3·11大地震中減隔震裝置的破壞及性能探討

謝麗宇 郝霖霏 張瑞甫，3 唐和生 薛松濤，4，*

(1．同濟大學結構工程與防災研究所，上海200092;2．東北大學建筑系，日本仙臺980-8579;3．東北大學災害科學國際研究所，日本仙臺980-8579;4．東北工業大學建筑系，日本仙臺982-8577)

1 引言

建筑減隔震技術在日本的應用已經相當普及，在應對地震災害方面已經積累了相當豐富的研究成果和實踐經驗。我國同樣是世界上遭受地震災害最頻繁和最嚴重的國家之一，目前我國已經是世界上擁有高層、超高層建筑最多的國家。無論是從既有建筑的抗震加固還是從新建筑的抗震設計出發，減隔震技術的應用呈現快速發展趨勢，在此背景下了解和借鑒日本減隔震技術的現狀和經驗很有必要。

在2011年發生的東日本大地震中，大量減隔震建筑都經受了強烈地震的實際考驗。本文將通過多個案例，介紹各類減隔震建筑在本次地震中的表現，以資借鑒。同時，本次地震也暴露出目前減隔震技術中存在的一些問題，本文將通過案例加以介紹，希望這些問題可以引起讀者對減隔震技術的進一步思考。最后，本文將基于日本減隔震建筑在東日本大地震中的經驗和教訓，闡述作者對減隔震技術及建筑抗震設計的一些看法，希望能起到拋磚引玉的作用。

2 減隔震建筑在東日本大地震中的表現

這里選取了多個在東日本大地震中經受考驗的減隔震建筑案例進行介紹，包括利用減隔震技術加固過的學校建筑和高層住宅，采用減隔震技術新建的高層、超高層建筑，以及出于對比試驗為目的建造的兩棟相鄰且上部結構完全相同的混凝土框架建筑。通過案例的介紹和分析，可以發現減隔震技術在這些建筑上的應用都收到了良好的效果。

2．1 使用摩擦阻尼器加固既有建筑物的實測性能

為了檢驗摩擦阻尼器對既有學校建筑的加固效果，研究者們對兩棟采用摩擦阻尼器加固的RC學校建筑在東日本大地震中的表現進行了考察和分析［1］。

案例一:宮城縣大崎市S小學是一棟地上三層、塔樓一層的鋼筋混凝土(RC)建筑物，建筑面積2 872 m2。結構長邊方向為8榀跨度9 m的框架，短邊方向為含剪力墻的RC框架。建筑于1968年竣工，2007年對該建筑進行了加固，在結構縱向加裝了附加摩擦阻尼器的鋼支撐。本次地震中學校所在地區觀測到的震度為5．4級(日本地震震度分為7級，中國地震烈度分為12級)。

根據震后對此建筑的調查，本建筑在這次地震中主體結構沒有出現損傷，鋼支撐也沒有受到損傷。只在摩擦阻尼器活動部位的邊緣處觀察到涂料剝落，由此推測摩擦阻尼器支撐在地震中可能出現了1～2 mm的位移。附加的摩擦阻尼器支撐，只有當地震力超過摩擦阻尼器產生滑動所需要的荷載時，摩擦阻尼器才能發揮作用。由于該建筑所在區域本次地震的強度小于阻尼器的設計強度，阻尼器未進入工作狀態，相當于阻尼器支撐提高了結構初始剛度。

案例二:千葉縣市川市I小學同樣采用摩擦阻尼器進行了抗震加固。摩擦阻尼器支撐只設置在建筑的縱向，而在此之前，通過加強鋼筋混凝土剪力墻對結構的橫向進行了抗震加固。這次地震本地區的觀測震度為4．9級。該建筑的底部和頂部裝有地震動傳感器，測量結果顯示建筑底部的最大加速度為233 gal，頂部為280 gal。

在結構的兩個方向均安裝了傳感器，在東日本大地震及其前后兩次余震中結構的響應如圖1所示。縱向的摩擦阻尼器基本沒有滑動，相當于支撐，結構在縱向的固有周期在這三次地震中基本不變。而在短邊方向未設置摩擦阻尼器，結構在本次地震中受到損傷，其在東日本大地震及其后余震中的固有周期均長于受損前的固有周期。對比研究發現，摩擦阻尼器對于抑制結構損傷起到了關鍵作用。

圖1 結構兩個方向的加速度譜放大率［1］Fig．1 Amplification of acceleration spectrum in two directions

