6.4 級漾濞地震某RC 框架及其非結構部件震害分析

陳子峰，林旭川，陸新征，陳 輝，楊 凝，周中一

(1.中國地震局工程力學研究所 地震工程與工程振動重點實驗室，黑龍江，哈爾濱 150080；2.地震災害防治應急管理部重點實驗室，黑龍江，哈爾濱 150080；3.清華大學土木工程系，北京 100084)

2021 年05 月21 日，云南大理州漾濞縣發生6.4 級地震，震源深度8 km。作者作為地震現場應急評估人員，第一時間趕赴現場開展震害調查與科考，并對不同區域各類建筑的破壞情況進行調查。此次地震記錄到的最大的地震峰值加速度(PGA)高達720.2 gal，其記錄臺站位于漾濞縣縣城內[1]。此次地震反映出一些值得關注與深入研究的震害現象：① 盡管此次地震記錄到的PGA 非常大，但通過對臺站附近即縣城內各類結構調查發現，地震的破壞力卻相對較小，破壞主要集中于土木結構(本文特指由土和木為主構建的房屋)的自建民居，約束砌體和鋼筋混凝土(RC)框架結構的震害總體上非常輕，框架結構的震害多為結構與填充墻之間出現裂縫或非結構部件開裂、墜落；② 盡管RC 框架結構總體上震害非常輕，但仍有一小部分RC 框架出現與其他框架明顯的差異，其結構及其非結構部件破壞均相對嚴重，包含各種類非結構部件的破壞。上述“異?！辈粌H與地震動特性有關，也與結構特征有關，需要通過詳細的現場震害調查與量化計算進行分析與探討。

以往震害表明：非結構構件的破壞往往造成建筑使用功能的中斷，而對重要建筑(如醫院、學校等)功能的嚴重影響將直接或間接地給社會帶來巨大損失[2-6]。目前，結構設計階段設計人員主要關注主體結構的安全。《建筑抗震設計規范》(GB 50011-2010)[7](后文簡稱抗震規范)雖然要求估計圍護墻和隔墻對框架結構抗震的不利影響，但沒有給出具體的設計方法。如何充分合理地考慮砌體填充墻對主體結構的影響，仍然是結構抗震分析的技術挑戰[8-10]。由于砌體填充墻對框架結構的承載力、剛度、延性等力學性能均有明顯影響[11-12]。在對框架結構震害機理進行分析時，有必要采用一定手段合理考慮非結構部件對主體結構地震響應的影響。

為研究震害調查中少量RC 框架出現豐富震害的現象，首先選取位于漾濞縣城南部的一棟6 層商用RC 框架結構進行詳細調查。該框架具有場地約束不規則、底部大空間和填充墻分布不均勻的特點，其結構和非結構震害也相對嚴重。非結構部件的震害涉及大面積玻璃破碎、房屋裝飾脫落、填充墻開裂、電梯設備損壞以及內飾瓷器、廚具等物品傾倒、墜落等。其次，結合圖紙和現場調查信息，在考慮不同地震動的影響下，作者分別建立純框架和帶填充墻框架兩種有限元模型，對產生結構及各種非結構部件震害的原因與條件進行研究。本文的研究可為結構性能化抗震設計與房屋加固提供參考意見。

1 現場震害調查

1.1 漾濞縣城震害情況

漾濞臺站位于漾濞縣縣城內，震中距約7.9 km，地震中記錄的地震動時程如圖1 所示，其加速度反應譜如圖2 所示。該地震動南北分量的PGA 高達720.2 gal，僅從數值上看已經超越了9 度罕遇地震對應的幅值，而從反應譜加速度值與基本周期的關系看，該地震動對基本周期不大于0.15 s 的建筑(基本上是單層建筑)具有很強的破壞力，對于大于0.15 s 的建筑的破壞力明顯減小，當結構基本周期大于1.0 s 時，則作用力非常小。

圖1 漾濞臺站地震動記錄Fig.1 Ground motion records at Yangbi station

圖2 漾濞臺記錄加速度反應譜與抗震規范設計反應譜Fig.2 Acceleration response spectra of Yangbi records and design spectra

