摩擦型制震裝置之耐震性能試驗與分析

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國

立

交

通

大

學

土木工程學系碩士班

碩士

論

文

摩擦型制震裝置之耐震性能試驗與

分析

Seismic Performance Tests and Analysis

of Friction Dampers

研究生：李羿廷

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Seismic Performance Tests and Analysis

of Friction Dampers

研究生：李羿廷 Student：Yi-Ting Lee 指導教授：王彥博博士 Advisor：Dr. Yen-Po Wang

國立交通大學土木工程學系碩士班

碩士論文

A Thesis

Submitted to Department of Civil Engineering College of Engineering

National Chiao Tung University In Partial Fulfillment of the Requirements

For the Degree of Master of Science

In

Civil Engineering October 2009

Hsinchu, Taiwan, Republic of China

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摩擦型制震裝置之耐震性能試驗與分析

研究生：李羿廷指導教授：王彥博博士國立交通大學土木工程研究所摘要本研究係以一種特殊合金材料為核心，發展摩擦阻尼斜撐及摩擦制震壁兩種建築抗震裝置，並進行一系列之元件測試與耐震性能試驗。元件測試結果顯示，摩擦阻尼斜撐與摩擦制震壁均具有相當飽滿而穩定之遲滯迴圈，其力學行為與擾動頻率（速度）無關，且符合庫侖摩擦機制之特徵，力學特性易於掌握。特殊合金與鋼材間具有高摩擦係數，若經適當設計，其摩擦係數甚至能超過 1.0，高於習用之摩擦阻尼器，可大幅增加阻尼器之設計容量。就工程實用之觀點，成功應用摩擦型制震裝置之關鍵，在於對摩擦係數及介面正向力﹙螺栓軸力﹚之精確掌握。螺栓軸力與扭力呈線性關係，率定試驗結果顯示螺栓之扭力係數為一常數，而與直徑無關，此將有助於摩擦裝置在設計

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低頻振態之等效阻尼比，但高頻反應則有放大情形。惟高頻模態參與係數較低，因此對於結構整體反應之影響並不顯著，故仍可達到減震之目的，其效能隨地震強度之增加而提升。模擬分析結果顯示， ETABS 能有效模擬庫侖摩擦機制，結構地震反應之預測結果與試驗值雖有誤差，但仍有相當程度之契合。誤差來源應為分析模型忽略了斜撐的存在，在摩擦阻尼器處於未滑動狀態時高估結構之勁度所致。關鍵字：特殊合金、摩擦阻尼斜撐、摩擦制震壁、扭力係數、耐震性能試驗

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Seismic Performance Tests and Analysis of Friction Dampers

Student：Yi-Ting Lee Advisor：Dr﹒Yen-Po Wang

Institute of Civil Engineering

College of Engineering National Chiao Tung University

Abstract

In this study, both the frictional damping brace and seismic friction wall have been developed based on a special alloy. A series of component tests and seismic performance tests have been conducted. Component tests indicate that the proposed alloy-based friction dampers possess rate-independent stable and rich hysteresis loops with characteristics of the Coulomb’s friction mechanism. The frictional coefficient ( μ ) between the special alloy and steel is high. It may exceed 1.0 if properly designed, higher than those for the existing friction dampers. As a result, the capacity of the friction dampers can be substantially increased. From a practical point of view, the key to the success of friction-type damping devices is the ability to precisely manage the frictional coefficient and normal force (i.e. tensile force in the bolts). The tensile forces in the bolts are linearly related to the torques. Calibration tests indicate that the torque-to-tension ratio of the bolt is constant, regardless of the bolt diameters. This would be helpful in practical design of the friction

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braces significantly enhance the equivalent damping ratios of the structure in the lower vibration modes while amplify the high frequency responses. Fortunately, the overall structural responses are reduced as the participation factors for the higher modes are low. The effectiveness of the frictional damping braces increases with the earthquake intensity. Simulation results indicate that ETABS can sufficiently simulate the coulomb’s friction mechanism. The predicted seismic structural responses agree well with the test results, despite of the fact that discrepancy still exists. The source of errors possibly comes from neglecting the H-beam braces in the modeling, which results in over-estimation of the stiffness as the friction dampers are in non-sliding states.

Key Words: special alloy, frictional damping brace, seismic friction wall, torque-to-tension ratio, seismic performance test

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致謝

兩年研究所期間，感謝吾師王彥博教授之教誨，在研究期間吾師的悉心教導使我在研究領域以及課業上得到一盞指路明燈，其待人處事的態度方面亦給予我很大的典範。對於老師之諄諄教誨，在此致上最誠摯的謝意。論文口試期間，承蒙國立交通大學土木系陳誠直教授、翁正強教授以及王彥博教授、私立淡江大學土木系吳重成教授撥冗指導，並提供寶貴意見，使得論文疏漏之處獲得改進，在此亦表達最誠摯的謝意。在這兩年中，感謝建良博士、嘉賞博士以及逸軒學長不厭其煩的指出我研究的缺失，並給予各方面的協助，使我順利進行研究工作；也感謝同窗好友顥勳、勵郕、勵元的幫忙與陪伴讓我在研究的路上不再孤獨，彼此加油鼓勵。當然也不能忘記志儒、厚餘、連峰、柏霖、伊凡、維婷、智洋各位學弟妹們，你們的支援與協助使我銘感在心。最後，衷心感激多年來一直給予我支持的家人，感謝你們無私的奉獻、鼓勵與包容，讓我得以無後顧之憂完成研究所的求學生涯，謝謝你們。謹誌於交大工程二館 2009 年 10 月

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目錄

摘要...i Abstract ... iii 致謝...v 目錄...vi 表目錄... viii 圖目錄...ix 第一章緒論...1 第二章摩擦阻尼器之率定與元件測試...16 2.1 摩擦阻尼器之構造及原理...16 2.2 扭力係數之率定...17 2.2.1 扭力係數...19 2.2.2 扭力率定機構之設計...20 2.2.3 率定結果討論...20 2.3 摩擦阻尼器之元件測試...22 2.3.1 摩擦阻尼斜撐...22 2.3.1.1 摩擦阻尼斜撐之細部設計...22 2.3.1.2 測試構架與試驗規劃...23 2.3.1.3 結果與討論...24 2.3.2 壁式摩擦阻尼器...27 2.3.2.1 壁式摩擦阻尼器細部設計...27 2.3.2.2 試驗機構與試驗規劃...29 2.3.2.3 試驗結果與分析...31 2.3.2.3.1 螺栓排列方式之影響...31 2.3.2.3.2 不同開槽方式之影響...33 第三章結構加裝摩擦阻尼器之解析模型...74 3.1 含摩擦阻尼系統之結構運動方程式...75 3.2 數值解析法...78 3.2.1 狀態空間法...78 3.2.2 多重摩擦阻尼結構之「剪力平衡法」...80 3.3 實例分析...84 3.3.1 El Centro 地震 ...84 3.3.2 Kobe 地震...86 3.3.3 Hachinohe 地震 ...87 3.4 小結...88 第四章摩擦阻尼斜撐之耐震性能測試...105 4.1 前言...105

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4.2 縮尺摩擦阻尼斜撐之元件測試...105 4.2.1 縮尺摩擦阻尼斜撐之細部設計...105 4.2.2 測試機構與測試規劃...106 4.2.3 試驗結果與討論...107 4.3 耐震性能測試...109 4.3.1 測試構架與量測系統...109 4.3.2 摩擦阻尼斜撐之配置與試驗規劃... 112 4.3.3 耐震性能測試結果... 114 4.3.3.1 Hachinohe Earthquake ... 114 4.3.3.2 Kobe Earthquake... 116

4.3.3.3El Centro Earthquake... 119

4.4 耐震性能測試與 ETABS 分析結果之比較 ...123 4.4.1 ETABS 簡介 ...123 4.4.2 定義材料性質與構件斷面...123 4.4.3 阻尼器模型參數定義...124 4.4.4 模型建立...125 4.4.5 試驗與模擬分析結果之比較...125 4.4.6 結果與討論...126 4.4.6.1 Hachinohe Earthquake ...126 4.4.6.2 Kobe Earthquake...127 4.4.6.3 El Centro Earthquake...127 第五章結論與建議...204 附錄 A. ARX 系統識別理論 ...210

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表目錄

表 2.1 扭力係數之建議參考值...36 表 2.2 M20、M22、M24 螺栓扭力係數率定結果...37 表 2.3 M10 螺栓扭力係數率定結果 ...38 表 2.4 摩擦阻尼斜撐之摩擦力與摩擦係數...39 表 2.5 摩擦阻尼斜撐之摩擦力與摩擦係數(移除方型襯墊鈑)...40 表 2.6 雙槽螺栓集中排列之摩擦力與摩擦係數(M22 螺栓，N=4) ...40 表 2.7 雙槽螺栓上下排列之摩擦力與摩擦係數(M22 螺栓，N=4) ...41 表 2.8 五槽開孔之摩擦力與摩擦係數(M22 螺栓，N=5) ...42 表 3.1 樓層加速度峰值與均方根值反應比較(Input=El Centro)...89 表 3.2 裝設阻尼器模型結構之等效頻率與阻尼比(Input=El Centro)...89 表 3.3 樓層加速度峰值與均方根值反應比較(Input=Kobe) ...90 表 3.4 裝設阻尼器模型結構之等效頻率與阻尼比(Input=Kobe) ...90 表 3.5 樓層加速度峰值與均方根值反應比較(Input=Hachimohe)...91 表 3.6 裝設阻尼器模型結構之等效頻率與阻尼比(Input=Hachinohe)...91 表 4.1 縮尺元件測試之摩擦力與摩擦係數(M10 螺栓，N=2) ...129 表 4.2 五層樓鋼結構模型細部尺寸...129 表 4.3 五層樓鋼結構模型之模擬參數(動力特性)...130 表 4.4 各樓層加速度峰值反應比較(Input= Hachinohe)...131 表 4.5 各樓層加速度均方根值比較(Input= Hachinohe)...132 表 4.6 模型結構之等效頻率與阻尼比(Input= Hachinohe)...133 表 4.7 摩擦阻尼斜撐出力歸納表 (Input= Hachinohe)...134 表 4.8 各樓層加速度峰值反應比較(Input=Kobe) ...135 表 4.9 各樓層加速度均方根值比較(Input=Kobe) ...136 表 4.10 模型結構之等效頻率與阻尼比(Input=Kobe) ...137 表 4.11 摩擦阻尼斜撐出力歸納表 (Input=Kobe)...138 表 4.12 各樓層加速度峰值反應比較(Input= El Centro)...139 表 4.13 各樓層加速度均方根值比較(Input= El Centro)...140 表 4.14 模型結構之等效頻率與阻尼比(Input= El Centro)...141 表 4.15 摩擦阻尼斜撐出力歸納表 (Input= El Centro)...141 表 4.16 ETABS 模型之空構架結構頻率 ...142

