點(diǎn)接觸式密肋復(fù)合墻體抗震性能試驗(yàn)

李鵬飛，袁泉，郭猛，姚謙峰

(北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京，100044)

耗能復(fù)合墻具有良好的整體性，能夠吸收耗散地震能量，國內(nèi)外不少學(xué)者為了改善結(jié)構(gòu)的抗震性能，提出了多種新型耗能復(fù)合墻結(jié)構(gòu)[1-3]。這些耗能墻在結(jié)構(gòu)中能夠消耗地震能量，從而最大限度的保護(hù)主體結(jié)構(gòu)的安全，對改善建筑物的抗震性能具有十分重要的意義。密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)體系也屬于耗能復(fù)合墻的范疇，其研究始于20世紀(jì)90年代初，已在理論研究與應(yīng)用實(shí)踐上取得了較好的成果，建立了相應(yīng)的概念設(shè)計(jì)原則和抗震計(jì)算方法[4-7]。密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)具有輕質(zhì)節(jié)能、耗能減震、生態(tài)環(huán)保、施工簡便等優(yōu)點(diǎn)，是一種性能優(yōu)越的新型抗震結(jié)構(gòu)體系[8]，其主要是由預(yù)制的密肋復(fù)合墻板和隱形框架及樓板裝配現(xiàn)澆而成，其中密肋復(fù)合墻板是以截面及配筋較小的混凝土肋梁、肋柱構(gòu)成肋格，肋格內(nèi)嵌入以爐渣、粉煤灰等工業(yè)廢料為主要原料的輕質(zhì)砌塊預(yù)制而成。密肋復(fù)合墻板又與隱型框架整澆為一體，形成具有協(xié)同工作性能的密肋復(fù)合墻體[9]。然而，現(xiàn)有的密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)中，雖然在機(jī)理上有三道抗震防線作用，但各部分構(gòu)件在工作過程中作為一個(gè)整體共同發(fā)揮作用，各道防線之間的協(xié)同工作關(guān)系比較復(fù)雜[10]，計(jì)算模型及地震作用傳遞途徑不明確，在設(shè)計(jì)上難以實(shí)現(xiàn)地震作用在不同構(gòu)件和不同防線中的精確分配，難以針對各道防線進(jìn)行有效的設(shè)計(jì)。此外，現(xiàn)有密肋結(jié)構(gòu)中墻體中的砌塊和框格預(yù)制為一體，并與外框整澆在一起，在地震破壞后維修更換較為困難。本文作者提出了內(nèi)填砌塊與肋格、復(fù)合墻板與外框均為點(diǎn)接觸式的密肋復(fù)合墻體，使作為不同抗震防線的不同構(gòu)件單獨(dú)工作，明確了密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)計(jì)算模型和地震作用傳遞途徑，達(dá)到研究不同抗震防線的工作機(jī)理，實(shí)現(xiàn)多道抗震防線控制設(shè)計(jì)的目的。第1道防線：由砌塊構(gòu)成，在每個(gè)砌塊與肋梁、肋柱相接觸的側(cè)面挖出凹槽，砌塊只在角部和肋梁、肋柱相接觸；第2道防線：由截面配筋較小的鋼筋混凝土框格預(yù)制形成骨架，肋柱伸長段在上部與外框接觸但不連接，肋柱上方為滑動(dòng)墊塊，在豎向起到支撐作用。墻板通過上下端的肋梁伸長段與外框柱角部連接，實(shí)現(xiàn)點(diǎn)接觸。第3道防線：由嵌套并約束密肋復(fù)合墻板的隱形外框架構(gòu)成，第3道防線能夠獨(dú)立承受豎向荷載的作用。作為第2道防線的肋格預(yù)制好后填入作為第1道防線砌塊，肋柱、肋梁與作為第3道防線的框架角在部進(jìn)行連接。各道防線之間的空隙用柔性材料填充，以避免各道防線之間在抵抗水平地震作用時(shí)的相互作用。本文作者為了研究點(diǎn)接觸式密肋復(fù)合墻體的抗震性能，設(shè)計(jì)了一個(gè)1/2比例模型，對其進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究，并與標(biāo)準(zhǔn)墻體試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，分析其承載力、延性、剛度、耗能和破壞特征。

