晃動隔震應用於近斷層結構之耐震評估

本節將探討在近域震波之作用下，地震強度與結構高寬比對結構晃動 行為與減震效益之影響。單自由度模型結構參數整理如表 3.4 所示，高寬 比變化分別考慮

H/B=3、4 及 5 三種情況。另依據理論分析及文獻資料顯

3.6.1 近斷層震波

按國內外文獻之記載，近斷層震波相較於遠斷層震波具有下列三種特 性：(1)垂直向與水平向加速度反應譜之比值較大 (2)尖峰地表加速度值很 大 (3)具一長週期之速度脈衝。其中，以長週期的速度脈衝最具代表性。

Makris【36】提出近斷層附近速度型態之脈衝(pulse-like)波型種類約可分為 四種：(1)A 型－向前型圓滾脈衝(forward type cycloidal pulse) 如圖 3.16 所 示，國內在1999 年 9 月 21 日發生的集集(Chi-Chi)地震中 TCU068 測站所 量測到的震波即屬於此類型震波；(2)B 型－前後型圓滾脈衝(forward and backward cycloidal pulse)如圖 3.17 所示，美國加州 1979 年 10 月 15 日發生 的Imperial Valley 地震中 El Centro 測站 ARRAY06 所量測到的震波即屬於 此類型。(3)C1 及 C2 型－多重脈衝型(multiple pulses)如圖 3.18 與圖 3.19 所示，分別以1999 年 921 地震中 TCU052 測站與美國加州 1994 年 1 月 17 日發生的北嶺(Northridge)地震中 Sylmar 測站所量測到的震波為代表。因此 近斷層震波大致上都可簡化成這四種人工模擬震波之其中一類。表 3.5 列 出四種實際近域震波以及其所對應的四種人工震波資料。本文分析時，即 利用這四種人工模擬震波代替實際之近域震波，而其尖峰地表加速度(PGA)

則取0.5g 及 1g 兩種不同的強度，外力週期(T)則取其所對應實際震波之主 要速度脈衝週期來進行分析。

3.6.2 Type A 人工模擬近斷層震波

1999 年發生的集集大地震，由國內 TCU068 測站所量測到的近域震波 是屬於 TypeA 的人工模擬震波(表 3.5)，本節將利用 TypeA 人工模擬震波 來分析，震波週期取為 4 秒，並將其尖峰地表加速度分別調整至 0.5g 及 1g，分析不同高寬比之晃動隔震結構的地震反應或減震效益。

將Type A 人工模擬震波（如圖 3.16 所示）之尖峰地表加速度調整至

0.5g 來進行模擬。不同高寬比（H/B=3、4 及 5）之結構物反應整理於表 3.6(a)、3.6(b)及 3.6(c)，而圖 3.20 為三種不同高寬比之結構物的轉角歷時 圖。由前述圖表之結果顯示，晃動隔震結構在 Type A 人工模擬震波作用 下，不僅會產生晃動，且晃動角度會超過結構物之臨界角(θcr)而傾倒，並 不穩定。而高寬比越高之結構越快產生傾倒。若進一步將外力的尖峰地表 加速度調整至1g，則無論高寬比為何，結構仍會產生傾倒之不穩定現象。

結果整理於表3.7(a)、3.7(b)、3.7(c)及圖 3.21。

3.6.3 Type B 人工模擬近斷層震波

1979 年發生的 Imperial Valley 地震中 ARRAY06 測站所量測到的近域 震波是屬於 TypeB 的人工模擬震波(表 3.5)，本節將利用 TypeB 人工模擬 震波來分析，震波週期取為 3.2 秒，並將尖峰地表加速度分別調整至 0.5g 及1g，分析不同高寬比之晃動隔震結構的地震反應或減震效益。

將Type B 人工模擬震波（如圖 3.17 所示）之尖峰地表加速度調整至

0.5g 來進行模擬。不同高寬比（H/B=3、4 及 5）之結構物反應整理於表 3.8(a)、3.8(b)及 3.8(c)，而圖 3.22 為三種不同高寬比之結構物的晃動轉角 歷時圖。由前述圖表之結果顯示，晃動隔震結構物在Type B 人工模擬震 波作用下，不僅會產生晃動，且晃動角度會超過結構物之臨界轉角(θcr)而 傾倒，並不穩定。而高寬比越高之結構越慢產生傾倒。若進一步將Type B 人工模擬震波之尖峰地表加速度調整至1g，則無論高寬比為何，結構仍會 產生傾倒之不穩定現象，結果整理於表3.9(a)、3.9(b)、3.9(c)及圖 3.23。

