫尺寸。. 在求出合力後，整個接點的 M − θ 關係可更進一步用下式表示：. 2 lc ) ⋅ f (θ ) 3 3 − 2 ⋅ α (θ ) Cw 3 ⋅ Bw ⋅ E ⊥ = ⋅ ⋅ α 2 (θ ) ⋅ β (θ ) ⋅ sin θ Bd 6. M = (Cw −. 11.
(28) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 第二節. 平接接點（Butted Nuki Joint）. 當匠師沒有辦法找到足夠長度的梁構件時，往往會利用兩根不同的梁搭 接在一起，且往往是搭接於梁與柱相互貫穿的位置，Chang and Hsu 亦曾針 對這一類的接點提出預測其力量－位移關係的公式，說明如後： 此類接點受力後，其旋轉行為如圖 3-3 所示。由圖 3-3(b)可知，當接點 旋轉到 θ o 的角度時，接點才會開始出現彎矩抵抗力，而如果接點持續旋轉， 會在梁上端產生一壓力側（圖 3-3(b)），但是由於這樣的情形下，梁本身合 力並不平衡，因此梁會往下沈，直到上半部壓力合力與下半部壓力合力相同 為止（圖 3-3(d)）。. Cw. initial gap,δ. initial slip,θo rotation support. (a). (b). top compression zone. compression zone lc,t. θ=θo +θ＇ θo. θ. θ＇. lc,b. bottom compression zone. (c). (d). 圖 3-3 平接接點受外力旋轉後行為 資料來源：本研究繪製. 12.
(29) 第三章 評估方法說明 而平接接點在旋轉 θ 角度後，其量與柱的關係如圖 3-4 所示。圖 3-4 中 的 l c ,t 及 l c ,b 分別代表梁上端與下端受到柱子壓縮的壓縮長度。而接點在這樣 的旋轉角度下，梁本身的自由體圖如圖 3-5 所示。由圖 3-5 可知，接點主要 利用梁上下兩端的壓縮（Embedment）與摩擦歷來抵抗彎矩外力。. 圖 3-4 梁在旋轉 θ 後與柱相互貫穿部位的關係 資料來源：本研究繪製. 13.
(30) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. fres,t ffric,t. M. θ ffric,b fres,b. 圖 3-5 梁在旋轉 θ 後的自由體圖 資料來源：本研究繪製 由圖 3-4 與 3-5 可知，梁上下兩端的合力皆相同，且可用下式表示：. 1 ⋅ l c ,t ⋅ Bw ⋅ ε max,t ⋅ E ⊥ ⋅ β (θ ) 2 1 2 B ⋅E = ⋅ lc ,t ⋅ w ⊥ ⋅ β (θ ) ⋅ sin θ ⋅ cos 2 θ Bd 2. f res ,t (θ ) =. 式中 β (θ ) 考慮木材的非正交壓縮的 Hankinson 公式，其表示方式與前一 節相同。 另外由幾何條件可以知道下面關係：. lc ,b = lc ,t ⋅ cos θ Bd + δ + l c ,b ⋅ tan θ + lc ,t ⋅ sin θ ⋅ cos θ = L ⋅ sin(θ + φ ) 結合此二式，我們可以求得 l c ,t 的計算公式：. l c ,t =. L ⋅ sin(θ + φ ) − Bd − δ sin θ ⋅ (1 + cos θ ). ⎞ ⎛1 其中 L = Bd + ⎜ Cw ⎟ ⎠ ⎝2 2. 14. 2.
(31) 第三章 評估方法說明 在求得合力後，乘上力臂我們可以計算因為壓縮所產生的彎矩抵抗力：. M em (θ ) = Lem (θ ) ⋅ f res ,t (θ ) 式中 Lem 表示該分量的力臂，可用下式計算：. 1⎞ 1 ⎛2 Lem (θ ) = L ⋅ cos(θ + φ ) − lc ,t ⋅ ⎜ ⋅ cos 2 θ − ⎟ − ⋅ lc ,b 3⎠ 3 ⎝3 1 = L ⋅ cos(θ + φ ) − ⋅ lc ,t ⋅ 2 ⋅ cos 2 θ + cos θ − 1 3. [. ]. 另外，在摩擦力所提供彎矩抵抗力方面，其合力可用下式表示： ⎧ f fric ,t (θ ) = μ ⋅ f res ,t ⎨ ⎩ f fric,b (θ ) = μ ⋅ f res ,b. 過去有一些研究曾針對木材對木材的摩擦力進行研究[16、17]，在本文 中假設木材對木材的摩擦係數為 0.6。因此整個彎矩抵抗分量可由下式表示：. M fric (θ ) = L fric ⋅ f fric (θ ) 式中力臂為 L fric = Bd + δ 。. 15.
(32) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 第三節. 燕尾榫接點. 傳統穿鬬式木構架扇第一穿往往需要很長的構件，因此當無法找到足夠 長度的構件時，匠師往往利用燕尾榫將兩根不同的構件相互搭接，並隱藏在 柱子之中。而當第二穿也需要很長的構件時，有時連第二穿都會使用燕尾榫 搭接。因此瞭解如何評估燕尾榫搭接後穿鬬式木構架接點的勁度與強度是相 當重要的。 張紋韶在其博士論文中提出了下列彎矩－旋轉角關係，可在本研究中做 為參考：. M DC = (0.3943 × Bw ⋅ E ⊥ − 4.1887) ⋅ (1 − e −16.835×θ ) 式中 Bw 、 E ⊥ 分別代表樑的寬度與梁材料的逆向彈性係數（Kg/cm2） 。若是針 對該類型接點之初始旋轉勁度，則可使用下式：. K i , DC = 6.223 × Bw × E ⊥ − 290 .61 式中 K i ,DC 為該類型接點的初始旋轉勁度（kg-m/rad.） ， Bw 、 E ⊥ 分別代表樑 的寬度與梁材料的逆向彈性係數（Kg/cm2）。. 16.
(33) 第三章 評估方法說明. 第四節. 鉤逗榫與踏步燕尾榫. 鉤逗榫與踏步燕尾榫常常被使用於兩個平行的穿鬬式木構架間的連接， 也就是面外接點，尤其是在界屏與架扇的交會點或是燈樑的位置（如圖 3-6）。而過去的研究報告中，本研究團對亦曾針對傳統鉤逗榫與踏步燕尾榫 進行足尺實驗，並分析其初始勁度與降服強度，得到以下關係：. 鉤逗榫初始勁度：. Ki = 7.306 × W 2 + 2.352 × H × D + 317.163 鉤逗榫極限彎矩強度： M = 19.629 − 12.459 × W 踏步燕尾榫初始勁度： Ki = 43.384 + 8.79 × H × W 鉤逗榫極限彎矩強度：. M = −18.801 − 0.885 × W 2 − 0.273 × H × D 其中 Ki、M、W、H、D 分別代表接點的旋轉勁度（kg-m） 、接點的極限彎矩（kg-m） 、 梁的寬度（cm）、梁的深度（cm）及梁插入柱材的深度（cm）。相關的符號如 圖 3-7 所示。. 與落柱相接的木梁. 圖 3-6 鉤逗榫與踏步燕尾榫的使用位置 資料來源：張紋韶，2005. 17.
