國
立
交
通
大
學
土木工程學系碩士班
碩 士 論 文
高科技設備震害防制與無塵室樓版剛性補強研究
A Study on Earthquake Protection of Hi-tech Facilities and
Cleanroom Floor Rigidity Reinforcement
研究生：阮明坤
指導教授：王彥博 博士
廖偉信 博士
高科技設備震害防制與無塵室樓版剛性補強研究
A Study on Earthquake Protection of Hi-tech Facilities and
Cleanroom Floor Rigidity Reinforcement
研究生：阮明坤 Student：Ming-Kun Juan
指導教授：王彥博 博士 Advisor：Dr. Yen-Po Wang 廖偉信 博士 Dr.Wei-Hsin Liao
國立交通大學
土木工程學系碩士班
碩士論文
A Thesis
Submitted to Institute of Civil Engineering
College of Engineering
In Partial Fulfillment of the Requirements
For the Degree of
Master of Science
in
Civil Engineering
June 2005
Hsinchu, Taiwan, Republic of China
高科技設備震害防制與無塵室樓版剛性補強研究
研究生：阮明坤 指導教授：王彥博 博士 廖偉信 博士國立交通大學土木工程研究所
摘 要
本文主要的研究方向包含：(1)高科技設備之震害防制；(2)無塵室樓版之剛 補強。高科技設備之震害防制方面：針對衝擊敏感之設備機台不適用防震加固設 計之問題，考慮以設備之容許振動加速度為目標進行功能設計。摩擦單擺支承在 一般環境擾動力作用下不會產生滑動，因此不影響設備生產良率，故本研究採用 其進行設備隔震。文中利用改良式剪力平衡法解析隔震設備在基座傾斜下的動力 行為，數值模擬結果顯示，基座傾斜的隔震設備震後的殘留位移較大。此外，本 文發展出剪力平衡-速度迭代法解析隔震設備加裝非線性油壓阻尼器的動力行 為，數值模擬結果顯示，隔震設備加裝非線性油壓阻尼器在地震作用下，確能有 效降低隔震設備的受震反應。一系列的振動台試驗，則進一步確認隔震平台能降 低設備之地震反應。無塵室樓版補強方面：由於廠房擾動源甚多，且擾動函數及 位置很難清楚定義，因此無塵室樓版的微振動反應很難由數值模擬分析得到可靠 的預測，故精密設備常以樓版動態反應規格作為樓版微振動的設計要求。本研究 利用SAP2000 軟體模擬樓版動態反應，結果顯示，不同邊界條件、樓版厚度及 梁尺寸均會造成樓版的動態反應不同，其中以樓版厚度之影響最大。另外，針對 剛性不足的樓版，採用鋁桁架補強確實可提升樓版的剛性。 關鍵字：震害防制、隔震、振動台試驗、動態剛度、樓版補強A Study on Earthquake Protection of Hi-tech Facilities and
Cleanroom Floor Rigidity Reinforcement
Student：Ming-Kun Juan Advisor：Dr. Yen-Po Wang
Dr. Wei-Hsin Liao
Institute of Civil Engineering College of Engineering National Chiao Tung University
Abstract
The main contents of this study include: (1) earthquake protection of hi-tech facilities; (2) cleanroom floor rigidity reinforcement. In regard to earthquake protection of hi-tech facilities, this study considers a performance-based design approach for shock-sensitive facilities, for which seismic anchorage design is not adequate, using admissible acceleration as the design criteria. The Friction Pendulum System (FPS) is adopted for seismic isolation as it won’t be triggered by general environmental disturbances so that daily manufacturing process will not be affected. In this thesis, the dynamic behavior of isolated facilities on an inclined foundation is investigated. Simulation results show that residual displacement can be excessive under inclined conditions, and the test result is better predicted with modification of inclined condition in the analytical model. Moreover, a Shear Balance – Velocity Iterative Method is proposed for nonlinear dynamic analysis of
isolation platform with nonlinear viscous dampers. Simulation results indicate that additional dampers can further reduce seismic response of the isolation system. A series of shaking table tests has been conducted to confirm effectiveness of the isolation platform. While for cleanroom floor rigidity reinforcement, as the sources of disturbances is so diverse that they can not be precisely defined and located, the micro vibration responses of the floor can not be reliably predicted via numerical simulations, and therefore some experimentally obtained floor dynamic characteristics are often adopted as the design criteria for hi-tech facilities. This study extracts the dynamic characteristics of the floor based on numerical analysis by SAP2000. Results show that the boundary conditions, floor thickness and beam size affect the dynamic characteristics of the floor, among which the floor thickness is the most critical factor. Furthermore, it is verified that floor reinforced with aluminum space truss effectively enhances its dynamic stiffness.
Keywords：seismic hazard prevention, isolation, shaking table tests, dynamic stiffness, floor reinforcement
誌 謝
感謝吾師 王彥博教授兩年來的悉心指導，在交大進行研究的這段時 間，吾師一直灌輸學生求知的熱忱及思考的邏輯，讓學生不管在學業或待 人處事上都獲益匪淺。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，承蒙國立高雄第一科技大學 盧煉元教授、國家地震 中心 鍾立來教授、國立成功大學 徐德修教授、崑山科技大學 黃武龍教 授撥冗指正，並提供寶貴意見，使得論文疏漏之處得以獲得改進，特別在 此表示感激之意。 在交大的求學生活中，感謝 107A-5 研究室的學長廖偉信博士、李建 良博士、嘉賞學長、逸軒學長、鈺文學長、銘峰學長；畢業學長啟晉、峻 毅、學姊雅婷；同學連杰；學弟恩杰、科良、尚諺、學妹怡婷。在研究過 程上，因你們而成長精進；在日常生活中，因你們而多采多姿。 此外，特別感謝大學好友們在求學過程中的勉勵與幫忙，護持之恩不 敢稍忘。 最後，衷心感激多年來一直給予我支持的家人們，感謝你們無私的奉 獻、關懷、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。 謹以本文獻給所有關心我的人，謝謝你們。 謹誌於交大工程二館2005 年 6 月目 錄
