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附錄B 構件非線性行為模擬（1／2）；原PDF第197–207頁。
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- 文件性質：本件是內政部建築研究所民國105年12月協同研究報告及其所附耐震補強技術手冊稿，不是法規命令、部頒設計規範、施工綱要規範或現行強制手冊。
- 版本時點：CNS、混凝土設計、耐震設計、錨栓、鋼構、FRP、消能元件、分析模型及軟體均是105年前後研究背景；現行工程須另查今日有效法規、標準與主管機關程序。
- 數值使用：材料強度、鋼筋、植筋、剪力摩擦、錨定、塑性轉角、阻尼、勁度與強度折減等數值必須連同公式、假設、圖說及研究時點閱讀，不能脫離上下文作為通用強制值。
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¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第197頁
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附錄B 構件非線性行為模擬
附錄B 構件非線性行為模擬
本附錄依國震中心報告敘述結構元件的側向載重位移曲線設定其非線性鉸參數
B.1 雙曲率RC 柱之模擬
對於一承受軸力及側力作用且反曲點在柱正中央的雙曲率柱，柱體剪力破壞時
剪應力與變位角(Drift Ratio)之關係曲線，用最小平方差的數值方法，歸納出撓剪破
壞時的變位角可由下式計算：
Δ s 3 1 νm 1 P 1 = + 4ρ′′ − − ≥
H 100 133 f c′ 40 Ag f c′ 100 (B.1)
Ast式中H 為柱淨高； ρ′′= Ast 為剪力筋總斷面積，計算剪力 b ×為剪力箍筋體積比；s
鋼筋於箍筋間距( s )內之斷面積；b 為柱寬；νm = Vb bd 為剪應力； Vb 為雙曲率柱撓
曲強度所對應之作用剪力；d 為柱斷面之有效深度，可設為柱深h 之0.8 倍； cf′為
混凝土抗壓強度； Ag 為柱斷面積；及P 為柱承受之軸力。
觀察式(B.1)，當柱的箍筋量較大、混凝土強度較高時、承受的側力及軸力較小
時，剪力破壞之變位角會較大，即表示柱的韌性值會較大。歸納出軸向破壞時的變
位角可由下式計算：
2 Δ a 4 1 + ( tanθ) =
H 100 s tan θ+ P (B.2)
κ′Ast f yt d c tanθ
式中 f yt 為箍筋降伏強度； d c 為柱核心混凝土的深度，由箍筋中心至中心計算之；θ
為剪力裂縫與水平的夾角，一般可定為65˚，但不可超過 tan −1 ( H / h ) ；而係數k′隨著
韌性比μ增加，由1 變化到0.7，其中韌性比 μ= Δ s Δ y 。觀察式(B.2)，當柱的箍
筋量較大、及承受的軸力較小時，軸向破壞之變位角會較大，即表示柱有較好的垂
直承載能力。
鋼筋混凝土結構的剪力強度乃是由混凝土所提供的剪力強度 Vc 再加上箍筋所
提供的剪力強度 Vs ，建議之混凝土剪力強度計算方式如下：
⎛ P ⎞
Vc = 0.53 ⎜ 1 + ⎟ f c′bd (B.3) ⎜ ⎟ 140 Ag ⎝ ⎠
箍筋之剪力強度計算方式如下：
Ast f yt d c
Vs = cot α (B.4) s
B-1¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第198頁
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鋼筋混凝土建築結構耐震補強技術與示範例之研擬
式中 f yt 為箍筋降伏強度；α為剪力裂縫與柱軸線之夾角。
B.2 RC 牆之模擬
於線性分析時，一般是使用殼元素(Shell Element)模擬RC 牆。但由於套裝軟體
程式無法於殼元素設置非線性鉸，進行非線性靜力側推分析，故本文建議以等值寬
柱模擬RC 牆，如此可以在等值寬柱上設置適當非線性鉸進行側推分析，分析RC
牆在構架中之非線性行為。
1. RC 牆等值寬柱模型
進行RC 牆耐震分析時，建議僅以中央等值寬柱模擬剪力牆，以下簡稱RC 牆
等值寬柱模型。進行等值寬柱模擬RC 牆時，須依實際含邊柱RC 牆尺寸給定等值