漾濞縣城位于此次地震極震區內，震害相對較重，該區域中1 層～2 層的土木結構出現的震害比較嚴重，除了出現大范圍的梭瓦與屋面破壞現象外，還出現墻面明顯開裂、墻體脫落、局部垮塌等現象，如圖3 所示。漾濞縣城內的帶圈梁、構造柱的約束砌體結構和鋼筋混凝土結構以3 層～6 層居多，震害較輕，主要表現為墻體或填充墻開裂、填充墻與RC 框架之間出現裂紋、裝飾面脫落等，如圖4 所示。從宏觀趨勢上看，建筑的破壞情況與地震動頻譜特性相關度很高，也受到房屋抗震能力的影響。需要注意的是，即使是低矮房屋的震害也明顯輕于由地震動的PGA、反應譜等所表現出來的震害預期，這與地震動的持時較短、長周期成分較弱有關，建筑一旦受到損傷，其周期將明顯增大，進一步規避了地震動破壞力較強的短周期部分。

圖3 土木結構震害情況Fig.3 Seismic damage of timber-and-soil structure

圖4 約束砌體與鋼筋混凝土結構震害情況Fig.4 Seismic damage of reinforced masonry structure and RC structure

1.2 典型框架震害詳細調查

漾濞縣城中個別RC 框架震害相對較重，且呈現出豐富的非結構破壞現象。因此，本文專門針對這種現象進行詳細調查，為震害機理研究與結構抗震設計提供參考。詳細調研的RC 框架結構為商住樓，該結構的部分典型非結構震害如圖5 所示，建筑平面呈“L”形，如圖5(i)所示。院內地坪以上共7 層(分別為1 層地下室以及6 層上部框架結構)。結構(含地下室)總高度為27.6 m，其中地下一層層高2.9 m，地上第1 層、第2 層層高4.2 m，第3 層～第5 層層高3.3 m，第6 層層高為4.2 m，三角屋面最高點與平屋面高差為2.9 m。該建筑地下1 層為停車場，第1 層、第2 層為酒店大堂、餐廳，其余樓層、為酒店客房。第1 層、第2 層靠路面一側(北側)存在連通兩層的大空間結構用作酒店大堂，該大空間使得第2 層存在樓板局部不連續，如圖6、圖7 所示。建筑在豎向、水平上均體現了一定的不規則性。同時，第1 層與北側道路平齊，地下1 層與院內地坪平齊，如圖7 所示，北側道路為第1 層樓面提供了額外的約束。結構安全等級二級，抗震設防類別為丙類，設防烈度為8 度，場地類別為Ⅱ類。工程中該結構使用C30 混凝土和HRB400 鋼筋，填充墻砌體采用MU10 實心粘土磚和M7.5 砂漿。

圖5 非結構震害情況Fig.5 Seismic damage of non-structural components

圖6 建筑第2 層平面示意圖 /mm Fig.6 Plan of the RC frame at the second floor

圖7 建筑1-1 剖面示意圖Fig.7 Profile of the RC frame at the elevation 1-1

現場調查發現，該建筑主體結構的破壞整體較輕，各層有瓷磚脫落的現象，震害主要集中于第1 層、第2 層，其內部的非結構部件(包括家具、飾物、設備等)的破壞情況嚴重。這些非結構部件破壞主要可分為墻、柱的瓷磚貼片脫落；玻璃窗破壞；填充墻開裂；花瓶、柜子等設備、物品傾倒或墜落等，見圖5(a)～圖5(h)，震害在建筑中對應位置詳見圖5(i)。

1) 瓷磚貼片掉落。瓷磚貼片通常作為裝飾粘貼于建筑的內外墻體表面。該建筑瓷磚貼片脫落主要出現在第1 層、第2 層靠近路面一側，電梯間等位置也存在瓷磚掉落的情況(如圖5(a)～圖5(d)所示)。瓷磚貼片通過水泥砂漿或瓷磚膠粘貼于墻面。二者之間的粘貼強度主要取決于粘貼材料強度、瓷磚強度和施工質量。瓷磚的破壞與墜落一般是由于層間位移角過大。瓷磚掉落范圍十分廣泛，部分碎片覆蓋建筑的逃生出口，對建筑周圍的行人及逃生人員產生嚴重的安全威脅。