(34) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. W. L. D. W. D. L. L H. L. H. 圖 3-7 鉤逗榫與踏步燕尾榫標準形式與符號說明 資料來源：本研究繪製 此外鉤逗榫除了在上述兩個地方使用外，上發現會用在木堵板牆體上橫 框與兩邊柱子交會之處。而且實驗結果顯示，在相同的情形下，踏步燕尾榫 的極限彎矩都顯著大於鉤逗榫。而在鉤逗榫承受往覆載重時，第二週次勁度 衰減約為第一週次的 77%，而第三週次又約為第二週次的 60％；對踏步燕尾 榫而言，第二週次衰減約為第一週次的 90%，第三週次約為第二週次的 50%。 因此踏步燕尾榫在第二週次的勁度衰減率有較好的表現。. 18.
(35) 第三章 評估方法說明. 第五節. 木堵板牆. Chang 等人曾針對木堵板壁體進行研究，並提出理論模型，說明如後： 整道木堵板牆體的水平側向力抵抗能力可用彎矩表示，亦即：. M total = V ⋅ H = nu ⋅ M unit 式中V、H、nu、Munit分別代表牆體所受到的水平剪力、牆體高度、牆體中單 板數量及單板本身可以承受的彎矩。 由圖 3-8 可知，單板所受到的外力主要包括：(1)壓縮(Embedment)；(2) 摩擦力；及(3)竹釘所提供剪力強度的貢獻。其中壓縮及摩擦力係因單板與上 下兩橫樑接觸所造成，竹釘的影響則是起因於兩相鄰單板之間的相互錯位而 起。分別以ME、MF及MB表示，如下式所示。 B. M unit = M E + M F + M B 在壓縮造成的影響方面(ME)，其分量可以用壓縮所造成的合力(FE)及壓 縮的力臂(LE)的乘積：. M E ,elastic= FE ⋅ LE 值得注意的是，由單板的自由體圖(圖 3-5)可知，基於單板上下兩壓縮合 力的平衡，上下兩壓縮合力應相等，亦即：. FE = FE ,t = FE ,b 其中合力可用下式計算： lct ⋅ Tb ⋅ E⊥ , t ⋅ α (θ ) ⋅ sin θ ⋅ cos2 θ 2 ⋅ Bd t 2. FE = FE ,t =. 式中Tb為單板的厚度， E⊥ ,t 為上端橫樑的逆紋彈性模數(Modulus of elasticity. perpendicular to the grain)，Bdt為上端橫樑的深度；而lct為單板與上橫樑接觸 所造成的壓縮長度，其計算如下式所示： ξ ⋅ Wb lct = (1 + ξ ) ⋅ cos θ. 19.
(36) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. Compre ssion F orce. Top beam. F. E ,t Friction Force. Bambo o Dowel Action. M unit. Bottom beam. FE ,b. Embedment. 圖 3-8 單板旋轉後的自由體圖 資料來源：張紋韶 2005 上式中，ξ為上下兩橫樑的幾何及材料相互關係，如果上下兩橫樑有相同的 幾何與材料條件，則ξ=1。ξ可表示如下式：. ξ=. Bd t ⋅ E⊥ ,b Bd b ⋅ E⊥ ,t. 其中Bdt及Bdb分別為上端橫樑及下端橫樑的梁深，而 E⊥ ,t 及 E⊥ ,b 則分別為上下 兩端橫樑逆紋彈性模數。. 另外，由於單板因為旋轉而壓縮上下兩橫樑，當單板旋轉到θ的角度 時，對於上下兩橫樑來說其壓縮並非垂直纖維方向，而是跟纖維方向有一個 θ的傾斜角，利用 Hankinson formula 在假設 n=3.1 的情形下所獲得α(θ)的 公式，因此α(θ)亦可以說是因為傾斜壓縮纖維的影響因子，可表示如下：. α (θ ) =. 20 20 ⋅ cos θ + sin 3.1 θ 3.1. 最後在壓縮所造成的合力其力臂可以表示如後：. 2 LE = Wb − ⋅ lc ⋅ cosθ 3. 20.
(37) 第三章 評估方法說明 在摩擦造成的貢獻方面，由圖 3-8 可知，其可提供的抗彎矩能力為摩擦 所造成的合力(FF)與其力臂(Hb)的乘積，如下式所示：. M F = FF × H b 式中Hb為單板的高度。 由於摩擦所造成的合力方面可利用壓縮所造成的合力與摩擦係數相乘， 亦即：. FF = μ ⋅ FE ,t 過去針對木材對木材的摩擦的研究相當有限，一般認為合理的範圍介於. 0.10-0.65 在此摩擦係數則是採用 0.5。 在竹釘所造成的貢獻方面，其彎矩抵抗可用下式計算：. M B = FB × Wb × nb 式中FB、Wb及nb分別代表單一竹釘所提供的剪力合力、力臂及單板中竹釘的 數量。而單一竹釘所提供的剪力合力可利用針對竹釘進行剪力實驗(Double. shear experiment)，並求得其剪力剛度(Dowel stiffness, kb)，最後表示如下：. FB = kb ⋅ Wb ⋅ tan θ. 在實驗後可得斷面 4×4 mm，長度 70 mm的竹釘其剪力剛度為 3.78×104 N/m。. 21.
(38) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 第六節. 編泥牆. 由於前兩年度的編泥牆實驗僅針對影響編泥牆強度的因子進行討論，因 此並沒有一套可資參考的評估公式，但在此本研究針對過去做過足尺實驗， 利用日本『木造住宅の耐震診斷と補強方法』所提供的方法來計算剪力抵抗 因子(Shear Resistant Factor, SRF)，並利用這樣的因子來探討我國傳統編泥牆 的力學特性。該剪力抵抗因子的計算方式如下式所示：. SRF =. V ( kN ) 1.96 × L( m ). 其中 V 為牆體在 1/120 變位時的水平剪力強度，當 V=1.96kN 時，將 SRF 訂為 1，而且建議針對任何牆體，其剪力抵抗因子應大於 1。 在過去的實驗中，我們探討了八種不同構造的編泥牆力學特性，因此我 們將不同構造方式的編泥牆其剪力抵抗因子說明如後，並將此八道牆體的相 關資料列如表 3-1，要注意的是本文中所使用的牆體代號與過去的報告相同：. 表 3-1 編竹泥牆試體資料與實驗結果 試體 暗梗 代號 數 1根 對照組 O 2根 討論籬 A1. 籬梗 長度 42 ㎝. 籬梗 數量 6根. 籬梗 間距 15 ㎝. 籬仔 材料 莿竹. 籬仔 編法 豎竹. 土塗 有無 有. 0.82. 26 ㎝. 6根. 15 ㎝. 莿竹. 豎竹. 有. 1.13. 梗長度 討論籬 梗間距 討論籬 仔材料 與編法 討論有 無塗土. SRF. A3. 0. 90 ㎝. 6根. 15 ㎝. 莿竹. 豎竹. 有. 1.10. B2. 1根. 42 ㎝. 4根. 26 ㎝. 莿竹. 豎竹. 有. 0.62. C2. 1根. 42 ㎝. 6根. 15 ㎝. 莿竹. 倒竹. 有. 1.10. C3. 1根. 42 ㎝. 6根. 15 ㎝. 桂竹. 倒竹. 有. 0.76. C4. 1根. 42 ㎝. 4根. 26 ㎝ 五節芒. -. 有. 0.96. D2. 1根. 42 ㎝. 6根. 15 ㎝. 豎竹. 無. 0.01. 莿竹. 資料來源：蔡侑樺，2004 由上表我們可以瞭解各種不同構造方式的編泥牆體的剪力抵抗係數，而 且台灣的編泥牆的剪力抵抗係數大多介於 0.6 至 1.1 之間。因此未來當我們. 22.