寬柱的斷面尺寸，材料參數也依據實際性質輸入。RC 牆頂部與底部連接梁加大其
勁度，以模擬剛性梁，如此可適當反映與RC 牆相連接的相鄰梁之勁度差異。
2. RC 牆之側向載重位移曲線
RC 牆非線性鉸之性質，是以涂耀賢博士[B2]所建議的側向載重位移曲線為基
礎。首先分別求出含邊柱RC 牆之剪力破壞、撓曲(含滑移)破壞側向載重位移曲線，
再以剪力破壞側向載重位移曲線定義剪力非線性鉸性質，撓曲(含滑移)破壞側向載
重位移曲線定義彎矩非線性鉸性質。
載重變位曲線如錯誤! 找不到參照來源。所示，因此非線性變形為
δ1 δp = δu − δe = δ2 − V2 (B.5) V1
由錯誤! 找不到參照來源。可知，總變位 uδ可視為彈性變位 eδ與非線性變位 δp
之疊加，因此可以由總變位減去彈性變位獲得非線性變位，求得載重與非線性變位
關係曲線，可作為非線性鉸設定之依據。
假設RC 牆為雙曲率變形，反曲點位於牆高H 之一半處，計算撓曲之側向載重
位移曲線設定彎矩非線性鉸，包括撓曲降伏點、撓曲極限點及殘餘強度點；計算剪
力之側向載重位移曲線設定剪力非線性鉸，包括剪力開裂點、剪力極限點及殘餘強
度點，相關之計算說明如後。
(1) 撓曲之側向載重位移曲線：撓曲降伏點( Vy , δ)y
由斷面分析可以求得含邊界構材之剪力牆斷面之降伏彎矩 M y ，因此撓曲降伏
點之側力強度可由式(B.6)計算：
B-2¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第199頁
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2 M y
V y = (B.6)
H
依據ASCE 41-06 所建議，位移應包含剪變形、撓曲變形及滑移變形。因此撓
曲降伏點之位移可以式(B.7)表示：
δy = δs , y + δf , y + δslip , y (B.7)
其中撓曲降伏點之剪力位移 δs, y 可依式(B.8)計算，
δs , y = γvh , yH (B.8)
2 (1 +ν) 1.2
γvh , y = V y (B.9) Ec λ w t w
式中 E c 為混凝土彈性模數，混凝土波松比ν= 0.17 ； λ=牆之水平寬度；wtw =牆體
總厚度。又撓曲位移 δf , y 可依式(B.10)計算：
V y H 3
δf , y = (B.10) 12 Ec I
式中剪力牆慣性矩 I = 7.0 gI ， gI 為全斷面慣性矩(含邊界柱及牆版)。最後，撓曲降
伏點之滑移位移 δslip, y 可由式(B.11)計算，
d b f y2
δslip , y = H (B.11) 8uE s ( d − a c )
式中 d b 為受拉側最外層鋼筋之標稱直徑；u 為平均握裹應力，定義為
u = 1.6 f c′ ； E s 為鋼筋彈性模數；d 為牆體最外受壓纖維至受拉鋼筋斷面重心
之距離，可取牆寬的0.8倍(0.8 λ)；w ca 為構件斷面受壓區之深度，定義為對應拉力
區鋼筋應力達降伏強度 yf 時之壓力區深度，可採用彈性柱受撓壓力區深度簡易計
算法之建議，如下所示
⎛ N u ⎞
a c = ⎜ 0.25 + 0.85 λ w (B.12) ⎟′ ⎝ Aw f c ⎠
式中 Aw 採計剪力牆內之最大矩形面積，亦即 Aw = λ w × t w 。
由於側推分析軟體進行彈性位移分析時，僅考慮剪變形、撓曲變形，並無計算
滑移變形，因此為使側推分析軟體適當考量滑移變形，本手冊建議採用等效勁度來
計算彈性變位，迫使結構分析軟體分析出來的彈性位移等於剪變形、撓曲變形及滑
移變形之總和，即採式(B.13)計算彈性勁度折減係數：
V y H 3 2 (1 +ν) V y H
+ = δs , y + δf , y + δslip , y (B.13) 12 E c × nI g E c × mAw
B-3¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第200頁
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鋼筋混凝土建築結構耐震補強技術與示範例之研擬
式中等號左邊n、m為待調整之彈性勁度折減係數。剪力牆未開裂撓曲剛度折減
0.7，因此固定n=0.7。
