中美日建築結構耐震設計實務之比較探討
118
0
0
全文
(2) 除了設計地震力外，設計程序和設計實務亦為影響設 計結果的重要因素。美國ＵＢＣ和台灣皆採一階段的彈性 設計，美國NEHRP(文獻2)則採一階段極限設計，日本則採 兩階段設計：彈性設計確保結構物在中度地震下不受損， 極限設計則確保在強烈地震下結構物有充份的樓層極限剪 力；此種兩階段設計被視為較完善的設計程序(文獻3，汪 家銘)。設計實務亦即是工程界結構設計的習慣，對耐震設 計結果亦有重大的影響。例如因為日本社會對震災嚴重性 的認知使得工程師在整個建築之規劃和設計上較能發揮影 響力而採用耐震性能較佳的結構系統，其重視設計流程亦 相當程度的減少設計錯誤。 本文擬對中美日三國建築結構耐震設計作有系統的整 理以提供國內各界這方面的基本研究資料，以便於擷取歐 美地震災害之經驗及有助於決定國內未來耐震設計的方 向。 本文所提到之中國或台灣皆代表中華民國之台灣地 區。 1.2. 文獻回顧. 關於中美日三國規範研究的相關文獻，主要可分為三 類，第一類是關於規範條文的解說研究，第二類是三國規 範條文的比較研究，第三類是三國規範實務應用比較的研 究。. 2.
(3) 在規範條文的解說研究上，在國外方面，關於地震力 條文背景之研究有很多，1991年汪家銘(文獻4)以單自由度 之理想結構反應來解說地震力條文可為代表，其主要精神 為將地震力折減係數簡化為數個因子相乘，以在各種情況 下對地震力折減係數加以研究。在台灣方面，1978年邱昌 平等(文獻5)對建築技術規則耐震設計條文提出全盤修訂建 議，取美國UBC 1976(文獻6)之規定為主要參考資料，並就 日本新耐震設計法(文獻7)及美國ATC-3(文獻8)提出適用者 引入建築技術規則(文獻9)。文中並對各國規範作比較探 討。其結果導致1982年之建築技術規則修訂。1995年蔡益 超等(文獻10)完成了建築技術規則有關地震力條文的修定 研究，率先將地震力折減因子分離為超額強度因子、起始 降伏係數及系統折減係數三者相乘，其結果亦導致建築技 術規則相關條文之修改。 在 三 國 規 範 的 比 較 研 究 上 ， 1992 年 屠 志 剛 等 ( 文 獻 11,12)完成了房屋及橋梁耐震設計規範條文規定的比較。 1995年陳生金及鄭蘩(文獻13)針對三國的設計地震力進行 比較。 在三國規範實務應用比較研究上，目前為止，美日成 立了促進建築結構設計及建造實務研討會(文獻 14,15,16,17)，針對美日耐震實務進行比較討論。 1.3. 研究動機與目的. 3.
(4) 經由規範，程序和實務的討論雖可對不同地區之耐震 設計有原則上的了解，然而欲真正了解耐震設計之不同， 唯有依各國的實際情況設計出各類型的結構，並比較其設 計的條件、結果，並評估其在地震下之耐震行為，方能真 正了解其不同。 1994美國北嶺大地震和1995日本阪神大地震皆引起重 大的生命財產損失。國內最近亦進入地震活躍期，產官學 各界也因此對美日之災後之報導甚為重視，希望能由此得 到借鑑，然而如何去解讀和進一步應用這些震災資料，有 賴於對三國耐震設計的深入了解，方能擷取適用的經驗。 本研究期望能提供國內這部分的基本研究。 各國耐震工程及理念皆是先有實際需求和應用，再依 各國本土之政治、經濟和社會條件及過往震災之經驗逐漸 演化而成，雖然相通之處甚多但亦有顯著不同之處。了解 這些異同之處將可助國內設定合乎自己需求的未來耐震工 程及規範之方向。 1.4. 研究方法與步驟. 研究的方法，首先收集國內外有關之文獻，比較各國 規範和程序的不同，而後將依各地情形設計出各類建築物 的實例。經由這些實例的比較來評估各國耐震設計的結 果。以下為主要研究步驟： 1.4.1 各國耐震設計之演進 4.
(5) 本研究將比較中美日耐震設計之演進過程。其結果除 了了解耐震設計之差異及其緣由外，並可有助於了解在大 地震下各不同時期建造之結構物之反應作為防災或補強的 基本資料。 （1）美國 耐震設計規範主要由民間機構主導。目前主要有五種 規範如下 1. BOCA/Basic Building Code (文獻18) 2. The National Building Code (文獻19) 3. The Standard Building Code (文獻20) 4. Uniform Building Code(UBC) (文獻1) 5. National Earthquake Harzards Reduction Reduction Programs (NEHRP) Seismic Regulations for New Building (文獻2) 其中以ＵＢＣ和NEHRP最廣為採用。1927年ＵＢＣ首 先提出耐震設計條文。經1961引入韌性設計，1973加入土 質效應，1988以力折減係數 Rw 重新定義規範之地震力。美 國地震最頻繁之加州大多採用UBC為規範，故本研究將以 UBC為主。 （2）日本 耐震設計規範主要由官方主導，1895年首先有木造建 築之耐震規範。1924規範採0.1地震力，1950規範採0.2為 短期地震力。1981規範採兩階段設計，其地震力分別為一. 5.
(6) 階段(彈性)之0.2和二階段(韌性)之0.25以上，而為最詳細 和嚴格的規範之一。 (3）台灣 耐震設計規範由政府主導，在1974年（民63）以前基 本上最採規範的理念，1974年後之規範修正採用ＵＢＣ之 韌性設計之觀念，1982年增加了用途係數和修改震區範 圍，1989年台北地區採用長週期的地震係數。目前蔡益超 教授研擬的新耐震條文除了加入土質效應外，地震係數之 大小及求法將大幅調整。 1.4.2 設計地震及地震力 本研究將依規範探討其設計地震及地震力大小，以了 解其設計的背景。美日之設計地震皆以475年回歸期之最大 地震即0.4G最大地表加速度為準，台灣地區之設計地震以 往並無明確的界定，然最近的修訂將以0.33G為準。 本研究將針對地表加速度，正規化加速度譜，地震力 折減係數，地震力係數和側向力分布等逐項比較。 1.4.3 規範之重要規定 研究結構周期公式，層間變位，勁度偏心，垂直勁度 變化等不同之規範限制，對耐震設計之影響。 1.4.4 耐震設計程序與實例 6.
(7) 本文將討論中美日各國之設計程序，對日本之例子並 將詳細討論其外審制度。並將依照各國之設計程序及規範 之規定設計出低中高三種高度之建築結構。此設計實例將 用以驗證前述之規範比較及推論所得之結果，並將以非線 性靜力和非線性動力分析來檢核其是否滿足耐震規範之預 期耐震效果。 1.4.5 結論與建議 針對研究結果，對國內目前耐震設計與規範提出建 言；對目前建築結構之耐震性能提出評論；並對未來之耐 震工程方向提出建議。 1.5 研究報告內容 本研究報告共分為八章，除第一章前言外；第二章為 中美日耐震設計規範之歷史、現況及耐震工程哲理之介 紹；第三章為耐震設計規範之比較，除了比較地震力外， 並比較影響設計之重要因素如周期、側向力分佈、扭矩與 偏心、不規則結構、層間變位控制，及動力分析；第四章 介紹耐震設計流程與實例，其實例設計將依設計流程；第 五章介紹本研究所採用的非線性分析；第六章為實例之比 較結果，依設計地震力下之非線性分析結果來討論各國耐. 7.
(8) 震設計；第七章為美日下一世紀以性能為基準之耐震設計 之介紹；第八章為依本研究之成果提出結論與建議。. 8.
(9) 第二章、中美日耐震設計規範 2.1. 前言. 2.1.1 耐震規範之目的 美國加州結構工程師協會(SEAOC)於1990(文獻21)年 提出的側力設計建議案中敘述：“地震側向力規定之目的在 確保所設計之結構滿足以下三種需求； (1) 服務性需求 (Serviceability Limit State) 結構物在弱震下，應保持在彈性限度內，且不應 造成使用者不適感及非結構構件的損壞。 (2) 損壞性需求 (Damage Litmit State) 結構物在中震下，不應有結構主要構件的損壞， 但容許非結構構件的損壞。 (3) 極限性需求 (Ultimate Limit State) 結構物在強烈地震下，可發生結構主要及非結構 構件的破壞，但建築物需有足夠的韌性消能能力 使建築物不倒塌，以維護人命財產的安全。“ 其它中日諸國之耐震工程界亦採相同之觀點，唯未必 明定於其規範中。欲滿足前兩項需求，結構物需有足夠的 勁度與強度，以防止樓層側移過大，並防止發生構件降 伏，因性質近似，皆是避免結構主要構件受損，故一般規 範常將(1)(2)項需求合併，亦稱之為服務性需求。若要滿. 9.
(10) 足極限性需求，則結構物需有足夠的韌性，以消散地震輸 入的能量。耐震設計規範之目的即在於幫助工程師設計出 平衡的結構物能滿足以上的需求。然而目前之規範並未提 出嚴格的程序和檢核來確定上述之目標確實達到。 2.1.2 基本耐震設計概念 圖2-1表示實際結構簡化為單一自由度時，其結構受側 力下之受力與變形關係圖，常被用於規範地震力之研究與 解說。其基本條件為結構體設計完善，塑性分佈均勻且無 局部性破壞的現象。Ceu為在地震作用下，結構之彈性反應 力係數。唯因結構在強烈地震下將進入降伏，故實際行為 將如圖2-1之曲線所示。為了方便研究，此曲線被簡化為彈 塑性反應曲線，其降伏點剪力為Cy，降伏變位為 ∆ y 。此結 構之設計地震力係數為Cw。而起始降伏點為Cs。一般亦有 以此對應於樓層之受力與變形者。重要參數如下所述 (1) 韌性折減係數(Ductility Reduction Factor，. Rµ ) 結構因韌性而能消散能量，因而彈性設計力係數能折 減至降伏強度係數。 Rµ =. Ceu Cy. (2) 超額強度因子(Overstrength Stress Factor， Ω ) 結構保留強度存在於實際結構降伏係數與第一明顯降 伏係數之間。. 10.
