6.4 级漾濞地震某RC 框架及其非结构部件震害分析

陈子峰，林旭川，陆新征，陈 辉，杨 凝，周中一

(1.中国地震局工程力学研究所 地震工程与工程振动重点实验室，黑龙江，哈尔滨 150080；2.地震灾害防治应急管理部重点实验室，黑龙江，哈尔滨 150080；3.清华大学土木工程系，北京 100084)

2021 年05 月21 日，云南大理州漾濞县发生6.4 级地震，震源深度8 km。作者作为地震现场应急评估人员，第一时间赶赴现场开展震害调查与科考，并对不同区域各类建筑的破坏情况进行调查。此次地震记录到的最大的地震峰值加速度(PGA)高达720.2 gal，其记录台站位于漾濞县县城内[1]。此次地震反映出一些值得关注与深入研究的震害现象：① 尽管此次地震记录到的PGA 非常大，但通过对台站附近即县城内各类结构调查发现，地震的破坏力却相对较小，破坏主要集中于土木结构(本文特指由土和木为主构建的房屋)的自建民居，约束砌体和钢筋混凝土(RC)框架结构的震害总体上非常轻，框架结构的震害多为结构与填充墙之间出现裂缝或非结构部件开裂、坠落；② 尽管RC 框架结构总体上震害非常轻，但仍有一小部分RC 框架出现与其他框架明显的差异，其结构及其非结构部件破坏均相对严重，包含各种类非结构部件的破坏。上述“异常”不仅与地震动特性有关，也与结构特征有关，需要通过详细的现场震害调查与量化计算进行分析与探讨。

以往震害表明：非结构构件的破坏往往造成建筑使用功能的中断，而对重要建筑(如医院、学校等)功能的严重影响将直接或间接地给社会带来巨大损失[2-6]。目前，结构设计阶段设计人员主要关注主体结构的安全。《建筑抗震设计规范》(GB 50011-2010)[7](后文简称抗震规范)虽然要求估计围护墙和隔墙对框架结构抗震的不利影响，但没有给出具体的设计方法。如何充分合理地考虑砌体填充墙对主体结构的影响，仍然是结构抗震分析的技术挑战[8-10]。由于砌体填充墙对框架结构的承载力、刚度、延性等力学性能均有明显影响[11-12]。在对框架结构震害机理进行分析时，有必要采用一定手段合理考虑非结构部件对主体结构地震响应的影响。

为研究震害调查中少量RC 框架出现丰富震害的现象，首先选取位于漾濞县城南部的一栋6 层商用RC 框架结构进行详细调查。该框架具有场地约束不规则、底部大空间和填充墙分布不均匀的特点，其结构和非结构震害也相对严重。非结构部件的震害涉及大面积玻璃破碎、房屋装饰脱落、填充墙开裂、电梯设备损坏以及内饰瓷器、厨具等物品倾倒、坠落等。其次，结合图纸和现场调查信息，在考虑不同地震动的影响下，作者分别建立纯框架和带填充墙框架两种有限元模型，对产生结构及各种非结构部件震害的原因与条件进行研究。本文的研究可为结构性能化抗震设计与房屋加固提供参考意见。

1 现场震害调查

1.1 漾濞县城震害情况

漾濞台站位于漾濞县县城内，震中距约7.9 km，地震中记录的地震动时程如图1 所示，其加速度反应谱如图2 所示。该地震动南北分量的PGA 高达720.2 gal，仅从数值上看已经超越了9 度罕遇地震对应的幅值，而从反应谱加速度值与基本周期的关系看，该地震动对基本周期不大于0.15 s 的建筑(基本上是单层建筑)具有很强的破坏力，对于大于0.15 s 的建筑的破坏力明显减小，当结构基本周期大于1.0 s 时，则作用力非常小。