2) 玻璃窗破壞。玻璃窗是建筑的通風和采光重要手段，一般通過夾膠與窗框架進行連接。玻璃窗的破壞主要與面內的層間位移及其材料性能有關。該建筑共有2 處玻璃窗破壞，均位于第1 層靠近路面一側(如圖5(b)、圖5(c)所示)。玻璃窗的破壞使其外圍護功能中斷，而地震后屋內財產很難得到及時轉移，存在安全風險。同時，玻璃窗破碎墜落也對附近人員安全產生威脅。

3) 填充墻破壞。該建筑出現了多處填充墻開裂的情況，且主要集中于變形較大的第1 層、第2 層，該區域為酒店大堂或餐廳，填充墻較少。震害表現為填充墻開裂，其位置位于第1 層內部，為開有門窗洞的粘土磚填充墻(如圖5(e)所示)。墻體涂有較厚的瓷磚膠粘貼瓷磚貼片，但仍可看出墻體出現“X”形裂縫。填充墻開裂后影響了建筑正常使用功能，并威脅人員安全。

4) 設備、物品損壞。在建筑內部，大型花瓶、木雕、柜子、廚具等物品(如圖5(f)～圖5(h)所示)發生傾覆或墜落。其中花瓶、木雕等裝飾品經濟價值通常較高，其損壞給業主帶來較大經濟損失。抽屜作為柜子的活動部件在受到地震作用時容易滑出，使柜子重心發生改變，若柜子較高且沒有固定措施則存在傾覆的風險。同時，建筑內部部分設備(如電梯、熱水器等)因受損而造成使用功能中斷，嚴重影響其商業功能。

總體上，主體結構與非結構部件的破壞主要位于具有大空間的下部薄弱層。非結構部件(如瓷磚貼片、玻璃窗等)形式多樣，往往缺乏地震保護的構造措施，結構層間變形較大時易出現大量破壞、掉落。而家具、熱水器、電梯等財產設備的受損則造成其使用功能中斷，對該建筑恢復經營帶來較大困難。因此，對非結構部件地震破壞機理開展進一步研究對減輕震害損失、加快震后恢復、提升建筑抗震韌性具有參考意義。

2 數值分析

為了深入、量化地研究此次地震的破壞力及震害產生的機理，為建筑抗震韌性的提升、非結構地震保護提供參考，本文根據震害建筑的設計圖紙，建立結構有限元模型，并開展參數分析。首先，作者以南向為X正向建立純框架模型和考慮填充墻作用效應的框架模型，研究填充墻等非結構部件對結構地震響應的影響機制，并利用震害調查結果與數值計算結果進行比對進一步驗證了模型的有效性；其次，以與抗震規范反應譜相近的El Centro (1940)波為對照，分析此次地震的地震動破壞力特征。

2.1 數值模型

本文利用纖維梁單元模擬框架結構的梁柱構件。纖維梁單元程序通過用戶子程序[13]嵌入通用有限元軟件MSC.Marc 進行實現。模型通過將截面劃分為保護層混凝土纖維、約束混凝土纖維和鋼筋纖維(見圖8)，纖維模型截面中的鋼筋纖維單元和混凝土纖維單元的材料本構模型如圖9 所示?；炷晾w維受壓應力-應變關系骨架線由拋物線和直線組成，受拉開裂行為采用雙折線模型模擬；鋼筋纖維模型的彈性段平臺段以及卸載段由直線表示，屈服后的強度上升、劣化行為用拋物線來描述。反向再加載部分考慮包辛格效應。關于該模型的進一步詳細說明以及有效性驗證工作參見文獻[9, 14 - 15]。