(2) 撓曲之側向載重位移曲線：撓曲極限點( V fu , δfu )：
由斷面分析可以求得含邊界構材之剪力牆斷面之極限彎矩 M u ，因此撓曲極限
點之側力強度可由式(B.14)計算：
2 M u
V fu = (B.14) H
撓曲極限點之位移包括剪力、撓曲、非線性鉸轉動及滑移位移，各分量計算方式如
下：
λ 撓曲極限點之剪力位移 δs, fu 可依下式計算
δs , fu = γvh , fuH (B.15)
V fu
γvh , fu = ×γvh , y (B.16) V y
λ 撓曲極限點之撓曲位移 δf , fu 可依下式計算
V fu H 3
δf , fu = (B.17) 12 E c I
由於剪力牆於此階段應已開裂，故斷面慣性矩折減為 I = .0 35 gI ， gI 為全斷面慣性
矩。
λ 撓曲極限點之非線性鉸轉動位移則依下式計算
H λ p
δplastic , fu = 2(φu − φy ) λ p ( − ) (B.18)
2 2
其中uφ為牆體產生撓曲極限彎矩時的曲率；yφ為牆體產生撓曲降伏彎矩時的曲率；
λ w ≤ H 。λ為非線性鉸長度，定義為p λ p = 2 2
λ 撓曲極限點之滑移位移 δslip, fu 則依下式計算
V fu
δslip , fu = × δslip , y (B.19) V y
因此撓曲極限點之位移總和，即為下式所示，
δfu = δs , fu + δf , fu + δplastic , fu + δslip , fu (B.20)
依據前述建議之公式，可計算出考慮撓曲與滑移作用下之降伏點與極限點。
(3) 撓曲之側向載重位移曲線：撓曲殘餘強度點( V fp , δfp )：
假設側力到達其極限強度後，側力強度依線性衰減至殘餘強度( V fp = 0.4V fu )，
B-4¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第201頁
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附錄B 構件非線性行為模擬
其相對應之變形為層間變位角0.02rad，因此對應之位移 δfp = 0.02 H ，若 δfp ≤ δfu ，
令 δfp = δfu ，其完整之側向載重位移曲線如圖4.16 所示。
剪力之側向載重位移曲線：剪力開裂點( Vscr , δscr )
開裂強度之計算公式如下：
N u d Vscr = 0.87 f c′t w d + (B.21) 4 λ w
⎡ ⎛ N u ⎞ ⎤ λ w ⎜ 0.33 f c′+ ⎟ ⎢ ⎝ 5λ w t w ⎠ ⎥ Vscr = ⎢ 0.16 f c′ + ⎥ t w d M u λ w (B.22) ⎢ − ⎥
⎢⎣ V u 2 ⎥⎦
其中 cf′=混凝土之規定抗壓強度；d =牆體最外受壓纖維至受拉鋼筋斷面重心之距
離，可取牆寬的0.8 倍(0.8 λ)；w Vu =斷面之設計剪力(需求剪力)； M u =斷面之設計彎
矩(需求彎矩)； N u =與 Vu 同時作用之設計軸力，軸壓力為正值、軸拉力為負值。開
⎛ M u λ w ⎞裂強度取以上二式之最小值，若 ⎜ − ⎟ < 0 時，式(B.22)不適用，僅採用式 ⎝ Vu 2 ⎠
(B.21)。
同撓曲降伏點位移，剪力開裂點之位移包括剪力、撓曲及滑移位移，其中開
裂點之剪力位移可依下計算，
δs , cr = γvh , crH (B.23)
Vscr γvh ,cr = × γvh , y
V y (B.24)
開裂點之撓曲位移為
Vscr H 3
δf , cr = (B.25) 12 E c I
其中剪力牆慣性矩 I = 7.0 gI ， gI 為總斷面慣性矩；H 為牆之淨高(下梁頂至上梁底
距離)。開裂點滑移位移，可依式(B.26)計算，
Vscr δslip , cr = × δslip , y
V y (B.26)
其中 V y 為牆體之撓曲降伏側力。
因此開裂位移包括剪力開裂、撓曲開裂及滑移位移，即為下式所示
δscr = δs , cr + δf , cr + δslip , cr (B.27)
B-5¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第202頁