摘 要 ...i Abstract... ii 誌 謝 ...iv 目 錄 ...v 表目錄...ix 圖目錄...xi 第一章 前 言 ... 1 1.1 研究動機與目的 ... 1 1.2 本文內容... 6 第二章 隔震設備之動力分析 ... 8 2.1 隔震設備之動力分析模型建立 ... 8 2.2 摩擦機制 ...10 2.3 數值方法解析... 11 2.3.1 狀態空間法 ... 11 2.3.2 剪力平衡法...14 2.4 隔震設備效益評估 ...16 2.4.1 輸入擾動震波...16 2.4.2 短週期結構之隔震設備效益評估 ...16 2.4.3 中等週期結構之隔震設備效益評估...18 2.5 參數研究 ...19 2.5.1 El Centro 地震 ...192.5.2 Chi-Chi 地震(TCU017)... 20 2.6 基座傾斜效應評估 ... 22 2.6.1 El Centro 地震 ... 22 2.6.2 Chi-Chi 地震(TCU017) ... 23 第三章 隔震平台加裝非線性油壓阻尼器之動力分析... 24 3.1. 隔震平台加裝非線性油壓阻尼器之動力分析模型 ... 24 3.2 阻尼器物理特性 ...25 3.3 數值方法解析... 26 3.3.1 狀態空間法 ... 26 3.3.2 剪力平衡-速度迭代法... 29 3.4 系統能量計算... 30 3.5 設備隔震加裝油壓阻尼器效益評估 ...31 3.5.1 短週期結構之設備隔震效益評估... 32 3.5.2 中等週期結構之設備隔震效益評估... 33 3.6 參數研究 ... 34 3.6.1 El Centro 地震 ...35 3.6.2 Chi-Chi 地震(TCU017) ... 36 第四章 振動台試驗... 38 4.1 前言 ... 38 4.2 試驗規劃 ... 38 4.2.1 地震模擬振動台... 38 4.2.2 控制器與資料擷取系統 ... 39 4.2.3 量測儀器... 39
4.2.4 隔震平台... 40 4.3 隔震平台性能測試 ... 40 4.3.1 測試計畫 ... 40 4.3.2 振動台測試結果評估 ...41 4.3.3 試驗結果與理論模擬 ... 43 4.3.4 試驗後隔震器外觀檢核 ... 43 4.4 加裝油壓緩衝器隔震性能評估 ... 44 4.4.1 測試計畫 ... 44 4.4.2 油歷緩衝器元件測試... 44 4.4.3 振動台測試結果評估...45 4.4.4 試驗後隔震器外觀檢核 ... 48 第五章無塵室樓版剛性補強之研究... 49 5.1 前言 ... 49 5.2 設備動態反應目標 ... 49 5.3 SAP2000 模型建立... 51 5.4 樓版分析結果... 51 5.5 參數分析 ...53 5.5.1 邊界絛件之影響 ...53 5.5.2 樓版厚度之影響...54 5.5.3 梁尺寸之影響 ...55 5.6 鋁桁架補強評估 ...55 5.6.1 全面補強 ...56 5.6.2 局部補強...57
第六章 結論與建議... 58 參考文獻...61
表目錄
表1.1 一般振動之特徵與對策... 66
表2.1 設備加速反應度峰值比較(El Centro，TS =0.3sec，W =3ton) ...67
表2.2 設備位移反應峰值比較 (El Centro，TS =0.3sec，W =3ton)... 68
表2.3 設備加速度反應峰值比較 (El Centro，TS =0.7sec，W =3ton)... 69
表2.4 設備位移反應峰值比較 (El Centro，TS =0.7sec，W =3ton)... 70
表2.5 設備加速度反應峰值比較 (TCU017，TS =0.3sec，W =3ton) ... 71
表2.6 設備位移反應峰值比較 (TCU017，TS =0.3sec，W =3ton) ...72
表2.7 設備加速度反應峰值比較(TCU017，TS =0.7sec，W =3ton) ...73
表2.8 設備位移反應峰值比較(TCU017，TS =0.7sec，W =3ton)...74
表 2.9 設備加速度反應峰值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ=0.1)...75
表 2.10 設備加速度反應峰值比較(TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ=0.1)...76
表3.1 設備加速度反應峰值比較表 (El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ...77
表 3.2 設備位移反應峰值比較表 (El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ...78
表3.3 設備加速度反應峰值比較表 (El Centro，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ...79
表 3.4 設備位移反應峰值比較表 (El Centro，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ... 80
表 3.5 設備加速度反應峰值比較表 (TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1) ...81
表 3.6 設備位移反應峰值比較表 (TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ... 82
表 3.7 設備加速度反應峰值比較表 (TCU017，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ... 83
表 3.8 設備位移反應峰值比較表 TCU017，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1) ... 84 表4.1 隔震設備反應比較(El Centro) ... 85 表4.2 隔震設備反應比較(Kobe)... 86 表4.3 隔震設備反應比較(TCU017)...87 表4.4 隔震支承摩擦係數及傾斜角理論模擬 ...87 表4.5 隔震設備加裝油壓緩衝器反應比較(El Centro) ... 88 表4.6 隔震設備加裝油壓緩衝器反應比較(Kobe) ... 89 表4.7 隔震設備加裝油壓緩衝器反應比較(TCU017)... 90 表5.1 衝擊載重試驗之頻域反應函數與其反函數 ...91 表5.2 不同邊界條件下之參數設定 ...91 表5.3 不同樓版厚度下之參數設定 ... 92 表5.4 不同梁尺寸下之參數設定 ... 92 表5.5 結構樓版採用全面鋁桁架補強下之參數設定 ... 93 表5.6 結構樓版採用局部鋁桁架補強下之參數設定 ... 93
圖目錄
圖1.1 線切割機台移位而發生碰撞 ... 94 圖1.2 長晶爐管傾覆破壞... 94 圖1.3 晶舟(bolt)與石英內管破裂... 94 圖1.4 機台腳柱彎曲破壞...95 圖1.5 鉛心橡膠支承之剪力遲滯迴圈 ...95 圖1.6 摩擦單擺支承之剪力遲滯迴圈...95 圖1.7 設備基座採固定方式之振動行為與後果 ... 96 圖1.8 設備基座採隔震方式之振動行為與效果... 96 圖1.9 CANON 微影設備動態剛度規格要求 ... 96 圖2.1 摩擦支承分析模型...97 圖2.2 摩擦單擺支承運動行為... 98 圖2.3 Mokha 模式中摩擦係數與滑動速度之關係 ... 98 圖2.4 庫侖模式中摩擦係數與滑動速度之關係 ... 99 圖2.5 剪力平衡法分析流程圖... 99 圖2.6 El Centro 震波加速度歷時(正規化至 1g) ... 100 圖2.7 TCU017 震波加速度歷時(正規化至 1g)... 100圖 2.8 結構樓板加速度歷時反應(El Centro，正規化至 1g；TS =0.3sec) ... 100 圖2.9 結構樓板加速度歷時反應(TCU017，正規化至 1g；TS =0.3sec) . 101 圖 2.10 結構樓板加速度歷時反應(El Centro，正規化至 1g；TS =0.7sec)
... 101 圖2.11 結構樓板加速度歷時反應(TCU017，正規化至 1g；TS =0.7sec) 101 圖 2.12 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (El Centro ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...102 圖 2.13 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (El Centro ， PFA=1.0g ，TS =0.3sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...102 圖 2.14 隔震平台位移歷時比較(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...103 圖 2.15 FPS 遲滯迴圈(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ...103 圖 2.16 隔震平台位移歷時比較(El Centro，PFA=1.0g，TS =0.3sec，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...104 圖 2.17 FPS 遲滯迴圈(El Centro，PFA=1.0g，TS =0.3sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ =0.1)...104 圖 2.18 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ， TS =0.3sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...105 圖2.19 設備加速度歷時比較(TCU017，PFA=1.0g，TS =0.3sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ...105 圖 2.20 隔 震 平 台 位 移 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...106 圖 2.21 隔 震 平 台 位 移 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=1.0g ，TS =0.3sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...106 圖 2.22 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ...107 圖 2.23 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=1.0g，T =0.3sec，T =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ...107 圖 2.24 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (El Centro ， PFA=0.5g ，TS =0.7sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ... 