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圖目錄

圖 1.1 Pall 摩擦阻尼器【2】 ...10 圖 1.2 各種安裝型式之 Pall 阻尼器【4】 ...10 圖 1.3 X 型摩擦阻尼器模擬遲滯迴圈圖【6】...11 圖 1.4 栓接摩擦阻尼器示意圖【6】...11 圖 1.5 不同摩擦材料對摩擦阻尼器遲滯迴圈影響【6】...12 圖 1.6 傳統 Pall 阻尼器和改良式 Pall 阻尼器示意圖【7】 ...12 圖 1.7 改良式 Pall 摩擦阻尼器之測試構架及試驗結果【7】 ...13 圖 1.8 St. Vincent Hospital 平面圖【8】 ...13

圖 1.9 St. Vincent Hospital 阻尼器 ETABS 程式之遲滯迴圈圖【8】 ...13

圖 1.10 地震能量輸入與消散之歷時圖【8】...14

圖 1.11 La gardenia Towers 公寓建築與摩擦阻尼器配置【9】 ...14

圖 1.12 Ambulatory Care Center 及摩擦阻尼器施工安裝照片【10】 ...14

圖 1.13 軸向型摩擦阻尼器【11】...15 圖 2.1 摩擦阻尼器構造示意圖...43 圖 2.2 摩擦阻尼器受力示意圖...43 圖 2.3 用於螺栓直接張力量測之特殊墊片...44 圖 2.4 大型扭力扳手(扭力範圍:80~560 N-m) ...44 圖 2.5 小型扭力扳手(扭力範圍:1~3 N-m) ...44 圖 2.6 扭力率定試驗機構設計概念圖...45 圖 2.7 Load Cell 圖...45 圖 2.8 扭力率定試驗組裝圖...46 圖 2.9 摩擦阻尼斜撐之細部設計圖...46 圖 2.10 摩擦阻尼斜撐上端細部設計圖（單位：mm） ...47 圖 2.11 摩擦阻尼斜撐下端細部設計圖（單位：mm） ...48 圖 2.12 摩擦阻尼斜撐－特殊合金鈑與外覆鋼鈑細部設計圖(單位:mm)...48 圖 2.13 摩擦阻尼斜撐測試構架組裝完成照片...49 圖 2.14 各式墊圈圖示...50 圖 2.15 方型襯鈑圖示...50 圖 2.16 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type A 墊圈) ...51 圖 2.17 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type B 墊圈) ...52 圖 2.18 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type C 墊圈) ...53 圖 2.19 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type D 墊圈) ...54 圖 2.20 不同擾動頻率下之摩擦係數比較...55 圖 2.21 摩擦阻尼斜撐遲滯迴圈(Type C 墊圈，未加方形襯墊) ...56

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圖 2.24 摩擦制震壁轉接鈑細部設計圖（單位：mm） ...58 圖 2.25 摩擦制震壁下夾鈑細部設計圖（單位：mm） ...58 圖 2.26 雙槽孔鋼蕊細部設計圖（單位：mm） ...58 圖 2.27 特殊合金與外覆鋼鈑細部設計圖（單位：mm） ...59 圖 2.28 分散式多槽孔模式之摩擦制震壁細部設計圖...59 圖 2.29 分散式多槽孔鋼蕊鈑細部設計圖（單位：mm） ...60 圖 2.30 分散式多槽孔特殊合金與外覆鋼鈑細部設計圖（單位：mm） ...60 圖 2.31 摩擦制震壁測試構架組裝完成照片...61 圖 2.32 致動器連續加載歷時...62 圖 2.33 螺栓集中排列(雙槽孔模式)...62 圖 2.34 螺栓上下交錯排列(雙槽孔模式)...63 圖 2.35 分散式多槽孔模式之制震壁照片...63 圖 2.36 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=23.72tf，螺栓集中排列) ...64 圖 2.37 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=32.60tf，螺栓集中排列) ...64 圖 2.38 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=41.48tf，螺栓集中排列) ...65 圖 2.29 雙槽孔摩擦墊片有效接觸面積(斜線部分)（單位：mm）...65 圖 2.40 摩擦係數與應力關係曲線...66 圖 2.41 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=23.72tf，螺栓上下交錯排列) ...66 圖 2.42 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=32.6tf，螺栓上下交錯排列) ...67 圖 2.43 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=41.8tf，螺栓上下交錯排列) ...67 圖 2.44 摩擦係數與介面壓應力關係曲線...68 圖 2.45 摩擦力與扭力關係曲線...68 圖 2.46 摩擦介面咬合情況(螺栓集中排列)...69 圖 2.47 摩擦介面咬合情況(螺栓上下交錯排列)...69 圖 2.48 分散式多槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=23.72tf) ...70 圖 2.49 分散式多槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=32.60tf) ...70 圖 2.50 分散式多槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=41.48tf) ...71 圖 2.51 分散式多槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=51.90tf) ...71 圖 2.52 摩擦係數與介面壓應力關係曲線...72 圖 2.53 分散式多槽之摩擦墊片有效接觸面積(斜線部分)（單位：mm）...72 圖 2.54 試驗後摩擦介面咬合情況(分散式多槽模式)...73 圖 2.55 不同開槽模式之遲滯迴圈比較...73 圖 3.1 結構安裝摩擦阻尼器之示意圖...92 圖 3.2 多重摩擦阻尼結構之非線性動力分析流程圖...93

圖 3.3 各樓層加速度反應歷時之比較(El Centro ; PGA=0.5g) ...94

圖 3.4 各樓層摩擦阻尼器消能遲滯迴圈(El Centro ; PGA=0.5g) ...95

圖 3.5 層間位移、相對速度與摩擦力歷時比較（1 樓層間）...96

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圖 3.7 各樓層加速度反應歷時之比較(Kobe; PGA=0.5g)...98 圖 3.8 頂層摩擦力歷時反應...99 圖 3.9 各樓層摩擦阻尼器消能遲滯迴圈(Kobe; PGA=0.5g)...100 圖 3.10 各樓層加速度頻率響應函數(傳遞函數)之比較(Kobe; PGA=0.5g) ...101 圖 3.11 各樓層摩擦阻尼器消能遲滯迴圈之比較(Hachinohe; PGA=0.5g) ...102 圖 3.12 各樓層摩擦阻尼器消能遲滯迴圈(Hachinohe; PGA=0.5g) ...103 圖 3.13 各樓層加速度頻率響應函數(傳遞函數)之比較(Hachinohe; PGA=0.5g)104 圖 4.2 摩擦阻尼斜撐上半段 H 型鋼設計圖（單位：mm） ...143 圖 4.3 摩擦阻尼斜撐下半段 H 型鋼設計圖（單位：mm） ...144 4.4 縮尺元件測試－特殊合金與外覆鋼鈑細部設計圖（單位：mm） ...144 圖 4.5 摩擦阻尼斜撐縮尺元件測試示意圖...145 圖 4.6 摩擦阻尼斜撐縮尺元件測試組裝完成照片...145 圖 4.7 縮尺摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(No.of bolts=2,T=1N-m)...146 圖 4.8 縮尺摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(No.of bolts=2,T=2N-m)...147 圖 4.9 縮尺摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(No.of bolts=2,T=3N-m)...148 圖 4.10 試驗後特殊合金鈑磨痕...148 圖 4.11 正向力與摩擦力關係曲線...149 圖 4.12 摩擦係數與介面壓應力關係曲線...149 圖 4.13 振動台油壓致動器...150 圖 4.14 地震模擬振動台...150 圖 4.15 五層樓鋼結構模型...151 圖 4.16 407 控制器...152 圖 4.17 IMC 資料擷取系統 ...152 圖 4.18 耐震性能測試所使用之感測計...153 圖 4.19 摩擦阻尼斜撐模組細部設計圖...154 圖 4.20 摩擦阻尼斜撐之安裝設計...155 圖 4.21 摩擦阻尼斜撐耐震性能測試構架組裝完成照片...156 圖 4.22 輸入地震歷時...157 圖 4.23 各樓層加速度反應歷時比較(Hachinohe; PGA=0.1g) ...158 圖 4.24 各樓層加速度反應歷時比較(Hachinohe; PGA=0.23g) ...159 圖 4.25 各樓層加速度反應歷時比較(Hachinohe; PGA=0.33g) ...160 圖 4.26 各樓層加速度反應歷時比較(Hachinohe; PGA=0.4g) ...161 圖 4.27 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Hachinohe; PGA=0.1g) ..162 圖 4.28 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Hachinohe; PGA=0.23g) 163 圖 4.29 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Hachinohe; PGA=0.33g) 164 圖 4.30 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Hachinohe; PGA=0.4g) ..165 圖 4.31 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Hachinohe; PGA=0.1g) ...166

