古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立
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(2) PG９６０２－００３３. 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與 修復補強技術之研究建立. 受委託者：中華民國建築學會 研究主持人：徐明福 共同主持人：張紋韶 研 究 助 理 ：陳偉傑. 內政部建築研究所委託研究報告 中華民國 96 年 11 月.
(3) MINISTRY OF THE INTERIOR RESEARCH PROJECT REPORT. Study Case on Chuan-Dou timber Analysis, Evaluation and Restoration of Historical Buildings. BY MIN FU HSU WEN SHAO CHANG WEI JYE CHEN July, 2007.
(4) 目次. 目次 表次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ Ⅲ 圖次‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ Ⅴ 摘要‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ IⅩ 第一章 緒論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 1 第一節 研究緣起與背景‧‧‧‧‧‧‧‧. 1. 第二節 研究方法‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧. 7. 第二章 文獻回顧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 9 第一節 傳統木骨泥牆力學試驗‧‧‧‧‧‧‧ 9 第二節 木堵板牆試驗‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 13 第三章 編泥牆力學實驗及木堵板牆補強策略‧‧‧ 15 第一節 編泥牆試體規劃‧‧‧‧‧‧‧‧ 15 第二節 編泥牆試體施作程序‧‧‧‧‧‧ 23 第三節 木堵板牆補強策略‧‧‧‧‧‧‧ 30 第四章 實驗結果討論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 31 第一節 H40 系列牆體‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 31 第二節 H80 系列牆體‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 47 第三節 實驗結果初步分析‧‧‧‧‧‧‧ 69 第五章 結論與建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 73 第一節 結論‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 73 第二節 建議‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 73 參考書目‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧‧ 75. I.
(5) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. II.
(6) 摘要. 摘. 要. 關鍵詞：穿鬪式木構造、編泥牆 一、研究緣起 本整合型研究計畫在第二年度時曾針對在穿鬪式木構造中編泥牆的側向 變形強度影響因子進行研究，在該案的結論中發現暗梗、籬梗的數量及壁土 有無均為影響壁體初始勁度及強度之因子，另外壁土在壁體初始勁度與強度 上亦扮演相當重要之角色。然而在該年度中僅針對其強度的材料影響因子進 行研究，對於幾何尺寸並沒有加以探討。各國的研究皆指出牆體的幾何條件 （尺寸）亦是影響牆體側向勁度的另一重要因子，因此咸認為有必要針對其 幾何條件對於勁度的影響情形加以釐清，並針對傳統穿鬪式木構造編泥牆側 向勁度推定做一系列之研究。. 二、研究方法及過程 透過適當的試體規劃，本研究設計了不同尺寸與長寬比的試體，在製作 足尺試體以後在實驗過程中施予往覆載重，並記錄該試體的反應遲滯迴圈加 以進一步分析。. 三、重要發現 在針對 21 組實體試體進行實體實驗後，我們發現： 1.當編泥牆試體有大面積土塊掉落的時候，其強度便會明顯的下降，而在土 塊還沒有掉落前，即使土塊已經剝離，但是其與周遭的土塊仍然可以靠著 彼此之間的摩擦來抵抗水平側向力，因此仍然可以維持強度。. XIII.
(7) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 2.日本現在使用的預測公式其強度用來評估我國的編泥牆會很明顯的偏低， 尤其當壁體長度增加的時候，其誤差很明顯的會拉大。 此外，本研究更分析出評估不同尺寸傳統編泥牆體的強度的評估公式。. 四、主要建議事項 基於本研究，我們可以針對未來作以下幾項建議： 立即可行之建議 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 內政部建築研究所『結構修復技術整合型研究計畫』第五年中，有針對 傳統穿鬪式木構造相關研究成果集結成冊，並計畫未來要出版相關手冊加以 推廣，因此建議本研究成果應該可以作為補充傳統編泥牆體不足之處，使之 更加完整。 立即可行之建議 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 在建研所的努力之下， 『結構修復技術整合型研究計畫』累積了五年的研 究成果，並且可以針對傳統穿鬬式木構造進行較大規模的評估作業，但是倘 若評估結果顯示該建築物的強度不足而應該要馬上進行補強，這方面的補強 技術在國內則研究的相當少，加上編泥牆牆體不僅是在傳統穿鬬式木構造可 以看到，在其他類型的構造形式亦可以發現，因此建議未來應可針對此類構 造物進行補強研究。. XIV.
(8) 摘要. ABSTRACT Keywords: Chuan-Dou timber frame, mud shear wall The factors that affect the mechanical performance of traditional mud shear wall in Taiwan have been investigated in the second year of this multi-year project. The results showed that the materials and composition of bamboo lath play an important role in resisting the horizontal shear force. However, in that study, only specimens with fixed geometrical condition were studied. Therefore, a proposal which can evaluate the stiffness and strength of these mud shear wall with varying aspect ratio is required. Hence this study intend to establish a model which can evaluate the mechanical performance of these various mud shear wall with different aspect ratio. The experiments contained full-scale specimens with varying aspect ratios and sizes. Cyclical loadings were applied to the specimens during the experiments, and the response of each specimen was recorded for following analysis. A total of 21 specimens were tested and the following conclusions can be drawn: 1. The specimens were weakened drastically once the mud in the specimens spall. Before spalling of the mud, the external force could be resisted by the mud even cracks occurred. 2. The strength evaluation formula used in Japan tends to underestimate the strength once applied on the specimens in Taiwan. This is more obvious especially in the specimens with larger length. Aside from the conclusion aforementioned, formulas for evaluating the strength of the traditional mud shear walls in Taiwan were also proposed in this research project. Based upon this research project, following recommendation could be given:. XV.
(9) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. The research results of this project could be put together within the “Manual for seismic evaluation of traditional Chuan-dou timber framing of Taiwan”.However, strengthening technology for the traditional mud shear walls remains unexplored which should be further investigated in the near future.. XVI.
(10) 摘要. XVI I.
(11) 第一章 緒論. 第一章 緒論 第一節. 研究緣起與背景. 壹、研究緣起. 九二一地震造成國內許多古蹟及歷史建築物的損毀，是國內文化資產 的浩劫。在地震發生後至今，國內已投入相當大的資源針對古蹟及歷史建 築評估及分析技術進行研發。勘災資料顯示，在受到九二一地震破壞的歷 史建築物中，鋼筋混凝土及純加強磚造的歷史建築物加起來僅佔了 30%，而 木構造歷史建築物的損害佔了所有損壞的歷史建築物相當大的比例。而如 圖 1-1 所示，穿鬪式歷史木構造的損害就佔了所有的遭到地震破壞的歷史 建築物的 44%，比例可謂相當的大。另外從勘災的資料顯示，在受到破壞的 穿鬪式歷史木構造中，牆體傾斜佔了相當大的比例（如圖 1-2 至 1-3），因 此可知此類木構造的水平向勁度相當弱，但是可變形的程度卻相當高（張 紋韶，2005）。 20%. 30%. 6%. 44% RC + Masonry Structures Chuan-Dou Timber Structures Dei-Dou Timber Structures Japanese Style Timber Structures. 圖 1-1 九二一地震受災古蹟及歷史建築中不同構造系統所佔比例 資料來源：張紋韶，2005. 1.
(12) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 1-2 霧峰林宅崩塌 資料來源：張紋韶，2005. 圖 1-3 穿鬪式木構造由於水平向勁度過低，導致屋瓦被拋出 資料來源：張紋韶，2005. 2.
(13) 第一章 緒論 貳、研究背景. 台灣傳統編泥牆，為台灣傳統民宅中經常出現的牆體構造形式之一， 也是台灣主要的木骨泥牆的種類之一。木骨泥牆的工法在世界上許多地區都 出現過，且都是當地相當傳統的工法之一。除了亞洲亦有許多國家有這樣類 似的工法外，如日本的真壁式構造；歐洲的英國、瑞士、西班牙等歐洲國家 亦可以常常見到這樣的構法（如圖 1-4）。. 圖 1-4 英國常見的木骨泥牆 資料來源：Hakaju Hiroyuki，2005. 3.
(14) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立 由過去幾年的田野調查結果可知，木骨泥牆的使用在傳統建築中可說是 最頻繁。前面所述及之木骨泥牆常常用竹（圖 1-5）、蘆葦或芒草（圖 1-6） 等材料編織做為編織材，混合土、糠及白灰等做為浸材，其主要用途在於民 宅中的前簷牆、填充在木框架中做為隔間牆。在眾多做為骨材的材料中，調 查後以竹材做為編織材的案例最多。. 圖 1-5 利用竹片編織的籬仔 資料來源：張紋韶，2005. 圖 1-6 台南縣之五節芒「籬 仔」 資料來源：張紋韶，2005. 而日本針對這些壁體已有較深入的研究，相關研究主要集中在其力學及 物理環境（隔音、隔熱）等方面性能；而在南美洲的哥斯大黎加亦針對其傳 統木骨泥牆（bahareque）從事耐震性能上之研究。台灣的傳統編竹泥牆，在 過去之研究已經針對各種不同構造形式的傳統編泥牆進行力學試驗（圖 1-7）。. 4.