(39) 第三章 評估方法說明 知道編泥牆體的構造形式後，則可以用上表所提到的剪力抵抗係數來評估。. 23.
(40) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 前面文獻回顧章節中我們已經點出國內外針對木構造進行結構安全評估 時，往往牽涉到太多的假設，加上評估後往往很少進行足尺的整架實驗，導 致沒有辦法驗證評估過程的合理性及有效性。基於此，本研究案與另一研究 案『傳統穿鬪式木構架足尺力學試驗』互相搭配。該案選取一個實際存在的 案例，製作試體後進行足尺力學試驗，而本研究案依照前一章節所說明之方 法分析該案所試驗的架扇，再將實驗結果與分析結果加以比較後討論。 該研究在考慮空間限制以後選擇台南縣鹽水鎮歡雅里大莊 88 號趙厝為 藍本，在實際量測架扇及構件（包括梁、柱等）的尺寸後繪圖由大木匠師製 作足尺試體。整個架扇的高度約 3.6 m，寬度約 6.6m。在材料方面，不管是 木堵板牆或是架扇材料皆使用福杉（Cunninghamia lanceolata）。. 第一節. 試體 MWW. 壹、試體概述. 前面提及試體 MWW 的藍本是台南縣鹽水鎮歡雅里大莊 88 號趙厝，架扇高 度 360cm，寬度 660cm，各個構件的尺寸如表 4-1 所示。整個構架的構造示意 圖如圖 4-1 所示。由該圖我們可以發現牆體從上而下依序是編泥牆、木堵板 牆與木堵板牆。而第一穿與第二穿的接法方面，匠師利用燕尾榫來搭接兩根 構件，接著再利用楔子將梁柱之間的孔洞固定。而在木堵板牆方面，整個牆 體編框包括上堵框、腰堵框與下堵框及兩旁的抱柱。而抱柱亦利用楔子與旁 邊的落柱接合，匠師除了利用楔子之外，也會利用木膠加以固定。此外，上 堵框主要是與落柱搭接，並利用上堵框本身的榫卯系統來固定落柱，而在上 堵框兩端的位置匠師則製作「鉤逗榫」來與落柱相接（如圖 4-2）。 而彎插係利用彎插樣本放置於木材面，並描繪其輪廓，再依照所繪製的 圖稿進行材切與修正。彎插的接點採用平接方式，一端放入落柱之榫孔，並 以楔子輔助；而另一端則與筒仔搭接（圖 4-3）。. 25.
(41) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 表 4-1 木構架規模. 共11架. 面內9架. 試體尺寸表. 前挑簷1架. 後挑簷1架. 進深方向（cm）. 5落柱 垂直方向（cm）. 進深長度. 485. 中柱. 360. 中柱至前二架. 50. 前三架柱. 324. 前二架至前三架. 50. 前五架柱. 280. 前三架至前四架. 55. 後三架柱. 318. 前四架至前五架. 70. 後五架柱. 270. 前五架前六架. 85. 地面層至第一穿. 213. 中柱至後二架. 55. 後二架至後三架. 65. 後三架至後四架. 65. 後四架至後五架. 75. 後五架後六架. 90. 後六架. 後五架. 90. 後四架. 75. 後三架. 65. 後二架. 65. 中柱. 55. 編泥牆. 50. 前三架. 50. 前四架. 55. 前五架. 70. 前六架. 85. 編泥牆 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 前二架. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 第一穿. 木堵板壁. 木堵板壁. 木堵板壁 木堵板壁. 木堵板壁. 木堵板壁. 木堵板壁 木堵板壁. 213. 485. 資料來源：本研究整理. 26. 360. 木堵板壁. 280. 木堵板壁. 木堵板壁. 324. 木堵板壁. 270. 木堵板壁. 318. 木堵板壁. 木堵板壁.
(42) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. 彎插. 籐箍. 抱柱 楔子. 筒仔. 楔子 抱柱 楔子. 第三穿 抱柱 第二穿. 第一穿 抱柱. 上堵框 木堵板壁 木堵板壁. 線框. 落柱 腰堵框 木堵板壁 木堵板壁. 線框. 下堵框. 圖 4-1 穿鬪式架扇試體構造示意圖 資料來源：本研究繪製. 27.
(43) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 彎插. 籐箍. 抱柱 楔子. 筒仔. 第三穿 楔子 抱柱 第二穿 楔子. 圖 4-2 鉤逗榫與落柱利用鉤逗 榫搭接. 圖 4-3 彎插構造示意圖 資料來源：本研究繪製. 資料來源：本研究拍攝 貳、評估結果. 由下圖我們可以知道，MWW 整個架扇的水平抵抗主要來自三個機構，包 括（1）接點 TJ1 至 TJ18；（2）MW1 至 MW12；及（3）WW1 至 WW14。 由前面章節說明我們可以瞭解，TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、 TJ12、TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是 平接接點。而在編泥牆方面，在該構架中採用的構造形式與表 3-1 中的代號 A3 類似，因此剪力抵抗係數採用 1.1。 在計算過程中，我們首先將所有的元件的水平抵抗力乘上適當的力臂， 然後在相加以後可以得到整個構架可以承受的因為水平測向力以及二次彎矩 所產生的彎矩總和。待求出總和後，再反推該架構所能反抵抗的水平側向力。. 28.
(44) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. MW1 TJ2. TJ1. TJ6 MW7 TJ12. MW3 TJ7 TJ8. MW4. MW8. MW9. TJ13. MW2 TJ3. TJ5. TJ4 MW5. TJ14. MW6 TJ10. TJ9 MW10 TJ15. WW1. WW2 WW3. WW4. WW5. WW8. WW9 WW10. WW11 WW12. TJ11. MW11 MW12 TJ17 TJ16 TJ18. WW6. WW7. WW13. WW14. 圖 4-4 試體MWW抵抗水平力機構 資料來源：本研究繪製 1.編泥牆抵抗力：. 在圖 4-4 中，編泥牆體共有 12 道具有抵抗能力，MW1 與 MW2 總長度為 0.57m，而高度為 0.23m，因此總抵抗力為 0.57m×1.96KN/m×0.23m＝0.257 kN-m。而 MW3 至 MW6 的高程皆相同，皆約 0.35，且總長度約 2.47m，依據前 面計算方式我們可以得到總抵抗力為 1.69 kN-m；依據同樣的方法，我們可 以計算出 MW7 至 MW12 的總抵抗力約為 1.73kN-m。因此我們可以瞭解編泥牆 的總抵抗力約為 3.707kN-m。而根據國外的研究結果顯示，整個編泥牆體在 側向變位達到 1/60 時，會失去作用，因此我們可以將整個編泥牆抵抗力繪製 如圖 4-5 所示一般。. 29.