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圖 4.33 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Hachinohe; PGA=0.33g) ...166 圖 4.34 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Hachinohe; PGA=0.4g) ...166 圖 4.35 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Hachinohe; PGA=0.1g) ...167 圖 4.36 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Hachinohe; PGA=0.23g) ...167 圖 4.37 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Hachinohe; PGA=0.33g) ...167 圖 4.38 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Hachinohe; PGA=0.4g) ...167 圖 4.39 各樓層加速度反應歷時比較(Kobe; PGA=0.16g)...168 圖 4.40 各樓層加速度反應歷時比較(Kobe; PGA=0.28g)...169 圖 4.41 各樓層加速度反應歷時比較(Kobe; PGA=0.44g)...170 圖 4.42 各樓層加速度反應歷時比較(Kobe; PGA=0.56g)...171 圖 4.43 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Kobe; PGA=0.16g) ...172 圖 4.44 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Kobe; PGA=0.28g) ...173 圖 4.45 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Kobe; PGA=0.44g) ...174 圖 4.46 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(Kobe; PGA=0.56g) ...175 圖 4.47 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Kobe; PGA=0.16g)...176 圖 4.48 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Kobe; PGA=0.28g)...176 圖 4.49 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Kobe; PGA=0.44g)...176 圖 4.50 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(Kobe; PGA=0.56g)...176 圖 4.51 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Kobe; PGA=0.16g)...177 圖 4.52 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Kobe; PGA=0.28g)...177 圖 4.53 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Kobe; PGA=0.44g)...177 圖 4.54 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Kobe; PGA=0.56g)...177

圖 4.55 各樓層加速度反應歷時比較(El Centro; PGA=0.1g) ...178

圖 4.59 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(El Centro; PGA=0.1 g) ...182

圖 4.60 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(El Centro; PGA=0.27 g) .183 圖 4.61 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(El Centro; PGA=0.42g) ..184

圖 4.62 各樓層加速度頻域響應函數(傳遞函數)比較(El Centro; PGA=0.48g) ..185

圖 4.63 一樓摩擦阻尼斜撐出力歷時(El Centro; PGA=0.1g) ...186

圖 4.67 一樓摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(El Centro; PGA=0.1g) ...187

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圖 4.71 結構之振態分析(El Centro; PGA=0.42g) ...188

圖 4.72 結構之振態分析(El Centro; PGA=0.48g) ...188

圖 4.73 El Centro 震波頻譜圖與結構自然頻率比較(PGA=0.42g) ...189 圖 4.74 El Centro 震波頻譜圖與結構自然頻率比較(PGA=0.48g) ...190 圖 4.75 ETABS 材料性質定義設定 ...191 圖 4.76 定義桿件斷面...191 圖 4.77 ETABS 柱、梁尺寸設定 ...192 圖 4.78 摩擦元件參數設定...192 圖 4.79 空構架結構 ETABS 模型 ...193 圖 4.80 阻尼器以對角斜撐型式配置...194 圖 4.81 ETABS 與耐震試驗各樓層加速度反應之比較(Hachinohe;PGA=0.1g).195 圖 4.82 ETABS 與耐震試驗各樓層加速度反應之比較(Hachinohe;PGA=0.4g).196 圖 4.83 ETABS 與耐震試驗遲滯迴圈比較圖(Hachinohe;PGA=0.1g)...197 圖 4.84 ETABS 與耐震試驗遲滯迴圈比較圖(Hachinohe;PGA=0.4g)...197 圖 4.85 ETABS 與耐震試驗各樓層加速度反應之比較(Kobe;PGA=0.16g) ...198 圖 4.86 ETABS 與耐震試驗各樓層加速度反應之比較(Kobe;PGA=0.56g) ...199 圖 4.87 ETABS 與耐震試驗遲滯迴圈比較圖(Kobe,PGA=0.16g)...200 圖 4.88 ETABS 與耐震試驗遲滯迴圈比較圖(Kobe,PGA=0.56g)...200

圖 4.89 ETABS 與耐震試驗各樓層加速度反應之比較(El Centro; PGA=0.1g)..201

圖 4.90 ETABS 與耐震試驗各樓層加速度反應之比較(El Centro; PGA=0.48g) 202 圖 4.91 ETABS 與耐震試驗遲滯迴圈比較圖(El Centro; PGA=0.1g)...203

圖 4.92 ETABS 與耐震試驗遲滯迴圈比較圖(El Centro; PGA=0.48g)...203

圖 5.1 工程實務設計曲線...206

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第一章緒論

台灣位於環太平洋地震帶，因菲律賓海板塊不斷擠壓歐亞大陸板塊，台灣每年平均有超過四千個大小不同的地震，其中有感地震達到二百餘個。民國 88 年 9 月 21 日集集發生規模 7.3 之強震，造成兩千多人死亡，數萬人受傷，以及數以萬計的房屋結構及橋梁倒塌或毀損，災情之慘重令人怵目驚心。強震所引致之交通電訊中斷，設施功能癱瘓，以及經濟停頓、市場流失等長期經濟損失更是難以估計;加上數萬災民的民生問題，以及學童就學、災後重建等問題，這些都必須付出很大之社會成本，造成國家整體競爭力衰退，嚴重衝擊國家社會發展。「韌性設計」允許結構在強震時產生局部破壞，並利用結構物之構件強度、勁度與塑性變形來抵抗地震力，以及消弭地震傳入結構之能量，確保結構物在強震下不至倒塌。惟其目的是以結構構件作為消能元件，前提是破壞模式須為彎矩破壞，且有足夠之韌性才行。然而衡諸震害災情，結構設計上所期望之梁端塑性破壞模式從未發生。對鋼結構而言，鋼材本身雖具有良好之韌性，然而其最大問題在於斜撐的過早挫屈以及梁柱接頭的破壞。斜撐過早產生挫屈會使結構側向勁度頓減，導致結構變形過大；梁柱接頭之設計不當或施工不良，塑性角往往會提早破壞，整體構架之韌性便大打折扣。對鋼筋混凝土結構

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而言，增加箍筋用量固可提升結構之韌性，惟此舉容易增加施工與澆置混凝土的困難，尤其是梁柱接頭的部份，加上樓板對梁的加勁作用使其無法產生塑角，因此整體結構之韌性往往不如原先之期望。儘管建築結構採用「強柱弱梁」之設計構想，俾形成較有利之破壞機制，實際上卻因樓板的加勁作用或短柱效應，反成「弱柱強梁」之勢，結構的韌性往往未能充分發揮。有鑑於此，耐震設計必須朝更為積極之「功能設計」方向去思考，「結構控制」觀念的應用便提供了這樣的可能性。「結構控制」設計係在建築結構體中設置制震裝置，以期在地震時吸收能量，與結構構件共同承擔地震力，使結構振動反應減小，提升結構之耐震安全性。國內在經歷 921 集集大地震後，除了提高結構設計地震之標準外，大眾對於住宅以及校舍的耐震安全也更為重視。為確保建築結構於地震下之安全性，防震系統幾已成為新建结構之基本配備。因應市場趨勢與消費者需求，各種創新之建築隔震與消能裝置─包括基礎隔震、消能減震及主動/半主動控制系統便如雨後春筍般相繼研發出來，惟現存之消能隔(減)震系統，在實際應用上仍存在建築相容性 (Compatibility) 、可靠度 (Realiability) 及價格過高 (Over-Pricing) 等問題，因此研發經濟有效(Cost-Effective)的建築抗震系統仍有必要。

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隨著防震觀念的提升，國內新開發之建案多已將制震系統納入設計考量中。阻尼器可透過對角斜撐、X 型斜撐、V 字型斜撐、倒 V 字型斜撐或壁式等不同之型式與結構結合。惟斜撐式阻尼器的配置方式需佔用較大的空間而影響建築使用之動線與視覺/景觀，一般而言較適用於廠房結構，對於住宅建築仍有相容性的問題。 2.可靠度(Realiability)問題：一棟建築物的使用年限至少長達五十年之久，如何確保隔震或制震消能系統在長期使用後，其材料或性能仍如設計之初，至為關鍵。舉例來說，基礎隔震系統存在著施工不確定性和材料不確定性之疑慮，施工不確定性之來源包括定位的精準度、施工程序等，材料不確定性來自長期的高壓載重及老化等因素。這些因素會不會影響隔震支承的完整性，恐怕不是吾人一廂情願就能高枕無憂的。長期的維護，無疑是住戶的沉重負擔；隔震支承的更新，更談何容易！再則，由於各組隔震支承所承擔的載重都不一樣，長時間之潛變將導致不規則沉陷，其對於隔震建築的耐震表現以及結構安全的影響，至今尚無相關之研究，目前只能針對現有之隔震建築進行長期觀察了。國內有關隔震建築之設計規範是依據內政部營建署公佈之「建築物耐震設計規範及解說」【1】第九章隔震建築物設計，其中 9.5 節有關隔震元件之 試驗方法係參考 AASHTO 橋梁支承之測試規範而來。惟橋梁支承的