(15) 第一章 緒論. 圖 1-7 傳統編泥牆體試驗 資料來源：蔡侑樺，2004 然而，過去的重點在於探討影響傳統編泥牆體強度的因子，但是在該研 究的實驗中僅針對各種不同構法的試體進行一組實驗，而且對於幾何尺寸也 皆固定，至於不同幾何尺寸的編泥牆體其強度要如何評估，則尚不清楚。而 在過去的田野調查中顯示，在傳統穿鬪式木構造架扇的填充牆體中，編泥牆 體佔了相當大的比例，而且各個不同案例的架扇中，其編泥牆體的尺寸亦有 相當大的差異。因此釐清不同尺寸比例編泥牆體的力學特性是相當重要的。 另外，過去的研究中，也曾針對國內傳統木堵板牆體進行力學試驗，而 在試驗後發現木堵板牆體之破壞主要係在於梁構件受到堵板嚴重的擠壓 （Embedment）破壞（圖 1-8 及 1-9），因此如何針對這樣的現象提出補強的 方法亦是相當重要的。. 5.
(16) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 1-8 木堵板牆力學試驗 資料來源：張紋韶，2005. 圖 1-9 樑構件受牆體嚴重擠壓破壞 資料來源：張紋韶，2005. 6.
(17) 第一章 緒論. 第二節. 研究方法. 過去田野調查的資料顯示，在傳統穿鬪式木構造架扇第一穿以上部位 多使用編泥牆，甚至幾乎還有一半的案例顯示上腰堵部位也使用編泥牆。 根據去年的研究成果顯示，在整個水平力抵抗系統中，位於第一穿以上部 位的編泥牆其對整個構架的力學行為影響並不大，但是位於上、下腰堵部 位的編泥牆其對於整體的結構行為影響則變的相當大（圖 1-5） 。而面對這 幾乎一半的案例，倘若我們沒有辦法較有效的分析其結構特性，則往往會 導致在修護的階段會有過度低估整個架扇的剛度，而導致過度修復的狀 況，進而影響這些古蹟及歷史建築物的真實性。因此瞭解這一半的傳統穿 鬪式木構造的結構行為是相當重要的。. 第一穿 以上部 位. 上腰堵. 下腰堵. 圖 1-5 穿鬪式壁體部位示意圖 資料來源：本研究繪製 而要達到這樣的目的，則必須針對木骨泥牆牆體的力學特性作更進一 步的分析與研究。前面提到，我們過去僅針對影響其力學特性的因子進行 討論，而對於不同幾何條件的編竹泥牆的探討則尚未深入研究，因此本研 究擬針對不同尺寸比例的傳統編泥牆進行足尺的力學試驗。 另外在木堵板牆體方面，由過去的研究成果發現，木堵板牆體可以有 效的提高整個架扇的水平勁度，但是在遭到破壞以後，其剛度衰減相當的. 7.
(18) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立 嚴重。因此如何針對傳統穿鬪式木構造中木堵板牆體進行補強並進一步提 高整個架扇的剛度亦變的相當重要。有關木堵板牆體的補強策略方面，本 研究擬利用不同材種進行補強，並透過力學試驗檢視其補強成效。 因此本研究今年的重點可以分為兩項：（1）建立不同尺寸比例的台灣 傳統編泥牆的勁度與強度的評估方式，並探討在往覆載重作用下，不同尺 寸編泥牆體的吸能效果與等值阻尼比的差異；（2）提出傳統木堵板牆體的 補強策略，並利用實體實驗加以驗證。. 8.
(19) 第二章 文獻回顧. 第二章 第一節. 文獻回顧. 傳統木骨泥牆力學試驗. 在國內部分，針對傳統木骨泥牆體進行實驗的有內政部建築研究所『結 構修復技術整合型研究計畫』第二年計畫，針對影響國內傳統編泥牆體強度 與勁度之影響因子進行探討（圖 2-1） ，得到影響傳統編泥牆體力學特性的結 論如下： 1. 暗梗數量、籬梗數量及壁土有無均為影響壁體初始勁度及強度之因 子，其中壁土在壁體初始勁度與強度上扮演絕對重要之角色。 2. 有壁土試體在初始勁度及最大強度等結構特性之表現上均較佳。 3. 而籬梗數量影響籬仔與籬梗間之鬆緊度，籬梗數量較少之試體則籬仔 與籬梗密合較鬆，試體之初始勁度及最大強度均較弱，反之則較強。. 圖 2-1 編泥牆力學試驗 資料來源：蔡佑樺，2004 另外吳康正等人則是針對日式的竹板灰泥牆體進行補強試驗，利用鐵件 補強後可以發現經過補強後的牆體，其水平剪斷強度可以提高約 58%。 其他針對傳統木骨泥牆的研究大多在日本等先進國家，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，其中壁量比的計算方式可如下式計算：. 9.
(20) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. SRF =. 1.96kN L( m ). 其中 L 代表牆體的長度，以米計算。 在該方法中規定，只要在建築物中牆體有一面為泥土，則 SRF 訂為.，若 兩面皆為泥土，則將 SRF 係數訂為 1。 另外，河合俊信亦針對使用特別黏土（深草土）的傳統木骨泥牆進行試 驗（圖 2-2） ，討論的因子包括：1.試體的高寬比（分別為 3 與 1.5） ；2.土壁 厚度（30mm 與 65mm） 。而實驗結果顯示牆體剪力強度方面壁體厚度 65mm 的試 體其剪力強度明顯強於 30mm 的試體；而高度較高的牆體其剪力強度亦叫高度 較低的試體要高。岡本滋史等人與村上雅英等人則針對不同幾何比例的傳統 土壁抵抗水平剪力的機構進行研究。清水秀丸等曾針對不同類型的傳統土壁 （圖 2-3）分別進行動態與靜態之實驗。 三谷隆之等則針對不同寬度與不同的柱間距的懸牆試體（圖 2-4）進行 靜態的實驗，並求取各個試體的壁倍率（剪力抵抗係數）。. 圖 2-2 河合俊信試驗的兩個不同比例的牆體 資料來源：河合俊信，2005. 10.
(21) 第二章 文獻回顧. 圖 2-3 日本傳統土壁試體 資料來源：清水秀丸，2005. 圖 2-4. 三谷隆之等進行的日本傳統土壁試體. 資料來源：三谷隆之等，2005 Nakaji 的實驗報告中亦指出，當傳統的木骨泥牆變位達到 1/120 時， 則在角落會產生壓碎的破壞；而變位達到 1/60 時，會發生平行樑的裂縫； 當變位進一步達到 1/30 時，則會有斜向的剪力裂縫產生，並且當變位到達 1/15-1/10 時，整個泥土會有剝落的現象。這樣的現象則與第四年度足尺實 驗中 MWW 試體的編泥牆有類似的結果。 大橋好光及三芳紀美子乃以實驗重新認識日本土壁強度，其實驗討論之 變因包括：壁體有無、貫數目的影響、黏土扮合浸泡時間的影響及土的影響 等四個項目；由實驗結果發現，無壁木框架壁倍率為 0.1，兩面覆土的標準 壁體壁倍率為 1，根據日本建築基準法：壁倍率 1，壁耐力＝（1.96kN/m）×. 11.
(22) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. （壁體長度） ，兩面雙層覆土（中塗）的壁倍率為 2.3-2.4，最大可達 3.3； 而增加貫數目對壁體剛度無明顯影響，塗壁黏土浸泡時間亦不影響壁體剛 度，但黏土種類則明顯影響壁體剛度。 由上述文獻探討我們可以瞭解，在傳統的編泥牆方面，日本已經有大量 的人力並投入大量的物力進行研究，而在國內這個部分尚有很長的路要走。 因此建議可以參考日本的研究進程，訂出一套標準可以考慮不同比例牆體的 壁倍率，這樣可以在日後進行結構安全評估時有一個基準可以使用。. 12.
(23) 第二章 文獻回顧. 第二節. 木堵板牆試驗. 本研究團對曾針對國內傳統的木堵板牆體進行實體實驗，並推估該 牆體的強度（圖 2-5）： 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 2-6 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 B. 所示。 M unit = M E + M F + M B. 圖 2-5 木堵板牆力學試驗 資料來源：張紋韶，2006. 13.
(24) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. Comp ressio n Forc e. Top beam. FE ,t. Friction. Force Bamb oo Dowel Action. M unit. Bottom beam FE ,b. Embedment. 圖 2-6 單板旋轉後的自由體圖 資料來源：張紋韶，2005. 14.
(25) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略. 第三章 編泥牆力學實驗及木堵板牆補強策略 第一節. 編泥牆試體規劃. 壹、試體設計. 本研究擬針對不同尺寸比例的傳統編泥牆進行足尺的力學試驗，在試驗 尺寸方面則參考本研究幾年前的田野調查資料加以決定。前幾年的田野調查 資料顯示，在上、下腰堵的位置部分的壁體寬度平均的分佈在 40-220 公分 之間，而高度則分佈在 50-160 公分之間。在壁體高寬比相當平均的分佈於 0.5-2 之間。而在第一穿以上區間的牆體，調查之案例中可以發現牆體寬度 大多集中於 40-140 公分之間，高度大多集中在 20-40 公分之間。在壁體的 高寬比方面，壁體之高寬比大多集中在 0.25-0.8 之間。 由上述討論可以發現，對於傳統編泥牆體來說，其高寬比大多集中在 0.25-2.0 之間，因此將實驗整個實驗的試體設計整理如表 3-1。該表所設計 的試體尺寸範圍包含了大多數實體田野調查的結果，另外注意在表 3-1 中， 試體編號 H80-05 與試體 H40-20 兩試體尺寸相同，因此不再重複進行實驗， 僅保留 H80-05。另外試體 H40-05 與 H20-20 兩者的尺寸亦相同，因此亦僅 保留試體 H40-05。 如圖 3-1 所示，本研究固定編泥牆試體，四周採用木製邊框，且為了忽 略接點勁度對實驗的影響，各邊框接點皆採用鉸接，使試體框架在受水平力 後能自由轉動。 另外為了確保實驗的可靠性，每一種試體皆進行三次的試驗，因此在本 年度總共規劃了 42 組試體，這樣可以幫助未來在進行評估時，有較可靠的依 據依循。. 15.