(45) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. Moment resistance (kN-m). 6. 4. 2. 0 0. 0.005. 0.01. 0.015. 0.02. Story drift (%). 圖 4-5 編泥牆總抵抗力 資料來源：本研究繪製 2.木堵板牆抵抗力：. 而在木堵板牆方面，我們依照前面說明依序將 WW1 至 WW14 的抵抗力計算 出來，分別可求出各個木堵板牆的抵抗力。例如我們可將 WW1 的水平抵抗力 繪製如圖 4-6。因此我們將所有的牆體抵抗強度分別累加，得到如圖 4-7 的 圖。由圖 4-7 我們可以瞭解到，木堵板牆體的極限抵抗力出現在約 10%的層 間變位，約為 78kN-m，可見對於抵抗水平作用力來說，木堵板牆的效果與編 泥牆的效果相比好相當多。另外要注意的是，由於木堵板壁在產生旋轉的時 候 ， 對 於 上 樑 與 下 樑 會 產 生 局 部 壓 縮 （ partial compression 或 稱 embedment） ，因此其抵抗力會逐漸增加，並不會像編泥牆一般整個失去作用， 這也是傳統木堵板壁的結構特性。. 30.
(46) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. Resistance (kN-m). 20 15 10 5 0 0.000. 圖 4-3 WW1 牆體的總抵抗力 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-6 牆體WW1 總抵抗力 資料來源：本研究繪製. Resistance (kN-m). 80 60 40 20 0 0.000. 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-7 所有木堵板壁的總抵抗力 資料來源：本研究繪製. 31.
(47) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 3.接點抵抗能力：. 由於前面述及在接點中，TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、 TJ12、TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是 平接接點。因此我們依據前面章節所說明的方法來分別計算各個接點的抵抗 力，舉例來說，在考慮接點編號 TJ3 以後，我們可以將接點的彎矩-旋轉關係 繪製如圖 4-8 所示，而在考慮各種不同接點並分別計算後，我們可以把所有 接點彎矩-旋轉關係的總和繪製如圖 4-9。由圖 4-9 我們可以瞭解到，整個架 扇的水平力抵抗機構中，木堵板牆體所扮演的角色最為重要，其次則為接點， 再來才是編竹泥牆體。. Moment (kN-m). 2.5 2 1.5 1 0.5 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. Rotation (rad.). 圖 4-8 接點TJ3 的彎矩-旋轉角關係 資料來源：本研究繪製. 32. 0.1.
(48) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. Moment (kN-m). 40 32 24 16 8 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Rotation (rad.). 圖 4-9 所有接點的彎矩-旋轉角關係之總和 資料來源：本研究繪製 依據前面的說明，我們如果將所有的水平力抵抗機構之抵抗能力相加， 則可以得到如圖 4-10 所示的推垮曲線，而我們在該曲線可以看到編泥牆大約 在 1/60 的變位開始產生破壞。. Moment (kN-m). 200 150 100 50 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Story drift. 圖 4-10 整個架扇的靜力推垮曲線 資料來源：本研究繪製. 33.
(49) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 預測與試體實驗時的遲滯迴圈比較如圖 4-11 所示，由圖 4-11 可知，在 初始的線性階段，整個預測的效果可以說是相當的好，唯進到非線性階段的 後期，整個架扇仍然有相當不錯的抵抗力，但是在預測的結果上並沒有顯示 出來。這樣的原因係因為當初在建立文獻中的理論模型時，對於非線性階段 取的相對保守，亦即沒有考慮木材受到局部壓縮時，周遭材料所會提供的幫 助，因此理論模型的強度在這一個階段與實際實驗結果相比會相對較小。 300. Moment (kM-m). 200. 100. 0 -0.08. -0.04. 0. 0.04. -100. -200 Story drift. 圖 4-11 實驗結果與預測結果之比較 資料來源：本研究繪製. 34. 0.08.
(50) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. 第二節. 試體 MMW. 壹、試體概述. 由圖 4-12 我們可以知道，MMW 整個架扇的水平抵抗主要來自三個機 構，包括（1）接點 TJ1 至 TJ18； （2）MW1 至 MW16；及（3）WW1 至 WW7。 如同架扇 MWW 一樣， TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、TJ12、 TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是平接接 點。而在編泥牆方面，我們設定剪力抵抗係數採用 1.1。在計算過程中，我 們首先將所有的元件的水平抵抗力乘上適當的力臂，然後在相加以後可以得 到整個構架可以承受的因為水平測向力以及二次彎矩所產生的彎矩總和。待 求出總和後，再反推該架構所能反抵抗的水平側向力。. MW1 TJ2. TJ1. TJ6 MW7 TJ12. MW3 TJ7 TJ8. MW4. MW8. MW9. TJ13. MW13. WW1. MW2 TJ3. TJ5. TJ4 MW5. TJ14. MW10 TJ15. MW14. WW2 WW3. MW6 TJ10. TJ9. MW15. WW4. WW5. TJ11. MW11 MW12 TJ17 TJ16 TJ18. MW16. WW6. WW7. 圖 4-12 試體MMW各結構元件編號 資料來源：本研究繪製. 35.
(51) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 貳、評估結果. 1.編泥牆抵抗力：. 在圖 4-12 中，編泥牆體共有 16 道具有抵抗能力，其中中堵有四道，上 堵有 12 道。與試體 MWW 相同，MW1 與 MW2 總長度為 0.57m，而高度為 0.23m，因此總抵抗力為 0.57m×1.96KN/m×0.23m＝0.257 kN-m。而 MW3 至 MW6 的高程皆相同，皆約 0.35，且總長度約 2.47m，依據前面計算方式我們 可以得到總抵抗力為 1.69 kN-m；依據同樣的方法，我們可以計算出 MW7 至 MW12 的總抵抗力約為 1.73kN-m。另外，我們可以計算編泥牆 MW13 至 MW16 之 總 長 度 為 2.96m ， 壁 體 高 度 為 0.91m ， 計 算 起 來 抵 抗 力 應 為 5.279kN-m。因此我們可以瞭解編泥牆的總抵抗力約為 8.986 kN-m。而根據 國外的研究結果顯示，整個編泥牆體在側向變位達到 1/60 時，會失去作用， 因此我們可以將整個編泥牆抵抗力繪製如圖 4-13 所示一般。. Moment (kN-m). 9. 6. 3. 0 0. 0.005. 0.01. 0.015. 0.02. Story drift. 圖 4-13 編泥牆總抵抗力 資料來源：本研究繪製 2.木堵板牆抵抗力：. 而在木堵板牆方面，我們依照前面說明依序將 WW1 至 WW7 的抵抗力. 36.
(52) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 計算出來，分別可求出各個木堵板牆的抵抗力。例如我們可將 WW1 的水平 抵抗力繪製如圖 4-14。因此我們將所有的牆體抵抗強度分別累加，得到如圖 4-15 的圖。由圖 4-15 我們可以瞭解到，木堵板牆體的極限抵抗力出現在約 5%的層間變位，約為 64kN-m，可見對於抵抗水平作用力來說，木堵板牆的效 果與編泥牆的效果相比好相當多。另外要注意的是，由於木堵板壁在產生旋 轉的時候，對於上樑與下樑會產生局部壓縮（partial compression 或稱 embedment） ，因此其抵抗力會逐漸增加，並不會像編泥牆一般整個失去作用， 這也是傳統木堵板壁的結構特性。. Resistance (kN-m). 20 15 10 5 0 0.000. 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-14 牆體WW1 總抵抗力 資料來源：本研究繪製. Resistance (kN-m). 80 60 40 20 0 0.000. 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-15 所有木堵板壁的總抵抗力 資料來源：本研究繪製. 37.