圖8 纖維梁模型單元劃分Fig.8 Standard section of the fiber model

圖9 纖維梁單元中的材料本構Fig.9 Stress-strain relationship of material for the fiber model

本文利用單壓桿模型考慮填充墻對框架的影響，此類模型已有廣泛的研究[16-18]。當帶填充墻的鋼筋混凝土框架發生彎曲變形和剪切變形，如圖10 所示，一定有效寬度的墻體對框架結 構產生擠壓，形成類似壓桿的作用效果，故可將填充墻的作用效果簡化為單壓桿。在不同國家，填充墻的材料性能與布置方式具有較大差異[19]。吳開來[20]通過收集國內歷年的填充墻試驗作為數據基礎，對多種填充墻剛度和強度模型進行分析對比，得到合理且適用于國內的框架填充墻單壓桿模型參數設置方法，并對比現有試驗數據驗證了此方法的有效性。本文根據其方法建立填充墻的單壓桿模型。

圖10 填充墻與框架的相互作用Fig.10 Interaction between the infilled wall and RC frame

建筑材料對應強度、彈性模量等參數按《混凝土結構設計規范》(GB 50010-2010)[21]選取。荷載按照設計說明和《建筑結構荷載規范》(GB 50009-2012)[22]設置。不論結構模型中是否包含填充墻的貢獻，結構中填充墻的質量與自重均折算到相應樓板質量中，單壓桿填充墻模型并不影響結構的質量分布。由于樓板未發生明顯破壞，將樓板設置為彈性厚殼單元，并忽略樓板面外抗彎作用。

2.2 算例與地震動輸入

對純框架結構模型(模型1)與帶填充墻框架結構模型(模型2)進行三向地震動輸入的彈塑性時程分析，如圖11 所示。為研究地震動對結構反應的影響，本文在上述模型的基礎上，分別采用漾濞縣城記錄到的地震動(在調查框架結構附近)與被普遍使用(且與抗震規范設計反應譜接近)的El Centro (1940)波進行參數分析。分別對El Centro (1940)波(以NS 分量為基準)按照抗震規范要求8 度設防罕遇地震水平和漾濞地震動PGA 進行等比例調幅，然后將地震動三向輸入帶填充墻的框架模型進行彈塑性時程分析。調幅El Centro (1940)波加速度反應譜如圖12 所示。

圖11 有限元模型Fig.11 Finite element models

圖12 調幅El Centro (1940)波反應譜與抗震規范加速度譜Fig.12 Acceleration response spectra of scaled El Centro(1940) records and design spectra

3 計算結果分析

3.1 模態分析

采用數值模型，對該結構進行模態分析，結果如表1 所示。案例建筑含地下室共7 層，砌體填充墻較多且分布不均勻。考慮填充墻作用效應后結構整體剛度增加，帶填充墻框架的第一階周期約為0.68 s，與一般鋼筋混凝土結構的經驗周期接近。相比純框架模型，填充墻使結構的各階周期縮短14%以上。

表1 各振型周期Table 1 Period of each vibration mode

3.2 不規則性分析

填充墻的初始彈性剛度使得結構的剛度分布偏離一般設計預期，因此，本文對考慮填充墻作用效應前后結構不規則性進行分析。在考慮偶然偏心的水平力作用下，模型各層兩端抗側力構件的彈性層間位移最大值與平均值之比見表2。除樓面受到北側道路額外約束的第1 層，模型1 僅在第5 層～第7 層扭轉位移比大于1.2(在X向水平力作用下)?？紤]填充墻的作用效應后，填充墻較多的樓層(第4 層以上樓層)的扭轉位移比大幅增加。表3 展示了結構各層X向、Y向層間抗側剛度。模型1 第3 層抗側剛度僅為相鄰上3 層的64%(Y向)?？紤]填充墻的作用效應后，結構各層剛度有不同程度的增加，但結構側向剛度不規則性加劇，如第3 層抗側剛度僅為第4 層的39%、相鄰上3 層的28%。

表2 樓層兩端抗側力構件的彈性層間位移最大值與平均值之比Table 2 The ratio of the maximum value to the average value of the elastic inter-story displacement of the lateral force resisting members at both ends of each story