(11) Ω=. Cy Cs. (3) 容許應力係數(Allowable Stress Factor， Υ )用 以代表材料設計規範之不同。 Υ=. Cs Cw. (4) 韌性係數(Ductility Factor， µ s )代表結構物之 韌性存在於最大樓層變位角與樓層降伏變位角之間。 µs =. ∆ max ∆y. 其中 Ceu :彈性設計力係數. C y :降伏強度係數. Cs :第一明顯降伏力係數 Cw :容許應力設計力係數 ∆ max :降伏強度係數對應的最大樓層變位角. ∆ y :降伏強度係數對應的樓層變位角. 2.2. 中美日耐震設計規範之沿革. 探討規範的沿革除了能了解耐震設計的演進過程，亦 能對耐震設計最初的需求有一定的認識。由認識三國規範 發展的過程，及其中發生過的重大變革，對將來耐震規範 的走向便有軌跡可以依循而不致產生偏差。 2.2.1 台灣耐震設計規範. 11.
(12) 依內政部公佈之建築技術規則，其沿革如下： 民國34年2月26日:內政部公佈建築技術規則並無詳細 規定，僅於結構強度章中，第240條規定，建築 物除應計算本身重量樓板重及風雪壓力外，並應 將其他可能有之外力一併計算。台灣地區僅依行 政命令，採地震係數為0.1，地質及構造影響係 數為0.7 1.2，房屋高度超過 16公尺部份增大 地震係數，每 4公尺， 地震係數增加0.01。 民國63年2月15日:內政部公佈建築技術規則建築構造 篇第五節地震力規定，大致參照SEAOC-1959， 地震力V=KCW，其中K為組構係數，C為地震係 數，W為結構重。 民國71年6月:內政部公佈建築技術規則建築構造篇第 五節地震力規定，大致參照UBC-1976，但將土 壤係數(S)取上限值與震力係數(C)合併為震力 係數(C)，V=ZKCIW，其中Z為震區係數，I為用 途係數。 民國79年3月:修訂台北盆地之震力係數(C)以考慮長週 期的地震輸入。 民國84年:蔡益超等完成了建築技術規則有關地震力條 文的修定研究率先將地震力折減因子分離為超額 強度因子，起始降伏係數 α y 及系統折減係數 Fu 三者相乘， V =. ZICW 。 14 . α y Fu. 12.
(13) 2.2.2 美國耐震設計規範 美國為聯邦國家，各地區對耐震規範可自行規定，但 位於西海岸的加州為地震發生較頻繁的地區，故耐震規範 主要由加州主導，加州結構工程師協會(SEOAC)之地震學會 不定期對耐震規範提出建議-側向力要求之建議與解說， (又稱Blue Book)，一般皆成為UBC之耐震規範條文。其沿 革如下： 1906年:舊金山大地震後，以 30 psf (146 Kg/m2) 之風力作為耐風與耐震的規定。 1927年:統一建築規範(UBC)誕生，在附錄中以一節規 定地震力，取地震力係數為 0.075. 0.1 。. 1935年:UBC規範對較佳土層(土壤承載力大於2000psf) 採地震力係數為 0.08 ，對軟弱土層則取 0.16 。 1959年:SEAOC提出第一版之耐震設計規範建議。 V=KCW。 1961年:UBC採用SEAOC-1959規範之規定，但加上震區 係數Z。V=ZKCW。 1971年:ACI 318-71加入耐震設計規定。ATC(Applied Technology Council)成立，為加州結構工程 師協會贊助下成立的組織。 1974年:SEAOC修定；V=ZKCISW。 1976年:UBC與SEAOC-1974相似。 1977年: ATC 3-06發表。 13.
(14) 1982年:ANSI A58.1(美國國家標準)參考UBC-1979與 ATC 3-06而制定。 1985年:NEHRP(National Earthquake Hazards Reduction Program)為ATC 3-06發表後的修定 版本。 1988年:SEAOC 修定. V =. ZICW 125 . S ； C = 2/3 。 Rw T. 1991年:UBC與SEAOC-1988相似。 2.2.3 日本耐震設計規範 日本位於地震發生較頻繁的地區，其耐震規範主要由 官方與學界主導產生。其沿革如下： 1924年:「市街地建築物法」規定設計震度取 k=0.1 為日本最早的耐震規範。 1931年:日本土木學會之混凝土標準示方書規定RC構造 之耐震設計要點，限制地震區房屋高度應在31 公尺以下。 1933年:日本建築學會出版鋼筋混凝土設計規範，採用 武藤清所提剛架在水平地震作用下之分析方 法。 1947年:日本建築學會規格JES 3001號，將震度提高 至 k=0.2 ，同時將短期時之容許應力提高。 1950年:日本公佈建築基準法，取 k=0.2，房屋高度 超過 16公尺部份增大震度 k，每 4公尺， k. 14.
(15) 增加0.01，軟土地基 k取0.3，屋頂突出物 k 取0.3。 1952年:建設省通告採 k=0.2，且規定 C1C2 ≥ 0.5 ，其中 C1 為地震分區，其值為0.8，0.9，1.0； C2 為. 地基折減係數。 1963年:建築基準法修正公佈，高度之限制廢除。 1967年:高層建築技術指針提出，適用於高度超過45公 尺的房屋，採用反應譜動力設計法。 1977年:建設省提出「新耐震設計法」。 1981年:新耐震設計法於 6月開始生效。 1988年:日本建築學會編輯發行，建設省住宅建築指導 課監修之「構造計算指針，同解說」出版。 2.2.4. 綜合討論. 由耐震規範演進的歷史可見，美日等國因地震頻繁， 每次嚴重震災後經由研究過去耐震設計之缺失，導致耐震 設計規範的不斷改進。近年來由於交通和資訊的便利，各 國之地震工程學界互相交流，導致各國規範互相影響。例 如美日地震工程界之定期舉辦耐震工程實務會議，現亦同 步發展下一世紀的效能取向之耐震規範即為一例。 台灣因幅員較小，強烈地震較少發生，故經驗累積 慢，歷次之耐震規範改進多由政府和學界主導，主要是反 應地震工程學已成熟的發現。也因為本土地震工程資料不 足，造成歷次之耐震規範改進，主要是擷取美日之經驗和 15.
(16) 規範。近年來由於地震工程研究日益發展，各種資料日益 充分，如氣象局之台灣地動強震網在全台之重要建物和橋 梁等裝設強震儀，假以時日定可累積本土之經驗與資料。 然而耐震規範無法全面移植，因為有關地震震區的分 佈，耐震設計目標地震的設定，都與各地之自然地理條件 和社會人情有密切的關係。對美日合宜的耐震目標層次對 其它國家不見得合宜，就算是對技術層次的問題，如建物 之周期公式，亦將因各國之設計施工不同而不同。 2.3. 台灣建築技術規則. 我國建築技術規則建築構造篇第五節規定耐震設計條 款，其規定如下 (1) 最小總橫力(V) V=ZKCIW 其中 Z:震區係數(1.0，0.8，0.6) K:組構係數(0.67，1.0，1.33) C:震力係數 0.248 ；小於0.15，大於0.0625) T 1 (其他地區: C = ；小於0.15) 8 T. (台北盆地: C =. (其中 T:基本振動周期) I:用途係數(1.0，1.25，1.5) W:結構物自重 16.
(17) (2) 基本振動周期(T) Ｔ＝0.085 (hn). 3. 4. 鋼結構. Ｔ＝0.060 (hn) 4 混凝土結構 0. 09hn 其它 Ｔ＝ D 3. hn：結構物高度（ｍ） Ｄ：平行橫力方向構造物之尺度（ｍ） 若依其它方法所得之Ｔ不得大於上式之1.4倍 (3) 橫力之豎向分配 頂層外加集中橫力 Ft 若基本振動周期小於0.7秒，可視為零. Ft = 0.07TV ≤ 0.25V 其餘各層 FX =. (V − Ft )WX h X n. ∑ Wihi i =1. 其中 Fx = 第x層之側向力 Wx = 第x層建築物之重量 hx = 第x層至基面的高度 (4) 扭矩 偏心扭矩(Mt):因質心與勁度中心之偏心引 起。 意外扭矩(Mta):樓層剪力與其垂直方向尺度 5 所構成。 100. 17.
(18) (5) 相對側向位移 每一樓層與其上下鄰層之相對側向位移不得超 5 。此相對側向位移係由橫力 1000 １ １ 作用所生樓層側向位移乘以 ，但 不得小 Ｋ Ｋ. 過該樓層高度. 於 1.0。 (6) 建築物之間隔 應各留至少為各該構造物高度. 15 ，且不得 1000. 小於 15 cm。 (7) 動力分析 對於較高層或不規則之建築物，並未強制規定 需進行動力分析。 2.4. 台灣新擬耐震設計規範. 我國新擬耐震設計規範，其規定如下 (1) 最小總橫力(V)為下兩式中取大值 ZI 14 . αy ZIFu V = 35 . αy V =. (. C ) mW Fu. (. C )mW Fu. 其中 Z:震區水平加速度係數 (0.33，0.28，0.23，0.18)。. . )。 C:工址正規化加速度反應譜係數( ≥ 10 I:用途係數(1.0，1.25，1.5)。 18.
(19) W:建築物全部靜載重。. α y :起始降伏地震力放大倍數(RC:1.5，鋼 骨:1.2)。. Fu :結構系統地震力折減係數。 (. C ) m : 修正之加速度反應譜係數，其值小於 Fu. 1。 (2) 基本振動周期(T) Ｔ＝0.085 hn Ｔ＝0.070 hn. 3 3. 4. 鋼抗彎構架. 4. 混凝土抗彎構架等. 3. Ｔ＝0.050 hn 4 0. 075 34 hn Ｔ＝ Ac. 其它 剪力牆. hn：結構物高度（ｍ） 若依其它方法所得之Ｔ不得大於上式之1.4倍 (3) 橫力之豎向分配 頂層外加集中橫力 Ft 若基本振動周期小於0.7秒，可視為零. Ft = 0.07TV ≤ 0.25V 其餘各層 FX =. (V − Ft )WX h X n. ∑ Wihi i =1. 其中 Fx = 第x層之側向力 Wx = 第x層建築物之重量 19.