(26) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 表 3-1 試體規劃表. 16. 試體編號. 高（cm）. 寬（cm）. 高寬比. 試體數量. H120-20. 120. 240. 2. 3. H120-15. 120. 180. 1.5. 3. H120-10. 120. 120. 1. 3. H120-05. 120. 60. 0.5. 3. H80-20. 80. 160. 2. 3. H80-15. 80. 120. 1.5. 3. H80-10. 80. 80. 1. 3. H80-05. 80. 40. 0.5. 3. H40-20. 40. 80. 2. 3. H40-15. 40. 60. 1.5. 3. H40-10. 40. 40. 1. 3. H40-05. 40. 20. 0.5. 3. H20-20. 20. 40. 2. 3. H20-15. 20. 30. 1.5. 3. H20-10. 20. 20. 1. 3. H20-05. 20. 10. 0.5. 3.
(27) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略. 豎框. 螺栓. 65°. 橫框. 橫框. 螺栓. 豎框. 豎框. 編泥牆. 螺栓孔 榫孔 橫框 螺栓. 編泥牆試體立面圖 編泥牆試體立面圖. 垂直邊框. 6. 2,5. 7. 2,5. 24 12. 水平邊框. 橫框榫孔平面圖. 圖 3-1 編泥牆試體示意圖 資料來源：本研究繪製 本次編泥牆力學試驗主要針對不同尺寸比例對牆體剛度的影響，因此在 編泥牆骨架材部分，籬梗及暗梗的間距設定主要依照過去田野調查之數據， 以各段壁體籬梗（平均間距為 24cm）與暗梗（平均間距約 44cm）之平均間距 為基準，控制各組試體籬梗及暗梗之數量。 如圖 3-2 所示，H120 系列之試體高度皆為 120cm，其籬梗可配置 5 排， 而暗梗數量則依照前述平均暗梗間距配置，基本上牆體寬度越大，所需的暗 梗數越多。H80 系列試體，共可安置 4 排籬梗，暗梗則配置 1 至 2 支等（圖 3-3） 。H40 系列之試體，共配置 3 排籬梗，而暗梗的配置，僅編號 H40-15 試 體設有 1 之暗梗，其餘則無施作（圖 3-4） 。H20 系列試體則可設置 2 排籬梗，. 17.
(28) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 但此系列試體皆無設置暗梗，因 H20 系列牆體最大寬度僅 30cm，小於實際量 測的平均暗梗間距（圖 3-5）。另外如圖 3-3 及 3-4 所示，H80 及 H40 系列中 部分試體牆體總寬也小於平均暗梗間距，故此部分的試體則無設置暗梗。至 於本次編泥牆試體骨架材之構造可參照圖 3-6。. 240. 180. 暗梗. 120. 120. 暗梗 籬梗. 籬梗. H120-20. H120-15. 120. 60. 暗梗. 120. 120. 暗梗 籬梗. 籬梗. H120-10. H120-05. 圖 3-2 H120 系列試體骨架材安排 資料來源：本研究繪製 120. 160. 籬梗. 籬梗 暗梗. 80. 80. 暗梗. H80-20. H80-15 40. 80. 籬梗. H80-10. 籬梗. 80. 80. 暗梗. H80-05. 圖 3-3 H80 系列試體骨架材安排 資料來源：本研究繪製 18.
(29) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略. 60. 40. 20. 籬梗. 籬梗. 40. 籬梗. 40. 40. 暗梗. H40-15. H40-10. H40-05. 圖 3-4 H40 系列試體骨架材安排 資料來源：本研究繪製 30. 10. 20. 20. 20. 20. 籬梗. 籬梗. H20-15. 籬梗. H20-10. H20-05. 圖 3-5 H40 系列試體骨架材安排 資料來源：本研究繪製. 籬梗. 籬仔 暗梗. 粗糠土. 圖 3-6. 編泥牆試體骨架材構造圖. 資料來源：本研究繪製. 19.
(30) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 另外根據以往試驗的經驗，邊框在受力後於接點部位會產生劈裂的情況 （圖 3-7） ，因此在試體邊框組立前時，會以環氧樹脂塗佈於邊框接點部位。 橫框補強位置方面，上下橫框主要是補強與豎框接合的螺栓孔部位，即於榫 孔內外兩面塗佈環氧樹脂。至於試體的豎框，補強的材料與橫框相同採用環 氧樹脂，而根據過去實驗的經驗豎框多在與下橫框接合處發生劈裂（圖 3-8） ，因此豎框補強的位置，選擇其於下橫框接合處的螺栓孔兩側，以及最 下緣處。本次試體邊框補強位置可參照圖 3-9。. 圖 3-7 橫框破壞. 圖 3-8 豎框底端之破壞. 資料來源：張紋韶，2005. 資料來源：張紋韶，2005. 榫孔. 橫框. 橫框榫孔內部，兩 面接塗佈環氧樹脂 補強. 橫框 豎框. 編泥牆. 豎框. 豎框下側螺栓孔部 位，兩面塗佈環氧 樹脂補強. 螺栓孔. 豎框螺栓孔下緣塗 佈環氧樹脂補強. 試體補強位置. 圖 3-9 編泥牆試體邊框補強示意圖 資料來源：本研究繪製. 20. 橫框螺栓孔部位， 兩面塗佈環氧樹脂.
(31) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略 貳、實驗裝置. 試體實驗裝置如圖 3-10 所示。在實驗裝置中，我們共用了八支位移計 （Linear Voltage Displacement Transducer, LVDT）來量測所需要的位移量，分 別包括 H1、H2、D1、D2、BRV、BRH、BLH 與 BLV。其中 H1 與 H2 用來 量測試體受到側向力以後所產生的相對旋轉角，兩根位移計的高程保持為 250mm，因此在計算旋轉角時可以用下式來估算：. θ=. δ H1 − δ H 2 250. 其中 δ H 1 與 δ H 2 分別為變位計 H1 與 H2 所量測的位移，單位為 mm。 變位計 D1 與 D2 用來量測試體的對角變位量，變位計 BLH 與 BLV 則 用來量測左側固定端的水平與垂直變位，一般來說其位移應該小至可以忽 略，但為了保險起見，仍然針對這個部位進行變位的量測。相同的，BRH 與 BRV 則拿來量測右側固定端的水平與垂直變位之用。. 圖 3-10 試驗裝置圖 資料來源：本研究繪製. 21.
(32) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 在實驗的施力計畫方面，本實驗透過千斤頂施予試體週期性載重（Cyclic Loading），並採用變形角控制的方式，在實驗的同時透過前面的變位角計算 公式同步計算試體的變位角，並用以控制施力方向，整個變形角時歷依序為： ± 1/200、 ± 1/100、 ± 1/60、 ± 1/40、 ± 1/30、 ± 1/20 及 ± 1/15 最後再直接施力 至 1/10 的變位。除了最後的 1/10 變位以外，前面的 1/200、1/100、1/60、1/40、 1/30、1/20 及 1/15 等不同變位角皆往覆三次，整個位移的時歷記錄如圖 3-11 所示。 1/10. 1/20. 0. - 1/20. - 1/10. 圖 3-11 千斤頂施力位移時歷記錄圖 資料來源：本研究繪製 在實驗期間透過資料擷取器記錄包括八個變位計及測力計（Load Cell）， 每分鐘擷取兩百點的資料並同步進行低通率波（Low Pass Filt），以確保所量 測到的資料不會受到外在環境高頻雜訊的影響（例如 60Hz 的電源雜訊） 。在 同步進行率波以後並重新取樣（Data Re-sampling）以降低資料量並記錄在電 腦中。在完成實驗後，再將所量測到的變位（旋轉角）與力量的關係畫出來， 成為該試體的遲滯迴圈（Hysteretic Loop）。. 22.
(33) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略. 第二節. 編泥牆試體施作程序. 壹、材料準備. 1.養土作業 編泥牆之壁土成分包含黏土及米糠。首先將黏土至於容器中，加入適量 的水並充分攪拌，接著將攪拌完成後的黏土至於陰涼處 7 天。待黏土吸收足 夠的水分後，便可加入米糠（圖 3-12），並利用電動攪拌機使黏土與米糠能 充分混合（圖 3-13）。米糠數量方面，則是依照攪拌後的黏土中可輕易見到 米糠顆粒為基準（圖 3-14）。最後確認米糠土的狀態後，即完成養土作業。. 圖 3-12 黏土加入米糠混合浸. 圖 3-13 以電動攪拌機均勻混. 泡. 和米糠土. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-14 攪拌完成之米糠土 資料來源：本研究拍攝. 23.