(53) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 3.接點的抵抗力：. 由於前面述及在接點中，TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、 TJ12、TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是 平接接點。因此我們依據前面章節所說明的方法來分別計算各個接點的抵抗 力，舉例來說，在考慮接點編號 TJ3 以後，我們可以將接點的彎矩-旋轉關係 繪製如圖 4-16 所示，而在考慮各種不同接點並分別計算後，我們可以把所有 接點彎矩-旋轉關係的總和繪製如圖 4-17。. Moment (kN-m). 2.5 2 1.5 1 0.5 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Rotation (rad.). 圖 4-16 接點TJ3 的彎矩-旋轉角關係 資料來源：本研究繪製. Moment (kN-m). 40 32 24 16 8 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Rotation (rad.). 圖 4-17 架扇MMW所有接點的彎矩-旋轉角關係之總和 資料來源：本研究繪製. 38.
(54) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 依據前面的說明，我們如果將所有的水平力抵抗機構之抵抗能力相加， 則可以得到推垮曲線，而我們在該曲線可以看到編泥牆大約在 1/60 的變位開 始產生破壞。預測與試體實驗時的遲滯迴圈比較如圖 4-18 所示，在初始的線 性階段，整個預測的效果可以說是相當的好，進到非線性階段後期整個架扇 仍然有相當不錯的抵抗力，但是在預測的結果上並沒有顯示出來。其相關原 因應與前一節所述相同。. 120. Moment (kN-m). 80 40 0 -0.08. -0.04. 0. 0.04. 0.08. -40 -80 -120 Story drift. 圖 4-18 MMW實驗結果與預測結果之比較 資料來源：本研究繪製. 39.
(55) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 第三節. 評估結果探討. 由前兩節討論我們可以瞭解，在利用靜態推垮曲線法來評估傳統穿鬪式 木構架架扇時，在線性階段的預測效果相當好，而在非線性階段則有低估的 現象發生。這樣的原因是因為在過去文獻中我們建立理論模型時，大多利用 虎克定律（Hooke’s Law），而非利用木材局部壓縮的理論來建立，這樣在非 線性大量變形的情形下會有誤差的產生。以圖 4-19 為例，木材的局部壓縮有 三種不同的情形，在圖 4-19(b)為較常見的形式，而由下圖我們可以發現局部 壓縮影響的區域，而利用虎克定律則會在這個區域產生誤差。. (a). The surrounding zones were affected due to partial compression. (b). The surrounding zone was affected due to partial compression. (c). 圖 4-19 三種不同的局部壓縮型態 資料來源：本研究繪製 另一個值得注意的點是，國外的文獻顯示傳統的編竹泥牆在 1/60 的變形 時即產生破壞，而失去效用；而實際的實驗結果顯示國內的編竹泥牆牆體一 直到 1/40 才會達到完全破壞進而失去強度。對照過去的實驗結果我們也可以 發現，台灣傳統的編竹泥牆其抵抗力會一直維持到 1/40 的變位才會失去效 用，這個部分可以相互印證。因此未來建議將傳統編竹泥牆的極限變位設定 為 1/40 的側向變位，以與實驗相符。 在試體 MWW 的各個結構元件（包括編竹泥牆、木堵板牆以及接點等） 在抵抗側向力扮演的角色方面，我們發現編竹泥牆所扮演的角色相當的次 要；整個架扇的側向力抵抗力主要由木堵板牆體來提供（佔了 70%以上） ，而 40.
(56) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 接點次之。而試體 MMW 方面，由於中堵為編竹泥牆，因此編竹泥牆的抵抗力 百分比上升，但仍僅是次要的抵抗元素（約 15%） ，而在這樣的試體中，木堵 板牆體佔了約 45%，接點則佔了 40%。. 41.
(57) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 42.
(58) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 前面文獻回顧章節中我們已經點出國內外針對木構造進行結構安全評估 時，往往牽涉到太多的假設，加上評估後往往很少進行足尺的整架實驗，導 致沒有辦法驗證評估過程的合理性及有效性。基於此，本研究案與另一研究 案『傳統穿鬪式木構架足尺力學試驗』互相搭配。該案選取一個實際存在的 案例，製作試體後進行足尺力學試驗，而本研究案依照前一章節所說明之方 法分析該案所試驗的架扇，再將實驗結果與分析結果加以比較後討論。 該研究在考慮空間限制以後選擇台南縣鹽水鎮歡雅里大莊 88 號趙厝為 藍本，在實際量測架扇及構件（包括梁、柱等）的尺寸後繪圖由大木匠師製 作足尺試體。整個架扇的高度約 3.6 m，寬度約 6.6m。在材料方面，不管是 木堵板牆或是架扇材料皆使用福杉（Cunninghamia lanceolata）。. 第一節. 試體 MWW. 壹、試體概述. 前面提及試體 MWW 的藍本是台南縣鹽水鎮歡雅里大莊 88 號趙厝，架扇高 度 360cm，寬度 660cm，各個構件的尺寸如表 4-1 所示。整個構架的構造示意 圖如圖 4-1 所示。由該圖我們可以發現牆體從上而下依序是編泥牆、木堵板 牆與木堵板牆。而第一穿與第二穿的接法方面，匠師利用燕尾榫來搭接兩根 構件，接著再利用楔子將梁柱之間的孔洞固定。而在木堵板牆方面，整個牆 體編框包括上堵框、腰堵框與下堵框及兩旁的抱柱。而抱柱亦利用楔子與旁 邊的落柱接合，匠師除了利用楔子之外，也會利用木膠加以固定。此外，上 堵框主要是與落柱搭接，並利用上堵框本身的榫卯系統來固定落柱，而在上 堵框兩端的位置匠師則製作「鉤逗榫」來與落柱相接（如圖 4-2）。 而彎插係利用彎插樣本放置於木材面，並描繪其輪廓，再依照所繪製的 圖稿進行材切與修正。彎插的接點採用平接方式，一端放入落柱之榫孔，並 以楔子輔助；而另一端則與筒仔搭接（圖 4-3）。. 25.
(59) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 表 4-1 木構架規模. 共11架. 面內9架. 試體尺寸表. 前挑簷1架. 後挑簷1架. 進深方向（cm）. 5落柱 垂直方向（cm）. 進深長度. 485. 中柱. 360. 中柱至前二架. 50. 前三架柱. 324. 前二架至前三架. 50. 前五架柱. 280. 前三架至前四架. 55. 後三架柱. 318. 前四架至前五架. 70. 後五架柱. 270. 前五架前六架. 85. 地面層至第一穿. 213. 中柱至後二架. 55. 後二架至後三架. 65. 後三架至後四架. 65. 後四架至後五架. 75. 後五架後六架. 90. 後六架. 後五架. 90. 後四架. 75. 後三架. 65. 後二架. 65. 中柱. 55. 編泥牆. 50. 前三架. 50. 前四架. 55. 前五架. 70. 前六架. 85. 編泥牆 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 前二架. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 編泥牆. 第一穿. 木堵板壁. 木堵板壁. 木堵板壁 木堵板壁. 木堵板壁. 木堵板壁. 木堵板壁 木堵板壁. 213. 485. 資料來源：本研究整理. 26. 360. 木堵板壁. 280. 木堵板壁. 木堵板壁. 324. 木堵板壁. 270. 木堵板壁. 318. 木堵板壁. 木堵板壁.