3.6.4 Type C1 人工模擬近斷層震波

1999 年 921 地震中 TCU052 測站所量測到之近域震波是屬於 TypeC1 的人工模擬震波(表 3.5)，本節將利用 TypeC1 人工模擬震波來分析，震波 週期取為 5 秒，並將尖峰地表加速度分別調整至 0.5g 及 1g，分析不同高 寬比之晃動隔震結構的地震反應或減震效益。

將Type C1 人工模擬震波（如圖 3.18 所示）之尖峰地表加速度調整至 0.5g 來進行模擬。不同高寬比（H/B=3、4 及 5）之結構物反應整理於表 3.10(a)、3.10(b)及 3.10(c)，圖 3.24 則為三種不同高寬比之結構物的晃動轉 角歷時圖。由前述圖表之結果顯示，晃動隔震結構在Type C1 人工模擬震 波作用下，都不僅會產生晃動，但晃動之角度會超過結構物之臨界角(θcr) 而傾倒，並不穩定。而高寬比越高之結構越慢產生傾倒。若進一步將外力 的尖峰地表加速度調整至1g，則無論高寬比為何，結構仍會產生傾倒之不 穩定現象，結果整理於3.11(a)、3.11(b)、3.11(c)及圖 3.25。

3.6.5 Type C2 人工模擬近斷層震波

1994 年美國加州發生的北嶺(Northridge)地震中 Sylmar 測站所量測到 的近域震波是屬於 TypeC2 的人工模擬震波(表 3.5)，本節將利用 TypeC2 人工模擬震波來分析，震波週期取為 2.3 秒，並將尖峰地表加速度分別調 整至0.5g 及 1g，分析不同高寬比之晃動隔震結構的地震反應或減震效益。

將Type C2 人工模擬震波（如圖 3.19 所示）之尖峰地表加速度調整至 0.5g 來進行模擬。不同高寬比（H/B=3、4 及 5）之結構物反應整理於表 3.12(a)、3.12(b)及 3.12(c)，圖 3.26 為三種不同高寬比之結構物的晃動轉角 歷時圖，圖 3.27 與圖 3.28 為結構物樓板相對於基底位移及樓板絕對加速 度歷時圖。由前述圖表之結果顯示，三種高寬比之晃動隔震結構都會產生 穩定之晃動，並無傾倒之現象發生。但值得注意的是，高寬比為3 之晃動 隔震結構，在樓板相對於基底位移及樓板絕對加速度方面，其減震效果並 不好，反應分別放大14.24%及 13.21%。而高寬比為 4 及 5 之晃動隔震結 構，在樓板（相對於基底）位移量方面，能發揮有效之減震作用，折減率 分別達到9.71%及 37.80%；樓板絕對加速度之折減率亦分別達到 8.21%及 36.38%。

若進一步將Type C2 人工模擬震波之尖峰地表加速度調整至 1g。不同 高寬比（H/B=3、4 及 5）之結構反應整理於表 3.13(a)、3.13(b)及 3.13(c)，

而圖3.29 為對應之結構物的晃動轉角歷時圖。由前述圖表之結果顯示，高 寬比為3 的晃動隔震結構，在外力 Type C2 人工模擬震波作用下，晃動之 角度會超過結構物之臨界角(θcr)而傾倒，因此並不穩定；高寬比為 4 及 5 的晃動隔震結構，在外力作用下會產生穩定之晃動，並無傾倒之情形發 生。圖 3.30 及圖 3.31 為此兩種高寬比之結構物樓板相對於基底位移及樓 板絕對加速度之歷時圖。分析結果顯示，晃動隔震結構發揮有效之減震效

果，高寬比為 4 的結構其反應分別折減 45.30%與 44.39%，而高寬比為 5 的結構其折減率也達到59.94%與 58.89%。