(20) hx = 第x層至基面的高度 (4) 扭矩 偏心扭矩(Mt):因質心與勁度中心之偏心引 起。 意外扭矩(Mta):樓層剪力與其垂直方向尺度 5 所構成。建築物具扭轉不規則性時，各層 100. 施加之意外扭矩應以下列係數 A X 放大。. δ A X = max . δ avg 12. 2. 其中. δ max =第X層最大層間位移。 δ avg =第X層兩最外點層間位移之平均 值。. A X 值不必大於 3.0。 (5) 相對側向位移 在地震力 V =. ZIFu C ( ) m W 作用下，每一樓層 4.5 Fu. 與其上下鄰層之相對側向位移不得超過該樓層 高度. 5 。計算位移時應計及平移與扭轉位 1000. 移。 (6) 建築物之間隔. 20.
(21) 應各自留設計地震力作用下產生位移乘以 * 0.6(1.4 α y Ra ) ，但若 Fu ≥ 2.5 時，需以 Ra 取 代，其計算需由 Fu = 2.5 反算 Ra 。 (7) 動力分析 對於較高層或不規則之建築物，強制規定需進 行動力分析，若進行多振態反應譜疊加法設 計，所取之振態須使參與質量超過90%，且須 進行基底總橫力之調整，對於規則結構，須調 整至靜力分析之90%；對於不規則結構，須調 整至靜力分析之100%；。 2.5. 美國耐震設計規範(UBC). (1) 最小總橫力(V)為下式 V =. ZICW RW. C=. . S 125 ，但小於 2.75 T 2/3. 但. C 不得小於0.075 RW. 其中 Z. :震區係數 (0.4，0.3，0.2，0.15，0.075)。. I. :用途係數(1.0，1.25)。. C. :工址正規化加速度反應譜係數。. 21.
(22) S :土壤係數(1.0，1.2，1.5，2.0) T :建築物基本振動周期 W. :建築物全部靜載重。. Rw :結構系統折減係數(4 12) (2) 基本振動周期(T) Ｔ＝0.035 hn Ｔ＝0.030 hn Ｔ＝0.020 hn Ｔ＝. 01 . hn Ac. 3. 3 3 3. 4. 鋼抗彎構架. 4. 混凝土抗彎構架等. 4. 其它 剪力牆. 4. hn：結構物高度(ft) 若依其它方法所得之Ｔ不得大於上式之1.4倍 (3) 橫力之豎向分配 頂層外加集中橫力 Ft 若基本振動周期小於0.7秒，可視為零. Ft = 0.07TV ≤ 0.25V 其餘各層 FX =. (V − Ft )WX h X n. ∑ Wihi i =1. 其中 Fx = 第x層之側向力 Wx = 第x層建築物之重量 hx = 第x層至基面的高度 (4) 扭矩 22.
(23) 偏心扭矩(Mt):因質心與勁度中心之偏心引 起。 意外扭矩(Mta):樓層剪力與其垂直方向尺度 5 所構成。建築物具扭轉不規則性時，各層 100. 施加之意外扭矩應以下列係數 A X 放大。. δ A X = max . δ avg 12. 2. 其中. δ max =第X層最大層間位移。 δ avg =第X層兩最外點層間位移之平均 值。. A X 值不必大於 3.0。 (5) 相對側向位移 計算側向位移時應計及平移與扭轉位移。 ∆ 0.04 ≤ 當 T < 0.7 sec h RW 或 0.005 ∆ 0.03 ≤ 當 T ≥ 0.7 sec h RW 或 0.004 當用設計地震力決定層間變位角時，所施加的 設計地震力不受. C = 0.075 下限值的限制，其 RW. C值之決定亦不受結構周期最大為1.4倍法規周 期的限制。 其中 T =建築物基本振動周期. 23.
(24) ∆ =層間變位角 h (6) 建築物之間隔 為設計地震力作用下所產生位移的. 3RW 倍 8. (7) 動力分析 對於較高層或不規則之建築物，強制規定需進 行動力分析，若進行多振態反應譜疊加法設 計，所取之振態須使參與質量超過90%，且須 進行基底總橫力之調整，對於規則結構，須調 整至靜力分析之90%；對於不規則結構，須調 整至靜力分析之100%。 2.6 2.6.1. 日本耐震設計規範 簡介. 日本耐震設計規範是於西元1981年所頒佈實施的「新 耐震設計法」，其特色是採取兩階段的設計程序，主要的 精神在於將耐震的安全需求，界定為維持人命財產的安全 與建築物機能的維持。因而對於發生次數較多的中小地 震，必須滿足建築物機能的維持；對於極少發生的大地 震，則要求需維持人命財產的安全。因此採兩階段的設計 程序。 (一) 兩階段. 24.
(25) (1) 以發生頻率較高的中小地震為對象，其耐震設計 的階段稱為一次設計，即容許應力設計(彈性設 計)，此處所指的中小地震是地表水平最大加速度 為 80 100 gal 的地震。所對應的設計地震力 為：. Q0 = C0 ZRtW = 0.2 ZR tW 其中. Q0 = 底層的設計地震橫力 C0 = 標準剪斷力(橫力)係數(一次設計時， C0 =0.2). Z = 震區係數 Rt = 振動特性係數 故 ZRt 即代表地震的彈性設計反應譜 此時要求建築物的層間變位角不得超過. 1 。如果在 200. 層間位移增加對非結構構材不產生嚴重破壞的話，此 值可增至. 1 。 120. (2) 以極少發生大地震為對象，其耐震設計的階段稱 為二次設計，即彈塑性設計，此處所指的大地震 是地表水平最大加速度為 300 400 gal 的地震。 設計時每層之保有水平耐力必須大於規定之必要 保有水平耐力。必要保有水平耐力以下式計算：. Qun = DS Fes Qud 其中. Qun = 必要保有水平耐力。. 25.
(26) Ds = 為各層的結構特性係數，考慮建築物之阻尼及各 層之韌性所定的值。. Fes = 表示各層的形狀特性，由各層之剛性率及偏心 率所定之值。(1.0< Fes <2.25)，視建築物平 面上及立面上的抗橫力系統安排而定的必要保 有水平耐力之比例增加係數。. Qud = 設計地震力作用下，各層所要求之標準層剪 力。 2.6.2 日本新耐震設計法條文摘要 日本新耐震設計法適用於高度60公尺以下的建築物 (1) 層剪力的規定 N. Qi = Ci ∑ Wi i =i. 其中. Qi =第i層的設計地震層剪力 Wi =第i層重量 Ci =第i層的層剪力係數，依下式計算 Ci = ZRt Ai C0 其中. Z =地域係數(1.0，0.9，0.8，0.7) Rt =振動特性係數，與建築物基本振動周期及 地盤種類有關，以下列式計算. T < TC. Rt = 1 26.
(27) T Rt = 1 − 0.2 − 1 TC 1.6TC Rt = T. TC ≤ T < 2TC 2TC ≤ T 其中. 2. 堅硬地盤 TC = 0.4 ，普通地盤 TC = 0.6 軟弱地盤 TC = 0.8 ，T=建築物基本周期. A i 為層剪力分配係數. c0 為標準層剪力係數(一次設計， c 0 =0.2： 二次設計， c 0 =1.0) (2) 建築物基本振動周期(T，秒) Ｔ= Ｈ（0.02+0.01 α ） 其中 Ｈ：建築物高度（m）. α ：鋼骨造樓層之合計高度與Ｈ之比 對ＲＣ結構. α ＝０ Ｔ＝0.02Ｈ. 對鋼結構. α ＝１. Ｔ＝0.03Ｈ. (3) 橫力之豎向分配 Ai = 1 + (. 其中. 1. αi. −αi). 2T 1 + 3T. Ai 為層剪力分配係數. α i 為建築物內鋼構造形式之樓層數與全 部樓層數之比例，以下式計算。 27.
(28) N. αi =. ∑W. i. i =i. W. (4) 必要保有水平耐力 設計時每層之保有水平耐力(亦即極限層間剪力)必 須大於規定之必要保有水平耐力。必要保有水平 耐力以下式計算：. Qun = DS Fes Qud 其中. Qun = 必要保有水平耐力。 Ds = 為各層的結構特性係數，考慮建築物之阻尼及各 層之韌性所定的值。. Fes = 表示各層的形狀特性，由各層之剛性率及偏心 率所定之值。(1.0< Fes <2.25)，視建築物平 面上及立面上的抗橫力系統安排而定的必要保 有水平耐力之比例增加係數。. Fes = Fe Fs 其中. Fe :偏心率對應係數 Fs :剛性率對應係數 Qud = 設計地震力作用下，各層所要求之標準層剪 力。 (5) 偏心 以偏心率(Re)考慮平面扭轉的不規則性 28.
(29) Re =. e re. 其中 e=各樓板質心與剛心的距離。. re =該層扭轉勁度與平移勁度比值的平方根。 . 若 Re < 015 若 Re > 0.3. Fe = 10 . Fe = 15 .. 若 Re 介於 0.15 與 0.3間，則以線性內插計 算. Fe. (6) 立面勁度分佈 以剛性率(Rs)考慮立面勁度的不規則性. Rs =. rs rs. 其中. rs =該層層間變位角的倒數。 rs =各層 rs 的平均值。 若 Rs > 0.6 若 Rs < 0.3. Fs = 10 . Fs = 15 .. 若 Rs 介於 0.3 與 0.6間，則以線性內插計 算. Fs. (7) 相對側向位移. 29.