1 試驗(yàn)概況

密肋復(fù)合墻體和點(diǎn)接觸式密肋復(fù)合墻體構(gòu)造形式如圖1和圖2所示。

圖1 密肋復(fù)合墻體示意圖Fig.1 Schematic diagram of multi-grid composite wall

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了一榀1/2比例點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體模型，試件編號BW-2，剪跨比為1，軸壓比為0.23。試件肋梁肋柱截面尺寸(長×寬)為100 mm×50 mm，外框柱截面尺寸(長×寬)為100 mm×50 mm。肋梁肋柱混凝土為C20，試件基礎(chǔ)和外框混凝土為C30，填充砌塊采用輕質(zhì)加氣混凝土砌塊。試件基本參數(shù)如表1所示，試件配筋圖及試件尺寸見圖3。

表1 試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

圖3 試件截面尺寸及配筋圖Fig.3 Sectional dimension and steel bar details of specimens

填充砌塊在每個(gè)側(cè)面中部 1/2邊長范圍內(nèi)開 20 mm深凹槽，保證砌塊只在角部1/4邊長范圍內(nèi)與肋格接觸。肋梁及肋柱在角部伸出與外框架連接，墻板的其他部分與外框架之間形成間隙。肋格預(yù)制好之后填入砌塊制成墻板，達(dá)到強(qiáng)度后與外框在角部現(xiàn)澆形成點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體。砌塊與肋格以及肋格與外框之間的空隙用泡沫填充，實(shí)現(xiàn)各道防線之間的分離。

1.2 加載裝置和加載制度

本試驗(yàn)采用低周反復(fù)荷載加載，首先通過千斤頂在試件上施加110 kN(按軸壓比0.23)的豎向荷載，豎向荷載通過分配梁經(jīng)過 2次分配加在墻體頂部暗梁上，并在試驗(yàn)過程中保持不變。然后通過安裝在反力墻上的液壓伺服作動(dòng)器在試件頂端施加水平低周反復(fù)荷載，試件屈服前為荷載控制，每級加載10 kN，循環(huán)1次；試件屈服后用位移控制，位移增量分別為3，4和5 mm，每級循環(huán)3次直到破壞。試驗(yàn)中鋼筋的應(yīng)變、水平位移、水平荷載用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集[11]。試驗(yàn)加載裝置如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)加載裝置圖Fig.4 Test loading device

2 結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

圖5所示為點(diǎn)接觸墻體的破壞過程，圖6所示為試件的最終破壞形態(tài)。

(1) 在水平荷載較小時(shí)，約為極限荷載的 30%以前，試件基本處于彈性變形階段，滯回曲線呈線性關(guān)系，卸載后試件的殘余變形很小，此時(shí)肋梁、肋柱沒有出現(xiàn)裂縫，砌塊也沒有出現(xiàn)明顯的裂縫。隨著水平荷載的增加，砌塊角部出現(xiàn)細(xì)微裂縫，如圖5(a)所示，肋格及外框中并未出現(xiàn)明顯的裂縫，此時(shí)填充砌塊作為第1道防線發(fā)揮作用。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的40%左右時(shí)，荷載位移曲線出現(xiàn)較明顯的拐點(diǎn)，這一時(shí)刻的水平荷載稱為墻體的開裂荷載，由試驗(yàn)可知點(diǎn)接觸墻體的開裂荷載為23 kN。

(2) 隨著水平荷載繼續(xù)增大，砌塊角部裂縫加寬。當(dāng)水平荷載達(dá)到40 kN時(shí)，墻體中部肋梁兩端出現(xiàn)細(xì)微裂縫，此時(shí)墻體的側(cè)向位移增加明顯，卸載后殘余變形較大，滯回環(huán)的面積也逐漸增大，此階段外框架基本完好，主要為砌塊和作為第2道防線的肋格發(fā)揮作用。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的80%左右時(shí)，試件中肋梁兩端普遍出現(xiàn)上下貫通的裂縫，如圖5(b)所示。水平荷載繼續(xù)增加，當(dāng)達(dá)到極限荷載90%左右時(shí)，墻體中的填充砌塊突然出現(xiàn)斜向受壓裂縫，并伴有響聲，砌塊裂縫一旦出現(xiàn)立即沿砌塊對角貫通，第1道防線迅速退出工作。此時(shí)受拉區(qū)邊框柱腳出現(xiàn)水平裂縫，并逐步延伸擴(kuò)大，受壓區(qū)外框柱腳的混凝土也出現(xiàn)輕微的壓碎現(xiàn)象。此階段滯回環(huán)的面積明顯增大，肋格和作為第3道防線的外框發(fā)揮主要作用，肋梁中的大部分鋼筋開始屈服，墻體承載力雖然有少量上升但墻體的剛度退化明顯，卸載后殘余變形大，塑性變形顯著，這時(shí)的荷載稱為密肋復(fù)合墻體的屈服荷載，由試驗(yàn)可知墻體的屈服荷載為53 kN。