108 圖 2.25 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (El Centro ， PFA=1.0g ，TS =0.7sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ... 108 圖 2.26 隔震平台位移歷時比較(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.7sec，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...109 圖2.27 FPS 遲滯迴圈(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.7sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ...109 圖 2.28 隔震平台位移歷時比較(El Centro，PFA=1.0g，TS =0.7sec，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ... 110 圖 2.29 FPS 遲滯迴圈(El Centro，PFA=1.0g，TS =0.7sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ... 110 圖 2.30 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.7sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...111 圖 2.31 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=1.0g ， TS =0.7sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ...111 圖 2.32 隔 震 平 台 位 移 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.7sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ... 112 圖 2.33 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.7sec，TFPS =2sec，
W=3ton，µ=0.1) ... 112 圖 2.34 隔 震 平 台 位 移 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=1.0g ，TS =0.7sec ，
2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1) ... 113 圖 2.35 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=1.0g，TS =0.7sec，TFPS =2sec，
圖2.36 設備反應最大值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec) ... 114
圖2.37 設備反應最大值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =3sec) ... 114
圖2.38 設備反應最大值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =4sec)... 114
圖2.39 設備反應最大值比較(El Centro，TS =0.7sec，TFPS =2sec) ... 115
圖2.40 設備反應最大值比較(El Centro，TS =0.7sec，TFPS =3sec) ... 115
圖2.41 設備反應最大值比較(El Centro，TS =0.7sec，TFPS =4sec) ... 115
圖2.42 設備反應最大值比較(TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec) ... 116
圖2.43 設備反應最大值比較(TCU017，TS =0.3sec，TFPS =3sec)... 116
圖2.44 設備反應最大值比較(TCU017，TS =0.3sec，TFPS =4sec) ... 116
圖2.45 設備反應最大值比較(TCU017，TS =0.7sec，TFPS =2sec) ...117
圖2.46 設備反應最大值比較(TCU017，TS =0.7sec，TFPS =3sec)...117
圖2.47 設備反應最大值比較(TCU017，TS =0.7sec，TFPS =4sec)...117
圖 2.48 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (El Centro ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ =0.03) ... 118
圖 2.49 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (El Centro ， PFA=1.0g ，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ = −0.03) ... 118
圖 2.50 隔震平台位移歷時比較(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ =0.03) ... 119
圖 2.51 隔震平台位移歷時比較(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ = −0.03) ... 119
圖2.52 FPS 遲滯迴圈(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， W=3ton，µ=0.1，ψ =0.03)...120
圖2.53 FPS 遲滯迴圈(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， W=3ton，µ=0.1，ψ = −0.03)...120
圖 2.54 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec
FPS
T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ =0.03) ... 121
圖 2.55 設 備 加 速 度 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ = −0.03) ... 121
圖 2.56 隔 震 平 台 位 移 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ =0.03) ...122
圖 2.57 隔 震 平 台 位 移 歷 時 比 較 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W=3ton，µ=0.1，ψ = −0.03) ...122
圖 2.58 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， W=3ton，µ=0.1，ψ =0.03)...123
圖 2.59 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， W=3ton，µ=0.1，ψ = −0.03)...123
圖3.1 隔震平台加裝油壓阻尼器分析模型 ...124
圖3.2 阻尼力與速度之關係圖...124
圖3.3 剪力平衡-速度迭代法則解析流程圖...125
圖 3.4 設備加速度歷時反應比較(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec， 2sec FPS T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...126
圖 3.5 隔震平台位移歷時反應(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...126
圖 3.6 油 壓 阻 尼 器 遲 滯 迴 圈 (El Centro ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec FPS T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)... 127
圖 3.7 FPS 遲滯迴圈(El Centro，FPA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ... 127
圖 3.8 系統能量累積(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1，c =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...128
圖 3.9 設備加速度歷時反應比較(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec ， 2sec
FPS
T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...128
圖 3.10 隔 震 平 台 位 移 歷 時 反 應 (TCU017 ， PFA=0.5g ，TS =0.3sec ， 2sec