(30) 一次設計時，建築物的層間變位角不得超過. 1 。如 200. 果在層間位移增加對非結構構材不產生嚴重破壞的 話，此值可增至. 1 。 120. 二次設計時，不檢查層間變位角。 (8) 動力分析 並未規定需進行動力分析。 2.6.3 日本高層建築設計 日本新耐震設計法只適用於高度60公尺以下的建築 物，對於高度超過 60公尺的建築物之結構設計則須經由建 設大臣，召集結構動力審查委員會，對高層建築進行兩階 段的動力歷時分析的檢查。檢查所用的地震性質及結構物 須滿足的條件如下所述，至於設計地震力並無特別規定， 一般是採用日本建築學會所出之「高層建築技術指針」(文 018 . 0.36 ~ 獻22)的建議，設計地震力係數( C B )， C B = ， T T. . N ，式中 N為樓層 其中T為建築物之建議周期， T = 012 數。 (1) 所使用的地震歷時記錄 高層結構特審須以非線性動力歷時分析檢查結構物是 否合格。對結構非線性歷時分析而言，所選用的地震歷時 記錄，是影響歷時分析結果很重要的因素。在高層結構特 審時，常選用三種類型的地震波，第一類是知名的地震記. 30.
(31) 錄，如TAFT(EW)、EL CENTRO(NS)等；第二類是當地的地震 記錄，例如東京地區常用Tokyo-101(NS)等；第三類則是較 長周期的地震記錄，如HACHINOHE(NS)、(EW)等。一般是以 上述地震之25. cm cm 和50 作為動力分析之輸入。唯雖地區 sec sec. 之不同亦有採用其它值。 (2) 第一階段 在此一階段，一般須以最大速度為 25. cm 的地震記錄 sec. 為動力歷時分析之輸入。此時要求建築物保持在彈性限度 內，且樓層最大層間變位角不得超過. 5 。 1000. (3) 第二階段 在此一階段，一般須以最大速度為 50. cm 的地震記錄 sec. 為動力歷時分析之輸入。此時要求建築物樓層最大層間變 位角不得超過. 1 ，且樓層進入塑性的程度不得過高，其要 100. ∆. max 求是塑性率小於 2 。塑性率(PR)， PR = ∆ y. 其中. ∆ max :樓層降伏強度所對應的最大樓層變位角。. ∆ y :樓層降伏強度所對應的樓層變位角。. 2.7. 耐震設計規範之綜合討論. 2.7.1 規範演進的動力. 31.
(32) 耐震規範演進之背後動力大約可分為以下三種 (1) 知識之進步：由震災之經驗以改進以往對耐震設 計的缺失。 (2) 新科技的發展：由於新的材料、技術和新的建築 方式，現存之規範無法適用，必須增改規範，例如隔震和 超高層建築引起規範的增訂。 (3) 社會進步：由於社會民生日益富裕，民眾對於生 命財產的保障需求提高，另外現代社會各部門互相依賴。 地震災害易引起全面的危機，如美國北嶺地震，少數橋梁 之倒塌引起區域性的交通危機。這類對現代社會安定特別 重要的結構物耐震需求必需提高，亦終將反應於規範中。 2.7.2 規範之改革現況 耐震規範由早期的簡單地震力係數，隨著地震災害經 驗之累積，規範開始對不同的情況作出更明確之規定，導 致規範條文日增，各條文互相牽連，使的規範日趨複雜。 為了瞭解規範對於耐震設計之真正影響及如何改進規範以 得到更好的耐震設計，規範之研究已開始引起政府、學界 和工程界的注意。目前美國、日本所進行的幾個大規模的 規範研究，如NEHRP之建築耐震規範始自1977年之ATC3.06，至今以快20年，是由美國政府之聯邦救災總署(FEMA) 支持之長期研究。另外，美國加州結構工程師協會自數年. 32.
(33) 前即推動之(Vision 2000)公元2000年展望之效能取向地震 工程，將對目前之規範作本質的改變。日本亦有相對應之 研究。. 2.8 耐震工程之理念. 耐震工程乃是一門實用領先於理論的學門。早在人類 對地震工程有足夠的了解之前，就在地震後的災區中試圖 建立較以往更為耐震的結構。在不知不覺間，不同國家發 展出不甚一致的理念，而理念也反應於耐震設計的方向。 日本地狹人稠，全國都在地震最活躍之環太平洋地 帶，歷次的重大震災使得政府與民間都重視耐震設計。日 本之耐震係數始自0.1，但後來考慮短期載重而調高為 0.2，而後就一直以強度設計為主，雖然後來發展出韌性設 計之保有水平耐力檢核，但因其設計地震力高，地震下結 構之韌性需求相對不高，而不需有昂貴的接頭設計。又因 設計規範一向由政府和學界主導，再加上日人注重細節之 性格，故耐震設計之二階段設計目標明確、設計流程詳 細、政府要求之嚴格高層結構外審，造成全國一致的設計 理念。 美國則只有加州等少數地區地震較嚴重，其地震係數 也始自0.1左右，但其耐震規範以往主要由工程界主導而有 33.
(34) 數個規範同時存在、自由競爭，在商業氣氛下之成本考 量，使得地震係數不易有大幅的改變，而一直保持在0.1左 右，但在高樓結構發展下，以較低地震力設計之結構其變 形甚大而需有較高之韌性，如此導致了昂貴之高韌性設計 需要及較嚴格之層間變位控制以減少非結構體的破壞。 綜合言之，日本因地震災害對國家社會的影響相對的 鉅大，傾向採高地震設計力之強度設計，減少了韌性和層 間變位限制的需求，也因由民族性和政府之參與，導致了 詳細和目標明確之設計流程，而有較一致的耐震設計。美 國因地震對整體國家社會之影響僅為局部，且社會上商業 競爭之成本考慮下，傾向於採用了較低的設計地震力，由 此導致了強震下高韌性的需求、注重韌性設計和嚴格的層 間變位的限制。而各種不同之規範和無明確的設計流程， 給與工程師和政府官員較大之耐震設計彈性，導致設計之 品質較不易齊一，耐震設計之品質有賴於良好的工程師水 準。. 2.9 台灣之耐震理念. 台灣地區之設計地震力介於日、美之間，但規範採用 了許多美國UBC之精神而強調韌性設計，如能提高施工與設. 34.
(35) 計的品質，其設計之耐震性應在美國之上。然而有關台灣 之耐震設計之理念為何？鮮見產官學界之明白討論。 比較各國之耐震設計策略及理念時，需謹記耐震策略 及理念並不在於分出好壞或對錯，而是著重於是否適宜。 舉例來說，隨著台灣經濟之發展，社會與人民對於建築物 之要求也隨著改變，由早期之只求擁有，到注重生命安 全，進步到要求財產之保障及機能之維持(如醫院、電信中 心等)，而耐震策略和理念也應隨著而適時加以重新界定。 耐震工程之理念，過去主要都以工程技術和設計主導 以人身安全為目標。目前美日歐正對下一世紀之耐震工程 理念，在作根本上之探討，由經濟成本的原則，確立結構 物在各種地震強度下之表現標準，並以精密分析確實保証 其耐震反應。在此時，台灣耐震工程理念應該如何因應下 一世紀之挑戰，應是各界深思的議題。. 35.
(36) 第三章、耐震設計規範之比較 3.1前言 耐震規範之重要規定除了有設計地震力外，其它如結 構物周期、側向力分布、扭矩與偏心、勁度分布、層間變 位控制、動力分析等規定，皆會影響設計結構物之耐震能 力，以下將逐項討論之。 3.2. 中、美、日設計地震力之比較. 耐震規範地震力之研究，主要可分為三部分：（1）依 地質情況決定正規化的加速度反應譜（2）依各地區地震之 危害度決定設計之地表加速度，一般以475年回歸之地震地 表 加 速 度 為 基 準 （ 3 ） 地 震 力 折 減 係 數 Ｒ 或 Rw 。 上 述 中 （1）（2）項與各國地理情況相關，其乘積為彈性地震設 計力。第3項之地震力折減因子乃為彈性地震力與設計地震 力之比值，真正代表各規範之設計地震力的嚴格程度。以 下為美日及我國新規範之地震力比較。 3.2.1 正規化加速度反應譜(C) 圖3-1、3-2、3-3為美日中各國採用之正規化加速度 反應譜，其基本上都是依各土壤情況而分類。美國之加速. 36.
(37) 度反應譜放大倍數採2.75，而日本、台灣主要採2.5倍。台 灣新規範之土壤Ｓ1、Ｓ2、Ｓ3之曲線基本上與美相似，日 本之曲線較美有周期較長而值較大的趨勢。另外美日為了 簡化，故在短週期均採最高值之放大倍數。台灣目前之規 範並未明白宣示其正規化加速度反應譜。而台灣新擬規範 之正規化反應譜除台北市有特定的長周期反應譜外，其餘 三類反應譜大抵與美國耐震規範同。 3.2.2 震區之地表加速度 美UBC之震區係數為其475年回歸地震之地表加速度 0.4g 、 0.3g 、 0.2g 和 0.1g 。 日 本 國 內 之 震 區 係 數 為 1 、 0.9、0.8三種，其相對應之地表加速度為0.4g、0.36g和 0.32g。台灣目前規定未明言其相對應之較大地震地表加速 度。但台灣新規範之地表加速度為0.33g、0.28g、0.23g和 0.18g（比例為1、0.85、0.7、0.55）。 中美之震區係數基本上也就是475年回歸地震之地表加 速度研究結果，日本雖也採取同樣之原則決定其全國最大 地表加速度為0.4g，但當其決定本土其他地區之地震係數 時僅採用0.36g和0.32g兩種與0.4g相差不多之值，而未採 研究所得之最大地表加速度。例如阪神地震地區以往研究 所得之最大地表加速度為0.12g左右，但其震區係數為1亦 即仍採0.4g之地表加速度來設計，(文獻23)，見圖3-4,35。歷史上有精密化儀器來量測地震大小僅為近60年之事， 以往皆以為0.4g為最大可能之地表加度度，但最近之地震 37.