图1 漾濞台站地震动记录Fig.1 Ground motion records at Yangbi station

图2 漾濞台记录加速度反应谱与抗震规范设计反应谱Fig.2 Acceleration response spectra of Yangbi records and design spectra

漾濞县城位于此次地震极震区内，震害相对较重，该区域中1 层～2 层的土木结构出现的震害比较严重，除了出现大范围的梭瓦与屋面破坏现象外，还出现墙面明显开裂、墙体脱落、局部垮塌等现象，如图3 所示。漾濞县城内的带圈梁、构造柱的约束砌体结构和钢筋混凝土结构以3 层～6 层居多，震害较轻，主要表现为墙体或填充墙开裂、填充墙与RC 框架之间出现裂纹、装饰面脱落等，如图4 所示。从宏观趋势上看，建筑的破坏情况与地震动频谱特性相关度很高，也受到房屋抗震能力的影响。需要注意的是，即使是低矮房屋的震害也明显轻于由地震动的PGA、反应谱等所表现出来的震害预期，这与地震动的持时较短、长周期成分较弱有关，建筑一旦受到损伤，其周期将明显增大，进一步规避了地震动破坏力较强的短周期部分。

图3 土木结构震害情况Fig.3 Seismic damage of timber-and-soil structure

图4 约束砌体与钢筋混凝土结构震害情况Fig.4 Seismic damage of reinforced masonry structure and RC structure

1.2 典型框架震害详细调查

漾濞县城中个别RC 框架震害相对较重，且呈现出丰富的非结构破坏现象。因此，本文专门针对这种现象进行详细调查，为震害机理研究与结构抗震设计提供参考。详细调研的RC 框架结构为商住楼，该结构的部分典型非结构震害如图5 所示，建筑平面呈“L”形，如图5(i)所示。院内地坪以上共7 层(分别为1 层地下室以及6 层上部框架结构)。结构(含地下室)总高度为27.6 m，其中地下一层层高2.9 m，地上第1 层、第2 层层高4.2 m，第3 层～第5 层层高3.3 m，第6 层层高为4.2 m，三角屋面最高点与平屋面高差为2.9 m。该建筑地下1 层为停车场，第1 层、第2 层为酒店大堂、餐厅，其余楼层、为酒店客房。第1 层、第2 层靠路面一侧(北侧)存在连通两层的大空间结构用作酒店大堂，该大空间使得第2 层存在楼板局部不连续，如图6、图7 所示。建筑在竖向、水平上均体现了一定的不规则性。同时，第1 层与北侧道路平齐，地下1 层与院内地坪平齐，如图7 所示，北侧道路为第1 层楼面提供了额外的约束。结构安全等级二级，抗震设防类别为丙类，设防烈度为8 度，场地类别为Ⅱ类。工程中该结构使用C30 混凝土和HRB400 钢筋，填充墙砌体采用MU10 实心粘土砖和M7.5 砂浆。

图5 非结构震害情况Fig.5 Seismic damage of non-structural components

图6 建筑第2 层平面示意图 /mm Fig.6 Plan of the RC frame at the second floor

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

现场调查发现，该建筑主体结构的破坏整体较轻，各层有瓷砖脱落的现象，震害主要集中于第1 层、第2 层，其内部的非结构部件(包括家具、饰物、设备等)的破坏情况严重。这些非结构部件破坏主要可分为墙、柱的瓷砖贴片脱落；玻璃窗破坏；填充墙开裂；花瓶、柜子等设备、物品倾倒或坠落等，见图5(a)～图5(h)，震害在建筑中对应位置详见图5(i)。

1) 瓷砖贴片掉落。瓷砖贴片通常作为装饰粘贴于建筑的内外墙体表面。该建筑瓷砖贴片脱落主要出现在第1 层、第2 层靠近路面一侧，电梯间等位置也存在瓷砖掉落的情况(如图5(a)～图5(d)所示)。瓷砖贴片通过水泥砂浆或瓷砖胶粘贴于墙面。二者之间的粘贴强度主要取决于粘贴材料强度、瓷砖强度和施工质量。瓷砖的破坏与坠落一般是由于层间位移角过大。瓷砖掉落范围十分广泛，部分碎片覆盖建筑的逃生出口，对建筑周围的行人及逃生人员产生严重的安全威胁。