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測試條件與實際狀況差別不大，因此其測試結果有足夠之代表性；建築結構比起橋梁要複雜得多，且建築隔震支承之行為無法完全於橋梁支承的測試方法中反映出來，過度簡化問題的結果，相對也增加了隔震建築的不確定性與風險。再者，「建築物耐震設計規範及解說」9.2 節之相關設計條文係假設隔震建築為剛體。但無論隔震效果多好，事實上建築物之上部結構都不可能為剛體，因此相關設計條文僅能作為初步分析之用，無法精確預測出隔震系統之受力情形，故即便照章完成設計，仍不能確保隔震支承符合實際需求。另一方面，用於消能減震之液流型阻尼器長期使用，存在油封老化漏油的疑慮，因此須長期之維護。此外，阻尼器安裝定位之精準度要求極高，土木工程因容許公差較大，阻尼器現場安裝之精度不易掌控，勢將損及消能減震之效果。此外，液流阻尼器之性能會受溫度影響，溫度升高時將降低流體或高分子化合物的黏滯性，進而降低其消能效果。 3.價格過高(Over-Pricing)問題：國內目前引進的制震消能系統普遍存在價格過高的問題，建商往往因成本考量僅選擇安裝在局部樓層，因而難以發揮減震效果。開發有效且具價格競爭力之消能器乃當務之急。有鑑於此，本研究遂提出新式之摩擦型阻尼器。摩擦阻尼器構造

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既有結構之耐震補強。摩擦阻尼器之出力大小取決於摩擦介面之正向力大小，故設計上易於調整。此外，摩擦阻尼器的性能不受溫度影響，且免維護，具長期使用之優勢。摩擦阻尼器的原理，係透過摩擦介面之摩擦力在相對滑移過程中做負功而消散地震能量。摩擦阻尼器最早是由 Pall【2~5】等人提出，利用 X 型斜撐與結構接合，如圖 1.1 所示；摩擦阻尼器亦可採對角或 V 字型斜撐與結構接合，如圖 1.2 所示。凡採用此種概念設計之摩擦

阻尼器，通稱為 Pall Friction Damper（PFD）。Soong, T. T. and Dargush

【6】提出 X 型摩擦阻尼斜撐之三線性力學模型，如圖 1.3 所示。該模型係依據 X 型摩擦阻尼斜撐試驗所得之遲滯迴圈特性所建立，該研究考慮之栓接型摩擦阻尼元件如圖 1.4 所示，他們考慮了不同的介面處理方式(噴砂、聚乙烯塗層、鍍鋅塗層、氧化鐵層)及摩擦材(來令片、鋼材)，其遲滯迴圈如圖 1.5 所示。試驗結果顯示，除煞車來令片和聚乙烯塗層之遲滯迴圈較符合庫侖機制外，以其餘方式處理之元件皆有性能衰減之虞，且其摩擦力皆很小，恐難以滿足工程實務應用之需求。

Wu【7】等人針對 Pall Friction Damper 進行改良設計，主要是以 T 型芯板取代(圖 1.6)十字型芯板，目的在簡化組裝工作。採用此一組裝方式時，須使用二片 T 型芯板平行對鎖方可得到與單片十字型板相

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同之出力。該研究於模擬分析時，考慮了結構框架與斜撐變形時之非線性行為，並利用有限元素軟體 ANSYS 進行分析比對。此外，其試驗結果顯示，摩擦阻尼器之出力與位移關係曲線(圖 1.7）呈現出力大小隨位移增大而改變之情況，摩擦力並非定值。因此嚴格來說，其力學行為並不能以庫侖摩擦機制來預測或近似。國外已有摩擦阻尼器之應用實例，如 Malhotra【8】等人針對加拿大渥太華之 St. Vincent Hospital(圖 1.8)安裝摩擦阻尼器之研究。該醫療大樓總共有五層，其中第五層為增建之樓層。由於動力分析結果顯示其不符合耐震設計法規之要求，因此安裝了 183 組摩擦阻尼器 (PFD)作為補強之用。每組 PFD 之出力為 30tf，ETABS 非線性歷時分析所得之遲滯迴圈如圖 1.9 所示。另由其地震能量輸入消散及(圖 1.10) 之累積結果亦充分顯示，摩擦阻尼器可有效消散地震能量。Chandra 【9】等人採用 PFD 作為印度南方一棟十八層樓之 La Gardenia Towers 公寓建築之防震設計(圖 1.11)，該案例共安裝 66 組 PFD，每組 PFD 之出力上限為 70 tf，其目的在減少混凝土結構之韌性需求，使結構能於地震下保持在彈性範圍，避免構件之破壞。根據其 ETABS 非線性動力歷時分析結果顯示，安裝摩擦阻尼器後，頂樓位移的折減率可達 63%以上，總計有 40%的地震輸入能量係由摩擦阻尼器所消散掉。Soli

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Center (ACC)之防震設計(圖 1.12)，目的在確保地震時相關醫療工作 (如手術)之順利進行。根據其非線性動力歷時分析結果顯示，該結構中配置之 22 組摩擦阻尼器(設計出力介於 45 tf 至 150 tf 之間)，可達成大地震時低樓層無破壞發生，且地震結束後亦無永久位移產生之功能設計目標。此外，歷時分析結果亦顯示，地震結束後摩擦阻尼器可順利歸位。由於習用摩擦阻尼器之摩擦係數均不大，若欲產生較大之摩擦力，需於摩擦介面施加極大的正向力。盧【11~12】研製軸向型摩擦阻尼器（圖 1.13），利用楔型機構放大摩擦介面之正向力，以提高摩擦力。該阻尼器內含一組楔型塊，可透過調整楔型塊兩側彈片之預壓力而改變阻尼器出力。此外，該研究考慮了黃銅、來令片及尼龍等摩擦介面材料，試驗結果顯示，利用楔型機構可將黃銅之等效摩擦係數 μ由 0.18 提升至 0.29；來令片由 0.08 提升至 0.15；尼龍則由 0.11 提升至 0.17。惟所有條件下，摩擦係數都未能超過 0.3。一般而言，習用之摩擦阻尼器摩擦材皆採用質地較堅硬的金屬，其表面摩擦係數很少超過 0.3。由於現行之摩擦阻尼器存在摩擦係數低、易磨耗、出力小、且力學行為不符合庫侖摩擦機制等問題，使得其應用發展受到相當之侷限；隨著材料工程領域之進展，目前已研發出質地較軟、摩擦係數較高之特殊合金，設計得當的話可使其摩擦係

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數μ≥1，故可大幅增加摩擦阻尼器之設計容量。該特殊合金因質地較軟，介面咬合較深，其消能機制乃藉由材料纖維降伏後之塑性流 (plastic flow)所產生，因此性能較為穩定而耐磨。本研究將以該特殊吸能合金鈑作為核心材料，研發壁式和斜撐式摩擦阻尼器，並進行一系列的元件測試及耐震性能測試。此外，本研究亦針對螺栓之扭力係數進行率定，以確實掌握扭力與正向力之轉換關係，作為推算特殊合金與鋼鈑介面摩擦係數之依據，以供未來實際應用之參考。本文主要針對摩擦型阻尼器進行元件測試及耐震性能測試，並建立摩擦阻尼結構之動力分析方法。第一章為研究背景說明，並針對摩擦阻尼器的發展概況進行回顧。第二章探討摩擦阻尼器的基本構造與原理，並透過扭力係數率定試驗，找出螺栓扭力與軸力間的關係，並配合元件測試結果，計算介面摩擦係數；本章進行之元件測試包含實尺寸摩擦制震壁與摩擦阻尼斜撐兩種，將探討不同擾動頻率、不同螺栓數量及螺栓扭力等對於摩擦阻尼器力學行為之影響，俾便作為未來實際應用之參考。第三章推導摩擦阻尼結構之運動方程式，並建立一套較精確的數值方法，以模擬摩擦阻尼器之力學行為。本研究將採用 Wang 等人【13~15】提出之「剪力平衡」(Shear Balance Procedure，SBP)概

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性。第四章為摩擦阻尼器之耐震性能測試，將摩擦阻尼斜撐安裝於一座五層樓鋼結構模型上，並調整不同震波和 PGA 值，探討摩擦阻尼斜撐對整體結構之模態阻尼比、頻率及各樓層動態反應之影響，最後並與 ETABS 結構分析結果進行比較。第五章為結論與建議。

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圖 1.1 Pall 摩擦阻尼器【2】

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圖 1.3 X 型摩擦阻尼器模擬遲滯迴圈圖【6】

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圖 1.7 改良式 Pall 摩擦阻尼器之測試構架及試驗結果【7】

圖 1.8 St. Vincent Hospital 平面圖【8】

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圖 1.10 地震能量輸入與消散之歷時圖【8】

圖 1.11 La gardenia Towers 公寓建築與摩擦阻尼器配置【9】

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第二章摩擦阻尼器之率定與元件測試

2.1 摩擦阻尼器之構造及原理

摩擦阻尼器乃一種被動式建築消能裝置，藉由摩擦介面之摩擦力與相對滑移所做負功，而消耗地震能量。摩擦阻尼器可歸類為「位移型消能元件」，因其消能之多寡與摩擦介面間之相對位移成正比，性能與運動速度及溫度無關。摩擦阻尼元件之遲滯迴圈近似矩形，其力學行為一般以庫侖摩擦機制來描述。摩擦阻尼器之構造相當簡單，主要為一鋼製蕊鈑(內鋼蕊鈑)，兩側以特殊合金鈑內夾，並以鋼鈑外覆而組成之三明治結構，如圖 2.1 所示。特殊合金鈑及外覆鋼鈑上之相同位置皆開鑿螺栓孔，並以螺栓貫穿對鎖，施加適當扭力於螺栓以產生所需之正向力；蕊鈑(內鋼蕊鈑)上則開設長槽孔，提供摩擦阻尼器受水平力時產生相對滑動之空間，槽孔長度乃根據阻尼器之設計位移量而定。簡言之，摩擦阻尼器係以蕊鈑及外覆鋼鈑將特殊合金鈑以三明治之型式包夾組合，並以螺栓貫穿外覆鋼鈑、特殊合金鈑及鋼蕊層後對鎖，而完成阻尼器本體之組裝。鋼蕊層與特殊合金鈑之接觸面形成滑動摩擦介面，當阻尼器受力產生相對滑動時，摩擦力於相對滑動過程中做負功而消散地震能量，進而降低結構振動反應。摩擦阻尼器之受力示意圖如圖 2.2 所示。