2．2 使用位移增大減震裝置加固的高層建筑的性能表現

東日本大地震中位于震中的仙臺市觀測到的最大震度為6度。由于本地區發生地震的概率很高，因此本次地震之前市內大量抗震性能較差的建筑進行了抗震加固。本例建筑［2］采用了由鋼柱和型鋼混凝土梁組成的外附支架以及位移增效(放大層間位移的裝置)黏滯阻尼器裝置進行了加固，外附框架和阻尼器的布置如圖2所示。

圖2 外附框架和位移增大阻尼器的布置［2］Fig．2 Arrangement of attached frame and toggle-brace-damper

圖3 柱表面產生的局部裂縫［2］Fig．3 Local cracks on the surface of column

圖4 墻表面產生的裂縫［2］Fig．4 Local cracks on the surface of wall

震后實地調查了此建筑的結構構件、加固構件和非結構構件的情況。對于加固前的鋼筋混凝土構件，僅在局部出現了0．2 mm以下的裂縫，如圖3所示。這樣的損傷程度符合日本抗震鑒定規范中無須修復可以繼續使用的標準。另外如圖4所示，雖然墻面觀察到有剪切裂縫出現，但由于墻和結構柱之間做了隔斷處理，裂縫并未向柱中發展。作為加固構件的鋼柱外部設有耐火材料，無法進行直接觀察。但根據耐火材料沒有出現損傷的事實推測，鋼柱沒有產生大的變形和損傷。在型鋼混凝土梁上也沒有觀察到損傷。外附框架與原結構的結合部也沒有出現裂縫或滑移，說明二者較好地協同工作。作為非結構構件的窗間墻的損傷如圖5所示，頂層和底層的墻體損傷輕微，中間層的墻體損傷嚴重，出現了典型的剪切裂縫。根據裂縫的寬度可以推測結構層的層間位移。通過觀察黏滯阻尼器作動后潤滑油留下的痕跡推算了阻尼器作動時的最大位移，并與根據窗間墻裂縫寬度推算的層間位移做了比較，如圖6所示。

圖5 窗間墻產生的裂縫［2］Fig．5 Cracks on the walls between windows

圖6 阻尼器作動位移與窗間墻裂縫寬度推算的層間位移［2］Fig．6 Displacement of damper and story drift calculated from width of cracks on the walls between windows

通過數值解析推測了該建筑在本次地震中的位移響應狀態。建立了非線性三維框架模型，考慮了加固和未加固兩種情況，輸入當地觀測到的地震波進行時程分析。如圖7所示，未加固結構的層間變形角集中于結構上部，且超過了日本規范規定的層間變形角限值。加固后結構上部的層間位移角顯著降低，雖然由于剛度變化造成的荷載重新分配導致結構下部的層間位移角有所增大，但整體上各層的層間位移角均小于日本設計規范規定的限值，因此主體結構在地震中并沒有出現損傷。最大層間位移角比不加固的情況降低了30%左右，這說明了抗震加固的有效性。同時，層間位移角的分布與通過窗間墻裂縫寬度推算的結果有相同的分布趨勢。

圖7 數值解析結果與窗間墻裂縫寬度推算的層間位移［2］Fig．7 Results of numerical analysis and story drift calculated from width of cracks on the walls between windows

2．3 東京市內同一地區減隔震高層建筑群在東日本大地震中的響應記錄分析

為了更準確地把握建筑大震下的實際響應狀態，從而提高結構響應的預測精度。東京工業大學的笠井和彥等［3－5］利用從東京六本木鄰近地區的6棟減隔震建筑上采集到的東日本大地震的結構響應記錄，結合數值模擬，對建筑結構的響應狀態、阻尼特性及減隔震裝置產生的效果進行了分析和評價。

如圖8所示位于六本木附近的這6棟減隔震建筑物分別為一棟9層的商用建筑，一棟18層的住宅建筑，一棟21層的酒店建筑，一棟29層的住宅建筑，一棟43層的商住兩用建筑及一棟54層的含有寫字樓、商鋪和美術館的大體量建筑。除9層的住宅建筑竣工于2002年外，其他建筑均建成于2003年。6棟建筑的減隔震裝置、結構形式、高度等基本信息如表1所示。

圖8 六棟減隔震建筑外觀Fig．8 Appearance of six buildings with seismic control and isolation system

表1 六棟減隔震建筑的基本信息［3］Table 1 Basic information of six buildings with seismic control and isolation system