2) 玻璃窗破坏。玻璃窗是建筑的通风和采光重要手段，一般通过夹胶与窗框架进行连接。玻璃窗的破坏主要与面内的层间位移及其材料性能有关。该建筑共有2 处玻璃窗破坏，均位于第1 层靠近路面一侧(如图5(b)、图5(c)所示)。玻璃窗的破坏使其外围护功能中断，而地震后屋内财产很难得到及时转移，存在安全风险。同时，玻璃窗破碎坠落也对附近人员安全产生威胁。

3) 填充墙破坏。该建筑出现了多处填充墙开裂的情况，且主要集中于变形较大的第1 层、第2 层，该区域为酒店大堂或餐厅，填充墙较少。震害表现为填充墙开裂，其位置位于第1 层内部，为开有门窗洞的粘土砖填充墙(如图5(e)所示)。墙体涂有较厚的瓷砖胶粘贴瓷砖贴片，但仍可看出墙体出现“X”形裂缝。填充墙开裂后影响了建筑正常使用功能，并威胁人员安全。

4) 设备、物品损坏。在建筑内部，大型花瓶、木雕、柜子、厨具等物品(如图5(f)～图5(h)所示)发生倾覆或坠落。其中花瓶、木雕等装饰品经济价值通常较高，其损坏给业主带来较大经济损失。抽屉作为柜子的活动部件在受到地震作用时容易滑出，使柜子重心发生改变，若柜子较高且没有固定措施则存在倾覆的风险。同时，建筑内部部分设备(如电梯、热水器等)因受损而造成使用功能中断，严重影响其商业功能。

总体上，主体结构与非结构部件的破坏主要位于具有大空间的下部薄弱层。非结构部件(如瓷砖贴片、玻璃窗等)形式多样，往往缺乏地震保护的构造措施，结构层间变形较大时易出现大量破坏、掉落。而家具、热水器、电梯等财产设备的受损则造成其使用功能中断，对该建筑恢复经营带来较大困难。因此，对非结构部件地震破坏机理开展进一步研究对减轻震害损失、加快震后恢复、提升建筑抗震韧性具有参考意义。

2 数值分析

为了深入、量化地研究此次地震的破坏力及震害产生的机理，为建筑抗震韧性的提升、非结构地震保护提供参考，本文根据震害建筑的设计图纸，建立结构有限元模型，并开展参数分析。首先，作者以南向为X正向建立纯框架模型和考虑填充墙作用效应的框架模型，研究填充墙等非结构部件对结构地震响应的影响机制，并利用震害调查结果与数值计算结果进行比对进一步验证了模型的有效性；其次，以与抗震规范反应谱相近的El Centro (1940)波为对照，分析此次地震的地震动破坏力特征。

2.1 数值模型

本文利用纤维梁单元模拟框架结构的梁柱构件。纤维梁单元程序通过用户子程序[13]嵌入通用有限元软件MSC.Marc 进行实现。模型通过将截面划分为保护层混凝土纤维、约束混凝土纤维和钢筋纤维(见图8)，纤维模型截面中的钢筋纤维单元和混凝土纤维单元的材料本构模型如图9 所示。混凝土纤维受压应力-应变关系骨架线由抛物线和直线组成，受拉开裂行为采用双折线模型模拟；钢筋纤维模型的弹性段平台段以及卸载段由直线表示，屈服后的强度上升、劣化行为用抛物线来描述。反向再加载部分考虑包辛格效应。关于该模型的进一步详细说明以及有效性验证工作参见文献[9, 14 - 15]。

