第二章 文獻回顧
第一節 建築物耐震能力詳細評估
三、 FEMA-356
其中，PF1為第一自然振態的振態參與因子(modal participation factor)，α1為 第一自然振態的振態質量係數(modal participation factor)，wi /g為第 i 層的指定 質量，φ 為第 i 層的第一振態形狀，N 為結構物的最高層數，W 為結構物靜載重i1 加活載重，∆roof 為頂層位移，Sa為譜加速度，Sd為譜位移。
三、FEMA-356
美國 FEMA-356 以性能設計法為出發點，同時根據 ATC-40 研究方向，於容 量震譜法之側推分析所需之塑鉸特性設定上，定義了數個不同的地震性能層次、
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範圍以及設計準則，主要目的是為建築物耐震補強提供一套分析方法及可接受標 準，依照不同的地震大小等級(Earthquake Level)與不同的建築物性能表現等級 (Building Performance Level) 制 定 出 不 同 的 修 訂 重 建 目 標 (Rehabilitation Objectives)。
FEMA-356，地震大小等級是指建築物於使用年限內可能遭受到之地震危害，
一般而言，建築物使用壽命 50 年內超越機率百分比越小代表所遭受到之地震越 大，其將地震分類定義為 BSE-1 及 BSE-2(Base Safety Earthquake)，分別為 50 年 超越機率為 10%及 2%，相對應之平均回歸周期為 475 年及 2475 年；在建築結 構物性能方面定義如圖 2. 2 與四個性能水準(Performance Level)，分別為預防崩 塌(Collapse Prevention，CP)、生命安全(Life Safety，LS)、可立即修復(Immediate Occupancy，IO)與可使用(Operational)。而結構性能範圍(Performance Range)則由 破壞控制(DamageControl)及安全界線(Limited Safety)所組成。
FEMA-356 為使建築物達到大震不倒、中震可修、小震不壞的原則，訂定了 基本的安全目標(Basic Safety Objective)，其規定為建築物於 BSE-1 的地震危害下 建築物的性能須達到生命安全(Life Safety)等級；於 BSE-2 時建築物的性能須達 到建築物預防倒塌(Collapse Prevention)等級。FEMA-356 提供之性能評估分析主 要有線性靜力、線性動力、非線性靜力、非線性動力等四種方法，目前耐震能力 評 估 分 析 設 計 是 採 用 非 線 性 靜 力 分 析 法 (Nonlinear Static Analysis ， 又 稱 Pushover）。
12 疊合板(double plate)使用等，此會造成破壞因素之不同及影響耐震評估與震後勘 查制定之相關事項。
另由於國內多採用箱型柱，其梁柱腹板交會區之腹板強度一般而言皆具有足 夠之強度使梁端產生塑鉸時此梁柱腹板仍保持彈性，此會影響耐震評估結構模擬 上與美系接頭之差異。在結構系統方面，在日本與臺灣大部份之梁柱接頭都是採
Operational Level Backup utility services Maintain functions;very little damage.
Immediate Occupancy Level The building receives a green tag (safe to occupy) inspection rating ; any repairs are minors.
Life Safety Level
Structures remains stable and has significant reserve capacity ; hazardous nonstructural damage is controlled.
Collapse Prevention Level The building remains standing but only barely ; any other damage or loss is acceptable.