FPS
T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...129
圖3.11 油壓阻尼器遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...129
圖 3.12 FPS 遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...130
圖 3.13 系統能量累積(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.3sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...130
圖 3.14 設備加速度歷時反應比較(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.7sec， 2sec
FPS
T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)... 131
圖 3.15 隔震平台位移歷時反應(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.7sec， 2sec
FPS
T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)... 131
圖 3.16 油 壓 阻 尼 器 遲 滯 迴 圈 (El Centro ， PFA=0.5g ，TS =0.7sec ， 2sec
FPS
T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...132
圖3.17 FPS 遲滯迴圈 (El Centro，PFA=0.5g，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...132
圖 3.18 系統能量累積(El Centro，PFA=0.5g，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3 W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...133 圖 3.19 設備加速度歷時反應比較(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.7sec， 2sec FPS T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...133 圖 3.20 隔震平台位移歷時反應圖(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.7sec， 2sec FPS T = ，W =3ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5)...134
3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ...134
圖 3.22 隔震器遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ... 135
圖 3.23 系統能量累積(TCU017，PFA=0.5g，TS =0.7sec，TFPS =2sec， 3
W = ton，µ =0.1，cd =500 kgf /( / sec)m 0.5，α =0.5) ... 135
圖3.24 設備反應峰值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec，µ=0.1， 0.3
α = ，W =3ton) ...136
圖3.25 設備反應峰值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec，µ=0.1， 0.5
α = ，W =3ton) ... 137
圖3.26 設備反應峰值比較(El Centro，TS =0.3sec，TFPS =2sec，µ=0.1， 1
α = ，W =3ton) ...138
圖3.27 設備反應峰值比較(El Centro，TS =0.7sec，TFPS =2sec，µ=0.1， 0.3
α = ，W =3ton) ...139
圖3.28 設備反應峰值比較(El Centro，TS =0.7sec，TFPS =2sec，µ =0.1， 0.5
α = ，W =3ton) ...140
圖3.29 設備反應峰值比較(El Centro，TS =0.7sec，TFPS =2sec，µ=0.1， 1
α = ，W =3ton) ... 141
圖 3.30 設備反應峰值比較 (TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec，µ =0.1， 0.3
α = ，W =3ton) ...142
圖 3.31 設備反應峰值比較(TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec，µ =0.1， 0.5
α = ，W =3ton) ...143
圖3.32 設備反應峰值比較圖(TCU017，TS =0.3sec，TFPS =2sec，µ=0.1， 1
α = ，W =3ton) ...144
圖 3.33 設備反應峰值比較(TCU017，TS =0.7sec，TFPS =2sec，µ =0.1， 0.3
圖 3.34 設備反應峰值比較(TCU017，TS =0.7sec，TFPS =2sec，µ =0.1， 0.5
α = ，W =3ton) ...146
圖 3.35 設備反應峰值比較(TCU017，TS =0.7sec，TFPS =2sec，µ =0.1， 1 α = ，W =3ton) ... 147 圖4.1 15 噸 MTS 動態制動器(Model 244.23s) ...148 圖4.2 地震模擬裝置-振動桌系統 ...148 圖4.3 1.5 噸油壓致動器 ...149 圖4.4 隔震器組裝完成圖 ...149 圖4.5 摩擦單擺支承凹面板 ...149 圖4.6 披覆鐵弗龍材料的摩擦子及基座...150 圖4.7 設備隔震測試模型 ...150 圖4.8 El Centro 地震歷時與頻譜反應...150 圖4.9 Kobe 地震歷時 ... 151 圖4.10 TCU017 地震歷時... 151
圖4.11 隔震平台加速度歷時(El Centro，PFA=0.59g, w=2.1ton)...152
圖4.12 隔震平台位移歷時(El Centro，PFA=0.59g, w=2.1ton) ...152
圖4.13 隔震平台遲滯迴圈(El Centro，PFA=0.59g, w=2.1ton) ... 153
圖4.14 不同設備重量下之隔震平台反應峰值比較(El Centro)... 153 圖4.15 隔震平台加速度歷時(Kobe，PFA=0.58g, w=2.1ton)...154 圖4.16 隔震平台位移歷時(Kobe，PFA=0.58g, w=2.1ton) ...154 圖4.17 隔震平台遲滯迴圈(Kobe，PFA=0.59g, w=2.1ton)... 155 圖4.18 不同設備重量下之隔震平台反應峰值比較(Kobe)... 155 圖4.19 隔震平台加速度歷時(TCU017，PFA=0.27g, w=2.1ton)...156
圖4.20 隔震平台位移歷時(Kobe，PFA=0.27g, w=2.1ton)...156
圖4.21 隔震平台遲滯迴圈(Kobe，PFA=0.27g, w=2.1ton) ... 157
圖4.22 不同設備重量下之隔震平台反應峰值比較(TCU017) ... 157
圖4.23 隔震平台歷時反應模擬(El Centro，PFA=0.59g, w=2.1ton) ....158
圖4.24 隔震平台遲滯迴圈模擬(El Centro，PFA=0.59g, w=2.1ton...158
圖4.25 隔震平台歷時反應模擬(Kobe，PFA=0.58g, w=2.1ton) ...159 圖4.26 隔震平台遲滯迴圈模擬(Kobe，PFA=0.58g, w=2.1ton) ...159 圖4.27 隔震平台歷時反應模擬(TCU017，PFA=0.17g, w=2.1ton) ...160 圖4.28 隔震平台遲滯迴圈模擬(TCU017，PFA=0.17g, w=2.1ton) ...160 圖4.29 振動台試驗後隔震器外觀... 161 圖4.30 設備隔震加裝油壓緩衝器試驗組裝... 161 圖4.31 油壓緩衝器構造圖 ...162 圖4.32 油壓緩衝器元件測試組裝...162 圖4.33 不同頻率下之簡諧波位移歷時 ...163 圖 4.34 不 同 刻 度 值 時 油 壓 緩 衝 器 的 遲 滯 迴 圈 比 較 (0.1Hz ， max 0.019 / sec V = m )...164 圖 4.35 不 同 刻 度 值 時 油 壓 緩 衝 器 的 遲 滯 迴 圈 比 較 (0.5Hz ， max 0.094 / sec V = m )...164 圖4.36 不同刻度值時油壓緩衝器的遲滯迴圈比較(1Hz，Vmax =0.188 / secm ) ...165 圖 4.37 不 同 刻 度 值 時 油 壓 緩 衝 器 的 遲 滯 迴 圈 比 較 (1.5Hz ， max 0.283 / sec V = m )...165 圖4.38 不同刻度值時油壓緩衝器的遲滯迴圈比較(2Hz，Vmax =0.377 / secm )