图8 纤维梁模型单元划分Fig.8 Standard section of the fiber model

图9 纤维梁单元中的材料本构Fig.9 Stress-strain relationship of material for the fiber model

本文利用单压杆模型考虑填充墙对框架的影响，此类模型已有广泛的研究[16-18]。当带填充墙的钢筋混凝土框架发生弯曲变形和剪切变形，如图10 所示，一定有效宽度的墙体对框架结 构产生挤压，形成类似压杆的作用效果，故可将填充墙的作用效果简化为单压杆。在不同国家，填充墙的材料性能与布置方式具有较大差异[19]。吴开来[20]通过收集国内历年的填充墙试验作为数据基础，对多种填充墙刚度和强度模型进行分析对比，得到合理且适用于国内的框架填充墙单压杆模型参数设置方法，并对比现有试验数据验证了此方法的有效性。本文根据其方法建立填充墙的单压杆模型。

图10 填充墙与框架的相互作用Fig.10 Interaction between the infilled wall and RC frame

建筑材料对应强度、弹性模量等参数按《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[21]选取。荷载按照设计说明和《建筑结构荷载规范》(GB 50009-2012)[22]设置。不论结构模型中是否包含填充墙的贡献，结构中填充墙的质量与自重均折算到相应楼板质量中，单压杆填充墙模型并不影响结构的质量分布。由于楼板未发生明显破坏，将楼板设置为弹性厚壳单元，并忽略楼板面外抗弯作用。

2.2 算例与地震动输入

对纯框架结构模型(模型1)与带填充墙框架结构模型(模型2)进行三向地震动输入的弹塑性时程分析，如图11 所示。为研究地震动对结构反应的影响，本文在上述模型的基础上，分别采用漾濞县城记录到的地震动(在调查框架结构附近)与被普遍使用(且与抗震规范设计反应谱接近)的El Centro (1940)波进行参数分析。分别对El Centro (1940)波(以NS 分量为基准)按照抗震规范要求8 度设防罕遇地震水平和漾濞地震动PGA 进行等比例调幅，然后将地震动三向输入带填充墙的框架模型进行弹塑性时程分析。调幅El Centro (1940)波加速度反应谱如图12 所示。

图11 有限元模型Fig.11 Finite element models

图12 调幅El Centro (1940)波反应谱与抗震规范加速度谱Fig.12 Acceleration response spectra of scaled El Centro(1940) records and design spectra

3 计算结果分析

3.1 模态分析

采用数值模型，对该结构进行模态分析，结果如表1 所示。案例建筑含地下室共7 层，砌体填充墙较多且分布不均匀。考虑填充墙作用效应后结构整体刚度增加，带填充墙框架的第一阶周期约为0.68 s，与一般钢筋混凝土结构的经验周期接近。相比纯框架模型，填充墙使结构的各阶周期缩短14%以上。

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

3.2 不规则性分析

填充墙的初始弹性刚度使得结构的刚度分布偏离一般设计预期，因此，本文对考虑填充墙作用效应前后结构不规则性进行分析。在考虑偶然偏心的水平力作用下，模型各层两端抗侧力构件的弹性层间位移最大值与平均值之比见表2。除楼面受到北侧道路额外约束的第1 层，模型1 仅在第5 层～第7 层扭转位移比大于1.2(在X向水平力作用下)。考虑填充墙的作用效应后，填充墙较多的楼层(第4 层以上楼层)的扭转位移比大幅增加。表3 展示了结构各层X向、Y向层间抗侧刚度。模型1 第3 层抗侧刚度仅为相邻上3 层的64%(Y向)。考虑填充墙的作用效应后，结构各层刚度有不同程度的增加，但结构侧向刚度不规则性加剧，如第3 层抗侧刚度仅为第4 层的39%、相邻上3 层的28%。

表2 楼层两端抗侧力构件的弹性层间位移最大值与平均值之比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 层间抗侧刚度/(kN·mm-1)Table 3 Inter-story lateral stiffness