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鋼筋混凝土建築結構耐震補強技術與示範例之研擬
剪力之側向載重位移曲線：剪力極限點( Vsu , δ)su
(a) 壓桿面積
Astr = t w × a c (B.28)
(b) 混凝土軟化係數
10.7
ζ= ≤ 0.52
′ (B.29) cf
(c) 斜壓桿傾斜角
−⎛1 H ⎞
θ = tan ⎜ ⎟ (B.30) ⎝ λ n ⎠
2 a c其中 λ n =λ w − 。
3
(d) 拉桿指標
γh = 2tanθ− 1,0 ≤ γh ≤ 1 (B.31) 3
γv = 2cotθ− 1,0 ≤ γv ≤ 1 (B.32) 3
1
K h = 2 (B.33) 1 − 0.2 ( γh + γh )
1
K v = 2 (B.34) 1 − 0.2 ( γv + γv )
′ Fh = γh K hζ f c Astr × θ ( )cos (B.35)
′ Fv = γv K vζ f c Astr × θ ( )sin (B.36)
Fyh = Ath × f yh (B.37)
Fyv = Atv × f yv (B.38)
Fyh K h =+1 ( K h − 1) ≤ K h (B.39) Fh
Fyv + .075 N u K v = 1 + (K v − 1) ≤ K v (B.40) Fv
其中， Ath 和 Atv 分別為水平拉桿與垂直拉桿鋼筋之有效截面積，可取每一方向牆體
鋼筋量之75%計算。
(e) 剪力極限點之水平剪力
Vsu = ( K h + K v − 1)ζf c′Astr cosθ (B.41)
B-6¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第203頁
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附錄B 構件非線性行為模擬
剪力極限點之剪應變可依下式計算，
(f) 拉桿力(力平衡)
γh (1 − γv )
Fh = RhVsu = Vsu (B.42) 1 − γγh v
γv (1 − γh )
Fv = RvVsu tanθ= Vsu tanθ (B.43) 1 − γγh v
(g) 拉桿應變(組成律)
Fh ε=h (B.44) Ath E s
Fv − 0.75 N u εv = ≥ 0 (B.45) Atv E s
(h) 壓桿應變(組成律)
⎛ cf′− 204 ⎞
ε0 = 0.002 + 0.001 ⎜ ⎟ (B.46) ⎝ 815.5 ⎠
−dε = ζε0 (B.47)
其中， dε為混凝土在與 rε垂直方向之平均主壓應變。
(i) 剪應變(位移諧和)
γvh , su = 2(εr − εd )sinθcosθ = 2(εh + εv − 2εd )sinθcosθ (B.48)
其中， hε為水平拉桿應變， vε為垂直拉桿之應變。
剪力極限點之位移包括剪力、撓曲及滑移位移，各分量計算方式如下：
λ 剪力極限點之剪力位移，可由（B.49）計算
δs , su = γvh , suH (B.49)
λ 剪力極限點之撓曲位移，可依式(B.50計算
Vsu H 3 δf , su = (B.50) 12 Ec I
由於剪力牆於此階段應已開裂，故斷面慣性矩折減為 I = .0 35 gI ， gI 為總斷面慣性
矩。
λ 剪力極限點滑移位移，可由下式計算
Vsu δslip , su = × δslip , y
V y (B.51)
因此剪力極限點位移為剪力、撓曲及滑移位移之總和，即為
δsu = δs , su + δf , su + δslip , su (B.52)
B-7¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第204頁
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鋼筋混凝土建築結構耐震補強技術與示範例之研擬
依據上述建議之公式，可計算出剪力開裂點之剪力開裂強度 Vscr 和剪力開裂位
移 δscr ，與剪力極限點之剪力極限強度 Vsu 和剪力極限位移 δ。su
剪力之側向載重位移曲線：剪力殘餘強度點( V sp , δsp )
假設側力到達其極限強度後，側力強度依線性衰減至殘餘強度( Vsp = 0.4Vsu )，其相