Higher performance less loss
Lower performance more loss
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用固接之方式，以提供雙向之抗彎強度，但在美國方面通常只有部份構架設置為 抗彎構架，部份構架設置為重力承載系統，所以只有部份梁柱接頭採用固接方式，
因此其結構系統抗地震力之贅餘度相對較低。因為我國鋼造結構物與美國之型式 有一定程度上之差異，所以在制定適用之震前與震後耐震評估準則時必須參考國 內之其他研究資料，及需參酌國內鋼結構工程設計與施作實際狀況。根據國內陳 生金教授(1996)實驗指出此種接頭其於箱型柱接 H 型梁情況下之塑性轉角容量 平均僅有約 1.0% 弧度，因此規範已不再容許採用此種接頭設計而要求需採用其 他改良式之梁柱接頭。過去將抗彎構架消能能力依賴於其梁柱接合面之塑性鉸或 梁柱腹板交會區產生降伏之設計理念也需修正，因若使塑性鉸發生於梁柱交界面 將使得柱在其厚度方向受到極大的應變量，同樣地在銲道及其熱影響區皆將受到 極大的應變能力需求，但因腹板之厚度方向及銲道或熱影響區之塑性變形能力不 夠，以致發生脆性斷裂。因此現在之設計理念已成為必須利用補強或切削減弱之 方法將塑性鉸移開柱面。而若塑性鉸發生在梁柱腹板交會區時，由於可能在梁翼 與柱板之全滲透銲處發生過大的變形轉折，將引致極大的局部應變集中現象而造 成接頭發生脆性斷裂，且若梁柱腹板交會區採用疊合板時可能因其銲接而影響接 頭之韌性發展。因為傳統梁柱接頭由許多實驗證實無法提供可靠的耐震能力，因 此需採用其他改良式之梁柱接頭來滿足耐震需求。近年來所發展的改良式接頭主 要可分為兩大類，一為梁端加勁之梁柱抗彎接頭 (以下簡稱為加勁式梁柱接頭或 補強式梁柱接頭)，另一為梁端減弱之梁柱抗彎接頭 (以下簡稱為減弱式梁柱接 頭) 。
國內常用蓋板補強式接頭依蓋板幾何形狀主要分為兩種型式，一為常見三角 形上下蓋板補強接頭；一為三角形上蓋板與矩形下蓋板補強接頭型式。上下蓋板 皆為三角形蓋板補強方式，對應力傳遞而言是有助益的，實驗證明此種補強接頭 在強度維持下，塑性轉角可達 0.03 弧度以上(陳嘉有 1995)。三角形上蓋板與矩 形下蓋板補強方式 Engelhard et al.(1995) 實驗證明此種型式接頭效果良好，在強
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度維持下，有試體塑性轉角可達 0.035 弧度以上；陳嘉有(1995)之實驗亦顯示在 強度不損失下，塑性轉角亦接近 0.03 弧度，其韌性行為表現良好，皆在補強終 點處產生塑鉸後，繼而發生挫屈或拉裂。對於蓋板缺點為過厚之梁柱全滲透銲接，
因而 SAC (1997) 建議蓋板厚加梁翼厚不應超過柱翼板厚度與兩倍梁翼板厚度。
另此類接頭若要使用於既有箱型柱接 H 型梁之接頭上，若蓋板與內橫隔板間之 高程差過大時，將造成梁翼板與蓋板水平力傳遞過程中因偏心而引致彎矩及應力 集中現象，內橫隔板與柱板交接處容易產生脆性斷裂。
影響蓋板梁柱接頭設計主要有兩參數(陳生金 1996)，一為梁長，二為蓋板 提供之彎矩容量(即蓋板之尺寸)。梁長越長則其韌性消能表現越好，其可降低外 力之彎矩梯度，且能穩定消能。至於蓋板尺寸有大小之限制(林克強 1992)，長 度太長會增加梁柱接頭彎矩需求，長度也不可太短，因蓋板和翼板間之角銲有承 載能力之問題，且補強長度過短，會產生梁翼應力傳遞不均的缺點。
托梁式接頭 (Column-Tree Connections)在日本有相當廣泛的使用，但近來在 日本阪神大地震中的表現並不是很理想。優點為其銲接工作可於工廠內進行之，