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摩擦阻尼器之成功關鍵，在於介面摩擦係數之掌握，以及對鎖螺栓正向力之控制。本研究採用 A325 高強度螺栓，可利用扭力扳手適當控制螺栓之扭力，以達到所需之正向力。為了解螺栓施加之扭力（T）與對應螺栓內軸力（P）之轉換關係，即扭力係數，乃設計一測試機構進行扭力與軸力關係之率定試驗，俾作為後續計算介面摩擦係數之基礎。有關螺拴扭力係數之率定，將於下節中說明。

2.2 扭力係數之率定

如前所述，摩擦阻尼器成功關鍵之ㄧ在於精確控制施予摩擦介面之正向力。透過螺栓扭力係數之率定，可由其施加之扭力推算摩擦阻尼器所受之正向力，並供吾人由元件測試得到之出力計算摩擦係數。根據「鋼結構設計-極限設計法與容許應力法」【16】，控制高強度螺栓施加拉力之常見方法包括：(1)扭力控制法，(2)旋轉螺帽法，(3) 直接張力控制法及(4)螺栓斷尾法。 (1)扭力控制法: 利用人工扳手或電動扳手鎖緊螺栓時，以扭力扳手檢驗扭力值，扭力扳手須先以張力計校正，以確定其扭力係數值。 (2)螺帽旋轉法: 螺帽旋轉法為控制高強度螺栓張力最廣為使用的方法，乃依

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據螺帽旋轉時螺栓因承受軸力而伸長之原理，由螺栓直徑、長度及伸長量計算其所受之張力。螺栓之旋轉角與伸長量成正比。 (3)直接張力法儘管螺帽旋轉法被廣泛使用，事實上，由旋轉螺帽之角度來推算螺桿伸長量及其引致之軸力並不夠精確。直接張力量測提供了最直接的檢測方法，採用之特殊墊片如圖 2.3 所示，墊片上有預設之突出部，當螺栓鎖緊時此墊片因承受壓力而逐漸被壓平，其壓縮量與螺栓軸力有關，當施加扭力於螺帽上時造成特殊墊片上之矩形突起物下壓，並量測其壓縮後螺帽和突起物是否仍有間隙，即可判斷是否已達所需之預力。 (4) 螺栓斷尾法為因應高強度螺栓鎖緊之要求，目前最廣為使用的是扭力控制斷尾螺栓，此種螺栓在其尾部有一凹槽設計，當扭力所造成螺栓內之軸力達到預設之拉力時，其尾端將被扭斷，螺栓安裝作業即告完成，相當方便。由於螺帽旋轉法僅可得到粗估之螺栓軸力，不夠精準；直接張力控制法和螺栓斷尾法無法調整出力或重複使用，不符需求，故本研究乃採「扭力控制法」，首先設計一類似張力計之測試機構，利用扭力

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扭力係數。

2.2.1 扭力係數

依據內政部營建署公佈之「鋼構造建築物鋼結構施工規範」【17】，高強度螺栓之扭力係數（K）建議公式為： DP T 1000 K= (2.1) 其中， K為扭力係數; T為扭力（kgf-m）; D為螺栓之標稱直徑（mm）; P為螺栓張力（kgf）。扭力係數值(K)與螺栓/螺帽接觸表面性質有關，規範之建議值整理如表 2.1 所示。以螺栓與螺帽接觸面無潤滑處理者為例，扭力參考建議值為 0.15~0.19，標準偏差為 0.013 以下。規範中並未說明扭力係數是否與螺栓尺寸有關，本研究將針對不同直徑的螺栓進行扭力係數之率定測試，以建立對應的扭力係數，作為將來摩擦阻尼器之設計依據。

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2.2.2 扭力率定機構之設計

螺栓扭力率定測試機構如圖 2.6 所示。該率定機構係以兩塊厚 30mm 之鋼鈑扣住二荷重元（Load Cell；±2 tf ）如圖 2.7 所示，並以一組 A325 高強度螺栓（牙條）貫穿上、下鋼鈑及 H 型鋼基座（固定於強力地板），再以扭力扳手控制所需之扭力。為避免螺栓施加扭力時，荷重元與上、下鋼鈑產生滑動及扭轉，乃利用 M16 牙條將二荷重元固定於下鋼鈑與 H 型鋼基座上，並於上鋼鈑兩側開挖兩圓形凹槽以圍束住 Load Cell。圖 2.8 為組裝完成之率定試驗裝置，進行試驗時僅需以扭力扳手施加扭力於螺栓上達目標值，並由荷重元讀取張力值，由公式(2.1)轉換計算即可得到對應之扭力係數(K)值。

2.2.3 率定結果討論

本系列試驗針對 M10、M20、M22 及 M24 等 4 種不同直徑之 A325 高強度螺栓進行扭力率定試驗，因對應於不同螺栓直徑須使用不同之套筒施加扭力，M10 螺栓係採用如圖 2.4 所示之小型扭力扳手(扭力範圍為 1 ~ 3 N-m)，其餘尺寸之螺栓均使用較大型之扭力扳手(扭力範圍為 80 ~ 560 N-m)如圖 2.5 所示。針對 M20、M22、M24 三種螺栓之率定試驗，將考慮施加 80N-m、95 N-m、110 N-m 等不同程度之扭力；

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力，每一試驗組合均重複進行七次測試。 M20、M22、M24 三種螺栓率定試驗結果如表 2.3 所示；M10 螺栓率定試驗結果如表 2.4 所示。由 M10、M20、M22、M24 螺栓率定試驗所得之扭力係數平均值分別為K₁₀ =0.26、K₂₀ =0.26、K₂₂ =0.25 及K₂₄ =0.25，顯示扭力係數與螺栓直徑無關；此外，四種螺栓率定試驗之統計分析結果顯示，M10、M20、M22 及 M24 螺栓扭力係數之標準差分別為σ =₁₀ 0.0002 、σ =₂₀ 0.0002 、

σ =

₂₂

0.0001

及 24

0.0001

σ =

，變異性都相當小。综合扭力係數率定試驗結果發現，不同螺栓直徑所對應之扭力係數都介於 0.25~0.26 之間，惟此係數值明顯大於「鋼構造建築物鋼結構施工規範」所建議之扭力係數(K)值(0.15~0.19)。由於「鋼構造建築物鋼結構施工規範」並未載明扭力係數的率定試驗方法、扭力加載型式及螺栓型號等資料，故無從比較。該施工規範規定同一批製造批號之螺栓最少取5支進行測試，求其平均值以為施工之依據，亦即應以實際測試之扭力係數值為準。本研究後續摩擦阻尼斜撐及摩擦制震壁之元件測試結果，將以本系列率定試驗所得之扭力與正向力轉換關係進行計算。

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2.3 摩擦阻尼器之元件測試

本節將針對不同型式之摩擦型阻尼器進行元件測試，其中包含斜撐式和壁式兩種型式。元件測試的目的，在於找出摩擦阻尼器設計之影響參數。本系列試驗係於國立交通大學大型結構實驗室進行，以油壓致動器作為測試機構之驅動源。

2.3.1 摩擦阻尼斜撐

阻尼器可透過對角斜撐、X 型斜撐、V 字型斜撐、倒V字型斜撐或壁式等不同型式與結構結合，其中以對角斜撐最為簡便。因此，本研究首先以特殊合金為核心材，發展摩擦阻尼斜撐，並進行一系列之元件測試，探討不同頻率、振幅、正向力及螺栓墊圈組合對其遲滯消能行為之影響。

2.3.1.1 摩擦阻尼斜撐之細部設計

本研究所提出的摩擦阻尼斜撐之細部設計如圖2.9 所示，其構造主要包含: 上、下兩段 H型鋼、二片外覆鋼鈑及特殊合金夾層。其中，上半段H 型鋼尺寸為200×200×8×12，於腹鈑開孔以固定合金夾層及外覆鋼鈑，其細部設計如圖 2.10 所示；下半段 H 型鋼尺寸亦為 12 8 200 200× × × ，於其腹鈑開設長槽孔，以提供摩擦阻尼斜撐上、下

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分別與上、下段 H型鋼以 A325 M22 螺栓連接，下半段H 型鋼腹鈑與合金夾層間則為滑動摩擦介面，細部設計如圖 2.12 所示。當摩擦阻尼斜撐受力產生相對滑動時，上半段 H 型鋼會帶動合金夾層與外覆鋼鈑一起運動，此時合金夾層與下半段 H 型鋼腹鈑間之摩擦介面將產生相對滑動，發揮消散地震能量之作用。

2.3.1.2 測試構架與試驗規劃

 測試構架 摩擦阻尼斜撐的上端H型鋼安裝於門型測試構架上，與100tf 油壓致動器連接，試驗時以油壓致動器驅動摩擦阻尼斜撐產生上下之往復運動。摩擦阻尼斜撐下半段H 型鋼則以8根 M38螺栓與構架之基座連結，基座四個角落則以預力鋼棒固定於強力地板上。待上、下端 H型鋼固定後，則以外覆鋼鈑將特殊合金鈑包夾於其腹鈑兩側後以螺栓鎖緊，完成組裝。圖 2.13 為摩擦阻尼斜撐元件測試構架組裝完成之照片。  試驗規劃 本節主要探討不同之螺栓墊圈對摩擦阻尼斜撐遲滯行為之影響。本研究考慮四種不同之螺栓墊圈如圖2.14所示，其中Type A ~