對應之變形為層間變位角0.02rad，因此對應之位移 δsp = 0.02 H ，若 δsp ≤ δsu ，令
δsp = δsu 。
B.3 磚牆之水平極限強度
磚牆之面內水平剪力強度受不同高寬比、RC 構架束制條件的影響而有不同破
壞路徑，建築物磚構造設計及施工規範依照其破壞路徑、試驗結果及前人研究的推
估公式整理出磚牆面內水平剪力強度之計算公式，並就其邊界束制條件做出下列區
分：
(1) 四邊圍束—指四邊皆鄰接邊界柱梁之磚牆：
當 tan θ≥c ( H b Wb ) 時：
Vn = Tb × (Wb ×τf + H b × 0.45 f mbt ) (B.53)
當 tanθc < ( H b / Wb ) 時：
Vn = Tb × ⎡⎣Wb ×τf + H 1 × 0.45 f mbt + ( H b′ − H 1 ) × (0.45 f mbt + 0.45 f bt ) 2 ⎤⎦ (B.54)
(2) 三邊圍束—指左右有一單側邊未鄰接邊界柱之磚牆：
Vn = Tb × (Wb ×τf + H 2 × 0.45 f mbt ) (B.55)
(3) 無側邊圍束—指左右雙側邊均未鄰接邊界柱之磚牆：
Vn = Tb × (Wb ×τf ) (B.56)
(4) 台度磚牆—指頂邊因開窗而未鄰接邊界梁之磚牆：
Vn = Tb × (Wb × 0.7τf + H 2 × 0.45 f mbt ) (B.57)
上式中， H b′= min ( H b , Wb ) ； H 1 = Wb tanθc ； H 2 = 0.5 Wb tan θc ≤ H b ；τ與f f mbt 分別
為紅磚與砂漿介面之摩擦強度及劈裂強度， btf 為紅磚自體劈裂強度，可依下列試驗
公式計算：
τf = 0.0337( f mc ) 0.885 + (0.654 + 0.0005047 f mc )σN (B.58)
f mbt = 1.079 ( f mc ) 0.338 (B.59)
f bt = 0.22 f bc (B.60)
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附錄B 構件非線性行為模擬
其中 σ為磚牆之垂直向軸應力；N f mc 與 f bc 分別為砂漿及紅磚依CNS 國家標準規定
測試之單軸抗壓強度。
磚牆之水平極限位移：
根據虎克定律、平面應力-應變、應變-位移關係所推導出的磚牆水平外力V 與
水平位移Δ之關係，可得到磚牆水平極限位移的計算公式如下：
⎡⎛ 5 3 ⎞ Wb 7 ⎞ H b 3 ⎞ H b3 ⎤ V n Δ u = ⎜ + ν⎟ + ⎛+⎜ 2 ν⎟ + ⎛+⎜ 2 ν⎟ 3 (B.61) E u × Tb ⎢⎣⎝ 4 2 ⎠ H b ⎝ 4 ⎠ Wb ⎝ 2 ⎠ Wb ⎥⎦
⎡ ⎛ 5 3 ⎞ Wb ⎛ 7 ⎞ H b ⎛ 3 ⎞ H b3 ⎤ 令 λ= + ν + ⎢ ⎜ ⎟ ⎜ 2 + ν⎟ + ⎜ 2 + ν⎟ 3 ⎥ (B.62)
⎣ ⎝ 4 2 ⎠ H b ⎝ 4 ⎠ Wb ⎝ 2 ⎠ Wb ⎦
其中ν為波松比，其值可取為0.15； bT 為磚牆之厚度； Eu 為磚牆達極限點時之割線
模數；且0.5 ≤ H b Wb ≤ 2.0 。式中，若( H b Wb ) 小於0.5 者以0.5 計，若( H b Wb ) 大
於2.0 者以2.0 計，亦即0.5 ≤ ( H b Wb ) ≤ 2.0 。
磚牆達極限點時之割線彈性模數 Eu 可以下列方式計算：
Eu = 61.29ηη1 2 f bc0.7 f mc0.3 (B.63)
其中磚牆剛度修正係數η=1 1.67 − 0.64( H b Wb ) ，且0.5 ≤ ( H b Wb ) ≤ 2.0 。η於四邊圍2
束磚牆時取0.556，三邊圍束及台度磚牆時取0.367。以 Eu 代入可得磚牆之極限位移。
磚牆之水平殘餘強度：
當磚牆達水平極限強度後，其紅磚與砂漿介面或紅磚自體之劈裂強度將逐漸喪
失，使其強度逐漸降低至僅存紅磚與砂漿介面摩擦強度部份，因此可將此介面摩擦
強度視為水平殘餘強度，當磚牆強度達水平殘餘強度後即不再衰減。磚牆水平殘餘
強度依照其磚牆束制條件不同，可以下式計算：
(1) 非台度磚牆(含四面及三面圍束磚牆)：
Vr = τf × Tb × Wb ≤ 0.6Vn (B.64)
(2) 台度磚牆：