對於品質能夠有較好的控制；現場的螺栓接合亦可降低裝置的費用，缺點為桿件 的搬運運送較為困難和費力。日本鋼骨建築使用之型鋼斷面及施工方式與美國系 統不同，日本中級規模之鋼骨建築大量採用方管鋼柱及托梁接合施工，少數則採 用美式之腹板鎖螺栓翼板全滲透銲接。方管鋼柱及托梁接合施工在阪神地震中表 現不佳及破壞的模式列述如下。
柱的破壞:柱的搭接處斷裂或接頭區橫隔板與柱端銲接斷裂，此為以往的設 計理念忽略了地震下柱可能承受拉力而撕裂銲道，從阪神地震的震級資料中可發 現，垂直最大地表加速度有 0.34 g；此外，亦有部份破壞則是因為斜撐系統傳遞 過大之剪力而將柱剪斷。
梁的破壞 :梁翼板處銲接所引發之裂縫，或因梁扇形開口處施工不良傷及母 材，因此造成額外應力集中而拉斷梁翼板。
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橫隔板的破壞 :日本採用的方管鋼柱，為設置橫隔板，常將鋼柱於梁接合處 切斷以增銲橫隔板，使橫隔板需在其上下方銲接鋼柱，復於水平向銲接托梁，如 此的重複入熱使得該處的橫隔板材質脆化，且有嚴重的殘餘應力存在，這就是在 震後發現橫隔板厚度方向有撕裂破壞情形的原因。
切削式梁柱接頭之耐震原理，利用減少梁翼之寬度，降低此區之彎矩強度，
使此區域先行降伏，以產生塑性鉸消散地震能量；此種接頭形式將塑鉸移離梁柱 交界面目的，在避免銲接熱影響區承受較大應力之脆性破裂。此種概念由比利時 Plumier 於 1988 年先提出，且於 1992 年申請專利。後來國內臺灣科技大學陳生 金教授亦提出高韌性接頭(漸變斷面切削式接頭)，其設計乃以彎矩梯度做為切削 斷面原則，且製造一區整體性穩定消能。
切削式接頭優點為在設計上簡單，施工容易，避開了銲接作業的問題且造價 低廉，是各種改良接頭型式中最經濟的一種，且對於現有建築之韌性改良，施工 亦相當便利。切削式接頭缺點，由於翼板的切削，降低了梁在弱軸方向的迴轉半 徑，故得考慮其側向支撐的需求，以防止側向扭轉挫屈的提早發生；由於切削的 因素，使得切削區梁翼承受較大的應力，梁寬的減少使梁腹束制降低，如此可能 使腹板受壓部份產生挫屈，而使腹板局部挫屈提早發生，翼板因寬厚比減少，局 部挫屈會較晚發生，最後才產生側向扭轉挫屈。
Engelhardt 等(1997)進行四組圓弧切削試體試驗，一組直線型切削試體，其 鋼材的降伏應力介於 38ksi 至 58ksi，其切削量為 38%~39%，且各接頭均採用梁 腹全銲型式。各組試體除微小銲道裂縫外均無明顯的破壞發生，最終的破壞模式 為局部挫屈與側向扭轉挫屈。除直線切削試體外，各試體均有 0.03 弧度以上的 塑性轉角表現。
葉禎輝(1993)研究指出，非對稱切削式接頭，梁端塑性轉角可達 0.03 弧度，
且韌性表現就相當穩定。陳生金教授、陳舜田教授、張敬昌及周作隆試驗之彎矩 梯度切削試體(張敬昌 1992, 周作隆 1995)，實驗所得之塑性轉角為 2.35~4.79 弧
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度，且結果顯示，採用 A36 之較低降伏比鋼材、Zf /Z 值大於 70%及結實斷面的 試體，韌性行為較優良。
由葉禎輝 (1993) 所做研究指出，非對稱切削形式接頭構件強度方面，實驗 結果實際彎矩強度並未低於標稱強度，且約高出 29%之比例。由周作隆(1995)研 究指出，符合結實斷面要求 A36 鋼梁之梁柱接頭，採用非對稱切削形式，實驗 結果其實際極限強度與標稱強度比值為 1.22 及 1.34；由林昆德(1996)研究指出，
由葉禎輝 (1993) 所做研究指出，非對稱切削形式接頭構件強度方面，實驗 結果實際彎矩強度並未低於標稱強度，且約高出 29%之比例。由周作隆(1995)研 究指出，符合結實斷面要求 A36 鋼梁之梁柱接頭，採用非對稱切削形式，實驗 結果其實際極限強度與標稱強度比值為 1.22 及 1.34；由林昆德(1996)研究指出，