其中，結構形式包括型鋼混凝土(SRC)、鋼筋混凝土(RC)、鋼管混凝土(CFT)、鋼板混凝土(SC)、鋼結構(S)等。屋頂花園質量阻尼器是指利用占建筑總質量約8%、重3 650 t的屋頂花園，通過天然疊層橡膠墊與主體結構連接，并設置黏滯阻尼器，從而形成調諧質量阻尼系統。

為了分析結構的地震響應，采用了兩種方法。方法一是利用布置于結構底層和不同高度的加速度計測量到的加速度記錄，生成激勵和響應加速度譜，并用曲線擬合出傳遞函數，再進一步求出結構的固有周期、阻尼系數和振型參與系數。在此基礎上再根據地面加速度譜利用振型組合的方法得到結構各觀測高度加速度和位移。通過與觀測得到的加速度和位移分布進行比較，可以驗證結果的正確性。方法二是建立包括減隔震系統在內的結構多質點模型，通過調整阻尼系統的各個參數，使結構響應與觀測結果一致，從而得到接近實際的結構模型。方法一通過隔減震系統作用下的結構響應實測結果，間接地考慮了隔減震系統的影響，并把系統附加阻尼的影響計入到結構本身的等效阻尼中。方法二通過在解析模型中附加隔減震系統，直接考慮了阻尼系統對結構的影響。兩種方法具有相互對比驗證的作用。

結構在地震中實測的加速度和根據加速度譜確定的固有周期如表2所示。

表2 六棟減隔震建筑的地震觀測結果［3］Table 2 Results of seismic observation on six buildings with seismic control and isolation system

圖9為利用方法一得到的9層減震建筑物主體結構頂部的相對位移和絕對加速度與實測值的對比，其中相對位移由實測加速度二次積分得到。可以看到方法一得到的結果與實測值吻合很好。

圖9 9層減震建筑的地震響應實測與計算(方法一)［3］Fig．9 Observed and calculated seismic response of 9-story seismic control building(Method 1)

圖10 為方法一得到的各觀測高度的最大相對位移和最大絕對加速度分布，根據觀測加速度譜計算得到的一階固有周期所對應的阻尼比達到了20%以上，可見屋頂花園質量阻尼器(GMD)顯著增加了結構的阻尼。未加設阻尼器的結構阻尼比為1%，從圖中可以看出阻尼器大大降低了結構的響應。圖11為利用方法二得到的GMD阻尼器頂部的相對位移和絕對加速度時程與實測值的對比。方法二得到的結果同樣與實測值吻合較好。

圖10 9層建筑物地震響應分布的比較(方法一)［3］Fig．10 Comparison of distribution of seismic response of 9-story building(Method 1)

圖12 為方法二得到的各觀測高度的最大相對位移和最大絕對加速度分布，從圖中可以看出設置GMD的情況下結構響應降低了50%左右。對兩棟18層和29層的隔震建筑也采用前述的兩種方法進行了地震響應的分析，通過與實測值的對比驗證了方法的有效性。

圖13和圖14為用方法一得到的兩棟建筑物的最大相對位移和最大絕對加速度的分布對比。可以看到18層建筑設置隔震裝置后最大相對位移和最大絕對加速度響應降低了50%左右，29層建筑設置隔震裝置后最大相對位移響應降低了40%，最大絕對加速度響應降低了30%。

圖11 9層減震建筑的地震響應實測與計算(方法二)［3］Fig．11 Observed and calculated seismic response of 9-story seismic control building(Method 2)

圖12 9層建筑物地震響應分布的比較(方法二)［3］Fig．12 Comparison of distribution of seismic response of 9-story building(Method 2)

圖13 18層建筑物地震響應分布的比較(方法一)［4］Fig．13 Comparison of distribution of seismic response of 18-story building(Method 1)

圖14 29層建筑物地震響應分布的比較(方法一)［4］Fig．14 Comparison of distribution of seismic response of 29-story building(Method 1)

21層的減震建筑底層沒有安裝加速度計，對在相鄰的9層減震建筑物底部得到的加速度數據進行坐標轉換，近似估計了該建筑底層的加速度時程。圖15為該建筑X方向通過換算得到的底層加速度時程和塔樓處實測的頂層加速度時程。X方向的底層、頂層加速度分別為84 gal和470 gal，Y方向分別為56 gal和317 gal。兩個方向的地震動都被放大了5倍以上。其原因是應用在該建筑上的低屈服鋼減震墻在地震加速度小于100 gal時未能屈服，無法消耗地震能量。減震裝置在該棟建筑上沒有發揮耗能效果，只是附加了剛度。