Type C 為鋼材墊圈，Type D 為橡膠墊圈，試驗將以兩組A325 M22

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法以 M22 之螺栓對鎖，為維持試驗條件之一致性，故前述每種墊圈皆以方型鈑襯墊以利螺栓之固定(圖 2.15)，並依照式(2.1)計算出之正向力與扭力轉換關係，估算每組螺栓對摩擦阻尼斜撐施加之正向力為 7.45tf，總計正向力為14.90tf。摩擦阻尼斜撐之元件測試係規劃以位移控制之簡諧波作為輸入指令，摩擦阻尼斜撐之反力及其軸向位移均由致動器內建之荷重元及位移計直接量測，由出力與位移之關係了解摩擦阻尼斜撐之力學特性。測試時考慮不同之測試頻率及位移振幅，包括 0.1Hz及0.3Hz兩種不同測試頻率，每一測試頻率均包含 5mm、10mm 及 20mm 等三種不同的振幅，每一組合各進行30次循環測試。

2.3.1.3 結果與討論

摩擦阻尼斜撐於簡諧波測試頻率 0.1Hz 下，不同振幅(5mm， 10mm，20mm)，不同墊圈種類(Type A~Type D)下之遲滯迴圏如圖 2.16(a)~2.19(a)所示。試驗結果顯示，摩擦阻尼斜撐之最大摩擦力趨於定值，且和擾動振幅無關，遲滯迴圏十分穩定飽滿，力學行為符合庫侖摩擦機制。以使用Type A 型墊圈之測試結果為例，於不同擾動振幅 5mm，10mm，20mm下測得之摩擦力分別為 15.44tf、16.10tf、 16.56tf，平均值為 16tf，相當於特殊合金鈑與鋼材之介面摩擦係數（單

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栓墊圈所得之遲滯迴圈。試驗結果顯示，其遲滯迴圈亦十分飽滿而穩定，且在不同擾動頻率下，其摩擦力亦趨於定值。以Type C 墊圈測試結果為例，在測試頻率 0.1Hz時，平均出力約為15.30tf，當測試頻率到達0.3Hz時，平均出力為 15.32tf，相當於特殊合金鈑與鋼材之介面摩擦係數（單一摩擦介面）約 0.52，相關之試驗結果整理於表 2.4。表2.4之結果顯示，使用 Type D型(橡膠)墊圈時，其摩擦力皆較使用其它墊圈來得小，在不同擾動振幅下平均出力約為 6.37tf，且經計算其介面摩擦係數（單一摩擦介面）只有 0.21，可能原因為該類墊圈乃橡膠材質，往復載重過程因摩擦介面會產生高溫，造成橡膠墊圈溶化，造成摩擦介面之正向力損失，故其摩擦力較小。除了Type D的橡膠墊圈外，採用其餘墊圈所得之阻尼器出力皆很穩定，摩擦介面之摩擦係數均維持在0.51~0.54 之間，幾無差異。因此，往後摩擦阻尼器試驗皆採用市面上最普遍的Type C 墊圈。使用Type C 墊圈下，在不同測試頻率及擾動振幅下所得之摩擦係數變化曲線如圖 2.20 所示。其結果顯示，在不同擾動頻率下，摩擦阻尼斜撐之摩擦係數變化不大，表示其力學特性與擾動頻率（速度）無關。先前因Type B 墊圈須以方型鈑襯墊固定螺栓，所有之測試一律以方型鈑襯墊以求一致性。事實上，Type C墊圈無須襯墊方形鈑即可固定螺栓，因此本研究亦針對不加方形襯墊之情形進行測試。圖2.21

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為使用Type C 墊圈且移除外部襯墊後之測試結果，遲滯迴圈顯示其出力較先前更大，且乃符合庫侖機制。以擾動頻率為0.3Hz之測試結果為例，在不同擾動振幅下，其平均出力為25.39tf，相當於介面摩擦係數（單一摩擦介面）0.86，測試結果歸納於表 2.5。移除方型襯墊後摩擦力更大的原因，可能為螺栓與墊片之接觸面更為緊實，施加之有效正向力更大，故摩擦阻尼器之出力也更大。綜合本節摩擦阻尼斜撐之元件測試結果，歸納結論如下： 1. 以特殊合金材料為摩擦材之摩擦阻尼斜撐，具有相當穩定的遲滯消能特性，其力學行為符合庫侖摩擦機制，且與擾動頻率無關，呈現「位移型消能器」之特徵。 2. 本系列測試嘗試使用不同之螺栓墊圈，其結果顯示使用一般之螺栓的鋼製墊圈即可發揮所需功用。 3. 在摩擦阻尼斜撐測試中，特殊合金與鋼材對磨之摩擦係數最大為0.86，遠高於習用摩擦阻尼器之摩擦係（μ≤0.3）。此材料之特性可大幅增加摩擦阻尼器之設計容量，提升減震效益與經濟性。

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2.3.2 壁式摩擦阻尼器

斜撐式阻尼器的配置方式須佔用到較大的建築空間，因而會影響建築之動線與視覺/景觀，一般而言較適用於廠房結構。相較於斜撐，壁式制震系統因壁體單薄，其寬度不須佔用整個跨徑，且可隱藏於隔間牆內，因此與住宅建築之相容性較佳，目前多數住宅建案均採用壁式防震系統。有鑑於此，本研究乃以特殊合金為核心設計成摩擦制震壁，並進行一系列的元件測試，探討不同螺栓配置、以及開槽方式之摩擦制震壁於往復載重下的遲滯消能行為，並由測試結果估算摩擦係數，以供往後工程實務設計之參考。

2.3.2.1 壁式摩擦阻尼器細部設計

本節之摩擦制震壁，根據鋼蕊鈑之開槽方式不同，分成雙槽孔模式及分散式多槽孔模式。雙槽孔開槽模式之其細部設計如圖 2.22 所示，其主要構造包含:上、下 L 型夾鈑，鋼蕊鈑、特殊合金鈑、外覆鋼鈑及轉接鈑等構件。其中，上夾鈑為兩片 19mm 厚鋼鈑焊成之 L 型角鋼，並於角鋼兩側開鑿螺栓孔，一側螺孔用於與測試機構之可動鋼梁（模擬位於樓層間，天花板之橫梁）連接，另一側螺孔則用以固接轉接鈑，其細部設計如圖 2.23 所示。制震壁上半段之轉接鈑，除於鈑上開螺孔外，其鈑厚須與下半段之鋼蕊層一樣，俾使合金夾層與

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外覆鋼鈑能夠緊密貼合於摩擦制震壁上下兩端，其細部設計如圖 2.24 所示。下半段之下夾鈑設計概念與上夾鈑相同，均以鋼鈑焊接成L型角鋼，並開設螺孔，平面側之螺孔作為與測試機構之基座連結之用（模擬樓板），立面側之螺孔則用以固接鋼蕊鈑，其細部設計如圖 2.25所示。下半段之鋼蕊鈑則開設雙長槽孔，以提供摩擦制震壁上、下半段間之相對滑動空間，其細部設計如圖2.26所示。合金夾層及外覆鋼鈑則分別與上端之轉接鈑與下端之鋼蕊層連接，鋼蕊層與合金夾層間則為滑動摩擦介面，其細部設計如圖 2.27 所示。當摩擦制震壁受力產生相對滑動時，上半段之轉接鈑會帶動合金夾層與外覆鋼鈑一起運動，合金夾層與鋼蕊層之摩擦介面在相對滑動過程中可產生消能作用。另為探討開槽方式對摩擦阻尼器遲滯消能行為的影響，本研究也考慮將鋼蕊層開槽方式採分散式多槽孔的方式設計(圖2.28)，其基本構造和前述雙槽孔摩擦阻尼器類似，包含: 上、下L型夾鈑、中心鋼蕊鈑、特殊合金鈑、外覆鋼鈑及轉接鈑等構件。其中上、下 L型夾鈑和轉接鈑沿用雙槽孔模式之制震壁，惟鋼蕊鈑之開槽方式改為分散式多槽孔，每一處開槽長度均容許阻尼器有±40mm最大滑動範圍，其

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鈑與下端之鋼蕊層連接，其細部設計如圖 2.30 所示。

2.3.2.2 試驗機構與試驗規劃

 試驗機構之組裝 將上、下夾鈑分別安裝於試驗構架之上、下 H 型鋼梁中，測試構架之可動鋼梁和 200tf 致動器連結，藉由油壓致動器驅動摩擦制震壁產生往復運動；測試構架之下部 H 型鋼與強力地板連接，並以 8 根預力鋼棒固定之，組裝完成照片如圖 2.31。  試驗規劃 由 2.3.1.3 節摩擦阻尼斜撐之試驗結果顯示，加載速率和螺栓墊圈之型式對摩擦係數影響不大，故本系列摩擦制震壁之元件主要探討在(擬)靜態載重下之往復試驗，並採用 Type C 型螺栓墊圈。元件測試之加載係採位移控制，加載波形為三角波，測試速率則為 0.6mm/sec，每個測試振幅均連續進行五個循環，圖 2.32 為致動器之連續加載歷時圖。資料擷取系統之取樣週期設定為 0.2sec。本系列試驗之目的如下：(1)不同螺栓排列方式之影響；(2)不同開槽方式對制震壁力學行為之影響。 (1)不同螺栓排列方式之影響如圖 2.21 所示，雙槽孔開槽方式之摩擦制震壁總共設置 8 個螺

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栓孔位，試驗時考慮兩種螺栓排列方式，包括使用中間 4 個螺栓孔(如圖 2.33)所示，以及上下交錯排列方式(如圖 2.34 所示)。此外，分別考慮施加 320N-m、440N-m、560N-m 等 3 種扭力進行測試，相當於施加 23.72tf、32.60tf 及 41.48tf 之正向力，並以 10mm、20mm、30mm 和 40mm 等 4 種振幅進行測試，比較各種組合之遲滯迴圈。 (2)不同開槽設計之影響不同型式之開槽設計，其測試構架如圖 2.35 所示，目的為比較雙槽螺栓上下交錯模式和分散式開槽模式之力學行為差異。為使施加總之正向力一致，試驗將前述雙槽孔 4 根螺栓之「總螺栓扭力」平均分配給 5 組螺栓，亦即每組螺栓分別施加 264N-m、352N-m 及 448N-m 之扭力進行測試，換算其總正向力分別為 23.72tf、32.60tf 及 41.48tf。最後，亦以每組螺栓 560N-m 之扭力進行測試，盼能掌握阻尼器之最大可能出力。