(34) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 2.試體邊框 本次試驗共規劃 42 組編泥牆試體，每組試體邊框接由兩支橫框與豎框組 成（圖 3-15） 。尺寸方面，橫框斷面為 12cm×12cm，而豎框則為 6cm×12cm（圖 3-16） ，至於各邊框之長度則依照牆體高寬決定。有關邊框之材料，由於過去 本研究進行的編泥牆實驗，皆以杉木施作，因此本次試體之邊框也同樣採用 杉木。 6. 12. 豎框. 豎框 12. 12. 螺栓. 橫框. 圖 3-15 外框架示意圖 資料來源：本研究繪製. 橫框. 圖 3-16 橫框與豎框尺寸 資料來源：本研究繪製. 3.編泥牆骨架材 試體骨架材由暗梗、籬梗及籬仔構成，三者之材料皆以莿竹為主。由 於各組試體高寬不同，因此在製作試體前，先行將籬梗、籬仔及暗梗預先 完成（圖 3-17 及 3-18）。尺寸方面，本次試體骨架材皆依照過去實測的結 果為依據，籬梗寬度設定為 2.5cm，籬仔寬度 1cm，而暗梗之斷面則為 2cm ×6cm。. 圖 3-17 籬仔及籬梗製作 資料來源：本研究拍攝. 24. 圖 3-18 暗梗製作 資料來源：本研究拍攝.
(35) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略. 貳、試體製作流程. 1.試體邊框製作 由於每組試體邊框皆由兩組橫框及豎框組成，為了使豎框能穿過橫框， 首先需於每支橫框利用衝孔機開鑿出榫孔（圖 3-19 及 3-20） 。值得注意的是， 為了使豎框能夠自由旋轉，橫框之榫孔需略大於豎框之斷面。接著依照橫框 與豎框接合之位置鑿出螺栓孔，在邊框螺栓孔開鑿完成後，為了使豎框能在 受力後能有較大的旋轉角度，必須針對豎框最下緣以鑿刀將邊緣部分去除。 各邊框加工結束後，便利用鑿刀製作接合暗梗所需之榫孔。最後，將豎 框先行放入橫框榫孔內，確認邊框的密合程度與螺栓孔之位置後，便完成編 泥牆試體邊框製作。. 圖 3-19 橫框榫孔製作 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-20 榫孔 資料來源：本研究拍攝. 2.預組邊框 為了確保每組試體邊框在組裝後，框架能夠自由轉動，故會進行邊框 預組作業（圖 3-21）。過程中除了確認試體能有足夠空間的變形外（圖 3-22），亦會再次確認各邊框接點的密合程度。. 25.
(36) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 3-21 預組邊框 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-22 確認試體能自由旋轉 資料來源：本研究拍攝. 3.接點補強 為了避免試體在受水平力後，造成邊框接點處的劈裂，故在試體預組 完成後即進行邊框補強。前述中提及本次邊框主要於邊框接點處塗佈環氧 樹脂補強，但為了確保邊框接點在受反覆載重時能夠承受牆體較大的變 形，因此除了於接點處塗佈環氧樹脂外（圖 3-23） ，再另加上 1.6cm 厚的鐵 板補強，且分別施作於橫框及豎框螺栓孔的兩側(圖 3-24)。. 圖 3-23 塗佈環氧樹脂 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-24 於邊框接點兩側增設 鐵板 資料來源：本研究拍攝. 26.
(37) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略 4.編泥牆邊框組立與骨架材安裝 待各邊框補強之環氧樹脂凝結後，便可進行邊框組立與骨架材安裝作 業。首先將 2 支橫框與 1 支豎框先行組裝，並將螺栓放入螺栓孔內以穩定邊 框，再將暗梗放入橫框已鑿設完成的榫孔內，接著再組合另一支豎框（圖 3-25 及 3-26）。 當前述步驟作業完成後，便可進行籬梗與籬仔的安裝。在安裝籬梗前， 首先以鑿刀開設出籬梗的位置，接著先安裝緊鄰上下橫框之籬梗，然後再安 置牆體中段之籬梗（圖 3-27）。最後的步驟則是安裝籬仔，籬仔的長度是依 照每一組壁體的高度來決定，編入時需以交錯的方式進行（交錯穿越過籬 梗） ，且每根籬仔都必須緊密編排（圖 3-28） ，待編織完成後即可進行抹土作 業。. 圖 3-25 邊框及暗梗組立 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-27 籬梗安裝完成 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-26 以螺栓固定接點 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-28 籬仔安裝完成 資料來源：本研究拍攝. 27.
(38) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 5.抹土 試體邊框組裝及骨架材編入完成後，便可將米糠土附著於骨架材。壁土 的施工，首先將第一層壁土以抹刀塗抹至骨架材，過程中必須以實壓方式進 行，如此才能使壁土填入骨架材的縫隙間（圖 3-29）。當第一層壁土作業完 成後，便逐漸將壁土塗抹至預定的厚度（圖 3-30），基本上牆體的厚度與豎 框相同（豎框之寬度為 6cm） 。至前述階段，編泥牆試體抹土作業已完成，便 可進入壁土的養護階段。 編泥牆壁土乾燥期間，壁土逐漸乾燥而使表面產生局部的裂縫，此時必 須再用米糠土將裂縫填補，並將牆體表面以抹刀拋光。補土作業過程中，若 發現牆體表面裂縫已受到控制，即可停止修補。基本上試體養護時間大約為 30 天，待壁土完全乾燥穩定後即可進行實驗（圖 3-31）。. 圖 3-29 塗佈米糠土 資料來源：本研究拍攝. 圖 3-30 將壁體塗抹至預定厚 度 資料來源：本研究拍攝. 28.
(39) 第三章 編泥強力學實驗及木堵板牆補強策略. 圖 3-31 壁體完全乾燥 資料來源：本研究拍攝. 29.
(40) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 第三節. 木堵板牆補強策略. 由於過去研究顯示，木堵板牆體主要係利用堵板上下兩側樑的局部壓 縮（Embedment）強度與其摩擦力來抵抗外力，因此現階段提出的補強策略 重點在於提高上下兩側樑的局部壓縮強度與提高堵板與上下兩側樑的摩擦 係數。如圖 3-32 所示，在製作木堵板牆體時，必須在上下兩端梁上開槽以 固定堵板，因此我們可以在上下兩端的梁上的槽與堵板接觸的位置植入一 硬度較高的矩形木棒（如柚木或是牛樟） ，並且保持植入的木棒的表面粗糙 度。. Be. am. Goove P la nk. In s co ertio mp n re s o f h sed ar wo dwo od od str str ip ip or. 圖 3-32 木堵板牆補強策略 資料來源：本研究繪製. 30.
(41) 第四章 實驗結果討論. 第四章. 實驗結果討論. 在實驗討論部分，前面實驗規劃時已經說明，本研究擬針對幾種常見的 不同尺寸試體進行試驗，其中依照試體高度來分，包括 40 與 80 兩種，而寬 高比則分別為 0.5、1.0 及 1.5。因此下面說明分為兩個系列，H40 系列係代 表試體高度為 40 公分，而 H80 系列則代表試體高度為 80 公分的試體。另外， 本研究亦針對高度為 20 公分的試體規劃寬高比為 1.5 的試體來進行試驗，雖 然實驗已經進行完畢，但是由於時間的因素，未來將會在最後結案報告中加 以說明。. 第一節. H40 系列牆體. 壹、H40-05 系列試體：. 本系列試體共三組，但由於編號 H40-05-C 的試體實驗失敗，因此僅針對 編號 H40-05-A 與 H40-05-B 試體實驗結果進行討論。. 1.H40-05-A 試體. 該試體遲滯迴圈如圖 4-1 所示，由該圖可以瞭解試體約在 1/20 的變形角 時有最大的抵抗力發生，約為 400N。另外，由該試體的遲滯迴圈我們可以發 現，試體的遲滯迴圈在第 II 與第 IV 象限受到嚴重的擠壓（Pinched），此係 因為試體在受到外力作用以後已經產生明顯的永久變形，因此即使外力卸載 以後亦沒有能力回覆原來的狀態。反映在結構的行為上來說，這樣的遲滯迴 圈其吸能效果並不佳。. 31.
(42) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 500. Force (N). 400 300 200 100 0 2/25. 3/50. 1/25. - -100 0 1/50 -200. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Rotation (rad.). -300 -400 -500. 圖 4-1 H40-05-A 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 至於試體的破壞方面，在變位達到 1/200 時我們發現編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架已經產生裂縫（圖 4-2），而當變位進一步增加到 1/60 時，在 左下角的泥土受到嚴重的擠壓，並有局部壓碎的現象（圖 4-3） 。當變位達到 1/15 時，我們發現內部有籬梗的位置其外部的泥土有水平向裂縫（如圖 4-4） 。. 圖 4-2 變位 1/200 時之破壞 資料來源：本研究拍攝. 32. 圖 4-3 變位 1/60 時之破壞 資料來源：本研究拍攝.