可以发现，考虑填充墙作用效应后建筑的不规则性增加，扭转效应变得明显，薄弱楼层刚度突变的情况更加突出，这些变化均对结构抗震与非结构部件地震保护产生不利影响。

3.3 震害模拟

分别针对模型1 与模型2 输入本次地震实测强震的记录(图1、图2)进行弹塑性时程分析。两个模型得到的分析结果具有明显差异，以建筑的西北角位置(记为A点，如图6 所示)为例进行说明。图13 给出了A点各层地震响应。考虑填充墙作用效应后，由于结构整体刚度变大，各层最大加速度整体增加，忽略与地面接触的第一层，地震作用下最大楼层加速度位于屋面。相比纯框架模型(模型1)，考虑填充墙后(模型2)结构最大楼层加速度增幅多达54%。

模型1 和模型2 层间位移角的最大值出现在底部第1 层、第2 层。在X方向，模型1 层间位移角最大值为0.44%(第2 层)，模型2 层间位移角最大值为1.0%(第2 层)；在Y方向，模型1 层间位移角最大值为0.81%(第2 层)，模型2 层间位移角最大值为0.96%(第1 层)。案例建筑第1 层、第2 层层高较高且大堂部分为大空间结构，使得此区域刚度变化较大，形成薄弱层。特别是在模型2 中，填充墙竖向分布不均匀，加剧了结构的刚度不均匀分布，考虑填充墙作用效应后，第1 层、第2 层出现更大的地震响应。是否考虑填充墙，对框架结构弹塑性时程分析结构影响较大，特别是填充墙的不均匀布置将明显改变结构的动力特性与变形模式。图14 分别给出模型1 和模型2 第2 层及屋面的最大扭转角。考虑填充墙作用效应后建筑扭转效应加剧，第2 层最大扭转角增大了2.75 倍，屋面最大扭转角增大了2.06 倍。值得一提的是，建筑的扭转效应将进一步加剧楼内不同位置的地震响应差异。

图15 给出模型1 和模型2 典型平面内的塑性铰(钢筋屈服或混凝土达到峰值强度)的分布情况。纯框架结构(图15(a))塑性铰出现于第1 层、第2 层，特别是左侧(近路面侧)柱端。这是因为第1 层、第2 层为变形集中楼层，且路面对左侧结构存在额外约束。考虑填充墙作用效应后(如图15(b)所示)，刚度不均匀的状况加剧，第1 层、第2 层变形集中的趋势更加明显，出现更多塑性铰。

现场调查同样发现，该建筑“位移性”地震破坏现象(如瓷砖贴片脱落、填充墙开裂、玻璃窗破碎)同样位于框架第1 层、第2 层，特别是左侧第1 跨、2 跨，仿真结果与现场调查现象基本吻合。

3.4 地震动特征影响

为揭示地震对该类框架结构以及非结构部件的破坏机理，采用数值模型进一步考察地震动特性对结构响应的影响。

分析中，地震动采用经典的El Centro (1940)波，并分别采用抗震规范8 度对应罕遇地震的PGA与实测地震动PGA 进行调幅，结构模型采用考虑填充墙效应的模型2。对比漾濞地震实测记录与调幅El Centro (1940)波的加速度谱(如图2、图12所示)可以发现，虽然采用漾濞地震实测地震动的PGA 较高，但持时较短、破坏力主要集中于周期较短的部分。若El Centro (1940)波按漾濞地震实测地震动PGA 进行调幅，其拟加速度反应谱幅值在结构主要周期范围内大于9 度罕遇地震反应谱。