...166 圖 4.39 隔震平台加裝緩衝器之加速度歷時(El Centro，PFA=0.54g， w=2.1ton)...166 圖 4.40 隔震平台加裝緩衝器之位移歷時(El Centro，PFA=0.54g， w=2.1ton)... 167 圖 4.41 隔 震 平 台 加 裝 緩 衝 器 之 遲 滯 迴 圈 (El Centro， PFA=0.54g ， w=2.1ton)... 167 圖 4.42 不同設備重量下隔震平台加裝緩衝器反應峰值比較(El Centro) ...168 圖4.43 隔震平台加裝緩衝器之加速度歷時(Kobe，PFA=0.64g，w=2.1ton) ...168 圖4.44 隔震平台加裝緩衝器之位移歷時(Kobe，PGA=0.64g，w=2.1ton) ...169 圖 4.45 隔震平台加裝緩衝器之遲滯迴圈(Kobe，PFA=0.64g，w=2.1ton) ...169 圖4.46 不同設備重量下隔震平台加裝緩衝器反應峰值比較(Kobe) ...170 圖 4.47 隔震平台加裝緩衝器之加速度歷時(TCU017，PFA=0.33g， w=2.1ton)...170 圖4.48 隔震平台加裝緩衝器之位移歷時(TCU017，PFA=0.33g，w=2.1ton) ...171 圖4.49 隔震平台加裝緩衝器之遲滯迴圈(TCU017，PFA=0.33g，w=2.1ton) ...171 圖4.50 不同設備重量下隔震平台加裝緩衝器反應峰值比較(TCU017) 172 圖 4.51 隔震平台加裝緩衝器前後反應峰值比較( El Centro，w=2.1ton) ... 172
圖4.52 隔震平台加裝緩衝器前後反應峰值比較(Kobe， w=2.1ton) .... 172 圖4.53 隔震平台加裝緩衝器前後反應峰值比較(TCU017，w=2.1ton) . 173 圖4.54 振動台試驗後隔震器外觀... 173 圖5.1 高科技廠房樓版平面尺寸圖... 174 圖5.2 樓版區域畫分... 174 圖5.3 SAP2000 程式梁尺寸設定 ... 175 圖5.4 SAP2000 程式柱尺寸設定 ... 175 圖5.5 SAP2000 程式樓版尺寸設定... 176 圖5.6 SAP2000 程式模型建立... 176 圖5.7 模擬衝擊力... 177 圖5.8 Nikon 微影掃描機之 Accelerance 反應規格... 177 圖5.9 Nikon 微影掃描機之動態剛度規格 ...178 圖5.10 區域 I 樓版加速度歷時圖...178 圖5.11 區域 II 樓版加速度歷時圖... 179 圖5.12 區域 IV 樓版加速度歷時圖 ... 179 圖5.13 區域 V 樓版加速度歷時圖... 180 圖5.14 區域 I 樓版 Accelerance 反應 ... 180 圖5.15 區域 II 樓版 Accelerance 反應... 181 圖5.16 區域 IV 樓版 Accelerance 反應... 181 圖5.17 區域 V 版 Accelerance 反應 ...182 圖5.18 區域 I 樓版動態反應 ...182 圖5.19 區域 II 樓版動態反應...183
圖5.20 區域 IV 樓版動態反應 ...183 圖5.21 區域 V 樓版動態反應 ...184 圖5.22 高科技廠房 6 跨模型 ...184 圖5.23 高科技廠房 9 跨模型 ...185 圖5.24 不同結構跨數下區域 I 之 Accelerance 比較 ...185 圖5.25 不同結構跨數下區域 II 之 Accelerance 比較...186 圖5.26 不同結構跨數下區域 IV 之 Accelerance 比較...186 圖5.27 不同結構跨數下區域 V 之 Accelerance 比較 ...187 圖5.28 不同結構跨數下區域 I 之動態剛度比較...187 圖5.29 不同結構跨數下區域 II 之動態剛度比較 ...188 圖5.30 不同結構跨數下區域 IV 之動態剛度比較 ...188 圖5.31 不同結構跨數下區域 V 之動態剛度比較 ...189 圖5.32 不同樓版厚度下區域 I 之 Accelerance 比較 ...189 圖5.33 不同樓版厚度下區域 II 之 Accelerance 比較...190 圖5.34 不同樓版厚度下區域 IV 之 Accelerance 比較...190 圖5.35 不同樓版厚度下區域 V 之 Accelerance 比較 ... 191 圖5.36 不同樓版厚度下區域 I 之動態剛度比較... 191 圖5.37 不同樓版厚度下區域 II 之動態剛度比較...192 圖5.38 不同樓版厚度下區域 IV 之動態剛度比較 ...192 圖5.39 不同樓版厚度下區域 V 之動態剛度比較...193 圖5.40 不同梁尺寸下區域 I 之 Accelerance 比較...193 圖5.41 不同梁尺寸下區域 II 之 Accelerance 比較 ...194
圖5.42 不同梁尺寸下區域 IV 之 Accelerance 比較 ...194 圖5.43 不同梁尺寸下區域 V 之 Accelerance 比較 ...195 圖5.44 不同梁尺寸下區域 I 之動態剛度比較...195 圖5.45 不同梁尺寸下區域 II 之動態剛度比較 ...196 圖5.46 不同梁尺寸下區域 IV 之動態剛度比較 ...196 圖5.47 不同梁尺寸下區域 V 之動態剛度比較... 197 圖5.48 樓版採用鋁桁架進行整體補強之模擬 ... 197 圖5.49 區域 I 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 ...198 圖5.50 區域 II 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較..198 圖5.51 區域 IV 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 .199 圖5.52 區域 V 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 ..199 圖5.53 區域 I 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較 ...200 圖5.54 區域 II 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較...200 圖5.55 區域 IV 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較...201 圖5.56 區域 V 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較 ...201 圖5.57 樓版採用鋁桁架進行整體補強之模型... 202 圖5.58 區域 V 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 . 202 圖5.59 區域 I 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 .. 203 圖5.60 區域 II 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 203 圖5.61 區域 IV 在不同尺寸桁架全面補強下之 Accelerance 反應比較 204 圖5.62 區域 V 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較 ... 204 圖5.63 區域 I 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較 ... 205
圖5.64 區域 II 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較... 205 圖5.65 區域 IV 在不同尺寸桁架全面補強下之動態剛度比較... 206
第一章 前 言
1.1 研究動機與目的
台灣位於環太平洋地震帶，地處呂宋弧與琉球弧交界，由於菲律賓海 板塊不斷擠壓歐亞大陸板塊因而造成台灣陸地的形成，屬於典型板塊碰撞 下所產生之大陸邊緣島嶼[1]。其造陸運動截至目前為止仍持續的進行中， 因此也促使台灣平均每年超過四千個大小不同的地震，其中有感地達到二 百餘個。根據台灣地區斷層調查結果顯示[2]，國內北、中、南部科學園區 附近或工業園區皆存在有第一類活斷層、第二類活斷層或尚無法確定之存 疑性斷層，目前為止已證實新竹科學園區附近的新城斷層與南部科學園區 附近的新化斷層屬於第一類活斷層，此發現對於具精密製程的高科技業者 而言，其潛在的震害風險實不可輕視。 往往地震危害區域的建築設計主要鎖定在建築結構物的耐震性上，而 忽略結構體內部非結構物或設備的防震考量。當地震發生時即使結構安全 無慮，建築物內之非結構物或設備卻仍可能遭受嚴重損害，此一問題尤以 高科技產業為甚。根據調查報告顯示[3]，儘管新竹科學園區在九二一地震 (1999)及三三一地震(2002)所受到之地震強度並不大，但業者仍蒙受大量 之半成品、設備及營運中斷等損失，其中又以半導體產業所遭受之損害最 為嚴重。高科技業者在九二一地震中損失慘重，初估新竹科學園區損失金 額即高達110 億，而三三一地震中亦有數十億之譜[4]。過去科技業者主要 仰賴保險來防範震害損失，以分散營運風險，估計超過80%以上的損失均 可獲得保險公司理陪。惟經歷九二一震害的經驗，保險業者損失慘重，亦 體認到高科技業者極度缺乏震害防治的意識，基於承保風險的考量，保險 公司乃要求科技業者提升自身的防震措施，同時亦增加保費及保險自負額 度，否則不予承保。面對此一轉變，高科技業者已無法再迴避做好自身的 防震措施，不得不落實震害防制的工作(包括廠房結構與設備機台的防震措施)，降低企業經營的風險，提升其競爭力[5]。 九二一地震的相關調查報告顯示，新竹科學園區所量測到之最大加速 度約為 100~140gal 左右。由於震度不大，廠房結構在此一地震強度下並 未傳出重大災情或損壞，但樓板加速度反應隨著樓層高度而放大的結果， 導致精密製程機台普遍產生破壞。製程設備的震害模式，初步可分為設備 機台之移位或碰撞、設備機台之傾覆、敏感性精密元件之破裂、設備支撐 柱腳之破壞等四大類[6]，茲述如下： 一、設備機台移位或碰撞：一般而言，生產區內較低矮的設備機台在裝機 時並無特別的防震加固，僅以自由站立的方式安置機台。遇強震時， 設備機台往往容易產生相對的位移，而發生相互碰撞的問題，嚴重者 甚至會扯斷供應物料的管線，造成有毒氣體外洩或火災等公安事故。 圖1.1 為典型的機台破壞情形[7]。 二、設備機台之傾覆：不同幾何型態的設備機台在地震下會有不同的破壞 模式，對於低矮設備機台而言，較容易造成移位碰撞的震害模式；對 於高寬比較大或重心較高的設備機台而言，則較容易發生晃動或傾覆 等類型的震害(破壞模型如圖 1.2 所示)。 三、敏感性精密元件之破裂：對於特殊製程之機台而言，其內部可能包含 脆弱且難以防護的特殊元件，地震時，機台外表無損壞之跡象，但內 部精密元件卻已遭受破壞。高科技產業的離子植入機(Implanter)內作 為絕緣用途的礙子(Insulator)或爐管(Furnace)中的石英晶舟(boat)， 這些脆弱且易破壞的元件常是造成半導體業震害損失的主要來源。以 Furnace 機台為例，其最常見的情況為晶舟傾倒撞擊石英內管而產生 破壞(如圖 1.3 所示)。 四、設備支撐柱腳之破壞：在經歷九二一大地震所造成設備機台的嚴重毀 損經驗，產險公司已意識到高科技業者對設備機台在防震上的脆弱 性，紛紛要求其產險客戶做好機台的防震補強工作，否則不予承保。 多數廠商皆已陸續進行機台設備加固補強工程，惟已進行的設備加固