(38) （美北嶺1994、日本阪神1995）皆量得數倍於0.4g之地表 加速度。且新的斷層不斷的被發現，而未知者仍有許多， 故美日不時都有提高設計地震加速度之提議。 台灣地區面積約為美國加州之1/10，可見震區之研 究，乃有許多不確定之因素，日本阪神地區如採用地表最 大加速度為0.12g之研究結果而非0.4g，則1995年阪神地震 之震災將不止於此。因此加州大致分為兩個地震區，台灣 則細分為四個區。台灣地區幅員狹小，人口及建築稠密皆 與日本類似。以往亦有學者建議採用日本之作法大幅提高 弱震區之係數或減少震區之級數，未來之新耐震規範，似 可將此列入考慮。 3.2.3 地震力折減係數 美國UBC對特定結構系統採固定之折減因子 Rw ，其值 在4 12間。日本彈性設計（第一階段）採0.2g，其相對應 之 Rw 值 為 5 。 台 灣 新 規 範 不 採 固 定 之 Rw 值 而 以 一 函 數 1.4 α y Fu 代替。圖3-6、3-7為中、美、日SMRF結構之地震 力折減因子與週期之關係。對SMRF（ Rw =12，R=4.8），日 本之彈性設計之0.2g將主導設計結果，故其韌性設計在此 不予考慮。美國ＵＢＣ之 Rw 為12，台灣新規範之 Rw (T, µ ) 則 為變數。對鋼結構而言，（圖3-6）其所有周期之折減係數 （<4.2）將小於日本之值（５）。對ＲＣ結構（圖3-7）其 中長周期之折減係數（ ≈5.2）與日本相當，故僅就地震力. 38.
(39) 之折減而言：美國ＵＢＣ折減最多，台灣與日本相當（Ｒ Ｃ）或折減較少（鋼結構）。 3.2.4 地震力係數之比較 由前面的討論，可得知各國的正規加速度反應譜相當 近似，然而其地震區地表加速度不同及其地震力折減因子 之不同使得其設計地震力係數有很大的差異。在此僅對各 國強震區之地震力係數作一簡單比較。 圖 3-8 為 中 美 日 在 強 震 區 SMRF 結 構 系 統 在 堅 硬 土 質 （S=S1）上之最大地震力係數。日本之韌性設計地震係數 0.3（ＲＣ）和0.25（Steel）最高，但對SMRF結構，其彈 性設計地震係數0.2將主宰設計，故以下將僅以日本彈性設 計地震力作比較。台灣鋼結構之地震力係數在短周期處為 0.196與日本之0.20相當。但在中等周期（0.3 1.5秒）之3 至15層高之結構物之地震力則低於日本，在Ｔ＝0.8秒時僅 為日本之72.5%。但對長週期（Ｔ>2.0，約20層樓）之結構 新規範將高於日本。台灣之ＲＣ結構之短、中周期之結構 （Ｔ<1.5秒）其地震力係數將低於日本，在Ｔ＝0.8秒之Ｒ Ｃ結構其地震力則為日本55%，而此時美ＵＢＣ之地震力僅 為日本之30%。以上之討論中台灣之震區係數為0.33，圖39為將新規範之震區提高至0.4而與美日相當，此時新規範 之地震力將提高20%而在中等周期時之地震力與日本較接 近。圖3-10、3-11為一般結構（Ｒ＝3.2）在土層Ｓ1和Ｓ3. 39.
(40) 上之地震力係數。在中度周期結構（Ｔ＝0.3 1.5秒）時， 新規範之地震力仍介於日本和美ＵＢＣ之間。 3.2.5 地震載重(W) 對於地震力公式中之載重W，中、美皆採用靜載重為 主，日本則採靜載重加上地震活載重，此地震活載重隨樓 地版用途而變，而在60. Kg Kg 之間，為日本一般垂直 2 至210 m m2. 活 載重之1/4 1/2，故日本之地震載重W將較中、美高出 10 20%左 右，造成日本之設計地震力相對於中美再度提 高。 3.3 我國新舊規範地震力之比較 目前新規範之地震力改變甚多，本文僅就最常見之Ｒ ＝4.8及3.2之結構（相當於組構系數Ｋ＝0.67及K=1.0之結 構）作比較。 3.3.1 台北盆地地震力之比較 新規範將台北盆地視為一特別之軟弱地盤（見圖33），其加速度反應譜之最大加速度為地表加速度之2倍， 震區係數Ｚ＝0.23（中震）為強震區Ｚ＝0.33之70%，較舊 規範之80%（中震）之比例為低。. 40.
(41) （a）Ｒ＝4.8結構. （相當於原來Ｋ＝0.67之SMRF）. 圖3-12為台北盆地新規範地震力之比較。對鋼結構， 對中短週期（Ｔ<0.8秒）（8樓以下）之結構，新規範之地 震力增加71%以上。對長週期之結構（Ｔ>1.0秒）（10樓以 上）新規範之地震力增加36%以上。對RC結構,對中短週期 （Ｔ<0.8秒）（8樓以下）之結構，新規範之地震力增加 25%以上。對長週期之結構（Ｔ>1.0秒）（10樓以上）新規 範之地震力增加9.5%以上。 （b）Ｒ＝3.2結構. （相當於原來Ｋ＝1.0之結構）. 圖3-13為Ｒ＝3.2結構台北盆地地震力之比較，對中短 周期（Ｔ<1.2秒），（12樓以下）之結構新規範之鋼結構 之 地 震 力 增 加 14% ， Ｒ Ｃ 結 構 減 少 9% ， 對 周 期 1.4 3 秒 （14 30層樓）之鋼結構之新地震力增力8%，ＲＣ結構減少 13%。 3.3.2 台灣地區地震力比較 新規範土層分為Ｓ1、Ｓ2、Ｓ3三種，而舊規範中唯一 之土層與較軟弱之Ｓ3有相似的正規化曲線，故對於新被歸 類為Ｓ1、Ｓ2等較好之土層上之結構物，其地震力有降低 之傾向。此外由於新規範採較小之地震折減係數，其結果 使得大部分情況下新規範之地震力大幅上升，造成新規範 在短周期之地震力大幅上升。 （a）SMRF. R=4.8. 41.
(42) 圖 3-14 為 台 灣 地 區 強 震 區 （ Ｚ ＝ 0.33 ） 之 SMRF （R=4.8）之地震力係數。在短周期（Ｔ<0.3秒）之三層以 下結構，新規範之地震力將提高60%（ＲＣ）和96%（鋼結 構）在中等周期之結構新規範地震力大致較高。對長周期 之結構（Ｔ>2.5秒）新規範之地震力較高。 （b）Ｒ＝3.2. 結構 (相當於K=1.0之結構). 圖 3-15 為 台 灣 地 區 強 震 區 （ Ｚ ＝ 0.33 ） 之 （ Ｒ ＝ 3.2）結構之地震力係數與圖3-12有相似之現象，即新規範 之地震力係數一般較高，僅在中等周期時，新舊規範之地 震力視結構材料及土層而互有高低。 3.3.3 綜合討論 台灣新擬規範採用了土層分類和地震折減係數，合乎 目前耐震規範之潮流。其地震力係數較現有規範互有升 降，但大體上以增加為主。但新規範規定RC結構之地震力 係數較鋼結構之地震力係數低25%，見圖3-8，此與其它主 要國家採用RC和鋼結構相同係數者不同，且日本之二次設 計SMRF之RC結構地震係數(0.3)反較鋼結構(0.25)高20%， 見圖3-8，亦未聞在震災後被檢討認為RC之地震係數太高。 故在未有實際資料証實前，將鋼結構之地震力提高似乎應 再加以研究。 3.4 周期. 42.
(43) 3.4.1. 周期之定義. 結構物之基本周期為影響設計地震力之最重要的結構 參數，所有的耐震規範皆依周期來求得相對的設計地震 力。對單一自由度之彈性結構，其周期可由其勁度及質量 求得；對多自由度之彈性結構則亦可依結構動力之原理求 得基礎振態之週期。然而在強烈地震下之結構物並不為彈 性結構而無固定之周期可言，而一般規範也未對周期作確 切的定義以使設計者依循。 Bettero(1988)(文獻24)研究六層樓ＲＣ之Imperical Counting. Service. Building 在 1979 年 10 月 15 日 遭 受. M=6.4地震破壞之強震儀歷時記錄，得到在地震過程中結構 物週期之變化曲線（圖3-16）曲線上Ａ點為微震動週期 （T=0.65sec)；Ｂ點為非結構元素開始損害時之週期；Ｃ 點為結構體開始損害（或純構架）之週期（Ｔ＝ 1.0sec）；Ｄ點為柱子開始崩壞之週期（Ｔ＝1.6sec）依 此週期變化之歷程可分為四個階段： 階段Ⅰ：結構呈小幅振動於地震歷時的前5秒 階段Ⅱ：初始振動期（5.0秒<ｔ<6.8秒）此時結構開 始較大幅度的振動，非結構元素開始損壞造成周期增加約 50%。此時結構體之破壞尚未開始。 階段Ⅲ：大振幅反應期（6.8秒<ｔ<11.0秒）此時結 構體開始破壞造成周期快速增加（為微振動周期之 146%），但結構並未崩塌。. 43.
(44) 階段Ⅳ：最終振動期（ｔ>11秒）由於持續之大幅度振 動致使柱崩塌，此時週期僅稍微增長。 依一般規範考慮設計之結構物在強震下可受結構破 壞，但不可崩塌，則階段Ⅲ之週期應用於決定設計地震 力。但由於在設計時依分析來決定結構物之周期常易因假 設之不同而有很大的差異，故在美國規範中傾向於以過往 地震下量測得之結構物周期之經驗公式作為準則。 3.4.2. 各國規範之周期公式. （1）ＵＢＣ Ｔ= Ct (hn). 3. 1994. 4. Ct =0.035 鋼抗彎構架（Steel Ct =0.030 RC. MRF）. MRF ＆ EBF. Ct =0.020 其它 0.1 Ct = 混凝土剪力牆 Ac. hn：建築物高度（英呎） 圖 3-17 為 Ｇ ates ＆ Forth( 文 獻 24) 研 究 1971 Fernando. San. 地震中高層鋼結構之強震紀錄所得之周期分布 3. 與結構高度之關係，其中T=0.035 hn 4 為資料組之下邊界， 3. 被ＵＢＣ引用為設計週期。Ｔ=0.049 hn 4 則為量測所得周 3. 期之平均值，並為0.035 hn 4 之1.4倍。 ＵＢＣ中容許以結構分析得到之周期作為設計地震力 時之週期，但其另外規定必需其小於上式之1.4倍才可，以. 44.