圖5 點(diǎn)接觸墻體的破壞過程Fig.5 Failure processes of specimens

(3) 墻體屈服后開始進(jìn)入位移控制循環(huán)階段，肋梁肋柱中的鋼筋應(yīng)變增長很快，在肋梁兩端出現(xiàn)多處塑性鉸，肋柱中也出現(xiàn)少量貫通裂縫，此時(shí)第2道防線退出工作，主要為第3道防線發(fā)揮作用。當(dāng)水平荷載達(dá)到極限荷載60 kN后，外框柱中的拉區(qū)鋼筋屈服，壓區(qū)混凝土壓碎較為明顯。荷載－位移曲線進(jìn)入下降段后，墻體的承載力下降不明顯，但墻體的位移明顯增大，試件的剛度下降較快。當(dāng)荷載下降到極限荷載的85%左右，墻體的極限位移約為26 mm。此時(shí)試件的破壞已經(jīng)非常嚴(yán)重，墻體中砌塊的裂縫仍為相互交叉的主裂縫，且寬度劇增，裂縫之外其他部分雖然相對完整但是已經(jīng)完全退出工作，此時(shí)墻體已退化成為純框架，滯回曲線捏攏現(xiàn)象嚴(yán)重，出現(xiàn)大量的剪切滑移變形，如圖5(c)所示。最終破壞狀態(tài)如圖6(a)所示。

圖6 試件的最終破壞形態(tài)Fig.6 Failure model of specimens

由上述墻體破壞過程可見，點(diǎn)接觸式密肋復(fù)合墻體的破壞特征如下：

(1) 第 1道防線發(fā)揮作用時(shí)其他防線基本完好，裂縫主要集中在砌塊內(nèi)，肋格和外框沒有出現(xiàn)明顯的裂縫。第2道防線發(fā)揮作用時(shí)，裂縫開展主要集中在肋格內(nèi)，隨后砌塊出現(xiàn)對角斜裂縫并迅速退出工作，第3道防線外框僅出現(xiàn)少量細(xì)微裂縫，基本保持完好。第3道防線發(fā)揮作用時(shí)，肋梁端部出現(xiàn)塑性鉸，肋梁鋼筋應(yīng)變迅速增大并退出工作，此時(shí)前兩道防線已經(jīng)退出工作，僅由外框承擔(dān)全部荷載。點(diǎn)接觸墻體實(shí)現(xiàn)了各道防線之間的分離，整個(gè)過程中不同防線共同工作的過程較短，且后一道防線發(fā)揮作用時(shí)前一道防線迅速退出工作，各道防線的受力相對獨(dú)立。

(2) 試件的最終破壞以彎剪型破壞為主，墻體中的填充砌塊出現(xiàn)明顯的對角主斜裂縫，砌塊在墻體中的對角斜壓桿作用明顯，如圖 6(a)所示。與標(biāo)準(zhǔn)墻體的最終破壞形態(tài)相比，如圖6(b)所示，點(diǎn)接觸墻體中裂縫較少，且寬度較大，砌塊主裂縫之外的區(qū)域裂縫發(fā)展不是很充分，而標(biāo)準(zhǔn)墻體中的裂縫開展比較均勻，沒有明顯的主裂縫。因此，點(diǎn)接觸墻體由裂縫開裂閉合所消耗的能量勢必減少，這是其耗能能力不如標(biāo)準(zhǔn)墻體的主要原因之一。

(3) 點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體肋梁全部出現(xiàn)塑性鉸，且裂縫主要出現(xiàn)在肋梁與砌塊的接觸邊緣，肋柱沒有嚴(yán)重破損，符合強(qiáng)柱弱梁的設(shè)計(jì)理念。