(43) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-4 變位 1/15 時，壁體產 生水平裂縫 資料來源：本研究拍攝 2.H40-05-B 試體. 該試體遲滯迴圈如圖 4-5 所示，由下圖可以瞭解試體約在 1/20 的變形角 時有最大的抵抗力發生，約為 370N，這樣的角度與最大剪力與試體 H40-05-A 都非常接近。另外，與試體 H40-05-A 相同，遭到嚴重擠壓的遲滯迴圈顯示該 試體的吸能效果亦不佳。. Force (N). 600 400 200 0 1/10. 2/25. 3/50. 1/25. 0 1/50 -200. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Rotation (rad.). -400 -600. 圖 4-5 H40-05-B 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 33.
(44) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 試體的破壞模式方面，試體 H40-05-B 的破壞模式與試體 H40-05-A 非常 接近，都在變位達到 1/200 時發生編竹夾泥牆的牆體與周遭的框架產生裂縫 的現象（圖 4-6），而當變位進一步增加到 1/20 時，內部有籬梗的位置其外 部的泥土已產生水平向裂縫（如圖 4-7）。. 圖 4-6 變位 1/200 時之破壞 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-7 變位 1/20 時，壁土表 面已產生水平裂縫 資料來源：本研究拍攝. 貳、H40-10 系列試體. 本系列試體共三組，分別為 H40-10-A、H40-10-B 與 H40-10C 等三組，各 組的初步實驗結果與討論如後所示。. 1.H40-10-A 試體. 該試體遲滯迴圈如圖 4-8 所示，由下圖可以瞭解試體約在 1/30 的變形角 時有最大的抵抗力發生，約為 747N。另外，與前一系列的試體相同，遲滯迴 圈的模式顯示試體的吸能效果並不佳。 在試體的破壞模式方面，與前面相同在變位達到 1/200 時我們發現編竹 夾泥牆的牆體與周遭的框架已經產生裂縫（圖 4-9） ，而當變位進一步增加到 1/60 時，試體首先產生不規則的裂縫，該裂縫雖然不甚規則，但仍可看出屬 於垂直走向（圖 4-10） 。當變位達到 1/30 時，試體左、右兩側底部的裂縫開. 34.
(45) 第四章 實驗結果討論 始延伸（圖 4-11）；而當變位達到 1/20 時，整個試體的裂縫已經相當嚴重， 甚至開始產生表面土層剝落的現象（圖 4-12）。當變位進而增加到 1/15 時， 整塊土塊已經剝落（圖 4-13，）。此時從側面觀察整個試體可以發現表面土 塊發生面外挫曲而局部發生脫落的現象（圖 4-14）。. Force (N). 800. 2/25. 3/50. 1/25. 600 400 200. 0 0 -200 1/50. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. 3/25. Rotation (rad.). -400 -600 -800. 圖 4-8 H40-10-A 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 圖 4-9 變位 1/200 時之破壞 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-10 變位 1/60 時，牆體表 面產生不規則裂縫 資料來源：本研究拍攝. 35.
(46) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-11 變位 1/30，試體左右. 圖 4-12 變位 1/20，牆體裂縫. 裂縫開始延伸. 非常明顯. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-13 變位 1/15，土塊剝落. 圖 4-14 壁體面外挫曲. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 2.H40-10-B 試體. 該試體遲滯迴圈如圖 4-15 所示，由下圖可以瞭解試體約在 1/40 的變形 角時有最大的抵抗力發生，約為 653N。在超過 1/40 的變位以後，試體的側 向力抵抗能力便有下降的趨勢。. 36.
(47) 第四章 實驗結果討論. 800 Force (N). 600 400 200 0. - 2/25 - 3/50 - 1/25 - 1/50. -200. 0. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. 3/25. Rotation (rad.). -400 -600 -800. 圖 4-15 H40-10-B 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 在試體的破壞模式方面，與前面相同在變位達到 1/200 時我們發現編竹 夾泥牆的牆體與周遭的框架已經產生裂縫（圖 4-16），而當變位進一步增加 到 1/60 時，試體首先產生垂直走向的裂縫（圖 4-17） 。當變位達到 1/30 時， 裂縫向試體左、右兩側頂部延伸（圖 4-18） ；而當變位達到 1/20 時，整個試 體裂縫開始產生表面土層剝落的現象（圖 4-19） 。當變位進而增加到 1/15 時， 整塊土塊已經剝落（圖 4-20），此時從側面觀察整個試體可以發現表面土塊 發生剝落的現象。. 37.
(48) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-16 變位 1/200 時之破壞. 圖 4-17 變位 1/60 時之破壞. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-18 變位 1/30，壁體裂縫. 圖 4-19 變位 1/20，至裂縫產. 逐漸延伸. 生土塊剝落現象. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-20 變位 1/15 時，土塊發 生剝落 資料來源：本研究拍攝. 38.
(49) 第四章 實驗結果討論 3.H40-10-C 試體. 該試體遲滯迴圈如圖 4-21 所示，由下圖可以瞭解試體約在 1/40 的變形 角時有最大的抵抗力發生，約為 760N。在超過 1/40 的變位以後，試體的側 向力抵抗能力便有下降的趨勢，值得注意的是，本試體在剛度衰減的程度較 前面兩組試體更加嚴重。. Force (N). 800 600 400 200 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 -200 1/50. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. 3/25. Rotation (rad.). -400 -600 -800. 圖 4-21 H40-10-C 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 在試體的破壞模式方面，與前面相同在變位達到 1/200 時我們發現編竹 夾泥牆的牆體與周遭的框架已經產生裂縫（圖 4-22），而當變位進一步增加 到 1/60 時，試體首先產生局部垂直走向的裂縫（圖 4-23） 。當變位達到 1/40 時，局部的垂直裂縫進一步成為更大的裂縫（圖 4-24） ；而當變位達到 1/20 時，整個試體裂縫開始產生表面土層剝落的現象（圖 4-25）。當變位進而增 加到 1/15 時，整塊土塊已經剝落，此時從側面觀察整個試體可以發現表面土 塊發生剝落的現象（圖 4-26）。. 39.
(50) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-22 變位 1/200 時之破壞. 圖 4-23 變位 1/60，牆體產生. 資料來源：本研究拍攝. 垂直裂縫 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-24 變位 1/40 時，裂縫逐. 圖 4-25 變位 1/20，土層剝落. 漸擴大. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-26 變位 1/15 時，整個牆 體土塊已剝落 資料來源：本研究拍攝. 40.
(51) 第四章 實驗結果討論 參、H40-15 系列試體. 本系列試體共三組，分別為 H40-15-A、H40-15-B 與 H40-15C 等三組，各 組的初步實驗結果與討論如後所示。. 1.H40-15-A 試體. 該試體遲滯迴圈如圖 4-27 所示，由下圖可以瞭解試體約在 1/30 的變形 角時有最大的抵抗力發生，約為 1196N。在試體變位角超過 1/30 以後，整個 試體呈現負剛度的現象，且遲滯迴圈的模式顯示試體的吸能效果並不佳。. Force (N). 1200 800 400 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 1/50 -400. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. 3/25. Story drift (rad.). -800 -1200. 圖 4-27 H40-15-A 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 在試體的破壞模式方面，與前面相同在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的 牆體與周遭的框架已經產生裂縫，而當變位進一步增加到 1/100 時，試體首 先在暗梗的部位產生垂直向的裂縫（圖 4-28） 。當變位達到 1/60 時，局部的 垂直裂縫進一步成為更大的裂縫（圖 4-29） ；而當變位達到 1/40 時，整個試 體裂縫開始產生表面土層剝落的現象（圖 4-30） 。當變位增加到 1/20 時，整 塊土塊已經剝落（圖 4-31）。 41.
(52) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-28 變位 1/100 時之破壞. 圖 4-29 變位 1/60 時，壁體裂. 資料來源：本研究拍攝. 縫 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-30 變位 1/40，裂縫逐漸. 圖 4-31 變位 1/20 時，土塊產. 擴大. 生剝落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 2.H40-15-B 試體. 試體 H40-15-B 遲滯迴圈如圖 4-32 所示，由該圖可以瞭解試體約在 1/30 的變形角時有最大的抵抗力發生，約為 1074N。在試體變位角超過 1/30 以後， 整個試體呈現負剛度的現象，但並不若 H40-10 系列這樣明顯，遲滯迴圈的模 式顯示試體的吸能效果並不佳。. 42.
(53) 第四章 實驗結果討論. Force (N). 1200 800 400 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 1/50 -400. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. 3/25. Story drift (rad.). -800 -1200. 圖 4-32 H40-15-B 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 在試體的破壞模式方面，與前面相同在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的 牆體與周遭的框架已經產生裂縫，且試體首先在暗梗的部位產生垂直向的裂 縫（圖 4-33）。當變位達到 1/100 時，局部的垂直裂縫進一步成為更大的裂 縫，且已經發生小面積局部剝落的現象（圖 4-34）；而當變位達到 1/60 時， 試體上發生另一道明顯的垂直向裂縫（圖 4-35）；在第二輪施力時，此兩道 平行的裂縫逐漸延伸，使裂縫更為嚴重（圖 4-36）；當變位增加到 1/15 時， 整到牆體裂縫已經相當嚴重（圖 4-37） 。當變位增加到 1/10，已有大面積的 泥土掉落（圖 4-38）。. 43.