(60) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. 彎插. 籐箍. 抱柱 楔子. 筒仔. 楔子 抱柱 楔子. 第三穿 抱柱 第二穿. 第一穿 抱柱. 上堵框 木堵板壁 木堵板壁. 線框. 落柱 腰堵框 木堵板壁 木堵板壁. 線框. 下堵框. 圖 4-1 穿鬪式架扇試體構造示意圖 資料來源：本研究繪製. 27.
(61) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 彎插. 籐箍. 抱柱 楔子. 筒仔. 第三穿 楔子 抱柱 第二穿 楔子. 圖 4-2 鉤逗榫與落柱利用鉤逗 榫搭接. 圖 4-3 彎插構造示意圖 資料來源：本研究繪製. 資料來源：本研究拍攝 貳、評估結果. 由下圖我們可以知道，MWW 整個架扇的水平抵抗主要來自三個機構，包 括（1）接點 TJ1 至 TJ18；（2）MW1 至 MW12；及（3）WW1 至 WW14。 由前面章節說明我們可以瞭解，TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、 TJ12、TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是 平接接點。而在編泥牆方面，在該構架中採用的構造形式與表 3-1 中的代號 A3 類似，因此剪力抵抗係數採用 1.1。 在計算過程中，我們首先將所有的元件的水平抵抗力乘上適當的力臂， 然後在相加以後可以得到整個構架可以承受的因為水平測向力以及二次彎矩 所產生的彎矩總和。待求出總和後，再反推該架構所能反抵抗的水平側向力。. 28.
(62) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. MW1 TJ2. TJ1. TJ6 MW7 TJ12. MW3 TJ7 TJ8. MW4. MW8. MW9. TJ13. MW2 TJ3. TJ5. TJ4 MW5. TJ14. MW6 TJ10. TJ9 MW10 TJ15. WW1. WW2 WW3. WW4. WW5. WW8. WW9 WW10. WW11 WW12. TJ11. MW11 MW12 TJ17 TJ16 TJ18. WW6. WW7. WW13. WW14. 圖 4-4 試體MWW抵抗水平力機構 資料來源：本研究繪製 1.編泥牆抵抗力：. 在圖 4-4 中，編泥牆體共有 12 道具有抵抗能力，MW1 與 MW2 總長度為 0.57m，而高度為 0.23m，因此總抵抗力為 0.57m×1.96KN/m×0.23m＝0.257 kN-m。而 MW3 至 MW6 的高程皆相同，皆約 0.35，且總長度約 2.47m，依據前 面計算方式我們可以得到總抵抗力為 1.69 kN-m；依據同樣的方法，我們可 以計算出 MW7 至 MW12 的總抵抗力約為 1.73kN-m。因此我們可以瞭解編泥牆 的總抵抗力約為 3.707kN-m。而根據國外的研究結果顯示，整個編泥牆體在 側向變位達到 1/60 時，會失去作用，因此我們可以將整個編泥牆抵抗力繪製 如圖 4-5 所示一般。. 29.
(63) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. Moment resistance (kN-m). 6. 4. 2. 0 0. 0.005. 0.01. 0.015. 0.02. Story drift (%). 圖 4-5 編泥牆總抵抗力 資料來源：本研究繪製 2.木堵板牆抵抗力：. 而在木堵板牆方面，我們依照前面說明依序將 WW1 至 WW14 的抵抗力計算 出來，分別可求出各個木堵板牆的抵抗力。例如我們可將 WW1 的水平抵抗力 繪製如圖 4-6。因此我們將所有的牆體抵抗強度分別累加，得到如圖 4-7 的 圖。由圖 4-7 我們可以瞭解到，木堵板牆體的極限抵抗力出現在約 10%的層 間變位，約為 78kN-m，可見對於抵抗水平作用力來說，木堵板牆的效果與編 泥牆的效果相比好相當多。另外要注意的是，由於木堵板壁在產生旋轉的時 候 ， 對 於 上 樑 與 下 樑 會 產 生 局 部 壓 縮 （ partial compression 或 稱 embedment） ，因此其抵抗力會逐漸增加，並不會像編泥牆一般整個失去作用， 這也是傳統木堵板壁的結構特性。. 30.
(64) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. Resistance (kN-m). 20 15 10 5 0 0.000. 圖 4-3 WW1 牆體的總抵抗力 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-6 牆體WW1 總抵抗力 資料來源：本研究繪製. Resistance (kN-m). 80 60 40 20 0 0.000. 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-7 所有木堵板壁的總抵抗力 資料來源：本研究繪製. 31.
(65) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 3.接點抵抗能力：. 由於前面述及在接點中，TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、 TJ12、TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是 平接接點。因此我們依據前面章節所說明的方法來分別計算各個接點的抵抗 力，舉例來說，在考慮接點編號 TJ3 以後，我們可以將接點的彎矩-旋轉關係 繪製如圖 4-8 所示，而在考慮各種不同接點並分別計算後，我們可以把所有 接點彎矩-旋轉關係的總和繪製如圖 4-9。由圖 4-9 我們可以瞭解到，整個架 扇的水平力抵抗機構中，木堵板牆體所扮演的角色最為重要，其次則為接點， 再來才是編竹泥牆體。. Moment (kN-m). 2.5 2 1.5 1 0.5 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. Rotation (rad.). 圖 4-8 接點TJ3 的彎矩-旋轉角關係 資料來源：本研究繪製. 32. 0.1.
(66) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. Moment (kN-m). 40 32 24 16 8 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Rotation (rad.). 圖 4-9 所有接點的彎矩-旋轉角關係之總和 資料來源：本研究繪製 依據前面的說明，我們如果將所有的水平力抵抗機構之抵抗能力相加， 則可以得到如圖 4-10 所示的推垮曲線，而我們在該曲線可以看到編泥牆大約 在 1/60 的變位開始產生破壞。. Moment (kN-m). 200 150 100 50 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Story drift. 圖 4-10 整個架扇的靜力推垮曲線 資料來源：本研究繪製. 33.
(67) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 預測與試體實驗時的遲滯迴圈比較如圖 4-11 所示，由圖 4-11 可知，在 初始的線性階段，整個預測的效果可以說是相當的好，唯進到非線性階段的 後期，整個架扇仍然有相當不錯的抵抗力，但是在預測的結果上並沒有顯示 出來。這樣的原因係因為當初在建立文獻中的理論模型時，對於非線性階段 取的相對保守，亦即沒有考慮木材受到局部壓縮時，周遭材料所會提供的幫 助，因此理論模型的強度在這一個階段與實際實驗結果相比會相對較小。 300. Moment (kM-m). 200. 100. 0 -0.08. -0.04. 0. 0.04. -100. -200 Story drift. 圖 4-11 實驗結果與預測結果之比較 資料來源：本研究繪製. 34. 0.08.
(68) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例. 第二節. 試體 MMW. 壹、試體概述. 由圖 4-12 我們可以知道，MMW 整個架扇的水平抵抗主要來自三個機 構，包括（1）接點 TJ1 至 TJ18； （2）MW1 至 MW16；及（3）WW1 至 WW7。 如同架扇 MWW 一樣， TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、TJ12、 TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是平接接 點。而在編泥牆方面，我們設定剪力抵抗係數採用 1.1。在計算過程中，我 們首先將所有的元件的水平抵抗力乘上適當的力臂，然後在相加以後可以得 到整個構架可以承受的因為水平測向力以及二次彎矩所產生的彎矩總和。待 求出總和後，再反推該架構所能反抵抗的水平側向力。. MW1 TJ2. TJ1. TJ6 MW7 TJ12. MW3 TJ7 TJ8. MW4. MW8. MW9. TJ13. MW13. WW1. MW2 TJ3. TJ5. TJ4 MW5. TJ14. MW10 TJ15. MW14. WW2 WW3. MW6 TJ10. TJ9. MW15. WW4. WW5. TJ11. MW11 MW12 TJ17 TJ16 TJ18. MW16. WW6. WW7. 圖 4-12 試體MMW各結構元件編號 資料來源：本研究繪製. 35.