2.2 滯回特性及耗能能力分析

圖7所示為點(diǎn)接觸墻體BW-2滯回曲線。實(shí)測所得點(diǎn)接觸墻體試件BW-2的“水平荷載P-頂點(diǎn)水平位移Δ”曲線如圖8所示。試件開裂前滯回曲線基本為直線，墻體處于彈性階段。試件開裂后到屈服前，此階段滯回曲線狹長細(xì)窄，曲線所包圍的面積很小，試件整體剛度在工作狀態(tài)下變化不大，卸載后殘余變形很小，墻體耗能較小。當(dāng)荷載達(dá)到屈服荷載之后，滯回曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，試件進(jìn)入彈塑性階段，此階段荷載增加很小而位移增長很快，試件的剛度逐漸衰減，卸載后出現(xiàn)明顯的殘余變形，滯回曲線漸趨飽滿，滯回環(huán)面積逐漸增大，說明試件的耗能能力也逐漸增大。屈服荷載后試件很快達(dá)到極限荷載，滯回曲線向弓形發(fā)展，呈現(xiàn)很強(qiáng)的捏攏現(xiàn)象，反映出試件的剪切滑移量較大。試件在達(dá)到極限荷載后，墻體的承載力緩慢下降，位移增長巨大，整個(gè)試件表現(xiàn)出良好的延性。

圖7 點(diǎn)接觸墻體BW-2滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of BW-2

圖8 標(biāo)準(zhǔn)墻體ECW-1滯回曲線Fig.8 Hysteretic curves of ECW-1

將點(diǎn)接觸墻體 BW-2的滯回曲線與標(biāo)準(zhǔn)墻體ECW-1的滯回曲線相比較，如圖7和圖8所示，通過對比分析發(fā)現(xiàn)：

兩者的滯回曲線形狀基本相同，但點(diǎn)接觸墻體的滯回環(huán)與標(biāo)準(zhǔn)墻體比較略為窄小，表明其耗能能力較標(biāo)準(zhǔn)墻體略差。且點(diǎn)接觸墻體的承載力、延性和耗能能力比標(biāo)準(zhǔn)墻體略差。點(diǎn)接觸墻體屈服后荷載迅速達(dá)到極限荷載，而標(biāo)準(zhǔn)墻體屈服后荷載還有一定的上升，屈服后點(diǎn)接觸墻體承載力下降較標(biāo)準(zhǔn)墻體慢。

將開裂荷載階段、屈服荷載階段和極限荷載階段滯回曲線所包含的面積作為各試件耗能量[12]，實(shí)測點(diǎn)接觸墻體 BW-2和標(biāo)準(zhǔn)墻體 ECW-1耗能能力比較見表2。

表2 試件耗能能力Table 2 Result of energy dissipation kNmm

由表2可見：

(1) 與標(biāo)準(zhǔn)墻體相比，點(diǎn)接觸墻體的屈服荷載階段、極限荷載階段和極限位移階段耗能能力分別低51.2%，55.5%和63.5%。

(2) 屈服荷載之前試件的耗能主要為砌塊開裂耗能，點(diǎn)接觸墻體與標(biāo)準(zhǔn)墻體相比砌塊內(nèi)裂縫開展較少，因此耗能能力較低。

(3) 屈服荷載后，試件的耗能主要為裂縫的開裂閉合及相互摩擦耗能，標(biāo)準(zhǔn)墻體中的砌塊及墻體內(nèi)裂縫分別受到肋格和外框的約束，摩擦耗能較為充分，而點(diǎn)接觸墻體中由于砌塊與肋格以及墻體與外框之間僅在角部接觸，其他部位相互分離，各部分構(gòu)件之間的相互作用和約束減弱，沒有對裂縫形成很好的約束。因此砌塊和墻體只在對角線產(chǎn)生對角斜裂縫，其他部分裂縫開展不均勻，裂縫開裂閉合耗能及構(gòu)件之間的相互摩擦耗能較少，因此滯回環(huán)面積要比標(biāo)準(zhǔn)墻體小。