(54) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-33 變位 1/200 時，暗梗. 圖 4-34 變位 1/100，裂縫逐漸. 處產生垂直裂縫. 擴大. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-35 變位 1/60 時，牆體已. 圖 4-36 變位 1/60 第二輪施力. 產生明顯的垂直裂縫. 之破壞. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-37 變位 1/15 時，牆體表. 圖 4-38 變位 1/10，壁土有大. 面裂縫非常嚴重. 面積掉落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 44.
(55) 第四章 實驗結果討論 3.H40-15-C 試體. 試體 H40-15-B 遲滯迴圈如圖 4-39 所示，由下圖可以瞭解試體約在 1/60 的變形角時有最大的抵抗力發生，約為 1357N。在試體變位角超過 1/60 以後， 整個試體呈現負剛度的現象，試體 H40-15-B 的剛度衰減與前面兩組相較明顯 的嚴重許多。另外，遲滯迴圈的模式顯示試體的吸能效果並不佳。 在試體的破壞模式方面，與前面相同在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的 牆體與周遭的框架已經產生裂縫，且試體在暗梗的部位產生垂直向的小裂縫 （圖 4-40）。當變位達到 1/100 時，局部的垂直裂縫進一步成為更大的裂縫 （圖 4-41）；而當變位達到 1/60 時，試體上除了產生另一條垂直向裂縫外， 原本的垂直裂縫向水平延伸，使裂縫呈現方格狀（圖 4-42）；在第二輪施力 時，此兩道平行的裂縫逐漸延伸，使裂縫更為嚴重（圖 4-43）；當變位增加 到 1/40 時，整到牆體裂縫已經相當嚴重，且有部分土壁已經產生局部剝落的 現象（圖 4-44）。在比較破壞模式後我們可以發現，編號 40-15-C 的試體其 裂縫破壞與前面兩道試體相較明顯嚴重，這也可以解釋為何在達到最大強度 以後其剛度衰減亦較為明顯的原因。. Force (N). 1500 1000 500 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 1/50 -500. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. 3/25. Story drift (rad.). -1000 -1500. 圖 4-39 H40-15-C 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 45.
(56) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-40 變位 1/200 時之破壞. 圖 4-41 變位 1/100，垂直裂縫. 資料來源：本研究拍攝. 逐漸擴大 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-42 變位 1/60，產生水平. 圖 4-43 變位 1/60 第二輪施力. 向裂紋. 之破壞. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-44 變位 1/40，牆體裂縫 擴大，局部有壁土剝落現象 資料來源：本研究拍攝. 46.
(57) 第四章 實驗結果討論. 第二節 H80 系列牆體 H80 系列試體共有九組，依照尺寸比例包括 H80-05（高度 80 公分，寬度 40 公分） 、H80-10（高度 80 公分，寬度 40 公分）及 H80-15（高度 80 公分， 寬度 120 公分）等三個子系列，每一個子系列共包含三組試體。以下針對其 實驗結果加以說明：. 壹、H80-05 系列試體. 本系列試體共三組，分別為 H80-05-A、H80-05-B 與 H80-05-C 等三組， 各組的初步實驗結果與討論如後所示。. 1.H80-05-A 試體. 試體 H80-05-A 遲滯迴圈如圖 4-45 所示，由該圖可以瞭解試體的水平剪 力承受力量一直隨著側向變形增加而增加，該試體甚至到 1/10 該試體的的變 位的時候，水平抵抗力亦沒有衰減的現象，此時水平抵抗力約為 1194N。與 前面試體相同的，遲滯迴圈的模式顯示試體的吸能效果並不佳。. Force (N). 1500 1000 500 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 -500 1/50. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Story drift. -1000 -1500. 圖 4-45 H80-05-A 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 47.
(58) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架已經產生裂縫（圖 4-46） 。當變位達到 1/40 時，試體才出現除 了邊界以外的垂直向裂縫，位於試體的中央部位（圖 4-47） 。當變位達到 1/30 的程度時，試體上除了產生原本的垂直向裂縫外，原本的垂直裂縫向水平延 伸，使裂縫呈現不規則狀（如圖 4-48） ；直到變位達到 1/20 時，許多裂縫才 開始延伸，但是形狀較不規則（如圖 4-49） 。在變形達到 1/15 時，其破壞並 沒有明顯增加，經過觀察發現，僅有許多小土塊掉落，並沒有大塊的土塊剝 落的現象（如圖 4-50） 。值得注意的是，即便到了 1/10 的變位，我們仍然沒 有發現整片的土塊剝落的現象（如圖 4-51）。由上面的討論我們可以發現， 該試體由於不像前面幾組試體一樣，有整片土塊剝落的現象，因此其強度在 變位增加的時候仍然可以緩步上升，而沒有負剛度的現象出現。. 圖 4-46. 變位 1/200 時，牆體. 圖 4-47. 變位 1/40 時，試體. 與周遭的框架已經產生裂縫. 出現垂直向裂縫. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 48.
(59) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-48 變位 1/30 時，原本的. 圖 4-49 變位達到 1/20 時，許. 垂直裂縫向水平延伸，使裂縫. 多裂縫開始延伸. 呈現不規則狀. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-50. 變位 1/15 時，僅有. 圖 4-51 變位 1/10 的變位，我. 許多小土塊掉落. 們仍然沒有發現整片的土塊剝. 資料來源：本研究拍攝. 落的現象 資料來源：本研究拍攝. 2.H80-05-B 試體. 試體 H80-05-B 遲滯迴圈如圖 52 所示，由該圖可以瞭解該試體與 H80-05-A 相同，水平剪力承受力量一直隨著側向變形增加而增加，試體變位 達到 1/10 時，水平抵抗力亦沒有衰減的現象，此時水平抵抗力約為 1159N。 此試體的遲滯迴圈的模式顯示試體的吸能效果並不佳。 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已產生裂縫，而在 1/100 的變位時，產生垂直向的小裂縫（圖. 49.
(60) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 4-53，） 。當變位達到 1/60 時，此垂直向裂縫變得相當明顯（圖 4-549） ，而 後一直到 1/20 的變位時，裂縫亦僅是逐漸張開，變成較大的垂直向裂縫（圖 4-55），當變位逐漸增加到 1/10 時，裂縫才向其他方向延伸，但是並沒有很 大面積剝落的現象發生（圖 4-56）. Force (N). 1500 1000 500 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 -500 1/50. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Story drift. -1000 -1500. 圖 4-52 H80-05-B 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 圖 4-53. 變位 1/100 時，產生. 圖 4-54. 變位達到 1/60 時，. 垂直向的小裂縫. 垂直向裂縫變得相當明顯. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 50.
(61) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-55. 1/20 的變位時，裂縫. 圖 4-56. 變位逐漸增加到. 變成較大的垂直向裂縫. 1/10 時，裂縫才向其他方向延. 資料來源：本研究拍攝. 伸 資料來源：本研究拍攝. 3.H80-05-C 試體. 試體 H80-05-C 遲滯迴圈如圖 57 所示，由該圖可以瞭解該試體水平剪力 承受力量一直隨著側向變形增加而增加，試體變位達到 1/10 時，水平抵抗力 亦沒有衰減的現象，此時水平抵抗力約為 1277N。此試體的遲滯迴圈因為在 第二向限及第四向限受到明顯的擠壓，顯示試體的吸能效果並不佳。 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已產生裂縫，除此之外，在 1/60 的變位前，試體並沒有發生 額外的裂縫。當變位達到 1/60 時，有一垂直向裂縫發生（圖 4-58，DSC3614） ， 隨後裂縫逐漸往兩旁水平延伸，直到/20 的變位時，已經有許多不規則的裂縫 發生（圖 4-59，DSC3654） ，變位在增加到 1/15 時，壁體有小土塊局部剝落， 但是並沒有發生整片掉落的情形（圖 4-60，DSC3671），即便到了 1/10 的變 位時，亦沒有發生大片土塊掉落的情形（圖 4-61，DSC3689）。. 51.
(62) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. Force (N). 1500 1000 500 0 2/25. 3/50. 1/25. 0 -500 1/50. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Story drift. -1000 -1500. 圖 4-57 H80-05-C 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 圖 4-58. 當變位達到 1/60. 圖 4-59. 直到 1/20 的變位. 時，有一垂直向裂縫發生. 時，已經有許多不規則的裂縫. 資料來源：本研究拍攝. 發生 資料來源：本研究拍攝. 52.
(63) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-60. 1/15 時，壁體有小土. 圖 4-61. 1/10 的變位時，沒有. 塊局部剝落. 發生大片土塊掉落的情形. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 貳、H80-10 系列試體 本系列試體尺寸為牆體寬度 80 公分，高度亦為 80 公分，試體編號分別 為 H80-10-A、H80-10-B 與 H80-10-C 等三組，各組的初步實驗結果與討論如 後所示。 1.H80-10-A 試體 試體 H80-10-A 遲滯迴圈如圖 62 所示，由該圖可以瞭解該試體最大水平 剪力抵抗力發生在 1/20 的變位時，此時最大水平抵抗力約為 1969N。 2500. Force (N). 2000. - 2/25. - 3/50. - 1/25. 1500 1000 500. 0 - 1/50 0 -500. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Story drift. -1000 -1500 -2000 -2500. 圖 4-62 H80-10-A 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 53.