(45) 免設計者誤用太長的周期而導致設計不保守。其它 Ct 之值 亦是依相同之方法研究地震紀錄作得之統計曲線之係數。 （２）日本新耐震設計法 Ｔ= Ｈ（0.02+0.01 α ） Ｈ：建築物高度（m）. α ：鋼骨造樓層之合計高度與Ｈ之比 對ＲＣ結構. α ＝０. Ｔ＝0.02Ｈ. 對鋼結構. α ＝１. Ｔ＝0.03Ｈ. 日本竹內吉弘和島田耕一(文獻25)研究建物之地震災 害，圖3-18、3-19為鋼結構和混凝土或鋼骨混凝土結構之 周期對建物高度之分布，其中Ｔ＝0.03Ｈ為鋼結構量測周 期之平均曲線而Ｔ＝0.02Ｈ為混凝土結構物之量測周期之 平均曲線。 （3）台灣現行規範 Ｔ＝0.085 (hn). 3. Ｔ＝0.060 (hn) 0. 09hn Ｔ＝ D. 3. 4. 鋼結構. 4. 混凝土結構 其它. ｈｎ：結構物高度（ｍ） Ｄ：平行橫力方向構造物之尺度（ｍ） 若依其它方法所得之Ｔ不得大於上式之1.4倍 台灣因大地震很少發生且建築物有強震儀裝置者亦不 多故目前尚未有充份之本土資料可供設定公式之依據，其 以往皆直接參考ＵＢＣ等國外之規定。目前氣象局之台灣. 45.
(46) 強地動觀測計劃等正大力推動建築物之強震儀裝置，未來 將可改善此情況。 （4）台灣新擬耐震設計規範 Ｔ＝0.085 hn Ｔ＝0.070 hn. 3 3 3. 4. 鋼抗彎構架. 4. 混凝土抗彎構架等. Ｔ＝0.050 hn 4 0. 075 34 hn Ｔ＝ Ac. 其它 剪力牆. hn：結構物高度 3.4.3. 各國週期公式之比較. （1）鋼結構抗彎構架 圖3-20為各國週期公式之比較。ＵＢＣ和台灣採用相 同之公式故曲線相重疊。對矮層結構，日本公式所得之週 期較小，對台灣和美國之高層結構一般都以電腦作動力分 析，所得之周期超過公式所得之1.4倍，因此設計為1.4倍 之曲線所控制，此時之周期將更大於日本公式之周期。 （2）混凝土抗彎構架 圖3-21為各國週期公式之比較。大致上依日本規範， 台灣現行規範，台灣新規範和ＵＢＣ之順序，各公式所得 之周期愈來愈長。 （3）周期公式對地震設計力之影響 一般而言，建築物之樓層高並不依國家而有太大的差 別，不同國家相同層數之建築其樓高亦相似。由前述之周. 46.
(47) 期公式比較得知，日本之周期一般較中美之周期為小，而 一般耐震設計周期愈長，地震力愈小。如是則就算是各國 採用相同之地震力係數，對相同樓高之結構物亦仍將導致 日本之地震力偏高之結果。圖3-8為中美日抗彎構架之設計 地震力係數對周期之曲線，顯示日本約為美國之兩倍。然 考慮周期公式後，圖3-22(a)(b)為設計地震力係數對樓高 之曲線，可見約在樓高超過20公尺後，日本之設計地震力 約為台灣之兩倍和美國之四倍(注意中美之周期定為公式之 1.4倍)。 3.4.4 周期公式之討論 台灣因無本土之強震下結構物周期資料，故公式基本 上是採用UBC之公式。日本之設計地震力最高，結構斷面 大，結構勁度高，故依其強震下所得之結構周期公式所得 之周期最短。台灣設計地震力介於美日之間，依此推斷， 其結構物周期應將較美為短，則採用同美規之公式所得之 長周期，將導致設計地震力有低估的可能。收集本土強震 資料以訂定本土之周期公式應為台灣耐震研究之當務之 急。 此外，由於結構採用高強度材料者日益普遍，將使得 結構斷面較小，因而造成結構之周期將較長，為反應此種 趨勢未來周期公式亦需隨之調整。 3.5. 側向力分布 47.
(48) 各樓層之側向力之大小應依結構動力分析之結果分布 方不至於導至某樓層之設計相對不足。在結構動力尚未普 遍前，ＵＢＣ之側力分析採倒三角形而日本基本上各樓層 採相同之側向力。目前各國之側向力公式貌似不同，但其 所生之最大樓層剪力卻非常相似。 3.5.1. 台灣與ＵＢＣ. 目前台灣與ＵＢＣ之側向力分布，為在頂部外加集中 橫力 Ft =0.07TV，其中Ｖ為基底剪力而 Ft 不必大於0.25Ｖ， 且Ｔ<0.7秒時 Ft 可令之為零。基底剪力扣除 Ft 後再以倒三 角分配各樓層。其倒三角分布基本上是第一振態之近似， 而以頂部集中載重來代表高振態之結果。 3.5.2. 日本新耐震規範. 日本目前則採用一複雜的樓層剪力計算公式： Qi =ｆ（ Ai ，ｗ） 1. 2T − α i αi 1 + 3T. Ai ＝１＋ . αi = W / WN Ｗ：ith 層以上的重量 Wn ：地面以上的樓重. 48.
(49) Qi 之推導基本上是以結構在地震下動力分析考慮多重. 振態時之樓層剪力之結果。 3.5.3. 台灣與日本之比較. 圖3-23為20層、10層和5層等樓層質量之理想結構依 台灣和日本側向力分布下之樓層剪力圖。可見在這三種情 況下各樓層剪力差別幾乎可忽略不計，故雖二者之側向力 公式表面上相當不同，對設計實用而言並無不同，主因是 兩者皆源自考慮高振態之動力反應之故。 3.5.4 地下層之側力 中美目前皆無地下層之側力規定，日本新耐震設計規 1 2. 定之側力係數 K = 1 − 當Ｈ>20ｍ時. H ZCo Co =0.2 40 . 1 K = ZCo （見圖3-24） 4. 本公式Ｋ值之乃是日本東松山地震時結構物地下部分 實測加速度記錄之統計值。台灣新擬規範採用與日本類似 之規定。 3.6 扭矩與偏心 耐震設計中所遇到的偏心扭矩，基本上可分為靜偏心 扭矩、意外偏心扭矩和動偏心扭矩等三種。靜偏心扭矩為 49.
(50) 因結構體之質心與勁心不吻合而在靜力分析時，地震力作 用於質心上而造成之扭矩。質心和勁心之位置可由分析而 得，而各國規範對靜偏心扭矩之處理方式亦雷同。 3.6.1 意外偏心 意外偏心扭矩是為了計入 (1)分析模式與實際結構的 差別；(2)實際上靜載重與活載重之非均勻分佈；(3)非結 構元件如樓梯和隔間所引起的勁度偏心；(4)地表運動引起 的基礎扭轉輸入等因素。日本一階段設計未考慮此因素； 台灣目前規範採用5%橫向尺度之意外偏心；台灣新擬規範 和UBC 1991目前採最少5%橫向尺度之意外偏心，但對具扭 轉不規則性時，各層之意外扭矩以 A X 係數放大。. δ A X = max . δ avg 12. 2. 其中. δ max =第X層最大層間位移。 δ avg =第X層兩最外點層間位移之平均 值。. A X 值不必大於 3.0。 此 A X 放大係數乃為了防止由於主結構元件降伏而造 成額外的偏心扭矩。 3.6.2 動力偏心. 50.
(51) 動力偏心扭矩乃在動力分析下結構體因靜偏心所生之 偏心扭矩。此扭矩為 Ω(ω θ / ω v :扭轉振動頻率與水平振動 頻 率 比 ) 和 靜 偏 心 的 函 數 。 依 Tso & Dempsey 之 研 究 (1982)(文獻26)動力偏心扭矩可為靜偏心扭矩數倍以上， 見圖3-25。故當結構作動力分析設計時，將較靜力分析設 計時計入更多的偏心扭矩。 3.6.3 綜合討論 由上述，依中、美耐震規範設計，有靜偏心之結構， 當依動力分析設計時，其結果之偏心扭矩(動力偏心 + 意 外偏心)將大於靜力分析設計時之偏心扭矩(靜偏心 + 意外 偏心)。尤其在台灣新擬規範中，容許以5%意外偏心計入靜 偏心來作動力分析，則將更為提高設計之偏心扭矩。 日本規範中並未要求意外偏心扭矩和動力分析(動力偏 心扭矩)，使得其一階段之設計偏心扭矩(靜偏心扭矩)將遠 低於中、美之設計偏心扭矩(靜偏心扭矩+意外偏心扭矩)， 但日本在二階段設計時，當偏心率(Re)大於0.15時可提高 其樓層保有水平耐力至1.5倍(Re>0.3時)，而部分彌補了其 無意外偏心及動偏心之考慮，唯其效果如何有待未來進一 步的研究。 3.7 勁度分佈與不規則結構. 51.
(52) 三國規範對於勁度分佈之規定，在台灣新擬耐震規範 與美國UBC之規定相同，皆要求若結構有勁度不規則性時須 進行動力分析，其中勁度不規則性指樓層之側向勁度低於 其上層者之70%或其上三層平均勁度之80%，其它之不規則 性還包括質量不規則性、立面幾何不規則性、抵抗側力的 豎向構材立面內不連續、強度不連續性等。唯經(文獻27) 研究，垂直勁度不規則之結構其動力分析結果與靜力分析 結果相差有限。故中美之動力分析不一定能改善設計結 果。日本則提高保有水平耐力對結構作補強。在日本耐震 設計則規定當樓層剛性率小於0.6時，在二次設計時須提高 樓層之必要保有水平耐力，最高須提高至1.5倍。此二策略 何者為佳尚待詳細研究。 3.8 層間變位控制 層間變位控制主要為防止結構過於軟弱而在中小地震 下發生嚴重損害。有關三國規範在層間變位控制，茲分述 如下： 3.8.1 台灣建築技術規則 (1)相對側向位移 每一樓層與其上下鄰層之相對側向位移不得超 過該樓層高度. 5 。此相對側向位移係由橫力 1000. 52.