(4) 破壞狀態(tài)時(shí)，標(biāo)準(zhǔn)墻體中的砌塊和肋格雖然破損嚴(yán)重，但是由于各部分構(gòu)件之間相互接觸，仍然能夠受到較強(qiáng)的約束，仍能較好的參與工作，消耗部分能量，而點(diǎn)接觸墻體中砌塊開裂后迅速脫落而逐漸退出工作，最終只有外框和肋格承擔(dān)荷載，因而其極限位移階段的耗能量與標(biāo)準(zhǔn)墻體相比相差更大。

2.3 承載力實(shí)測值及分析

表 3所示為各試件的開裂荷載Fc、屈服荷載Fy和極限荷載Fu實(shí)測值，uyu=Fy/Fu稱為屈強(qiáng)比。

表3 試件承載力實(shí)測值Table 3 Experimental result of load

由表3可見：BW-2與ECW-1比較，其開裂荷載、屈服荷載和極限荷載都有所降低，分別低26%，13%和33%。BW-2的屈強(qiáng)比大于ECW-1的屈強(qiáng)比，說明點(diǎn)接觸墻體的安全儲(chǔ)備小于標(biāo)準(zhǔn)墻體。

2.4 延性性能分析

各試件的位移、延性系數(shù)實(shí)測值見表4。表4中：Uc為開裂水平位移；Uy為屈服水平位移；Ul為彈塑性極限水平位移，極限位移為極限荷載時(shí)所對應(yīng)的位移；Uu為破壞位移，將破壞位移定義為墻體承載力下降到極限荷載85%時(shí)對應(yīng)的位移，U=Uu/Uy稱為位移延性系數(shù)。

表4 各試件位移、延性系數(shù)實(shí)測值Table 4 Experimental result of displacement and ductility coefficient

由表4可見：點(diǎn)接觸墻體與標(biāo)準(zhǔn)墻體相比，開裂位移相等，屈服位移略有降低?？梢娫趬w屈服之前，兩者的延性性能相差不多；屈服后點(diǎn)接觸墻體的極限位移與標(biāo)準(zhǔn)墻體相比低20%，延性系數(shù)低19%，說明各部分構(gòu)件之間的相互作用能提高試件的延性。

對試件BW-2施加單調(diào)水平荷載時(shí)荷載與位移關(guān)系如圖9所示。由圖9可見：隨著位移的增加，墻體的承載力下降不明顯，最終墻體位移達(dá)到80 mm，層間位移角達(dá)到1/18，承載力為45 kN，此時(shí)的墻體作為抗側(cè)力構(gòu)件已經(jīng)失效，但仍可以承擔(dān)全部豎向荷載，墻體在破壞過程中表現(xiàn)出良好的延性和抗倒塌能力。

2.5 剛度實(shí)測值及分析

各試件的剛度實(shí)測值及其退化系數(shù)見表 5。表 5中：Kc為開裂割線剛度；Ky為屈服割線剛度；Kl為極限割線剛度；Ku為破壞割線剛度；βyc=Ky/Kc為屈服剛度與開裂剛度之比，反應(yīng)了試件從開裂到屈服階段的剛度退化[13]。

由表5可見：

(1) 點(diǎn)接觸墻體BW-2與標(biāo)準(zhǔn)墻ECW-1相比，開裂剛度和屈服剛度分別低26.4%和8.8%，主要由于點(diǎn)接觸墻體中各部分構(gòu)件僅在角部接觸，構(gòu)件之間的相互作用較弱，不能共同參與工作；點(diǎn)接觸墻體的剛度退化系數(shù)比標(biāo)準(zhǔn)墻體的退化系數(shù)大，說明屈服前點(diǎn)接觸墻體的剛度退化速度比標(biāo)準(zhǔn)墻體的小。

(2) 極限荷載下點(diǎn)接觸墻體剛度比標(biāo)準(zhǔn)墻體的大，主要原因是點(diǎn)接觸墻體在屈服后迅速達(dá)到極限荷載，裂縫開展較少，結(jié)構(gòu)損傷較小。