圖15 21層建筑物X方向的實測加速度時程［5］Fig．15 Observed acceleration history on X direction of 21-story building

43層減震建筑頂部的相對位移和絕對加速度時程如圖16所示，從圖中可以看出，250 s附近由長周期成分造成的位移響應要大于120 s附近由地震動卓越周期成分造成的位移響應。如圖17所示為方法一得到的相對位移與絕對加速度的最大響應分布，與非減震結構(阻尼系數設為1%)相比，減震建筑的位移和加速度響應降低了50%。

圖16 43層減震建筑的地震響應實測與計算(方法一)［5］Fig．16 Observed and calculated seismic response of 43-story seismic control building(Method 1)

圖17 43層建筑物地震響應分布的比較(方法一)［5］Fig．17 Comparison of distribution of seismic response of 43-story building(Method 1)

54層減震建筑是高269 m的超高層建筑，高階振型影響顯著，故考慮了其前五階振型。如圖18所示為分別考慮三階和五階振型時方法一得到的頂部加速度部分時程，可以看到，考慮五階振型后計算結果的精度有很大的提高。如圖19所示為方法一得到的相對位移和絕對加速度的最大值分布，與非減震結構(阻尼系數設為1%)相比，減震建筑的最大相對位移和絕對加速度響應降低了30%。

綜上所述，對6棟減隔震建筑物在東日本大地震中的響應進行了觀測。采用振型組合和多質點模型解析兩種方法進行了模擬分析。除裝有低屈服點鋼減震墻裝置的21層建筑物沒有產生減震效果外，其他各棟建筑物的減隔震裝置都表現出了良好的效果，地震位移和加速度響應的下降幅度均在30%以上。對于43層與54層的超高層建筑，長周期和高階振型成分的影響很顯著。

圖18 54層減震建筑的加速度時程計算(方法一)［5］Fig．18 Calculation of acceleration history of 54-story seismic control building(Method 1)

圖19 54層建筑物地震響應分布的比較(方法一)［5］Fig．19 Comparison of distribution of seismic response of 54-story building(Method 1)

2．4 東北大學隔震實驗樓隔震效果實測

為了準確了解隔震技術降低結構地震響應的效果，日本清水建設和東北大學于1984年在東北大學校園內合作建造了相鄰的兩棟上部結構完全相同的鋼筋混凝土框架結構建筑，即圖20中所示的隔震實驗樓。其中，右側的一棟為隔震建筑，使用了6個高阻尼橡膠支座;左側的一棟為非隔震結構。兩棟建筑的建筑面積均為180 m2，每層6 m ×10 m，高度均為9．9 m，每層3．3 m。清水建設同東北大學對這兩棟隔震實驗建筑在東日本大地震中的響應進行了實測研究［6］。

圖20 隔震實驗樓外觀Fig．20 Appearance of seismic isolation test building

震后調查發現，如圖21所示，非隔震結構的墻體出現了裂縫，而隔震建筑無論是隔震裝置還是上部結構都沒有出現損傷。由此可見隔震系統有效地減小了結構地震響應并抑制了結構損傷的出現。

隔震裝置能夠減小地震損傷的原因是因為隔震裝置大大降低了結構的地震響應。從圖22中可以看到布置在建筑隔震層、一層、頂層，以及布置在建筑周圍地面(GL－1M)和地下(GL－24M，GL－27M)的加速度傳感器實時測量各方向的加速度峰值數據。從圖中的數據可以看到，在X方向，地震中隔震建筑頂層的峰值加速度是隔震層的1．14倍，是一層的0．95倍。在Y方向，隔震建筑頂層的峰值加速度是隔震層的1．01倍，是一層的1．11倍。與之相比，非隔震建筑的頂層峰值加速度是一層的2．15倍，地震力被放大了兩倍左右。由此可見，隔震系統顯著地減小了上部結構的地震響應。如圖23所示為各測點位置X方向和Y方向的加速度譜。可以看到非隔震建筑的加速度響應卓越周期與地震動的卓越周期很接近，而隔震建筑的響應卓越周期長于地震動的卓越周期，這使得隔震建筑的加速度響應遠小于非隔震建筑。以上數據說明隔震系統在本次地震中有效地發揮了減震作用。