(53) 作用所生樓層側向位移乘以. １ １ ，但 不得小 Ｋ Ｋ. 於 1.0。 (2)建築物之間隔 應各留至少為各該構造物高度. 15 ，且不得 1000. 小於 15 cm。 3.8.2 台灣新擬耐震設計規範 (1)相對側向位移 在地震力 V =. ZIFu C ( ) m W 作用下，每一樓層 4.5 Fu. 與其上下鄰層之相對側向位移不得超過該樓層 高度. 5 。計算位移時應計及平移與扭轉位 1000. 移。 以上敘述可以下列公式表之 最大層間變位角為 ∆ max 0.016 當 Fu ≤ 2.5 ； h = α F y u. ∆ max 0.00643 當 Fu > 2.5 ； h = α y (2)建築物之間隔 應各自留設計地震力作用下產生位移乘以 * 0.6(1.4 α y Ra ) ，但若 Fu ≥ 2.5 時，需以 Ra 取 代，其計算需由 Fu = 2.5 反算 Ra 。. 53.
(54) 3.8.3 美國耐震規範(UBC) (1)相對側向位移 計算側向位移時應計及平移與扭轉位移。 ∆ 0.04 ≤ T < 0 . 7 sec 當 h RW 或 0.005 ∆ 0.03 ≤ 當 T ≥ 0.7 sec h RW 或 0.004 當用設計地震力決定層間變位角時，所施加的設計地 震力不受. C = 0.075 下限值的限制，其C值之決定亦不 RW. 受結構周期最大為1.4倍法規周期的限制。 其中 T =建築物基本振動周期 ∆ =層間變位角 h (2)建築物之間隔 為設計地震力作用下所產生位移的. 3RW 倍 8. 3.8.4 日本耐震設計規範 (1)相對側向位移 一次設計時，建築物的層間變位角不得超過. 1 。如 200. 果在層間位移增加對非結構構材不產生嚴重破壞的 話，此值可增至. 1 。 120. 二次設計時，不檢查層間變位角。. 54.
(55) 此外在高樓結構特審時，所作之非線性動力分析下之 層間變位角不得超過1/100。 3.8.5 綜合討論 基本上，台灣新、舊耐震規範要求之層間變位角約為 0.005 ； 美 國 UBC 約 為 0.0025 0.005 ； 日 本 則 為 0.005 或 0.0083。就最大層間變位角規定而言，美國最嚴，台灣次 之，日本最鬆。但值的注意的是，UBC規定在計算層間變位 角時，地震力是以理論計算得到的周期值所算出，不受 C/Rw下限值及1.4倍法規周期之限制，所以雖然美國UBC對 於層間變位限制最嚴，但卻又將引致結構變形的地震力規 定放鬆。 日本之設計地震力最高，相對容許有較大之設計層間 變位，故規範並未對此作嚴格之要求。 3.9 動力分析 三國規範在動力分析的規定方面，台灣新擬規範及美 國UBC皆規定，若建築物高度過高，亦或有不規則現象時， 應進行動力分析設計。在進行動力分析時，可採用多振態 反應譜疊加法，所取的振態數目須使參與質量超過90%，對 於規則建築須調整基底剪力至靜力分析之90%。對於不規則 建築須調整基底剪力至靜力分析之100%。日本建築物高度 低於60公尺則無此要求，但對於樓高超過60公尺建築物需 55.
(56) 經過高層建築特審，特審時是以二階段的非線性動力分析 檢查設計出之建築物是否合格。 在動力分析規定的比較上，台灣新擬耐震規範基本上 與美國UBC規定相同，但亦有細微的差別，即UBC規定所調 出的基底橫力值，不得低於法規周期所得到的設計地震 力，新擬規範對規則性結構則限制為法規之設計地震力之 90%以上。 3.10 結論 本研究對耐震規範中對設計有重要影響之因素皆作討 論，表3-1為規範中重要規定之歸納，並對增加耐震設計之 能力者加以註譯。表3-2為對各國建築物側向力有關規定之 歸納。 韌性設計、意外偏心和層間變位限制等都將提高中美 結構耐震設計之結構斷面，亦即提高其終極之耐震能力。 故除了規範比較，中美日耐震實例之比較實為必要。. 56.
(57) 第四章、中美日耐震設計流程與實例 4.1. 前言. 本章之主要目的在於介紹中、美、日耐震設計的流程 並依三國規範及流程設計低、中、高三種配置的結構。 本文的建築設計例所用之結構系統是韌性抗彎構架， 選用韌性抗彎構架的原因在於其為實務上應用較多之結構 系統，且其結構行為較為單純。本文設計例若依建築外 型，可分為五層、十層、二十層；若依設計規範則可分為 中、美、日，其中五層建築為鋼筋混凝土造；十層及二十 層建築為鋼造。在本文中實例皆以強震區、最佳土質之地 盤為基準。 一般在結構設計中考慮的兩大要素不外是強度與使用 性。換言之，鋼筋混凝土結構即牽涉到配筋量的決定及層 間變位角的檢核；鋼結構則是應力比及層間變位角的檢 核。 本文設計例中，中例及美例之鋼筋混凝土桿件的設 計，皆採用 ACI 韌性設計規定；鋼結構桿件的設計，滿足 強柱弱梁及結實斷面的要求，並採用 AISC-ASD 的方法進 行 設 計 。 在 進 行 中 例 及 美 例 的 設 計 時 ， 採 用 ETABS (ETABS，CONKER，STEELER) 程式(文獻28,29)作為結構分 析及設計的工具。日本例之設計乃採用日本之設計程式(文 獻30)，依其規範分析設計。. 57.
(58) 4.2. 韌性抗彎構架的行為及其耐震設計. 韌 性 抗 彎 構 架 (SMRF)指 由梁與柱組合而成的空間構 架，其特色在於梁柱之接頭須有充份傳遞彎矩及剪力的能 力，即梁柱接頭屬於剛性接頭，一個典型的SMRF除了能提 供充份的強度之外，亦有極優良的構架韌性，此一特點在 中、美、日耐震設計規範中均予承認，並給予SMRF在法規 地震力上有利的折減，如下所述： 台灣建築技術規則. Rw=12. (K=0.67) . : RC R=4.8, α y = 15. 台灣新擬耐震設計規範. . : STEEL R=4.8, α y = 12. 美國耐震設計規範(UBC). Rw = 12. 日本新耐震設計法 (一次設計) Rw=5 (二次設計) R=3.3,Ds=0.3. : RC. R=4.0, Ds=0.25: STEEL (1) SMRF的行為 當 SMRF 受地震力作用時，一般的情況，由較大地震 力所引致的梁端彎矩將大於由垂直載重引致的梁彎矩，因 此 SMRF 的變形特點是梁中點與柱中點產生反曲點(彎矩為 零)，而梁柱接頭兩端受同一方向的彎矩作用，這個現象導 致梁柱接頭區受到很大的剪力作用，因此鋼筋混凝土設計 規範(ACI)即要求在每一梁柱接頭兩正交方向均需進行剪力 容量的檢核，鋼結構則要求若接頭區抗剪能力不足時，需 使用水平加勁鈑補強。 58.
(59) (2) SMRF之設計原則 鋼筋混凝土 SMRF 的設計，ACI要求需使用構架強柱 弱梁的設計理念，規定梁柱最少主筋用量，且不容許桿件 發生剪力破壞，而有緊密圍束箍筋的規定。 鋼結構 SMRF 的設計，UBC1991規範容許設計者選擇 以下三種消能機構進行設計 (a) 梁 (b) 柱 (c) 梁柱接頭區(Panel Zone) 構架的非線性變形可以是以上三者的任意組合，但大 多數的設計者為避免造成構架產生不穩定的情況，皆採強 柱弱梁的理念進行結構設計。 在鋼材的使用方面，UBC91規定不得使用降伏應力超過 50 Ksi 的鋼材，此項限制主要的因素有二，其一為過去的 耐震實驗研究所用的鋼材，其降伏應力皆在 50 Ksi 以 內，因此對於較高強度的鋼材尚未有實驗證明其可行性。 其二為當鋼材的降伏強度升高時，通常其延展性相對降 低，因此在使用上應受限制。 在強柱弱梁的設計原則下，設計者通常選擇梁作為 SMRF 塑性變形集中區域，為了確保梁能達到充份的塑性變 形，設計者必須排除梁產生局部挫屈或側向扭轉挫屈的可 能性，依據 ATC 的研究顯示，SMRF 在受到大地震作用 時，構架合理的非彈性轉角約在 0.015 至 0.020 弧度之 間。為了使梁發揮非彈性轉角能力，結實斷面標準將不符. 59.
(60) 需求，而將鋼骨寬翼梁的翼鈑寬厚比( 至. 52 Fy. bf 2t f. )由原來. 65 Fy. ，降. 。. 在UBC1991的規範中，依照強柱弱梁的原則，要求每一 梁柱接點均須滿足以下兩個規定之一：. ∑ Z (F − f ∑Z F ∑ Z (F − f 1.25∑ M C. yc. b. C. a. ). ≥ 1.0. a. ). ≥ 1.0. yb. yc. PZ. 其中 Z c 與 Z b 為柱與梁的塑性斷面模數. Fyc 與 Fyb 為柱與梁之降伏應力. f a 為作用於柱之軸力 在國內的相關研究結果亦指出，梁在達到 0.015 弧度 的非彈性轉角時，由於應變硬化已經發生，梁柱接合處必 須抵抗約 1.2 倍的梁塑性彎矩。 4.3. 中、美、日耐震設計之流程. 日本將設計程序當作耐震設計的一部份，以嚴格而明 確的設計步驟和判斷來保障設計結果之一致性，在日本有 關耐震規範或設計的書籍一定將流程列入。相對的，中美 幾乎沒有正式的流程，部份原因可能是設計步驟相當簡單 之故。本文參考一般工程界之設計過程，製作出中美之設 計流程圖。. 60.