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2.3.2.3 試驗結果與分析

2.3.2.3.1 螺栓排列方式之影響

分別在摩擦制震壁之摩擦介面上施加 23.72tf、32.60tf 及 41.48tf 正向力進行測試，在雙槽開孔模式下，探討螺栓排列方式對其力學行為的影響。圖 2.36~2.38 為雙槽螺栓開孔，採 4 根 A325 M22 螺栓集中於雙槽孔之中心。結果顯示，三組試驗所得之遲滯迴圈均相當飽滿，惟迴圈右下角與左上角局部有區域縮減之現象，此乃因測試機構之上部可動 H 型鋼於測試過程中產生轉動所致。此外，為計算制震壁之摩擦力，乃將不同擾動振幅下，取每一遲滯迴圈之水平段出力作為對應於該振幅之平均摩擦力，並將上述每一振幅所得之摩擦力平均值作為摩擦阻尼器之出力，據以計算其摩擦係數，結果歸納於表 2.6。結果顯示，不同正向力下(23.72tf、32.60tf 及 41.48tf)所對應之摩擦出力分別為 38.50tf、45.70tf 及 48.73tf，摩擦力隨著正向力加大而增加；其對應之摩擦係數(單一摩擦介面)則分別為 0.81、0.70 及 0.58，顯示摩擦係數有隨壓力（應力）之增加而減少的現象。依摩擦墊片之有效接觸面積 1151 2 cm 計算（圖 2.39）三組不同正向力所對應之介面壓應力分別為 2 kgf/cm 61 . 20 、 28.32kgf/cm2 及 2 m 36.03kgf/c ，摩擦係數與介面壓應力關係曲線如圖 2.40 所示。

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圖 2.41~2.43 為雙槽開孔模式下，螺栓採上下交錯排列方式所得之遲滯迴圈。結果顯示，三組試驗之遲滯迴圈於右下和左上角亦有縮減之現象，應為測試機構之可動鋼梁於測試過程中產生轉動所致。摩擦介面上施予之正向力分別為 23.72tf、32.60tf 及 41.48tf，對應之摩擦力分別為 41.79tf(增加 11%)、59.79tf(增加 30%)及 70tf(增加 44%)；其對應之摩擦係數(單一摩擦介面)則分別為 0.88、0.91 及 0.83，細節詳見表 2.7。摩擦係數與介面壓應力關係曲線如圖 2.44 所示，顯示摩擦係數隨著壓應力增加而降低。圖 2.45 為雙槽孔開槽模式試驗中，兩種螺栓排列方式和不同扭力所對應之摩擦力。其結果顯示，螺栓以交錯排列方式所得之摩擦力較大，其摩擦力增幅最少為 11%，主要原因應為其施力平均，整體接觸面較大所致。圖 2.46 和圖 2.47 分別為螺栓集中排列和上下交錯排列測試後之特殊合金介面咬合情形。結果顯示，螺栓採上下交錯排列方式於特殊合金上產生之磨痕範圍較廣，故產生之摩擦力較大，此一分散式螺栓排列方式，將有助於提升摩擦阻尼器之設計容量。

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2.3.2.3.2 不同開槽方式之影響

為討論鋼蕊上開槽方式對制震壁行為之影響，本研究亦考慮以分散式多槽孔模式進行測試。試驗時於摩擦介面之每組螺栓分別考慮施加 264N-m、352N-m、448N-m 和 560N-m 之扭力，即相當於施加 23.72tf、32.60tf、41.48tf 及 51.90tf 之正向力。圖 2.48~2.51 為分散式多槽孔模式試驗所得之遲滯迴圈。4 組元件測試結果顯示，其迴圈之右下及左上角皆有明顯的缺口，原因除測試機構之可動鋼梁於測試過程中產生轉動外，試驗過程中亦發現構件間彼此有相對滑動之現象，因而造成遲滯迴圈不飽滿的情況發生。此外，本試驗於每一試驗後皆更換新的特殊合金鈑，惟小擾動振幅(10mm)時，因特殊合金咬合較淺，故摩擦力較小。為避免影響平均出力計算，故捨棄 10mm 振幅之結果，詳細數據整理於表 2.7。試驗結果顯示，於摩擦介面給定不同正向力(23.72tf、32.60tf、41.48tf 及 51.90tf)，其摩擦力分別為 51.41tf、 77.03tf、84.821tf 及 92.63tf，對應之摩擦係數(單一摩擦介面)分別為 1.08、1.18、1.01 和 0.89。摩擦墊片（圖 2.52）之有效接觸面積為 1312cm2，不同正向力所對應之介面壓應力分別為 2 kgf/cm 07 . 18 、 2 kgf/cm 84 . 24 及31.62kgf/cm2及39.56kgf/cm2，摩擦係數與應力關係曲線如圖 2.53 所示。

(49)

比較分散式多槽孔模式和雙槽開孔螺栓上下交錯配置，出力大小以分散式多槽孔較為優越，在正向力同為 23.72tf、32.60tf 及 41.48tf 下，分散式多槽開孔摩擦力增加為 51.41tf(增加 23%)、77.03tf(增加 22%)、84.82tf(增加 21%)。觀察其摩擦咬合痕跡(圖 2.54)皆集中在螺栓孔附近，顯示分散式開槽方式之咬合較為均勻。以摩擦介面總正向力為 23.72tf 為例，兩種開槽方式遲滯消能迴圈之比較如圖 2.55 所示。結果顯示，分散式多槽開孔之摩擦力較大且遲滯迴圈較為飽滿，顯示分散式多槽孔設計之壁式摩擦阻尼器可產生較大之設計容量。綜合本節摩擦制震壁之元件測試結果，歸納以下之結論： 1. 摩擦制震壁之摩擦係數隨著螺栓所施加扭力（正向力）增大而略有降低之勢，且亦隨測試振幅之加大而下降。惟無論如何，在本節所有測試結果中，其摩擦係均大於 0.58，仍高於習用之摩擦阻尼器。此高摩擦特性將有助於增加摩擦阻尼器之設計容量，更具經濟效益。 2. 由上述一系列壁式摩擦阻尼器測試結果發現，於同一測試條件下 (螺栓排列方式、開槽方式)，隨著摩擦介面上軸力(應力)的增加，摩擦係數有遞減之現象，類似於 Constantinou 等人【18】有關 FPS

(50)

象。

3. 由元件測試結果顯示，摩擦制震壁之遲滯消能迴圈雖於測試時有缺角產生，乃測試構架產生旋轉所致。

4. 摩擦制震壁試驗結果發現，分散式多槽開孔模式之摩擦力較大，相較於雙槽螺栓上下交錯排列摩擦力增幅為 21%左右。

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表 2.1 扭力係數之建議參考值扭矩係數種類區分 A B 同一製造批次之扭矩係數平均值 0.11~0.15 0.15~0.19 扭矩係數標準偏差 0.010 以下 0.013 以下 ※上述 A 類係指螺栓與螺帽接觸面經潤滑處理，B，類係指螺栓與螺帽接觸面無潤滑處理。

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表 2.2 M20、M22、M24 螺栓扭力係數率定結果 M20 螺栓 M22 螺栓 M24 螺栓 T=80N-m test P (tf) K20 P (tf) K22 P (tf) K24 No.1 1.52 0.268 1.30 0.285 1.27 0.266 No.2 1.69 0.241 1.40 0.265 1.35 0.250 No.3 1.65 0.247 1.46 0.253 1.38 0.245 No.4 1.41 0.289 1.43 0.259 1.38 0.246 No.5 1.52 0.268 1.40 0.265 1.33 0.256 No.6 1.53 0.266 1.45 0.254 1.11 0.255 No.7 1.51 0.269 1.43 0.258 1.35 0.251 T=95N-m test P (tf) K20 P (tf) K22 P (tf) K24 No.1 1.71 0.278 1.74 0.258 1.49 0.271 No.2 1.71 0.247 1.96 0.258 1.69 0.239 No.3 1.76 0.248 1.95 0.249 1.6 0.252 No.4 1.66 0.256 1.89 0.265 1.6 0.253 No.5 1.79 0.278 1.74 0.246 1.64 0.246 No.6 1.68 0.259 1.87 0.262 1.68 0.241 No.7 1.82 0.276 1.75 0.242 1.51 0.268 T=110N-m test P (tf) K20 P (tf) K22 P (tf) K24 No.1 2.13 0.263 2.02 0.255 1.89 0.247 No.2 2.17 0.258 2.09 0.244 1.92 0.244 No.3 2.19 0.256 2.04 0.250 1.87 0.248 No.4 2.13 0.264 2.16 0.236 2.01 0.232 No.5 2.16 0.260 1.93 0.264 1.76 0.265 No.6 2.12 0.264 2.16 0.237 1.97 0.237 No.7 2.23 0.252 1.83 0.279 1.85 0.252 平均值 0.26 0.25 0.25 標準差 0.0002 0.0001 0.0001

(53)