圖21 非隔震結構墻面出現的裂縫和隔震結構的外觀Fig．21 Cracks on the wall of structure without seismic isolation and appearance of structure with seismic isolation

圖22 加速度傳感器布置和實測加速度峰值［6］Fig．22 Arrangement of acceleration sensor and peak values observed

圖23 各測點X和Y方向的加速度譜［6］Fig．23 Acceleration spectrum of different observation points in X and Y direction

但在另一方面，從圖22中還會發現，隔震建筑隔震層的Z方向最大加速度為242．5 gal，而一層的Z方向最大加速度為279．8 gal，放大了1．15倍。與之相比，非隔震建筑一層Z方向的最大加速度為249．2 gal。另外，在日本神戶地區也曾經觀察到隔震系統將Z方向的地震加速度放大到110%的情況。因此在Z方向地振動顯著的直下型地震可能出現的地區，隔震系統的應用應該慎重。

3 對減隔震建筑的思考

對以上案例的介紹和分析表明，目前對于減隔震系統在建筑結構中的使用效果已經有了比較充分的認識。在本次東日本大地震中，減隔震建筑的表現可以說十分卓越，但同時也出現了一些意想不到的問題。日本隔震協會(JSSI)在地震后對減隔震建筑進行的震害調查表明，15%的隔震結構在隔震設備上出現了問題，其中共有5棟隔震建筑的鉛芯隔震墊上出現了裂縫［7］。在對阻尼器的調查中發現，速度型和非速度型阻尼器均出現了損傷現象。有5棟建筑中的用于固定金屬位移型阻尼器的高強螺栓發生了松動，在實際調查中發現仙臺一棟建筑的速度型油阻尼器在本次大地震中發生了破壞［8］。這都說明，對于阻尼器在其自身極限狀態下和結構非線性狀態下的性能仍需要進一步研究。接下來將對東日本大地震中出現的減隔震系統因為地震損傷和破壞導致性能下降和失效的案例進行介紹。

本建筑是位于日本仙臺東北工業大學校園內的一棟鋼結構行政樓。如圖24所示，在每層的兩個方向上共安裝了8個油阻尼器(第一層和第二層構成底部大空間，阻尼器安裝在第一層)。3·11地震造成一層的8個油阻尼器完全破壞;位于三、四層的油阻尼器雖沒有損傷，但油液發生了泄漏，不能再提供阻尼恢復力。這是關于阻尼器在地震中破壞失效的首例報告。

從以上的案例可以看出，本次地震出現了減隔震裝置由于損傷和破壞造成性能下降和失效的情況。因此，對于減隔震裝置性能退化和極限狀態的研究非常有必要。

4 結論

2011年的東日本大地震給災區帶來巨大的破壞，本文通過對多個案例的介紹和分析得出以下結論:

(1)在本次東日本大地震中，安裝在各類建筑中的絕大多數減隔震裝置都充分發揮了減震效果，達到了減小結構響應和防止結構損傷的目的。日本在減隔震技術方面的實踐是相當成功的。

(2)震后調查中同時也發現了一些目前減隔震裝置設計存在的問題，包括超出極限狀態而導致失效，出現損傷和殘余變形等情況，小中震情況下沒有發揮耗能作用。這對減隔震裝置的性能研究和性能設計，以及減隔震建筑整體的抗震性能設計都提出了新的問題。

圖24 日本東北工業大學的油阻尼器鋼結構［8］Fig．24 Steel structure with oil dampers in Tohoku Institute of Technology

(3)隨著減隔震高層建筑的不斷涌現，減隔震系統已成為支撐高層建筑結構性能的重要部分。然而，目前在我國的規范以及世界范圍的研究中都沒有考慮減隔震系統的性能退化和失效問題。盡管減隔震建筑在我國已經有二十多年的應用歷史，卻非常缺乏此類建筑在極端災害下的實際記錄，更沒有開展過對減隔震系統損傷和極限性能的研究。再加上結構體系本身的復雜性，國際上也未見有此方面的系統性研究，換言之，這方面的研究還落后于發展的需要。

因此，研究減隔震建筑在極端荷載作用下的損傷、破壞機理，進而發展包括建筑本身及減隔震系統在內的，損傷可控的，基于性能的結構分析與設計方法，是確保高層建筑結構安全，有效控制自然災害造成的損失，保障城市、社會、環境可持續發展的重要和緊迫內容。

致謝 日本東京工業大學的笠井和彥教授為本文提供了珍貴的數據和資料，特表感謝。

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