設計與高架支承補強設計，大部分的防震固定器之設計仍有瑕疵。以 圖 1.4 為例，當設備機台依強度設計增設固定器時，雖然可有效抑制 機台的位移，但由於固定器設計淨高過低，會造成與固定器同高處的 設備柱腳極大的彎矩，機台柱腳所提供的彎矩與剪力容量不足，進而 導致設備柱腳發生剪斷或撓曲破壞。 目前有關製程設備的防震加固(seismic anchorage)設計，主要是參考 UBC97 及 IBC2000 的規範決定設備所受地震力大小，再進行加固扣件的 設計，亦即進行強度設計。對衝擊不敏感(shock-insensitive)之設備機台， UBS97 或 IBC2000 條文的精神或許適用，卻未必適用於對振動十分敏感 的半導體或微電子製程設備。強度設計或能確保設備不產生移位或傾倒， 卻無法保證設備內部構件不因振動加速度過大而發生破壞，石英爐管或離 子植入機的破壞即屬於此類情況。因此，若設備內部構件之耐震力相對脆 弱，不宜採用強度設計，應採用功能設計，而功能設計應以設備容許之振 動加速度為設計目標[8,9]。 隔震技術[10~16]用在結構防震工業已行之有年，其目的主要為延長結 構週期，以隔絕地震力的作用，有效提升結構的耐震能力，達到功能設計 的目標。目前發展較成熟的隔震系統中，包括鉛心橡膠支承(LRB)、高阻 尼橡膠支承與摩擦單擺支承(FPS)。儘管這些隔震系統都具備延長週期的 功能，其力學特性上仍有些許差異。這些差異對於一般的建築結構或許影 響不大，但對於振動敏感度極高的高科技廠房或設備影響則至為關鍵。鉛 心橡膠支承之受力與變形關係可用雙線性模式描述，如圖 1.5 之遲滯迴圈 所示。隔震系統在初始受力階段呈線彈性行為，直到鉛心降伏後，橡膠支 承之剛度驟減才開始發揮隔震作用，並消散地震能量。儘管受力之初，鉛 心橡膠支承的剛度較大，其振動、變形仍與外來擾動力之振幅成正比，因 此容易受到環境微動的干擾，如果發生共振情況將更糟。摩擦單擺支承則 不同，其受力與位移的關係如圖 1.6 之遲滯迴圈所示。由於摩擦力之故， 結構在初始受力階段並不產生滑動，直到擾動力克服隔震系統的靜摩擦力
後，結構才開始滑動，改變週期、發揮作用。一般環境擾動力並無足夠的 能量超過摩擦力，故不足以撼動設備。隔震機制只在地震發生時才被觸 發，此一力學特性使其更符合精密設備的設計需求。 對於耐震力特別脆弱的製程設備，如石英爐管或離子植入機…等，亦 可考慮在其基座與高架地板之間隔震，或於防振桌與樓板之間隔震。設備 的振動行為與基座介面的處理方式有關：若採用固定方式(強度設計)則樓 板的加速度將上傳至設備，產生劇烈振動，可能造成內部構件的鬆脫、易 位，甚至傾倒、斷裂，而一旦地震超過設計值，還會造成防震扣件甚至高 架地板的破壞，如圖1.7 所示；若其基座採用隔震方式(如圖 1.8 所示)，則 地震力在經過隔震介面時多已被濾掉雖然隔震層會有較大的位移，但不影 響設備之定位(設備本身無相對位移)，振動加速度會大幅折減，因而能夠 保護其內部構件。儘管隔震措施有其優點，在系統選擇與設計上仍須滿足 下列條件[8,17]： 1. 不能放大微振動量：不可因防震措施而產生微振動過大的副作用， 影響日常生產良率，因此滑動支承優於橡膠支承； 2. 須能在任意方向運動：地震來襲時之方向不定，隔震系統必須能在 平面上任意方向運動； 3. 須有自動歸位的能力：地震過後隔震系統不能有過大的殘留位移， 故滑動介面應為曲面，使其具備自動歸位的機制； 4. 須有防落安全機制：避免地震過程中隔震支承之位移過大而翻落， 隔震系統須包含不妨礙隔震功能之緩衝裝置以控制位移量，作為防 落裝置； 5. 須免維護：隔震系統(含防落裝置)應避免使用機構複雜、會產生粉塵 或油漬的元件，以免干擾生產作業； 6. 須考慮管線系統的配套設計：由於設備在隔震後會有較大的位移， 為避免管線因拉扯而破壞，進出隔震設備之所有管線或其接頭須能
承受預期的位移或變形量。 7. 須進行耐震性能測試(seismic performance)：隔震系統應經過嚴格 的地震模擬試驗加以驗證，確認其功能後才能進行安裝。 進行廠房製程設備防震功能設計，不能不兼顧微振動控制的問題，畢 竟致災性地震偶而才發生，微振動的影響卻與每日生產良率息息相關。基 於經濟效益之考量，晶圓代工業者已逐漸將重心由 8 吋晶圓移往 12 吋晶 圓之生產，以增加每片晶圓所能生產之晶片數量。將既有之6 吋及 8 吋晶 圓廠經過結構補強提升至 12 吋晶圓廠，乃業者節省成本、善用資源之最 佳選擇。此外，由於微影(lithography)技術的提昇，促使影像技術快速發 展，晶圓的製程微細化技術更是一日千里，目前更邁向奈米(nanometer， 9 1nm=10− m)的新紀元，90 奈米乃至於 65 奈米之製程技術亦將陸續開發出 來。然而隨著元件特微尺寸(元件最小設計尺寸)朝向細微化的發展結果， 晶圓生產作業環境必然較以往更為嚴苛，特別是微振動問題[18~22]。國 內目前正致力於高速鐵路之興建，其沿途所經之高科技廠房可能受到行車 振動干擾而影響生產良率，因此晶圓廠房及其周邊基地之微振動量測與防 制問題能否有效解決，將是國內高科技產業維繫競爭優勢的重要關鍵之一 [23]。此外，廠房因火災或地震等災害造成結構體不同程度的損害，以致 其強度或剛度無法達到作業環境的設計要求時，也必須進行修復補強以恢 復其可用性。 振動源基本上可依擾動發生位置區分為內部振源及外部振源兩大類 (詳表 1.1)[24]。在內部振動源方面，木村翔與井上勝夫等人[25~27]曾藉 由實驗的方式探討樓版在人員步行衝擊力特性所產生之反應，其中對於人 員步行產生之衝擊力的歷時波形有詳細的介紹，同時明確說明對於不同速 度、頻率及體重對步行衝擊特性之影響。C. Q. Howard and C. H. Hansen [28]用版殼理論模擬格子梁樓版在振動作用下的反應，針對不同樓版厚 度、柱勁度及柱跨度等參數作深入探討，其分析對於樓版及梁尺寸採用一 等值樓版厚度替代。有關外部振源方面之研究，郭珍祥[29]曾以波動理論
分析探討外在交通所導致土壤與結構體之振動效應，並簡化Rockwood 所 提之典型電子廠房結構模型，進行建築物內部振動分析。渡邊桃子[30]以 數值模擬方式，預測下層機械室之機械運轉振動傳遞到無塵室樓版之振動 特性。另外，林義祥[31]以快速釋放與強迫振動實驗，求取台積電晶圓六 廠之自然週期及阻尼等動力特性，並說明外部振動傳入廠房之衰減率。鍾 慶樺[32]以高鐵列車行經高鐵軌道基樁所產生的振動為擾動源，運用 SAP2000 進行台積電晶圓六廠的微振動分析。蔡顯耀[24]經由有限元素軟 體 ANSYS 模擬一實際建築物經人員在高架地板上步行所產生之振動量， 並發現其所產振動量與鑲版厚度及材料相關性較高。 科技廠房微振動的主要是由環境擾動或機具運轉所致，這些現象隨時 都在發生，其振動量比起結構之地震反應要小好幾個位階(order)，對設備 或製程之影響範圍則屬寬頻(wideband)，其上限可達 80Hz 甚至更高；結 構體在環境微動下的行為主要反應於結構之局部振態(local modes)，如樓 版或格子梁之振態，其振動頻率較整體結構之振動頻率高，一般在 20Hz 以上。由於廠房擾動源甚多，且擾動函數及位置很難清楚定義，因此廠房 樓版的微振動反應很難由數值模擬分析得到可靠的預測[19]。精密製程設 備 常 以 樓 版 動 態 剛 度 等 定 性 規 格 目 標 作 為 對 樓 版 微 振 動 的 要 求 ，如 CANON 微影設備(scanner)之動態剛度規格要求(如圖 1.9 所示)。因此， 高科技廠房的樓版設計定性考量及經驗的重要性要超過定量分析的結果。
1.2 本文內容
本文將針對設備震害防制及樓版剛性補強進行研究。第二章中將建立 設備採用摩擦單擺支承隔震的運動分析模式，並透過參數研究來決定其最 佳設計參數。第三章則進行摩擦單擺支承隔震加裝油壓阻尼器的動力行為 分析，並藉由參數研究探討油壓阻尼器用於隔震的可行性。第四章則進行一系列設備隔震振動台測試，透過實驗的地震震波驗證摩擦單擺支承隔震 之有效性。第五章將利用 SAP2000 程式建立高科技廠房樓版模型，且藉 由改變不同結構構件尺寸探討樓版動態剛度的趨勢，並進一步探討鋁桁架 運用於樓版剛性補強的可行性。第六章為結論與建議。
第二章 隔震設備之動力分析
由於初步研究發現試驗量測之隔震平台位移歷時與分析結果有明顯 之偏移(off-set)，判斷應為基座並非理想之水平面所致。因此本章中將考 慮隔震設備在基座有傾斜狀況下之動態反應。由於滑動式隔震支承之行為 具高度非線性，需利用精確之數值方法分析才能準確掌握其動力行為。 Mostaghel[33]等人以不同的統御方程分別考慮基礎在滑動與靜止時的動 力行為；Yang 等人則藉由指定不同勁度值之虛擬彈簧(fictitious spring) 而得近似解。Wang 和 Liu[34]提出剪力平衡法(Shear Balance Method)解 析高樓滑動結構的地震行為，此法大幅改善非線性動力分析之效率；葉[35] 更將其擴展為雙軸剪力平衡法(Bi-axial Shear Balance Method)，以模擬滑 動隔震立體構架之平面運動。摩擦單擺支承系統之分析模型及其運動行為 如圖 2.1、2.2 所示。本研究將根據 Wang[33,36~41]等人所提出之改良式 剪力平衡法(Improved Shear Balance Method)求解滑動隔震設備之動力 反應。2.1 隔震設備之動力分析模型建立