表 2.3 M10 螺栓扭力係數率定結果 M10 螺栓

T=1N-m T=2N-m T=3N-m

test P (kgf) K10 test P (kgf) K10 test P (kgf) K10

No.1 39.5 0.253 No.1 84.7 0.236 No.1 121.5 0.247

No.2 37.3 0.268 No.2 74.2 0.27 No.2 111 0.27

No.3 39.5 0.253 No.3 77.5 0.258 No.3 121.6 0.247

No.4 37 0.27 No.4 86 0.233 No.4 112.7 0.266

No.5 37.8 0.265 No.5 83.5 0.24 No.5 119 0.252

No.6 33.5 0.299 No.6 79 0.253 No.6 110 0.273

No.7 37 0.27 No.7 78.4 0.255 No.7 117.5 0.255

平均值 0.26

標準差 0.0002

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表 2.4 摩擦阻尼斜撐之摩擦力與摩擦係數測試擾動正向力摩擦力頻率墊圈種類 _振幅 _{(tf) (tf)}摩擦係數 5 mm 14.9 15.44 0.52 10 mm 14.9 16.10 0.54 20 mm 14.9 16.56 0.56 0.1Hz 平均值 14.9 16.03 0.54 5 mm 14.9 16.24 0.54 10 mm 14.9 16.10 0.54 20 mm 14.9 16.30 0.55 0.3Hz Type A 平均值 14.9 16.21 0.54 5 mm 14.9 16.50 0.55 10 mm 14.9 15.90 0.53 20 mm 14.9 16.00 0.54 0.1Hz 平均值 14.9 16.10 0.54 5 mm 14.9 15.30 0.51 10 mm 14.9 15.20 0.51 20 mm 14.9 15.00 0.5 0.3Hz Type B 平均值 14.9 15.62 0.51 5 mm 14.9 15.34 0.51 10 mm 14.9 15.00 0.5 20 mm 14.9 15.47 0.52 0.1Hz 平均值 14.9 15.30 0.51 5 mm 14.9 15.64 0.52 10 mm 14.9 15.20 0.51 20 mm 14.9 16.00 0.54 0.3Hz Type C 平均值 14.9 15.32 0.52 5 mm 14.9 6.50 0.22 10 mm 14.9 6.30 0.21 20 mm 14.9 6.30 0.21 0.1Hz 平均值 14.9 6.37 0.21 5 mm 14.9 6.10 0.20 10 mm 14.9 5.93 0.20 20 mm 14.9 6.07 0.20 0.3Hz Type D 平均值 14.9 6.03 0.20

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表 2.5 摩擦阻尼斜撐之摩擦力與摩擦係數(移除方型襯墊鈑) 測試擾動正向力摩擦力頻率振幅 (tf) (tf) 摩擦係數 10 mm 14.9 25.5 0.86 20 mm 14.9 25.4 0.85 0.1Hz 平均值 14.9 25.45 0.85 10 mm 14.9 24.67 0.83 20 mm 14.9 26.1 0.88 0.3Hz 平均值 14.9 25.39 0.86 表 2.6 雙槽螺栓集中排列之摩擦力與摩擦係數(M22 螺栓，N=4) 擾動總正向力摩擦力扭力 T/根振幅 (tf) (tf) 摩擦係數 10 mm 23.72 37.36 0.78 20 mm 23.72 40.44 0.85 30 mm 23.72 38.79 0.82 40 mm 23.72 37.42 0.79 320N-m 平均值 23.72 38.50 0.81 10 mm 32.60 48.49 0.74 20 mm 32.60 45.05 0.69 30 mm 32.60 45.80 0.70 40 mm 32.60 43.50 0.67 440N-m 平均值 32.60 45.71 0.70 10 mm 41.80 52.99 0.63 20 mm 41.80 49.74 0.59 30 mm 41.80 47.83 0.57 40 mm 41.80 44.34 0.53 560N-m 平均值 41.80 48.73 0.58

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表 2.7 雙槽螺栓上下排列之摩擦力與摩擦係數(M22 螺栓，N=4) 擾動總正向力摩擦力扭力 T/根振幅 (tf) (tf) 摩擦係數 10 mm 23.72 40.24 0.85 20 mm 23.72 44.78 0.94 30 mm 23.72 43.41 0.91 40 mm 23.72 38.71 0.82 320N-m 平均值 23.72 41.79 0.88 10 mm 32.60 55.59 0.85 20 mm 32.60 63.86 0.98 30 mm 32.60 64.39 0.99 40 mm 32.60 55.33 0.85 440N-m 平均值 32.60 59.79 0.91 10 mm 41.80 60.00 0.71 20 mm 41.80 78.83 0.94 30 mm 41.80 77.34 0.93 40 mm 41.80 60.67 0.73 560N-m 平均值 41.80 70.00 0.83

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表 2.8 五槽開孔之摩擦力與摩擦係數(M22 螺栓，N=5) 擾動總正向力摩擦力扭力 T/根振幅 (tf) (tf) 摩擦係數 20 mm 23.72 56.18 1.18 30 mm 23.72 51.59 1.08 40 mm 23.72 46.47 0.98 256N-m 平均值 23.72 51.41 1.08 20 mm 32.60 76.25 1.17 30 mm 32.60 84.67 1.29 40 mm 32.60 70.19 1.08 352N-m 平均值 32.60 77.03 1.18 20 mm 41.80 82.66 0.99 30 mm 41.80 91.29 1.09 40 mm 41.80 80.51 0.96 448N-m 平均值 41.80 84.82 1.01 20 mm 51.90 90.46 0.87 30 mm 51.90 98.94 0.95 40 mm 51.90 88.50 0.85 560N-m 平均值 51.90 92.63 0.89

(58)

圖 2.1 摩擦阻尼器構造示意圖內鋼板開長槽孔特殊合金板開圓孔外鋼板開圓孔高強度螺栓施加正向力摩擦介面摩擦介面內鋼鈑外鋼鈑特殊合金鈑 f f 圖 2.2 摩擦阻尼器受力示意圖

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圖 2.3 用於螺栓直接張力量測之特殊墊片

圖 2.4 大型扭力扳手(扭力範圍:80~560 N-m)

(60)

圖 2.6 扭力率定試驗機構設計概念圖

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圖 2.8 扭力率定試驗組裝圖

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(63)

圖 2.11 摩擦阻尼斜撐下端細部設計圖（單位：mm）

(64)

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圖 2.14 各式墊圈圖示

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-20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf) (a) (b) Testing Frequency=0.1Hz Testing Frequency=0.3Hz displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf ) 圖 2.16 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type A 墊圈)

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-20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf) (a) (b) Testing Frequency=0.1Hz Testing Frequency=0.3Hz displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf ) 圖 2.17 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type B 墊圈)

(68)

-20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 -20 -10 0 10 20 displacement(mm) F ric tion F o rce (t f) (a) (b) Testing Frequency=0.1Hz Testing Frequency=0.3Hz displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf ) 圖 2.18 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type C 墊圈)

(69)

-20 -10 0 10 20 -8 -4 0 4 8 -20 -10 0 10 20 -8 -4 0 4 8 displacement(mm) F ric tion F o rce (t f) (a) (b) Testing Frequency=0.1Hz Testing Frequency=0.3Hz displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf ) 圖 2.19 摩擦阻尼斜撐之遲滯迴圈(Type D 墊圈)

(70)

0 5 10 15 20 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 frequency=0.1Hz frequency=0.3Hz F ri c ti on co ef fi ci e n t displacement(mm) 圖 2.20 不同擾動頻率下之摩擦係數比較

(71)

-20 -10 0 10 20 -40 -20 0 20 40 -20 -10 0 10 20 -40 -20 0 20 40 displacement(mm) Fr ic ti o n Fo rc e (tf) (a) (b) Testing Frequency=0.1Hz Testing Frequency=0.3Hz displacement(mm) F ric ti on F o rc e( tf ) 圖 2.21 摩擦阻尼斜撐遲滯迴圈(Type C 墊圈，未加方形襯墊)

(72)

圖 2.22 摩擦制震壁構造圖

(73)

圖 2.24 摩擦制震壁轉接鈑細部設計圖（單位：mm）

(74)

圖 2.27 特殊合金與外覆鋼鈑細部設計圖（單位：mm）

(75)

圖 2.29 分散式多槽孔鋼蕊鈑細部設計圖（單位：mm）

(76)

(77)

0 30 60 90 120 150 180 Time (min) -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 Dis p la c e me n t ( m m) 圖 2.32 致動器連續加載歷時圖 2.33 螺栓集中排列(雙槽孔模式)

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圖 2.34 螺栓上下交錯排列(雙槽孔模式)

(79)

-60 -40 -20 0 20 40 60 -60 -40 -20 0 20 40 60 displacement(mm) F ri c ti o n F o rce (t f) P=23.72tf average=38.5tf 圖 2.36 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=23.72tf，螺栓集中排列) -60 -40 -20 0 20 40 60 -60 -40 -20 0 20 40 60 displacement(mm) F ric tio n F o rce (t f) P=32.60tf average=45.7tf

(80)

-60 -40 -20 0 20 40 60 -60 -40 -20 0 20 40 60 displacement(mm) F ric tion F o rce (t f) P=41.48tf average=48.73tf 圖 2.38 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=41.48tf，螺栓集中排列) 圖 2.29 雙槽孔摩擦墊片有效接觸面積(斜線部分)（單位：mm）

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20 24 28 32 36 40 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 F ric tio n Co e ff ic ie n t Pressure(kgf/cm2) 圖 2.40 摩擦係數與應力關係曲線 -60 -40 -20 0 20 40 60 -60 -40 -20 0 20 40 60 F ric tion F o rce (t f) displacement(mm) P=23.72tf average=41.79tf

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-60 -40 -20 0 20 40 60 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 F ric tion F o rce (t f) displacement(mm) P=32.6tf average=59.78tf 圖 2.42 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=32.6tf，螺栓上下交錯排列) -60 -40 -20 0 20 40 60 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 Fr ic tion F orce( tf) displacement(mm) P=41.8tf average=70tf 圖 2.43 雙槽孔摩擦制震壁之遲滯迴圈(P=41.8tf，螺栓上下交錯排列)