模型2 弹塑性时程分析的最大层间位移角情况如图16 所示(以位置A为例)。塑性铰分布情况如图17 所示。可以发现，改用El Centro (1940)波后，结构变形与损伤模式的总体趋势并没有发生质的改变，最大层间位移角出现在第1 层。相比漾濞地震动作用下的结构响应，按8 度罕遇地震调幅的El Centro (1940)波作用下的结构塑性铰数量更多，右侧(远路面侧)地下1 层柱端也发展出塑性铰，且结构最大层间位移角在X向增大了71%，在Y向增大不明显。输入按实测地震动PGA 调幅的El Centro (1940)波后，结构底层薄弱楼层广泛出现塑性铰。上述不同地震动作用下结构响应的差异也从一个侧面解释了为什么本次地震的地震动PGA 高达720.2 gal，破坏力却有限。

图16 不同地震动下A 位置最大层间位移角对比(模型2)Fig.16 Comparison of maximum inter-story drift ratios subjected to different ground motions at position A (model 2)

图17 框架塑性铰分布情况(调幅El Centro (1940)波)Fig.17 Distribution of plastic hinges in the RC frame(subjected to the scaled El Centro (1940) records)

另外，可以发现，按8 度罕遇地震调幅的El Centro (1940)波作用下结构最大层间位移角约为1.7%，满足规范要求的大震层间位移角限值，满足“大震不倒”的设计要求。虽然漾濞地震实测地震动作用下结构总体反应略弱于按8 度罕遇地震调幅的El Centro (1940)波，但已出现大量非结构构件破坏。可见，在“大震不倒”之前，非结构部件就有可能出现严重破坏，不仅造成经济损失和建筑功能中断，也对室内外人员的安全造成威胁。

4 结论与启示

本文对漾濞地震极震区震害较重的一栋商用RC 框架进行现场调查与数值仿真分析，主要发现如下：

(1) 漾濞地震中位于漾濞县城的某商用RC 框架震害明显重于其他框架，且表现出各类非结构部件倾覆、坠落与严重破坏，通过对该框架详细的现场调查发现，非结构部件的破坏大多集中于底部具有跨楼层空旷区域的楼层。

(2) 基于调研数据与图纸建立了纯框架及带填充墙框架的数值模型，并以该建筑所在县城实测地震动记录为输入对建筑震害进行了再现。弹塑性时程分析结果表明，考虑填充墙作用效应后，结构周期缩短14%以上，结构最大楼层加速度增幅达54%，结构最大层间位移角增幅达127%(X向)，结构最大扭转角增大2 倍以上。仿真结果与现场调查现象基本吻合。

(3) 本次地震中位于极震区的县城实测地震动峰值加速度(PGA)高达720.2 gal，数值上超过了9 度罕遇地震对应的PGA，但其对县城中低层建筑的破坏依然相对较轻。以调幅的El Centro (1940)波为输入对该框架开展弹塑性时程分析发现，漾濞地震动对该框架的破坏力弱于El Centro (1940)波调幅至8 度罕遇地震PGA (400 gal)时的破坏力。采用持时、频谱特性差异很大的地震动，并未明显改变由结构底部跨层大空间主导的变形与损伤模式。

相应地，由现场调研与数值仿真可以得到如下启示：

(1) 商业建筑、公共建筑内往往包含大空间或底部跨层大厅，非结构部件的地震保护对建筑功能的维持至关重要，此类大空间也成为非结构破坏的关键因素之一。非结构的破坏、坠落、倾倒、堆积威胁室内外人员的安全与疏散通道的畅通性。

(2) 填充墙虽为非结构部件，其对结构动力特性与破坏模式的影响较大，局部的大型使用空间往往导致填充墙布置不均匀，容易诱发结构薄弱层，并放大结构扭转效应。

(3) 实测地震动的破坏力特征有时与设计预期存在很大差异，如何合理考虑这种地震动不确定性并选用合适的地震动指标仍然是抗震设计的重要挑战。同时，尚需研究如何在地震应急救援与地震灾害损失评估中充分运用实测地震动记录蕴含的地震破坏力信息，以提高救灾效率与决策的针对性。