(69) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 貳、評估結果. 1.編泥牆抵抗力：. 在圖 4-12 中，編泥牆體共有 16 道具有抵抗能力，其中中堵有四道，上 堵有 12 道。與試體 MWW 相同，MW1 與 MW2 總長度為 0.57m，而高度為 0.23m，因此總抵抗力為 0.57m×1.96KN/m×0.23m＝0.257 kN-m。而 MW3 至 MW6 的高程皆相同，皆約 0.35，且總長度約 2.47m，依據前面計算方式我們 可以得到總抵抗力為 1.69 kN-m；依據同樣的方法，我們可以計算出 MW7 至 MW12 的總抵抗力約為 1.73kN-m。另外，我們可以計算編泥牆 MW13 至 MW16 之 總 長 度 為 2.96m ， 壁 體 高 度 為 0.91m ， 計 算 起 來 抵 抗 力 應 為 5.279kN-m。因此我們可以瞭解編泥牆的總抵抗力約為 8.986 kN-m。而根據 國外的研究結果顯示，整個編泥牆體在側向變位達到 1/60 時，會失去作用， 因此我們可以將整個編泥牆抵抗力繪製如圖 4-13 所示一般。. Moment (kN-m). 9. 6. 3. 0 0. 0.005. 0.01. 0.015. 0.02. Story drift. 圖 4-13 編泥牆總抵抗力 資料來源：本研究繪製 2.木堵板牆抵抗力：. 而在木堵板牆方面，我們依照前面說明依序將 WW1 至 WW7 的抵抗力. 36.
(70) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 計算出來，分別可求出各個木堵板牆的抵抗力。例如我們可將 WW1 的水平 抵抗力繪製如圖 4-14。因此我們將所有的牆體抵抗強度分別累加，得到如圖 4-15 的圖。由圖 4-15 我們可以瞭解到，木堵板牆體的極限抵抗力出現在約 5%的層間變位，約為 64kN-m，可見對於抵抗水平作用力來說，木堵板牆的效 果與編泥牆的效果相比好相當多。另外要注意的是，由於木堵板壁在產生旋 轉的時候，對於上樑與下樑會產生局部壓縮（partial compression 或稱 embedment） ，因此其抵抗力會逐漸增加，並不會像編泥牆一般整個失去作用， 這也是傳統木堵板壁的結構特性。. Resistance (kN-m). 20 15 10 5 0 0.000. 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-14 牆體WW1 總抵抗力 資料來源：本研究繪製. Resistance (kN-m). 80 60 40 20 0 0.000. 0.020. 0.040. 0.060. 0.080. 0.100. Story Drift. 圖 4-15 所有木堵板壁的總抵抗力 資料來源：本研究繪製. 37.
(71) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立 3.接點的抵抗力：. 由於前面述及在接點中，TJ9 及 TJ15 為燕尾榫搭接，而 TJ3、TJ8、TJ10、 TJ12、TJ14、TJ16、TJ18 則是連續型接點，TJ1、TJ5、TJ6、TJ7、TJ11 則是 平接接點。因此我們依據前面章節所說明的方法來分別計算各個接點的抵抗 力，舉例來說，在考慮接點編號 TJ3 以後，我們可以將接點的彎矩-旋轉關係 繪製如圖 4-16 所示，而在考慮各種不同接點並分別計算後，我們可以把所有 接點彎矩-旋轉關係的總和繪製如圖 4-17。. Moment (kN-m). 2.5 2 1.5 1 0.5 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Rotation (rad.). 圖 4-16 接點TJ3 的彎矩-旋轉角關係 資料來源：本研究繪製. Moment (kN-m). 40 32 24 16 8 0 0. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Rotation (rad.). 圖 4-17 架扇MMW所有接點的彎矩-旋轉角關係之總和 資料來源：本研究繪製. 38.
(72) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 依據前面的說明，我們如果將所有的水平力抵抗機構之抵抗能力相加， 則可以得到推垮曲線，而我們在該曲線可以看到編泥牆大約在 1/60 的變位開 始產生破壞。預測與試體實驗時的遲滯迴圈比較如圖 4-18 所示，在初始的線 性階段，整個預測的效果可以說是相當的好，進到非線性階段後期整個架扇 仍然有相當不錯的抵抗力，但是在預測的結果上並沒有顯示出來。其相關原 因應與前一節所述相同。. 120. Moment (kN-m). 80 40 0 -0.08. -0.04. 0. 0.04. 0.08. -40 -80 -120 Story drift. 圖 4-18 MMW實驗結果與預測結果之比較 資料來源：本研究繪製. 39.
(73) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 第三節. 評估結果探討. 由前兩節討論我們可以瞭解，在利用靜態推垮曲線法來評估傳統穿鬪式 木構架架扇時，在線性階段的預測效果相當好，而在非線性階段則有低估的 現象發生。這樣的原因是因為在過去文獻中我們建立理論模型時，大多利用 虎克定律（Hooke’s Law），而非利用木材局部壓縮的理論來建立，這樣在非 線性大量變形的情形下會有誤差的產生。以圖 4-19 為例，木材的局部壓縮有 三種不同的情形，在圖 4-19(b)為較常見的形式，而由下圖我們可以發現局部 壓縮影響的區域，而利用虎克定律則會在這個區域產生誤差。. (a). The surrounding zones were affected due to partial compression. (b). The surrounding zone was affected due to partial compression. (c). 圖 4-19 三種不同的局部壓縮型態 資料來源：本研究繪製 另一個值得注意的點是，國外的文獻顯示傳統的編竹泥牆在 1/60 的變形 時即產生破壞，而失去效用；而實際的實驗結果顯示國內的編竹泥牆牆體一 直到 1/40 才會達到完全破壞進而失去強度。對照過去的實驗結果我們也可以 發現，台灣傳統的編竹泥牆其抵抗力會一直維持到 1/40 的變位才會失去效 用，這個部分可以相互印證。因此未來建議將傳統編竹泥牆的極限變位設定 為 1/40 的側向變位，以與實驗相符。 在試體 MWW 的各個結構元件（包括編竹泥牆、木堵板牆以及接點等） 在抵抗側向力扮演的角色方面，我們發現編竹泥牆所扮演的角色相當的次 要；整個架扇的側向力抵抗力主要由木堵板牆體來提供（佔了 70%以上） ，而 40.
(74) 第四章 傳統穿鬪式木構架耐震評估實例 接點次之。而試體 MMW 方面，由於中堵為編竹泥牆，因此編竹泥牆的抵抗力 百分比上升，但仍僅是次要的抵抗元素（約 15%） ，而在這樣的試體中，木堵 板牆體佔了約 45%，接點則佔了 40%。. 41.
(75) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 42.