採用摩擦單擺支承進行設備隔震，其基座有傾斜角(ψ )的情況(如圖 2.1(a)所示)，當受水平地震力作用下，其自由體圖如圖 2.1(b)所示。一般 而言，貴重設備之質量遠小於結構質量，故兩者間動力互制效應相當小， 因此分析時可單獨考慮設備之減震效益而不再考慮設備與結構之間的互 制效應。吾人可透過拉格朗治方程式(Lagrange’s equation) [42]建立隔震 設備之運動方程式。拉格朗治方程式可表示如下：d T T V Q dt x x x ∂ ∂ ∂ ⎛ ⎞ ⎛− ⎞ ⎛+ ⎞= ⎜ ∂ ⎟ ⎜ ∂ ⎟ ⎜ ∂ ⎟ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠ (2.1) 其中 T 為整體系統之動能; V 為整體系統之位能; x，x 分別為隔震平台的位移與速度(相對於基座); Q 為系統之非保守力; 吾人首先計算整體系統之動能(T)與位能(V )，可分別表示為 2 1 ( cos ) 2 f T = m x +x ψ (2.2) 2 1
(1 cos ) sin sin
2 mg V mgR mgx x mgx R θ ψ ψ = − − ≅ − (2.3) 其中 m 為整體系統之總質量; f x 為樓板運動速度; ψ 為樓板傾斜角; R 為 FPS 曲率半徑; g 為重力加速度; θ 為隔震設備以 FPS 滑動曲面之曲率中心為軸之滑動角度。若θ ≤0.2 時，則sin x R θ θ≅ = ; 此外，系統所產生之非保守力為隔震層界面的摩擦力(F)。將式(2.2)、 (2.3)及非保守力代入拉格朗治方程式，吾人可得整體系統之運動方程式， 即
( ) ( ) f( ) cos sin ( ) mx t +kx t = −mx t ψ +mg ψ +F t (2.4) 其中 mg k R = 為系統勁度; ) (t F 為摩擦力，其細節於下節中說明。
2.2 摩擦機制
對於曲率半徑無限大之滑動式隔震系統，其所傳遞至上部設備之地震 力不會超過滑動界面間的最大摩擦力，因此，隔震支承滑動界面間之摩擦 力將決定隔震平台之觸發地震力。考慮設備在傾斜基座加裝隔震器時，摩 擦力大小會隨隔震層處於不同狀況而有所不同，當隔震層處於滑動狀態時 ( cos f sin )sgn( ) F =µ mg ψ − mx ψ x (2.5) 其中 µ 為摩擦係數； sgn 為方向函數; 而當隔震層處於停滯狀態時 ( cos f sin ) F <µ mg ψ − mx ψ (2.6a) 且 ( ) 0 x t = (2.6b) 由式(2.5)得知，上傳至設備的地震力與摩擦係數、設備重量、樓板加 速度及樓板傾斜角相關。Mokha 與 Constantinou[43]以滑動速度、滑動加 速度、承壓應力、材料種類…等，作為影響摩擦力的可能因素，完成一系列有關鐵氟龍與鋼為摩擦界面的試驗。由實驗結果得知，當滑動速度增加 時，摩擦係數亦會隨之增加；而當鐵氟龍承載應力增加時，摩擦係數則隨 之下降。其將所得實驗數據建立一摩擦係數之經驗公式
( )
max ( max min)
a x e µ µ= − µ −µ − (2.7) 其中 max µ 為最大動摩擦係數； min µ 為最小動摩擦係數； a 為支承壓力之函數； x 為滑動界面相對運動速度。 圖2.3 為曲率半徑無限大之滑動支承在不同支承壓力函數下摩擦係數 隨滑動速度之變化率，結果顯示，當滑動速度較小時，摩擦係數變化較大， 而當滑動速度愈大時，摩擦係數會趨近於最大摩擦係數(µ≅µmax)。而傳統 的庫侖模式，則是假設摩擦係數並不會隨著速度改變而為一定值(如圖 2.4 所示)，本研究對於摩擦單擺支承之摩擦機制將考慮採用較為簡單的庫侖模 式，即µ =µs =µk進行分析。
2.3 數值方法解析
2.3.1 狀態空間法 採用逐步積分法可以有效地分析結構之地震行為，常見的有Newmark 法及狀態空間法(Space State Process，SSP) [44,45]等方法。Newmark 法 的基本假設為地表加速度在取樣區間為線性變化，且結構的加速度反應在 積分區間亦呈現線性變化，因此所選擇之取樣週期(sampling period)不宜太大以確保分析結果的穩定性與精確性；而狀態空間法僅假設地表加速度 在取樣區間為線性變化，並不會扭曲結構系統的動力特性，故其精確度較 Newmark 法高。本研究將採用狀態空間法進行隔震設備之動力分析。首 先，吾人將位形空間的運動方程式(2.4)以狀態空間表示，即 * * * * ( )t = ( )t + F t( )+ x tf( ) cosψ + gsinψ z A z B E U (2.8) 其中 ( ) ( ) ( ) x t t x t ⎡ ⎤ = ⎢ ⎥ ⎣ ⎦ z 為2 1× 之狀態向量; 0 1 0 k m ∗ = −⎡⎢ ⎤⎥ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎣ ⎦ A 為2 2× 之系統矩陣; 0 1 m ∗ =⎡ ⎤⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎣ ⎦ B 為2 1× 之摩擦力分配矩陣; 0 1 ∗ = ⎢ ⎥⎡ ⎤ − ⎣ ⎦ E 為2 1× 之地震力分配矩陣; 0 1 ∗ ⎡ ⎤ = ⎢ ⎥ ⎣ ⎦ U 為2 1× 之自重作用力分配矩陣； 對式(2.8)取拉普拉氏轉換(Laplace transform)可得 ) ( ) ( ) ( ) ( ) (s H s z t0 H s G s z = + (2.9) 其中 1 ) ( ) ( = I−A∗ − H s s (2.9a) * ( )s F s( ) x sf( ) cosψ gsinψ ∗ ∗ = + + G B E U (2.9b) ) (t0 z 表示初始條件 動力系統式(2.8)之解可由式(2.9)式取拉氏逆轉換至時域而得
0 ( ) ( ) * 0 0 ( ) t t ( ) t t ( ) ( ) cos sin f t =eA∗ − t +
∫
eA∗ −τ ⎣⎡ ∗F τ + ∗x τ ψ + g ψ τ⎤⎦d z z B E U (2.10) 式(2.10)中之積分式欲展開時，F(τ)、xf( )τ 在取樣週期內之連續函數 須為已知。由於地震記錄通常為離散型態且摩擦力呈片段線性(piecewise linear)，因此若假設載重函數在兩連續取樣瞬間為線性變化應屬合理。今 取t0 =(k−1)∆t，t=k∆t及z[ ]
k = z( tk∆ )，F[ ]
k =F( tk∆ )及xf[ ]
k =x k tf( ∆ )時，則 ] [ ) 1 ( ] ) 1 [( ) ( F k t t t k t k F t t k F ∆ ∆ ∆ − − + ∆ − ∆ − ∆ = τ τ τ ，(k−1)∆t≤τ ≤k∆t (2.11a) ( 1) ( ) [( 1) ] [ ] f f f k t k t x x k t x k t t t τ τ τ = ∆ − − ∆ + − − ∆ ∆ ∆ ∆ ，(k−1)∆t≤τ ≤k∆t (2.11b) 狀態方程式(2.9)之解析解可由式(2.10)及式(2.11)之差分方程式表示為 0 1 0 1 [ ] [ 1] [ 1] [ ] [ 1]cos [ ]cos sin f f k k F K F k x k x k g ψ ψ ψ = − + − + + − + + z Az B B E E U (2.12) 其中 t e ∗∆ = A A 為2 2× 之離散時間系統矩陣; 1 2 0 1 ( ) ( ) ( ) t ∗ − ∗ − ∗ ⎡ ⎤ =⎢ + − ⎥ ∆ ⎣ ⎦ B A A A I A B 為2 1× 之前瞬時離散時間摩擦力分配矩陣; * 1 2 1 1 ( ) ( ) ( ) t − ∗ − ∗ ⎡ ⎤ = −⎢ + − ⎥ ∆ ⎣ ⎦ B A A A I B 為2 1× 之後瞬時離散時間摩擦力分配矩陣; * 1 2 0 1 ( ) ( ) ( ) t − ∗ − ∗ ⎡ ⎤ =⎢ + − ⎥ ∆ ⎣ ⎦ E A A A I A E 為2 1× 之前瞬時離散時間地震力分配矩陣; * 1 2 1 1 ( ) ( ) ( ) t − ∗ − ∗ ⎡ ⎤ = −⎢ + − ⎥ ∆ ⎣ ⎦ E A A A I E為2 1× 之後瞬時離散時間地震力分配矩陣； * 1 ( ) (− ) ∗ ⎡ ⎤ =⎣ − ⎦ U A A I U 為2 1× 之瞬時離散時間自重作用力分配矩陣; 式(2.12)中之F[k]為高度非線性之未知數，因此無法直接求解。一般 而言，其求解過程僅能透過迭代方式求得其近似解。本研究將引入解析效 率與精度較高之剪力平衡法來求取摩擦力，其解析法則將於下一節中介 紹。 2.3.2 剪力平衡法 在地震力作用下，滑動隔震設備之運動行為可分為停滯(stick)與滑動 (slip)兩種狀態。其整個系統之運動狀態可區分為下列四種模式，即 (1) 停滯狀態：隔震平台上部設備如同固定於樓地板上，此時因地震所引致 的支承剪力尚未達到界面間的最大摩擦力，滑動界面之相對速度為零。 (2) 停滯到滑動：當隔震平台的支承剪力達到滑動界面之最大摩擦力時，隔 震平台之滑動介面將開始產生滑動。 (3) 滑動狀態：此階段由地震力所引致，支承剪力恆等於滑動界面的最大摩 擦力，摩擦力作用方向與支承面運動方向相反。 (4) 滑動到靜止：當支承剪力小於滑動界面之最大摩擦力時，隔震平台滑動 支承將停止滑動，此時其相對滑動速度又轉變為零。 由上所敘述的滑動隔震設備之運動行為中，吾人可利用支承剪力與滑 動摩擦界面之相對速度作為判定其運動狀態的指標。無論設備處於滑動或 靜止狀態，其系統仍須保持力平衡之關係，此一概念即剪力平衡法之依 據。當支承處於滑動狀態時，其摩擦力可由式(2.5)定義之，此狀態下之摩 擦力為定值且為已知，隔震設備之地震反應可由式(2.12)之差分方程式求 解；當支承處於停滯狀態時，基底剪力將小於滑動界面的最大摩擦力，如
式(2.6)所示，此時之摩擦力為一未知數，因此，將無法求解設備的受震反 應。惟設備在停滯狀態下時，其基層之相對滑動速度將保持為零(x=0)， 此一額外的條件式，將可作為求解未知的摩擦力，以下將詳細述說其解析 法則。 吾人可在每一瞬時分析之初，假設支承處於停滯狀態，此時支承與滑 動界面之相對速度為零，可將其表示為 [ ] 0 x=Dz k = (2.13) 其中 D 為基層之速度位置向量。 將式(2.13)代入式(2.12)可得預測之支承剪力F[k]為 1 1 0 0 1 [ ] ( ) ( [ 1] [ 1] [ 1]cos [ ]cos sin ) f f F k k F k x k x k g ψ ψ ψ − = − − + − + − + + DB D Az B E E U (2.14) 當設備處於停滯狀態時，支承剪力必小於最大摩擦力，其必須滿足式 (2.6a)，即當式（2.14）所求得之支承剪力滿足該式(2.6a)時，表示隔震平 台處於停滯狀態，此一結果與先前之假設相符，此時所求得之剪力即為正 確解，因此令F
[ ] [ ]