表3 層間抗側剛度/(kN·mm-1)Table 3 Inter-story lateral stiffness

可以發現，考慮填充墻作用效應后建筑的不規則性增加，扭轉效應變得明顯，薄弱樓層剛度突變的情況更加突出，這些變化均對結構抗震與非結構部件地震保護產生不利影響。

3.3 震害模擬

分別針對模型1 與模型2 輸入本次地震實測強震的記錄(圖1、圖2)進行彈塑性時程分析。兩個模型得到的分析結果具有明顯差異，以建筑的西北角位置(記為A點，如圖6 所示)為例進行說明。圖13 給出了A點各層地震響應。考慮填充墻作用效應后，由于結構整體剛度變大，各層最大加速度整體增加，忽略與地面接觸的第一層，地震作用下最大樓層加速度位于屋面。相比純框架模型(模型1)，考慮填充墻后(模型2)結構最大樓層加速度增幅多達54%。

模型1 和模型2 層間位移角的最大值出現在底部第1 層、第2 層。在X方向，模型1 層間位移角最大值為0.44%(第2 層)，模型2 層間位移角最大值為1.0%(第2 層)；在Y方向，模型1 層間位移角最大值為0.81%(第2 層)，模型2 層間位移角最大值為0.96%(第1 層)。案例建筑第1 層、第2 層層高較高且大堂部分為大空間結構，使得此區域剛度變化較大，形成薄弱層。特別是在模型2 中，填充墻豎向分布不均勻，加劇了結構的剛度不均勻分布，考慮填充墻作用效應后，第1 層、第2 層出現更大的地震響應。是否考慮填充墻，對框架結構彈塑性時程分析結構影響較大，特別是填充墻的不均勻布置將明顯改變結構的動力特性與變形模式。圖14 分別給出模型1 和模型2 第2 層及屋面的最大扭轉角?？紤]填充墻作用效應后建筑扭轉效應加劇，第2 層最大扭轉角增大了2.75 倍，屋面最大扭轉角增大了2.06 倍。值得一提的是，建筑的扭轉效應將進一步加劇樓內不同位置的地震響應差異。

圖15 給出模型1 和模型2 典型平面內的塑性鉸(鋼筋屈服或混凝土達到峰值強度)的分布情況。純框架結構(圖15(a))塑性鉸出現于第1 層、第2 層，特別是左側(近路面側)柱端。這是因為第1 層、第2 層為變形集中樓層，且路面對左側結構存在額外約束?？紤]填充墻作用效應后(如圖15(b)所示)，剛度不均勻的狀況加劇，第1 層、第2 層變形集中的趨勢更加明顯，出現更多塑性鉸。

現場調查同樣發現，該建筑“位移性”地震破壞現象(如瓷磚貼片脫落、填充墻開裂、玻璃窗破碎)同樣位于框架第1 層、第2 層，特別是左側第1 跨、2 跨，仿真結果與現場調查現象基本吻合。

3.4 地震動特征影響

為揭示地震對該類框架結構以及非結構部件的破壞機理，采用數值模型進一步考察地震動特性對結構響應的影響。

分析中，地震動采用經典的El Centro (1940)波，并分別采用抗震規范8 度對應罕遇地震的PGA與實測地震動PGA 進行調幅，結構模型采用考慮填充墻效應的模型2。對比漾濞地震實測記錄與調幅El Centro (1940)波的加速度譜(如圖2、圖12所示)可以發現，雖然采用漾濞地震實測地震動的PGA 較高，但持時較短、破壞力主要集中于周期較短的部分。若El Centro (1940)波按漾濞地震實測地震動PGA 進行調幅，其擬加速度反應譜幅值在結構主要周期范圍內大于9 度罕遇地震反應譜。