(64) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已產生裂縫，而且在試體的中央部位亦發生垂直向裂縫（圖 4-636） ，當水平變位達到 1/100 時，此垂直向裂縫變得更加明顯（圖 4-64）， 而當變位達到 1/60 時，有許多垂直向裂縫逐漸發生，並在載重往覆作用後， 發生水平向裂縫連接這些垂直向裂縫（圖 4-65） ，當變位達到 1/40 時，壁體 有局部小土塊脫離，但是並沒有崩落的現象（如圖 4-66） ，一直到/30 的變位 時，我們才發現在暗梗的位置有局部面積的土塊開始崩落（如圖 4-67），而 在 1/20 的變位反覆發生後，崩落的面積逐漸增大，此時牆體的強度開始下降 （圖 4-686） ；當變位達到 1/15 時，崩落的部位持續增加，而此時牆體的強 度亦明顯下降（圖 4-69）。. 圖 4-63. 變位 1/200 時，牆體. 圖 4-64. 變位 1/100 時，垂直. 與周遭的框架便已產生裂縫. 向裂縫變得更加明顯. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 54.
(65) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-65. 變位達到 1/60 時，. 圖 4-66. ，當變位達到 1/40. 產生水平裂縫. 時，壁體有局部小土塊脫離. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-67. 圖 4-68. 到 1/30 的變位時，. 1/20 的變位，土塊崩. 暗梗的位置有局部面積的土塊. 落的面積逐漸增大. 開始崩落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-69. 當變位達到 1/15. 時，崩落的部位持續增加 資料來源：本研究拍攝. 55.
(66) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 2.H80-10-B 試體. 試體 H80-10-B 遲滯迴圈如圖 70 所示，由該圖可以瞭解該試體最大水平 剪力抵抗力發生在 1/20 的變位時，此時最大水平抵抗力約為 2163N。在試體 的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體與周遭的框 架便已產生裂縫，而且在試體的中央部位亦發生垂直向裂縫（圖 4-71），當 水平變位達到 1/100 時，此垂直向裂縫變得更加明顯，而且另外又有垂直向 裂縫發生（圖 4-72） ，而當變位達到 1/60 時，前面發生的三條垂直向裂縫逐 漸擴大，變得更加明顯（圖 4-73） 。當變位達到 1/40 時，壁體的垂直裂縫附 近有局部小土塊脫落，但是並沒有崩落的現象（圖 4-74） ，一直到 1/30 的變 位時，我們才發現在上半部暗梗的位置有局部面積的土塊開始崩落（如圖 4-75），而在變位達到 1/15 時，崩落的部位持續增加，而此時牆體的強度亦 明顯下降（圖 4-76）。 2500. Force (N). 2000 1500 1000 500 0 - 2/25 - 3/50 - 1/25 - 1/50 0 -500. 1/50. 1/25. Story drift -1000 -1500 -2000 -2500. 圖 4-70 H80-10-B 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 56. 3/50. 2/25. 1/10.
(67) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-71. 變位達到 1/200 時，. 圖 4-72. 變位達到 1/100 時，. 發生垂直向裂縫. 垂直向裂縫變得更加明顯. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-73. 圖 4-74. 變位達到 1/60 時，. 當變位達到 1/40. 垂直向裂縫逐漸擴大. 時，壁體的垂直裂縫附近有局. 資料來源：本研究拍攝. 部小土塊脫落 資料來源：本研究拍攝. 57.
(68) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-75. 直到 1/30 的變位. 圖 4-76. 在變位達到 1/15. 時，有局部面積的土塊開始崩. 時，崩落的部位持續增加. 落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝 3.H80-10-C 試體. 試體 H80-10-C 遲滯迴圈如圖 76 所示，由該圖可以瞭解該試體最大水平 剪力抵抗力亦發生在 1/20 的變位時，此時最大水平抵抗力約為 2367N。 2500 Force (N). 2000 1500 1000 500 0 - 2/25 - 3/50 - 1/25 - 1/50 -500 0 -1000. 1/50. 1/25. Story drift. -1500 -2000 -2500. 圖 4-77 H80-10-C 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 58. 3/50. 2/25. 1/10.
(69) 第四章 實驗結果討論 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已產生裂縫，而且在試體的中央部位亦發生因為乾縮而引起 的垂直向裂縫（圖 4-78） ，當水平變位達到 1/100 時，此垂直向裂縫變得更加 明顯，而且另外亦有新的垂直向裂縫發生（圖 4-79） ，而當變位達到 1/60 時， 前面發生的三條垂直向裂縫逐漸擴大，變得更加明顯（圖 4-80）。當變位達 到 1/40 時，壁體的垂直裂縫附近有局部小土塊脫落，但是並沒有崩落的現象 （圖 4-81） ，一直到 1/20 的變位時，我們才發現在上半部暗梗的位置有局部 面積的土塊開始崩落（如圖 4-82） ，而在變位達到 1/15 時，崩落的部位持續 增加，而此時牆體的強度亦明顯下降（圖 4-83）。. 圖 4-78. 變位達到 1/200 時，. 圖 4-79. 變位達到 1/100 時，. 中央部位亦發生因為乾縮而引. 此垂直向裂縫變得更加明顯. 起的垂直向裂縫. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 59.
(70) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-80. 而當變位達到 1/60. 圖 4-81. 當變位達到 1/40. 時，垂直向裂縫逐漸擴大. 時，壁體的垂直裂縫附近有局. 資料來源：本研究拍攝. 部小土塊脫落 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-82. 1/20 的變位時，我們. 圖 4-83. 變位達到 1/15 時，. 才發現在上半部暗梗的位置有. 崩落的部位持續增加，而此時. 局部面積的土塊開始崩落. 牆體的強度亦明顯下降. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 參、 H80-15 系列試體 本系列試體尺寸為牆體寬度 80 公分，高度為 120 公分，試體編號分別為 H80-15-A、H80-15-B 與 H80-15-C 等三組，各組的初步實驗結果與討論如後 所示。. 60.
(71) 第四章 實驗結果討論 1.H80-15-A 試體 試體 H80-15-A 遲滯迴圈如圖 4-84 所示，由該圖可以瞭解該試體最大水 平剪力抵抗力發生在 1/20 的變位時，此時最大水平抵抗力約為 3913N。. Force (N). 5000 4000 3000 2000 1000 0 -0.08 -0.06 -0.04 -0.02 -1000 0 -2000. 0.02. 0.04. 0.06. 0.08. 0.1. Story drift. -3000 -4000 -5000. 圖 4-84 H80-15-A 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已脫開產生裂縫，而且在試體的中央部位亦由暗梗部位開 始，先後發生四條垂直向裂縫（圖 4-85），當水平變位達到 1/100 時，此垂 直向裂縫開裂得更加明顯（圖 4-86） ，而當變位達到 1/60 時，在載重往覆作 用後，有許多不規則的裂縫逐漸發生（圖 4-87） ，當變位達到 1/40 時，這些 不規則的裂縫持續延伸，壁體有局部小土塊脫離，但是並沒有崩落的現象（如 圖 4-88） ，一直到 1/20 的變位時，我們才發現在暗梗的位置有局部面積的土 塊開始崩落（如圖 4-898） ，而在 1/15 的反覆變位後，發生較大面積的剝落， 而對照試體的遲滯迴圈我們可以發現這個階段試體的強度明顯的下降（圖 4-90）。. 61.
(72) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-85. 變位達到 1/200 時，. 圖 4-86. 當水平變位達到. 編在試體的中央部位亦由暗梗. 1/100 時，垂直向裂縫開裂得. 部位開始，先後發生四條垂直. 更加明顯. 向裂縫. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-87. 變位 1/60 時，有許. 圖 4-88. 變位 1/40 時，壁體. 多不規則的裂縫逐漸發生. 有局部小土塊脫離. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 62.
(73) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-89. 1/20 的變位時，我們. 圖 4-90. 在 1/15 的反覆變位. 才發現在暗梗的位置有局部面. 後，發生較大面積的剝落. 積的土塊開始崩落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝 2.H80-15-B 之試體. 試體 H80-15-B 遲滯迴圈如圖 4-91 所示，由該圖可以瞭解該試體最大水 平剪力抵抗力發生在 1/20 的變位時，此時最大水平抵抗力約為 3914N。 5000. Force (N). 4000 3000 2000 1000 0. 2/25. 3/50. 1/25. --1000 0 1/50 -2000. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Story drift. -3000 -4000 -5000. 圖 4-91 H80-15-B 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製. 63.
(74) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已脫開產生裂縫，而且在試體的中央部位亦由暗梗部位開始 開始產生垂直向裂縫（圖 4-92），當水平變位達到 1/100 時，位於中間的垂 直向裂縫開裂得更加明顯，另外又多了其他垂直向裂縫（圖 4-93），而當變 位達到 1/60 時，在載重往覆作用後，有許多不規則的裂縫逐漸發生（圖 4-94），當變位達到 1/30 時，這些不規則的裂縫持續延伸，壁體有局部小土 塊脫離，但是並沒有崩落的現象（如圖 4-95） ，一直到 1/20 的變位時，我們 才發現在暗梗的位置有局部面積的土塊開始崩落（如圖 4-96） ，而在 1/15 的 反覆變位後，發生較大面積的剝落，但是剝落程度不若編號 H80-15-A 的試體 嚴重（圖 4-97），對照試體的遲滯迴圈我們可以發現這個階段試體的強度顯 著下降，但下降的強度亦不若編號 H80-15-A 的試體嚴重。. 圖 4-92. 變位達到 1/200 時，. 圖 4-93. 變位達到 1/100 時，. 編試體產生垂直向裂縫. 垂直向裂縫開裂得更加明. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 64.