k =F k 代回式(2.12)即可求得設備之受震反應；當支承剪 力不滿足該式(2.6a)時，表示隔震平台已呈現滑動狀態，此時支承剪力應 等於滑動界面最大摩擦力，即F k[ ]=µ (mgcosψ − mxgsin )sgn( [ ])ψ F k ，再將 其代回式(2.12)即可求得設備之受震反應。圖 2.5 為採用剪力平衡法進行動 力分析之流程圖。2.4 隔震設備效益評估
2.4.1 輸入擾動震波 由於設備本身之剛度非常大，所以進行動力分析時假設其為剛體結 構。設備擺放位置往往在結構體內而非地表上，因此在進行非線性隔震動 力分析時，其輸入樓板震波之內涵將隱含著地震波以及結構特性。分析時 吾人將先以振動週期分別為0.3sec 及 0.7sec、阻尼比為 3%之單自由度未 隔震結構（分別代表短週期與中等週期）模擬設備所在的結構特性，先將 震波擾動輸入結構以求得其樓板加速度反應，作為隔震設備的輸入震波。 而輸入之地表震波將採用堅硬地盤的 El Centro 地震與 921 集集地震 （TCU017 測站）之震波記錄作為輸入擾動。堅硬地盤震波之 El Centro 地震其加速度歷時與反應譜分別如圖 2.6(a)、2.6(b)所示；集集地震 TCU017 之加速度歷時與反應譜分別如圖 2.7(a)、2.7(b)所示。 比較 El Centro 地震與 TCU017 地震之加速度反應譜可清楚發現， TCU017 震波在週期約 2 sec 處有顯著的卓越頻率。隔震設備在短週期(0.3 sec)與中等週期(0.7 sec)之結構歴時分析輸入擾動之加速度歷時及反應譜 (正規化至 1g)分別如圖 2.8~2.11 所示。結果顯示，當短週期結構受到堅硬 地盤地震時，其振動反應大部分反映出結構之動力特性，然而對於具長周 期的地震而言，其振動反應內涵除了呈現結構之自然頻率外，震波的頻率 內涵仍佔有相當大的比例。然而當結構週期較長時，結構之振動反應主要 反映出結構之特性，地震之頻率內涵反而並不顯著。 2.4.2 短週期結構之隔震設備效益評估 設備加裝隔震平台之隔震器係考慮採用摩擦單擺支承，隔震器之曲率 半徑取1m(相對於隔震週期(TFPS)為 2sec)、分析時設備重量(W)為 3ton 及 摩擦介面之摩擦係數為 0.1，而輸入設備之樓板加速度峰值(Peak FloorAcceleration，PFA)正規化至 0.5g 及 1.0g。 El Centro 地震 在El Centro 地震擾動下，不同強度之加速度反應如圖 2.12 及 2.13 所 示，結果顯示裝置隔震平台之設備加速度反應有十分顯著的減震效益，且 地震強度愈大時其減震效益愈明顯，分別為72%與 79%。觀察隔震平台之 滑動位移可發現，在PFA=0.5g 時，其滑動約為 4cm 左右；當地震強度提 升至 PFA=1.0g 時，最大滑動位移約 10cm 左右，仍在合理範圍內，且殘 留之位移量並不明顯。隔震平台之遲滯迴圈與滑動位移歷時反應分別如圖 2.14~2.17 所示。 Chi-Chi 地震(TCU017) 考慮以Chi-Chi 地震(TCU017)為輸入擾動，圖 2.18 與 2.19 為比較設 備隔震前後之加速度歷時反應，結果顯示在PFA=0.5g 與 1.0g 之強度下， 其加速度反應之折減分別為47%與 21%。其結果與堅硬地盤地震作用下之 減震效益有明顯的差異，蓋因TCU017 測站之地震波在 0.5Hz 附近有一顯 著的卓越頻率，與隔震平台的頻率0.5Hz 相當接近，因而產生共振放大。 圖2.20 與 2.21 分別為 PFA=0.5g 與 PFA=1.0g 之地震強度下隔震平台之 滑動位移反應。如預期的，由於共振放大效應，在PGA=1.0g 時其最大滑 動位移高達60cm 左右。圖 2.22 與 2.23 為摩擦單擺隔震支承遲滯迴圈。
2.4.3 中等週期結構之隔震設備效益評估 El Centro 地震 考慮在El Centro 地震作用下，設備隔震前後之加速度反應比較如圖 2.24 與圖 2.25 所示。結果顯示設備經隔震後，加速度反應大幅的折減， 在PFA=0.5g 與 PFA=1.0g 強度下，減震效益仍高達 54%與 65%，顯示隔 震平台可以有效隔絕加速度傳入設備，同時亦具備在短週期結構時的減震 特性，即地震強度愈強，減震效益愈佳。圖2.26~29 分別為隔震平台在不 同地震強度下之滑動位移與遲滯迴圈。結果顯示在中等周期結構進行設備 隔震時，隔震平台之滑動位移明顯的較在短週期結構時大。在 PFA=1.0g 之強度下，隔震平台最大滑動位移約為 27cm。由上述結果可知，在中等 週期結構進行設備隔震時，須預留足夠的隔震縫空間來提供隔震平台受震 後之滑動位移使用。 Chi-Chi 地震(TCU017) 考慮以Chi-Chi 地震(TCU017)為輸入擾動，圖 2.30 與 2.31 為設備隔 震前後之加速度歷時反應比較，結果顯示在PFA=0.5g 與 1.0g 之強度下， 其加速度反應折減率分別為31%與 20%。比較 TCU017 地震與 El Centro 地震之減震效益，可明顯看出二者的差異。蓋因TCU017 測站之地震波之 加速度卓越頻率與隔震平台的頻率接近而產生共振放大之故。圖 2.32~35 為PFA=0.5g 與 PFA=1.0g 之地震強度下，隔震平台之滑動位移與遲滯迴 圈。結果顯示在 PFA=1.0g 之強度下，隔震平台因共振效應，最大滑動位 移達到65cm。
2.5 參數研究
本節將針對摩擦單擺支承動力特性參數的變化對減震效益進行深入 探討，藉以決定最佳之設計參數。分析時，吾人將針對在不同的地震強度 下，變換隔震週期(TFPS)與摩擦係數( µ )進行比較。 2.5.1 El Centro 地震 短週期結構 考慮變化摩擦係數µ =0.05、µ=0.1與µ=0.15時，觀察隔震平台在堅 硬地盤地震的減震效益。圖2.36 為在不同的輸入擾動強度下（樓板加速度 峰值），加速度反應峰值比(設備加速度/樓板加速度)與隔震平台位移反應 峰值的受震反應比較。結果顯示，整體受震反應在地震下皆能有效的獲得 控制，特別是在低摩擦係數（µ =0.05）的隔震表現，其減震幅度高達 79 ％（表2.1）。而當摩擦係數增大時，設備加速度反應峰值亦隨之增加，此 一現象為摩擦係數愈大其上傳至設備的地震力亦隨之放大之故。此外，亦 可觀察到當輸入擾動愈大時其隔震效益愈加明顯。而比較摩擦單擺支承之 滑動位移可知，摩擦係數越大時其滑動位移亦越小，蓋因系統消能能力愈 佳之故。當隔震週期延長為3sec 與 4sec 時，同樣的趨勢亦可由圖 2.37 與 2.38 清楚的觀察到，且當隔震週期愈長時，其隔震效益有明顯的提升。 表 2.1 為不同隔震週期與摩擦係數之條件下，設備加速度反應峰值之 比較。結果顯示，當摩擦係數愈小且隔震週期越長時，其隔震效益愈佳。 在最極端的例子，若採用摩擦係數為 5％而隔震週期為 4sec 時，在 PFA=1.0g 時其加速度之減震效益高達 92％，而同樣條件若摩擦係數採用 15％時其減震效益亦可達 83％。表 2.2 為摩擦單擺支承滑動位移峰值比 較，結果顯示，在地震強度PFA=1.0g 時，若採用隔震週期 2sec、摩擦係 數為5％之設計條件，其最大滑動位移約為 17cm；而相同條件若隔震週期延長為4 秒時，其最大滑動位移可降至 14cm。若將摩擦係數提高到 15％ 時，地震強度在PFA=1.0g 以內，滑動位移皆可控制在 10cm 之內。 中等週期結構 圖 2.39~41 為中等週期結構（Ts=0.7sec）之加速度反應峰值比與隔 震平台滑動位移反應峰值比較。結果顯示，當隔震週期愈長、摩擦係數愈 小時，其減震效益愈佳，此一趨勢與短週期結構的分析結果相符，而比較 短週期與中等週期結構之隔震效益可發現，長週期結構之減震效益較短週 期結構為差，蓋因震波經結構濾波後放大較低頻的頻率內涵所致。觀察隔 震平台滑動位移峰值比較可發現，摩擦係數愈小其滑動位移愈大，當地震 強度 PFA=1.0g、隔震週期 2sec 與摩擦係數為 5％之條件時，最大滑動位 移已達32cm。 表2.3 與 2.4 分別為不同隔震週期與摩擦係數之條件下，設備加速度 反應峰值與隔震平台滑動位移反應峰值之隔震效益評估比較。結果顯示， 當摩擦係數愈小且隔震週期越長時，其隔震效益愈佳，此一趨勢亦和短週 期結構之反應相同。實務設計時須同時考慮加速度反應與滑動位移，檢核 其是否符合設計條件。 2.5.2 Chi-Chi 地震(TCU017) 短週期結構 考慮摩擦係數µ =0.05、µ =0.1與µ =0.15時，觀察隔震平台在具長週 期之近斷層地震的減震效益。圖 2.42~44 分別為隔震週期為 2sec、3sec 與4sec 之隔震平台在不同的輸入擾動強度下（樓版加速度峰值，PFA，Peak
Floor Acceleration），設備加速度峰值比與位移峰值的受震反應比較。結 果顯示，由於所採用之近斷層地震 TCU017 在 2sec 附近具顯著週期，因 此當地震強度為PFA=1.0g 時，若隔震平台設計參數之週期採 2sec，摩擦 係數為 5％時，明顯的產生共振放大效應。分析結果如預期的，隔震效益 明顯的較堅硬地盤地震為差，然而當摩擦係數與隔震週期增加時，整體受 震反應在地震下皆能獲得有效的控制。當隔震週期延長到 3sec 或 4sec、 摩擦係數為10％時，其隔震效益表現最佳，在不同地震強度下之平均減震 幅度均可達 60％左右（表 2.5）。此外，當地震強度增大時，隔震效益有 明顯的提升。 表2.5 為不同隔震週期與摩擦係數之條件下，設備加速度峰值之隔震 效益評估比較。結果顯示，當隔震週期越長且摩擦係數為10％時，其隔震 效益愈佳。此一結果明顯的不同於先前堅硬地盤地震的受震反應，主要原 因為長週期震波經結構傳遞至樓板時，其低頻的振動內涵仍佔有相當的比 例，與隔震設備產生共振現象，故在進行設計時需取較大之摩擦係數，以 增加隔震平台的消能能力。此外，由表2.6 摩擦單擺支承滑動位移峰值比 較結果顯示，當摩擦係數提升至15％時，地震強度 PFA=0.5g 時，滑動位 移皆可控制在 10cm 以內。而當地震強度 PFA=1.0g 時，隔震平台之滑動 位移皆超過 60cm，顯然過大，需增加額外之消能機制或者其他的防落裝 置以提升隔震平台的可靠度。 中等週期結構 圖2.45~47 為中等週期結構（Ts=0.7 秒）之加速度峰值比與隔震平台 滑動最大位移峰值比較，結果顯示，當隔震週期為2sec 時，隔震週期與震 波週期相互接近因而產生共振放大之情形，使得經隔震後之設備幾乎無減 震效益。當隔震週期延長至3sec 或 4sec 時，其減震效益明顯的提升，且 摩擦係數愈大時其減震效益愈佳。觀察隔震平台滑動位移峰值比較可發