Vr = 0.7 ×τf × Tb × Wb ≤ 0.6Vn (B.65)
上式中，τ為紅磚與砂漿介面之摩擦強度；f bT 為磚牆之厚度； Wb 為磚牆寬度。
根據試驗之觀察，磚牆約在達到約兩倍水平極限位移時，磚牆強度會衰減至水
平殘餘強度，因此本文取其位置為磚牆之強度到達水平殘餘強度。磚牆之最大水平
位移可參考試驗結果並保守考慮取牆高之2.0% 為限制，而水平極限強度與水平殘
餘強度間以直線方式衰減；對於磚牆之水平極限位移 Δ亦應該遵守此一限制。u
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鋼筋混凝土建築結構耐震補強技術與示範例之研擬
期中審查意見回覆
審查委員 審查意見 意見回覆
全國建築 可否考慮耐震詳評後之建議補強方式。 本報告範例皆為以耐震詳
師公會 評後之結果進行補強。
江世雄 整體計畫可達到預期成效。 謝謝建議
理事長
營建署 本案耐震補強技術範例，希望整理一些典 常見耐震不足原因於報告
型的缺陷補強範例案，供本署推動耐震初 中為以敘述性方式說明。
評作業時，民眾關心後續之改善作為時參 典型的補強缺陷範例案，
考。 本研究因研究時間與經費
暫無法整理，但可參考國
震中心之相關報告，其中
有少部份補強缺陷案例。
藍朝卿 位移型或速度型消能斜撐是否有其適用的 本報告第二章對於各類補
理事長 建築物類型，可否在本計畫報告中敘述清 強工法及位移型、速度型
楚? 消能斜撐之適用建築物類
型有詳細說明與建議。
沈永年 1. 可否補充較低強度混凝土植入鋼筋之 因經費限制本研究僅能進
教授 拉拔與剪力試驗結果。 行低強度混凝土植筋之剪
2. 期中報告之圖文不清楚，期末報告期 力試驗，拉拔試驗無法進
能改善，並將參考資料引註於文中。 行。
3. 若能建立各種補強工法之”施作流程 期中報告因印刷不清楚及
與SOP”，則將更完整可行。 筆誤處將於期末報告一併
改善修正。
土木技師 1. 請增加耐震補強之流程圖 耐震補強之流程於範例中
公會全聯 2. 補強分析建議應有完整範例。 以敘述性方式說明，因其
會 3. 建議及早完成可供實務界參考。 流程單純建議無需流程
4. 符合預期成果需求。 圖。
報告第六章提供有四種完
整之補強設計流程與圖
說，第七章則提供有二種
補強設計圖說。
夏沛禹技 1. 附錄C-S5 BRB 斜撐置於RC 構架內之 於報告內文中已經將蔡克
師 接合方式建議另行參考蔡克銓教授 銓教授發表的論文納入參
發表的詳圖。 考文獻，本報告範例為新
2. 附錄D-S5 亦同上。 增構架故與其施作有些差
3. 附錄E-R9 構架內增設剪力牆，四週交 異。
界面是否均須設置螺旋箍筋防止交 構架內增設剪力牆，建議
界面開裂。 於四週交界面皆設置螺旋
箍筋防止交界面開裂。
廖書賢 建議施工細節中二次施工界面使用材料能 謝謝建議，但本研究以補
B-10¶ 建研所RC耐震補強研究｜原檔第207頁
原檔可擷取文字（圖內標註、公式及表格欄位請對照上方原版面）
附錄B 構件非線性行為模擬
理事長 提供材料要求及使用限制之說明。 強工法為主，且材料種類
繁多，故請諒涵無法完整
提供材料要求及使用限
制。
陳建忠 1.本研究列有鋼筋續接器規定，是很好的延 謝謝建議，但本研究因無
組長 伸，經檢討後有沒有文字或內容具體修改 進行相關試驗故請諒涵無
CNS 或規範部分。 法冒然對鋼筋續接器之
2.第7 章住宿混合大樓是否住商混和大樓? CNS 或規範提出修改建
類0206 南部地震及類維冠大樓案子應不 議。
少，宜將耐震不足主因納入分析。 第7 章標題筆誤已經修正。
3.明年是否有具體要研究的案子，請附上詳 第7 章以921 地震中倒塌
細提案單。 之住商混合建築為範例，
4.通案及個案請補充流程圖加註補充文 發現921 地震或美濃地震
字，方便使用。 中常見受損之具軟弱底層
建物，只要進行底部少數
樓層之適當與正確補強，
即可顯著提昇此類建築物
之耐震能力。
已提重要具體研究之提案
單，但未獲同意。
B-11上一節：附錄A 低強度混凝土植筋試驗及計算（3／3） ｜ 下一節：附錄B 構件非線性行為模擬（2／2）
來源：內政部建築研究所《鋼筋混凝土建築結構耐震補強技術與示範例之研擬》，民國105年12月。依建研所網站資料開放宣告註明出處；本站分章呈現並另加歷史與適用註記，不代表發布機關認可。查核日期：2026年8月30日。