模型2 彈塑性時程分析的最大層間位移角情況如圖16 所示(以位置A為例)。塑性鉸分布情況如圖17 所示?？梢园l現，改用El Centro (1940)波后，結構變形與損傷模式的總體趨勢并沒有發生質的改變，最大層間位移角出現在第1 層。相比漾濞地震動作用下的結構響應，按8 度罕遇地震調幅的El Centro (1940)波作用下的結構塑性鉸數量更多，右側(遠路面側)地下1 層柱端也發展出塑性鉸，且結構最大層間位移角在X向增大了71%，在Y向增大不明顯。輸入按實測地震動PGA 調幅的El Centro (1940)波后，結構底層薄弱樓層廣泛出現塑性鉸。上述不同地震動作用下結構響應的差異也從一個側面解釋了為什么本次地震的地震動PGA 高達720.2 gal，破壞力卻有限。

圖16 不同地震動下A 位置最大層間位移角對比(模型2)Fig.16 Comparison of maximum inter-story drift ratios subjected to different ground motions at position A (model 2)

圖17 框架塑性鉸分布情況(調幅El Centro (1940)波)Fig.17 Distribution of plastic hinges in the RC frame(subjected to the scaled El Centro (1940) records)

另外，可以發現，按8 度罕遇地震調幅的El Centro (1940)波作用下結構最大層間位移角約為1.7%，滿足規范要求的大震層間位移角限值，滿足“大震不倒”的設計要求。雖然漾濞地震實測地震動作用下結構總體反應略弱于按8 度罕遇地震調幅的El Centro (1940)波，但已出現大量非結構構件破壞?？梢?，在“大震不倒”之前，非結構部件就有可能出現嚴重破壞，不僅造成經濟損失和建筑功能中斷，也對室內外人員的安全造成威脅。

4 結論與啟示

本文對漾濞地震極震區震害較重的一棟商用RC 框架進行現場調查與數值仿真分析，主要發現如下：

(1) 漾濞地震中位于漾濞縣城的某商用RC 框架震害明顯重于其他框架，且表現出各類非結構部件傾覆、墜落與嚴重破壞，通過對該框架詳細的現場調查發現，非結構部件的破壞大多集中于底部具有跨樓層空曠區域的樓層。

(2) 基于調研數據與圖紙建立了純框架及帶填充墻框架的數值模型，并以該建筑所在縣城實測地震動記錄為輸入對建筑震害進行了再現。彈塑性時程分析結果表明，考慮填充墻作用效應后，結構周期縮短14%以上，結構最大樓層加速度增幅達54%，結構最大層間位移角增幅達127%(X向)，結構最大扭轉角增大2 倍以上。仿真結果與現場調查現象基本吻合。

(3) 本次地震中位于極震區的縣城實測地震動峰值加速度(PGA)高達720.2 gal，數值上超過了9 度罕遇地震對應的PGA，但其對縣城中低層建筑的破壞依然相對較輕。以調幅的El Centro (1940)波為輸入對該框架開展彈塑性時程分析發現，漾濞地震動對該框架的破壞力弱于El Centro (1940)波調幅至8 度罕遇地震PGA (400 gal)時的破壞力。采用持時、頻譜特性差異很大的地震動，并未明顯改變由結構底部跨層大空間主導的變形與損傷模式。

相應地，由現場調研與數值仿真可以得到如下啟示：

(1) 商業建筑、公共建筑內往往包含大空間或底部跨層大廳，非結構部件的地震保護對建筑功能的維持至關重要，此類大空間也成為非結構破壞的關鍵因素之一。非結構的破壞、墜落、傾倒、堆積威脅室內外人員的安全與疏散通道的暢通性。

(2) 填充墻雖為非結構部件，其對結構動力特性與破壞模式的影響較大，局部的大型使用空間往往導致填充墻布置不均勻，容易誘發結構薄弱層，并放大結構扭轉效應。

(3) 實測地震動的破壞力特征有時與設計預期存在很大差異，如何合理考慮這種地震動不確定性并選用合適的地震動指標仍然是抗震設計的重要挑戰。同時，尚需研究如何在地震應急救援與地震災害損失評估中充分運用實測地震動記錄蘊含的地震破壞力信息，以提高救災效率與決策的針對性。