(75) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-94. 達到 1/60 時，有許. 圖 4-95 變位 1/30 時壁體有局. 多不規則的裂縫逐漸發生. 部小土塊脫離. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-96. 圖 4-97. 到 1/20 的變位時，. 1/15 的反覆變位. 暗梗的位置有局部面積的土塊. 後，發生較大面積的剝落. 開始崩落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝 3.編號 H80-15-C 試體 試體 H80-15-C 遲滯迴圈如圖 4-98 所示，由該圖可以瞭解該試體最大水 平剪力抵抗力發生在 1/20 的變位時，此時最大水平抵抗力約為 4057N。. 65.
(76) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 5000. Force (N). 4000 3000 2000 1000 0 - 2/25 - 3/50 - 1/25 - 1/50 0 -1000 -2000. 1/50. 1/25. 3/50. 2/25. 1/10. Story Drift. -3000 -4000 -5000. 圖 4-98 H80-15-C 之遲滯迴圈 資料來源：本研究繪製 在試體的破壞模式方面，此試體在變位達到 1/200 時編竹夾泥牆的牆體 與周遭的框架便已脫開產生裂縫，而且在試體的中央部位亦由暗梗部位開始 開始產生垂直向裂縫，此外尚有一些不明顯的細小裂縫（圖 4-99），當水平 變位達到 1/100 時，位於中間的垂直向裂縫開裂得更加明顯，另外又多了其 他垂直向裂縫，在右側的部位亦發生一些不規則的裂縫（圖 4-100） ，而當變 位達到 1/60 時，在載重往覆作用後，垂直向裂縫逐漸擴大，而且許多不規則 的裂縫逐漸發生（圖 4-101），當變位達到 1/30 時，這些不規則的裂縫持續 延伸，壁體有較大面積的土塊剝離，但是並沒有崩落的現象，這個時候在持 續作用下我們仍然可以看到這些快要崩落的土塊與周遭的土塊仍然有明顯的 摩擦抵抗行為（如圖 4-102），一直到 1/20 的變位時，我們才發現在暗梗的 位置有大面積的土塊開始崩落（如圖 4-103），而在 1/15 的反覆變位後，發 生更大面積的剝落（圖 4-104） ，對照試體的遲滯迴圈我們可以發現這個階段 試體的強度明顯下降。. 66.
(77) 第四章 實驗結果討論. 圖 4-99. 變位達到 1/200 時，. 圖 4-100 變位達到 1/100 時，. 試體的中央部位亦由暗梗部位. 垂直向裂縫開裂得更加明顯. 開始開始產生垂直向裂縫. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 圖 4-101. 當變位達到 1/60. 圖 4-102. 當變位達到 1/30. 時，垂直向裂縫逐漸擴大. 時，這些不規則的裂縫持續延. 資料來源：本研究拍攝. 伸 資料來源：本研究拍攝. 67.
(78) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 圖 4-103. 1/20 的變位時，我. 圖 4-104. 而在 1/15 的反覆變. 們才發現在暗梗的位置有大面. 位後，發生更大面積的剝落. 積的土塊開始崩落. 資料來源：本研究拍攝. 資料來源：本研究拍攝. 68.
(79) 第四章 實驗結果討論. 第三節. 實驗結果初步分析. 由前面兩節可以發現，各尺寸的試體在經過實驗後，同一個系列內的試 體其破壞模式、強度以及遲滯迴圈皆相當的類似，就 H40-05 系列的試體來 說，而最大強度皆發生在 1/20 的層間變位角；而 H40-10 的系列來說，最大 強度皆發生在 1/40-1/30 的層間變位角，就 H40-15 的系列而言，最大強度則 大多發生在 1/30 的位置，僅 H40-15-C 的試體因為裂縫提早延伸，導致最大 強度發生在 1/60 的位置。而 H80 系列中，H80-05 系列的最大強度皆發生在 最大位移量的位置（亦即/10 的位置） ，H80-10 與 H80-15 兩個系列則發生在 1/20 層間變位角的位置。細究最大強度所發生的位置其背後代表的意義，我 們發現，當試體有大面積土塊掉落的時候，其強度便明顯的下降，而在土塊 還沒有掉落前，即使土塊已經剝離，但是其與周遭的土塊仍然可以靠著彼此 之間的摩擦來抵抗水平側向力，因此仍然可以維持強度。 另外，由前面的文獻回顧我們可以發現，日本在評估日本本土編竹泥牆 的強度時，係利用下面公式來評估壁耐力： 壁耐力＝（1.96kN/m）×（壁體長度）. 式中的壁耐力係編竹泥牆牆體的剪力強度。由上面公式我們可以發現壁 耐力與壁體的長度成正比，但是我們亦可發現該評估公式並沒有考慮壁體的 高度，亦即不論是何種高度的壁體，只要寬度相同，其強度亦相同。 在我們現有的試體中，總共有五種不一樣的壁體長度，分別是 20、40、 60、80 及 120cm，因此我們將這些試體最大的剪力強度與其壁體長度繪製如 下圖（圖 104），並與日本現行的預測公式做一比較。由該圖我們可以瞭解， 日本現在使用的預測公式其強度用來評估我國的編竹泥牆很明顯的偏低，尤 其當壁體長度增加的時候，其誤差很明顯的會拉大。這樣的差異最主要來自 於構法上的差異。 因此，本研究針對國內的傳統編泥牆體提出強度的概算式，可以如下式 表示： 壁耐力＝（3.59kN/m）×（壁體長度）. 69.
(80) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 4.5. 實驗結果 日本土壁預測公式 實驗結果迴歸. 牆壁極限強度（ kN）. 4 3.5 3 2.5 2 1.5. V= 3.594*L - 0.56 R2 = 0.9455. 1 0.5 0 0. 0.2. 0.4. 0.6. 0.8. 1. 1.2. 1.4. 壁體長度（ m）. 圖 4-105 實驗結果與日本預測公式比較 資料來源：本研究繪製. 另外，如果我們透過多變數迴歸的方法，同時考慮試體的高度與寬度， 並利用試體的高度與寬度針對其強度進行迴歸，透過逐步迴歸的方法，我們 可以得到下式： 壁耐力 V＝（4.344kN/m）×L×H-1.038×H+0.496 式中 L 與 H 分別代表試體的寬度與高度，其單位皆為公尺；而 V 則代表試體 的壁耐力，其單位為 kN。而迴歸效果如圖 4-106 所示。. 70.
(81) 第四章 實驗結果討論 4.5. 實驗實際強度（kN）. 4 3.5 3 2.5. R2 = 0.9776. 2 1.5 1 0.5 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. 多變數迴歸預測強度（kN）. 圖 4-106 考慮牆體高寬尺寸預測式與實驗結果比較 資料來源：本研究繪製 由上圖我們可以發現，透過多變數迴歸來評估傳統編泥牆體的強度效果 比僅透過壁體的寬度來評估來得佳，因此未來可以利用這樣的方式來進行強 度的評估。. 71.
(82) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 72.
(83) 第五章 結論與建議. 第五章. 結論與建議. 第一節. 結論. 在針對 21 組實體試體進行實體實驗後，本研究可得到以下的結論： 1.當編竹泥牆試體有大面積土塊掉落的時候，其強度便會明顯的下降， 而在土塊還沒有掉落前，即使土塊已經剝離，但是其與周遭的土塊仍 然可以靠著彼此之間的摩擦來抵抗水平側向力，因此仍然可以維持強 度。 2.在將實驗結果與日本現行的預測公式做一比較後發現，日本現在使用 的預測公式其強度用來評估我國的編竹泥牆會很明顯的偏低，尤其當 壁體長度增加的時候，其誤差很明顯的會拉大。 3.針對國內的傳統編泥牆體提出強度的概算式，可以如下式表示： 僅考慮壁體寬度：. V＝3.59(kN/m)×L(m). 同時考慮壁體寬度與高度： V＝4.344×L×H-1.038×H+0.496 式中 L 與 H 分別代表試體的寬度與高度，其單位皆為公尺；而 V 則代表試體的壁耐力，其單位為 kN。. 第二節 建議 建議一 將本計畫研究成果編列為手冊，並加以推廣－立即可行 主辦單位：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』第五年中，有針對 傳統穿鬪式木構造相關研究成果集結成冊，並計畫未來要出版相關手冊加以 推廣，因此建議本研究成果應該可以作為補充傳統編泥牆體不足之處，使之 更加完整。. 建議二. 73.
(84) 古蹟暨歷史建築木構架分析評估與修復補強技術之研究建立. 針對傳統編竹泥牆進行補強研究－立即可行 主辦單位：內政部建築研究所、行政院文化建設委員會 在建研所的努力之下， 『結構修復技術整合型研究計畫』累積了五年的研 究成果，並且可以針對傳統穿鬬式木構造進行較大規模的評估作業，但是倘 若評估結果顯示該建築物的強度不足而應該要馬上進行補強，這方面的補強 技術在國內則研究的相當少，加上編竹泥牆牆體不僅是在傳統穿鬬式木構造 可以看到，在其他類型的構造形式亦可以發現，因此建議未來應可針對此類 構造物進行補強研究。. 74.
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