(3) 最終狀態(tài)下大部分構(gòu)件退出工作，兩者都主要由外框架發(fā)揮作用，因此，最終破壞狀態(tài)下兩者的剛度近似相等。

2.6 骨架曲線分析

實(shí)測所得試件BW-2的骨架曲線與ECW-1的骨架曲線對比見圖10。

圖10 骨架曲線圖Fig.10 Skeleton curves of specimens

從圖10可見：在屈服點(diǎn)以前點(diǎn)接觸墻體與標(biāo)準(zhǔn)墻體的骨架曲線基本重合，點(diǎn)接觸墻體在屈服前的工作性能較好，剛度退化較慢。說明此階段兩塊墻體的受力性能相差不大，開裂之前點(diǎn)接觸墻體內(nèi)損傷較小，各部分構(gòu)件整體參與工作，在彈性階段二者受力狀況均滿足彈性復(fù)合板模型；開裂之后的彈塑性階段，點(diǎn)接觸砌塊的作用滿足斜壓桿受力原理，與標(biāo)準(zhǔn)墻體中的砌塊作用機(jī)理一致，此時(shí)砌塊與肋格及墻體與外框之間的空隙對墻體的承載力和剛度影響不明顯。

在屈服荷載之后，點(diǎn)接觸墻體迅速達(dá)到極限荷載，并進(jìn)入荷載下降段，屈服之后墻體剛度退化迅速。主要因?yàn)槠鰤K與肋格之間的相互約束較弱，點(diǎn)接觸墻體在屈服之后砌塊迅速沿對角線開裂并退出工作，此時(shí)的墻體退化成由肋格和外框組成的框架結(jié)構(gòu)，其承載力較標(biāo)準(zhǔn)墻體大大降低，荷載稍有增加即達(dá)到極限荷載；極限荷載后點(diǎn)接觸墻體第1道防線和第2道防線分別退出工作，每減少一道防線后墻體的剛度即迅速下降，因此，點(diǎn)接觸墻體的剛度在極限荷載后退化較快。

而標(biāo)準(zhǔn)墻體中的砌塊在肋格的約束作用下裂縫充分發(fā)展，能夠較好地參與墻體的受力，即使在屈服荷載之后也沒有迅速退出工作，仍然作為墻體的一部分抵抗水平荷載，因此標(biāo)準(zhǔn)墻體的承載力在屈服后仍有一定的上升。屈服后標(biāo)準(zhǔn)墻體的各道防線仍能共同工作，所以其剛度退化相對較慢，不會(huì)出現(xiàn)點(diǎn)接觸墻體的剛度迅速下降的現(xiàn)象。

3 結(jié)論

(1) 點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體通過減少構(gòu)件之間的接觸分離了3道抗震防線，與普通密肋結(jié)構(gòu)相比各道防線之間相互作用關(guān)系簡單，各自受力情況和地震作用傳遞途徑明確，各道防線在地震作用下獨(dú)立工作，進(jìn)而可以通過對各道防線的精確分析實(shí)現(xiàn)分別對各道防線的控制設(shè)計(jì)。

(2) 點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體的破壞形態(tài)以彎剪型破壞為主，破壞過程大致經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。彈性階段：各道防線中裂縫較少，墻體滿足彈性復(fù)合板模型；彈塑性階段：墻體中的填充砌塊出現(xiàn)明顯的對角主斜裂縫，砌塊在墻體中的對角斜壓桿作用明顯。最終破壞階段：肋梁普遍出現(xiàn)塑性鉸，肋柱基本保持完好，結(jié)構(gòu)退化成梁鉸框架。

(3) 點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體中由于砌塊與肋格以及墻體與外框之間僅在角部接觸，各部分構(gòu)件之間的相互約束減弱，裂縫出現(xiàn)后沒有受到很好的約束，開展不充分，因此，其裂縫數(shù)量較少，寬度較大，以對角主斜裂縫為主，且砌塊一旦開裂迅速退出工作。與標(biāo)準(zhǔn)墻體相比點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體的承載力、剛度、延性、耗能能力等均有所降低，因此，應(yīng)通過提高空隙間柔性填充材料性能、保證砌塊的整體性等構(gòu)造措施提高墻體的屈服后工作性能。

(4) 點(diǎn)接觸密肋復(fù)合墻體屈服之前受力情況類似于標(biāo)準(zhǔn)墻體，剛度退化較慢。墻體屈服后迅速達(dá)到極限承載力，各道防線分別退出工作，墻體的剛度迅速下降，因此，點(diǎn)接觸墻體的屈服前工作性能較好。同時(shí)，在極限荷載后墻體的承載力下降較慢，具有較好的抗倒塌性能。

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