(76) 第五章 結論與建議. 第五章. 結論與建議. 第一節. 結論. 在配合傳統穿鬬式木構造足尺實驗並且利用靜態推垮曲線法進行力量－ 變形曲線的預測後，本研究可以得到以下幾項主要結論： 1. 利用靜態推垮曲線法來預測穿鬬式木構造架扇的抵抗力可以發現， 在線性階段的預測效果相當好，而在非線性階段則有低估的現象發 生。這樣的原因是因為在過去建立理論模型時，並沒有利用木材局 部壓縮的理論來建立，因此這樣在非線性大量變形的情形下會有誤 差的產生，但整體來說，其預測效果仍是可以接受。 2. 國外的文獻顯示傳統的編竹泥牆在 1/60 的變形時即產生破壞，而失 去效用；而實際的實驗結果顯示國內的編竹泥牆牆體一直到 1/40 才 會達到完全破壞進而失去強度，這樣的現象與過去實驗結果相符。 因此未來建議將傳統編竹泥牆的極限變位設定為 1/40 的側向變位， 以與實驗相符。 3. 在試體 MWW 的各個結構元件（包括編竹泥牆、木堵板牆以及接點 等）在抵抗側向力扮演的角色方面，我們發現編竹泥牆所扮演的角 色相當的次要；整個架扇的側向力抵抗力主要由木堵板牆體來提供 （佔了 70%以上），而接點次之。而試體 MMW 方面，由於中堵為編竹 泥牆，因此編竹泥牆的抵抗力百分比上升，但仍僅是次要的抵抗元 素（約 15%），而在這樣的試體中，木堵板牆體佔了約 45%，接點則 佔了 40%。. 43.
(77) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 第二節. 建議. 建議一 針對國內現存的傳統穿鬬式木構造進行大量的評估－立即可行建議 主辦機關：行政院文化建設委員會 協辦單位：內政部建築研究所 本年度所建立起來的耐震評估方式並利用實驗加以驗證得到可接受的效 果以後可以發現，未來可以建立一套可行且簡易的評估方式，並且在平時針 對這些現存的傳統穿鬬式木構造進行耐震評估。如果發現該建築物的耐震力 不足，則應該適當的採取必要的措施，要注意的是這些評估的專業人員則必 須要先受過專業的訓練。. 建議二 針對耐震力不足的傳統穿鬬式木構造震前的補強進行研究－立即可行建 議 主辦單位：行政院文化建設委員會 協辦單位：內政部建築研究所 在大量的評估後應針對耐震力不足的傳統穿鬬式木構造進行補強，以避 免下次地震來臨時這些古蹟與歷史建築物受到嚴重的破壞。現在國內尚未有 經過驗證且有效的補強方式，因此建議未來應多鼓勵國內專家學者朝這個方 向努力，提出更多的補強措施。. 建議三 將相關研究成果編列為手冊，並加以推廣－立即可行建議 主辦單位：行政院文化建設委員會 協辦單位：內政部建築研究所 內政部建築研究所『結構修復技術整合型研究計畫』執行至今已到第四 年，在研究成果上不管是在技術報告上或是在國外期刊的發表上以累積相當 豐碩的成果。因此建議未來可考慮將本研究之研究成果編寫成手冊並加以推 廣，以促進國內古蹟修復實務界對於傳統穿鬪式木構造的瞭解。. 44.
(78) 附錄一. 附錄一 期中簡報會議記錄 內政部建築研究所 95 年度古蹟暨歷史建築保存科技計畫之「穿鬪式木構 架耐震評估方法之建立」案，期中審查會議紀錄。 一、時間：95 年 7 月 10 日（星期一）上午 9 時 30 分 二、地點：內政部建築研究所簡報室 三、主持人：葉副所長世文 四、出席人員：中原大學建築系薛教授琴、台北科技大學建築系張教授昆振、 中華民國建築師公會全聯會陳建築師鵬欽、中華民國建築技術 學會李建築師重耀、中華民國土木技師公會全聯會魏技師政光 五、審查意見 1.中原大學建築系薛教授琴審查意見： （1）在傳統大木構法中，多無人字大樑。 （2）木構造的樑頭因工匠的手法不同，差異性頗大，尤其再破壞前，各節點 的破壞彈性相當大，請注意。 （3）套裝軟體之假設，於實際傳統建築之結構行為差異大，如要運用的，應 針對各軟體有一修正或注意事項之建議。 2.台北科技大學建築系張教授昆振審查意見： （1）計畫目標之評估方法建立應與目前日本木造住宅的耐震診斷比較與討 論。 （2）評估軟體的檢驗，僅限於各節點之模擬，本案似乎建立一新的評估架構 為出發點，在現有軟體基礎上改良。 （3）評估方法建立的條件全貌尚未說明清楚。 3.中華民國建築師公會全聯會陳建築師鵬欽審查意見： （1）木構架各構件破壞時機可能不同，尤其是構件接合處。 （2）以靜態推垮曲線法，將各構件分擔外力累加，而得整個結構物之力量變形曲線，是否合理，請考慮。 （3）與木構架足尺力學試驗，應可互相參照，試驗結果或可修正本研究之耐 震評估方法。. 45.
(79) 穿鬪式木構架耐震評估方法之建立. 4.中華民國建築技術學會李建築師重耀審查意見： （1）傳統穿鬪式木構架之試驗乙案，應該是建築物之內部牆壁有多式多樣， 構造有差異應稱多樣的試驗為妥。 （2）傳統穿鬪式木構架之工法，台灣有幾個匠師派系作法若干差異，故匠師 工法中，如榫接施工中，最近古蹟修復中有發現榫接之實質參差不一， 故應選一個比較，且較完整的試體來試驗為妥。 （3）木造傳統穿鬪式構架與台灣地區中南部地區的竹造穿鬪式建築相近作 法，是否利用這個機會應該有一個試體試驗為需要，並關心中南部之部 分居住竹造的百姓。 5.中華民國土木技師公會全聯會魏技師政光審查意見： （1）資料中說，最終目的在於未來可在地震發生前，針對現存的穿鬪式木構 架進行耐震評估，如耐震能力不佳，可在震前採取適當的防護措施。如 何確定何時是震前。是否建議採取定期做耐震評估，耐震能力不佳時， 採去適當的防護措施，發生地震後，即時進行耐震評估，前後比較以確 定防護措施有效。 六、計畫主持人陳教授啟仁答覆： 1.回應中原大學建築系薛教授琴之意見： （1）榫頭破壞模式的確會依匠師施作方式改變，故本研究依先前田調結果採 取有代表性之接榫模式，以符合實際之狀況。 （2）套裝軟體之實際應用可行性，主要在於對材料性質及相關接點假設需符 合實際狀況，本研究會嘗試將實驗結果之真實性輸入相關假設中，以求 取較接近之計算及評估結果。 2.回應台北科技大學建築系張教授昆振之意見： （1）本研究與另一子計畫有相互輔助之作用，對於足尺實驗無法量測部分， 將嘗試於數值分析中模擬，足尺實驗之結果，則可回饋提供本研究模式 之修正。 （2）本研究不以建立新的分析軟體為目標，但會嘗試建立簡易可行之評估試 算表，以提供現場檢測之初步評估，其中包含輸入結構架扇之架數、構 材尺寸大小、接點形式（非破壞）判讀，以容量曲線的方式呈現結構整 體之耐震表現。至於之針對套裝軟體部分，則以建立更正確之模式假設. 46.
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