(61) 4.3.1 台灣建築技術規則設計之流程 (1) 設計地震力 結構設計流程如圖4-1所示，進行結構設計時，首先必 須假設梁柱之斷面，進而求得結構自重與每層面積與形心 位置。接著計算建築物周期，計算周期時，一般以程式分 析所得周期與1.4倍法規周期取小者。接著計算地震力。然 後判斷是否須進行動力分析，一般而言，不規則及超高層 建築須進行動力分析。 (2) 靜力分析與設計 若不須進行動力分析時，則求算出法規規定地震力 後，進而求得地震力之豎向分配及意外扭矩。其中意外扭 矩是以樓層剪力偏心5%剪力垂直方向尺度計算。然後再進 行靜力分析。在法規地震力施加後，須檢驗樓層相對變位 是否合於規定。若合格，則進行載重組合及桿件設計。 (3) 動力分析與設計 若須進行動力分析時，則輸入法規之設計反應譜，在 此為震力係數公式，而後進行多振態反應譜疊加法設計， 並使參與質量大於90%，調整基底橫力使與法規地震力相 等。求得動態意外扭矩。其中動態意外扭矩是以樓層慣性 力偏心5%剪力垂直方向尺度以靜態地震力施加。而後檢驗 樓層相對變位是否合於規定。若合格，則進行載重組合及 桿件設計。 4.3.2 台灣新擬耐震規範設計之流程 61.
(62) (1) 設計地震力 結構設計流程如圖4-2所示，進行結構設計時，首先必 須假設梁柱之斷面，進而求得結構自重與每層面積與形心 位置。接著計算建築物周期，計算周期時，一般以程式分 析所得周期與1.4倍法規周期取小者。接著計算地震力。然 後判斷是否須進行動力分析，一般而言，不規則及超高層 建築(高度超過50公尺)須進行動力分析。 (2) 靜力分析與設計 若不須進行動力分析時，則求算出法規規定地震力 後，進而求得地震力之豎向分配及意外扭矩。其中意外扭 矩是以樓層剪力偏心5%剪力垂直方向尺度計算，若結構具 扭轉不規則性，則須以Ax係數放大意外扭矩。然後再進行 靜力分析。在法規地震力施加後，須檢驗樓層相對變位是 否合於規定。若合格，則進行載重組合及桿件設計。 (3) 動力分析與設計 若須進行動力分析時，則輸入法規之正規化加速度反 應譜，而後進行多振態反應譜疊加法設計，並使參與質量 大於90%，調整動力分析基底總橫力。求得動態意外扭矩。 其中動態意外扭矩是以樓層慣性力偏心5%剪力垂直方向尺 度以靜態地震力施加，若結構具扭轉不規則性，則須以Ax 係數放大意外扭矩。而後檢驗樓層相對變位是否合於規 定。若合格，則進行載重組合及桿件設計。 (4) 極限層剪力強度檢核. 62.
(63) 對於36公尺高度以上及須動力分析之建築須檢核其任 一層之強度與其設計層剪力之比值超過上層所得值之80%， 以防止明顯之弱層存在。 4.3.3 美國耐震規範UBC設計之流程 (1) 設計地震力 結構設計流程如圖4-3所示，進行結構設計時，首先必 須假設梁柱之斷面，進而求得結構自重與每層面積與形心 位置。接著計算建築物周期，計算周期時，一般以程式分 析所得周期與1.4倍法規周期取小者。接著計算地震力。然 後判斷是否須進行動力分析，一般而言，不規則及超高層 建築須進行動力分析。 (2) 靜力分析與設計 若不須進行動力分析時，則求算出法規規定地震力 後，進而求得地震力之豎向分配及意外扭矩。其中意外扭 矩是以樓層剪力偏心5%剪力垂直方向尺度計算，若結構具 扭轉不規則性，則須以Ax係數放大意外扭矩。然後再進行 靜力分析。在法規地震力施加後，須檢驗樓層相對變位是 否合於規定。若合格，則進行載重組合及桿件設計。 (3) 動力分析與設計 若須進行動力分析時，則輸入法規之正規化加速度反 應譜，而後進行多振態反應譜疊加法設計，並使參與質量 大於90%，調整基底橫力使與法規地震力相等。求得動態意 外扭矩。其中動態意外扭矩是以樓層慣性力偏心5%剪力垂 63.
(64) 直方向尺度以靜態地震力施加，若結構具扭轉不規則性， 則須以Ax係數放大意外扭矩。而後檢驗樓層相對變位是否 合於規定。若合格，則進行載重組合及桿件設計。 4.3.4 日本耐震規範設計之流程 日本之設計流程容許工程師在許多時候可中止設計， 例如(1)對於小型之結構物不需設計。(2)對於牆壁和柱子 數量充份的結構不需作進一步之設計，日本對牆作過詳細 的研究，認為牆壁量充足時可有良好的耐震性能。(3)對 60m以上之高樓結構，另有嚴格的特審制度，要求進行非線 性動力分析。 如圖4-4所示，日本新耐震設計法是採用二階段三路線 的設計程序。 (1) 一次設計為容許應力設計以決定斷面。若層間變 位大於1/200(1/120)則需變更斷面設計。 (2) 二次設計為彈塑性極限設計，此階段有三條路 線。 路線一、RC與SRC建築物高度低於20公尺，如牆及柱之 數量足夠，不須再作設計。 路線二、建築物高度低於31公尺，但剛性率大於0.6， 偏心率小於0.15，如牆及柱之數量足夠，則不須作保有水 平耐力之檢核。. 64.
(65) 路線三、建築物高度超過31公尺者，或雖低於31公 尺，但剛性率小於0.6，偏心率大於0.15者，須作保有水平 耐力之確認。 4.3.5 日本高層建築設計之流程 如圖4-5所示，高度超過 60公尺的建築物之結構設計 則須經由建設大臣，召集結構動力審查委員會，委員在設 計一開始即參與整個過程並在設計完成後向委員會報告。 (1) 初步設計 並無特別規定，一般是採用日本建築學會所出之「高 層建築技術指針」的建議，設計地震力係數( C B )， 018 . 0.36 CB = ~ ，其中T為建築物之建議周期， T T. T = 012 . N ，式中 N為樓層數，進行結構物之初步設計。 (2) 選用地震歷時記錄 在高層結構特審時，常選用三種類型的地震波，第一 類是知名的地震記錄，如TAFT(EW)、EL CENTRO(NS)等；第 二類是當地的地震記錄，例如東京地區常用TOKYO-101(NS) 等；第三類則是較長周期的地震記錄，如HACHINOHE(NS)、 (EW)等。表4-1為一般常用之地震記錄。一般以上列之地震 記錄調整至25. cm cm 和50 作為兩階段動力分析之用，但 sec sec. 隨地區可能略有不同。 (3) 第一階段. 65.
(66) 以最大速度為 25. cm 的地震記錄為動力歷時分析之輸 sec. 入。此時要求建築物保持在彈性限度內，且樓層最大層間 變位角不得超過. 5 。 1000. (4) 第二階段 以最大速度為 50. cm 的地震記錄為動力歷時分析之 sec. 輸入。此時要求建築物樓層最大層間變位角不得超過. 1 ， 100. 且樓層塑性率小於 2 。 (5) 如(3)(4)之結果不合規定，則需變更斷面重覆動 力分析至完成為止。 表4-1為一般特審常用之地震記錄。第一階段之25. cm sec. 之地震相當於EPA=0.2G，也就是在如此大的地震下高樓結 構保持在彈性限度內。第二階段之50. cm 之地震平均值相當 sec. 於EPA=0.4G，也就是在美日設計最大地震下，須滿足結構 層間變位角小於. 1 ，塑性率小於 2。如此嚴格的檢核條件 100. 遠超過日本一般規範之一階段約0.08 0.10G和二階段約 0.30 0.40G之目標地震。而使得日本高樓結構在地震下之 安全性得到確保。 台灣亦有高樓外審制度，一般為建管單位委託學術或 職業團體，在設計完成後予以審核，審核內容(詳見文獻 30 )彈性之動力反應譜分析為一般之要求，但未有非線性 動力分析之規定，不如日本高樓特審之目標明確。. 66.
(67) 4.3.6 討論 中美日目前之設計流程中皆未強調第三者獨立之設計 評論(design review)，而此應為設計品質確認的重要手 段，在Vision 2000之流程中明訂在概念設計和最終設計皆 需有第三者的設計評論。 4.4. 建築設計例概要. 為了減少案例之差異以利結果之解釋，本文之斷面和 尺度之選取乃是以台灣為主，但依各國之規範、流程、材 料等進行設計。在本研究中的設計例依建築外型可分為， 五層鋼筋混凝土造、十層鋼骨造、二十層鋼骨造等三類， 皆為辦公室用途，設計時不考慮任何靜偏心。茲分項概述 如下: (一) 五層鋼筋混凝土造； (1) 構架平面 柱間距在X方向採七公尺，共有五跨；在Y方向採六公 尺，共有三跨，如圖4-6所示。 (2) 構架立面 樓高為18.3公尺，共五層，每一樓層高度並不相同， 由底層至頂層分別為4.2、3.55、3.5、3.55、3.5公尺，如 圖4-7所示。 (二) 十層鋼骨造； (1) 構架平面 67.
相關文件
• The Hong Kong Institute of Building Information Modelling 香港建築信息模擬學會. • The Hong Kong Institute of
! ESO created by five Member States with the goal to build a large telescope in the southern hemisphere. • Belgium, France, Germany, Sweden and
That is to say, while the building with the Chinese character ‘工’ shaped architectural plan is the common building type in the northern part of Vietnam, building layout in
• involves teaching how to connect the sounds with letters or groups of letters (e.g., the sound /k/ can be represented by c, k, ck or ch spellings) and teaching students to
Microphone and 600 ohm line conduits shall be mechanically and electrically connected to receptacle boxes and electrically grounded to the audio system ground point.. Lines in
運用 Zuvio IRS 與台日比較文化觀點於日本文化相關課程之教學研究 Applying Zuvio IRS and Perspective on Cultural comparison between Taiwan and Japan to Teaching
Y., (1997), “Resource recovery of sludge as building and construction materials — a future trend in sludge management,” Journal of Water Science and Technology, Vol. (2000)
development of AutoLISP programming language for building and into Knowledge Engineering (Knowledge Based Engineering, KBE) technology, the ball screw and linear guideway the use
