開洞墻片力學(xué)性能試驗(yàn)研究

陳國(guó)輝，郭 迅

（防災(zāi)科技學(xué)院，河北三河 065201）

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開洞墻片力學(xué)性能試驗(yàn)研究

陳國(guó)輝，郭 迅

（防災(zāi)科技學(xué)院，河北三河 065201）

摘 要：以北川電信局職工住宅樓底層三道縱墻為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)并制作三組縮尺墻片模型進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了不同開洞形式的砌體墻片在水平荷載作用下的抗震性能和破壞形態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明：洞口高度范圍內(nèi)的墻肢發(fā)生剪切破壞是開洞砌體結(jié)構(gòu)喪失承載能力的根本原因，在砌體結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中應(yīng)注重提高這個(gè)薄弱環(huán)節(jié)的抗剪能力和延性；墻體被裂縫分割成多個(gè)部分后，各個(gè)部分的抗震能力不能協(xié)調(diào)發(fā)展。

關(guān)鍵詞：抗震性能；剪切破壞；耗能能力；延性

0 引言

砌體房屋作為傳統(tǒng)的建筑形式，在我國(guó)各類建筑中占據(jù)十分重要的位置。出于建筑功能上的需要，砌體房屋的承重墻體中一般會(huì)設(shè)有不同形式的門窗洞口。為研究水平荷載作用下不同開洞形式對(duì)砌體墻片力學(xué)性能的影響，改善砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能，對(duì)砌體結(jié)構(gòu)加固提供合理科學(xué)的參考依據(jù)，筆者以北川電信局職工住宅樓底層三道縱墻為研究對(duì)象，進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)。

目前很多學(xué)者從不同角度對(duì)開洞砌體墻片抗震性能和砌體倒塌機(jī)理進(jìn)行了大量的研究。史慶軒［1］等采用不同開窗洞尺寸的試件進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，在窗間墻處設(shè)鋼筋混凝土構(gòu)造柱以及加配水平鋼筋可以增強(qiáng)墻體的抗剪強(qiáng)度和變形能力，改善墻體的抗震性能。孫雪梅［2］對(duì)6片不同約束的帶窗洞的大開間磚墻進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，試驗(yàn)論證了在窗洞四周加設(shè)構(gòu)造柱和約束水平條帶的墻片，可以使砌體墻“裂而不散”，增強(qiáng)其整體抗倒塌性能。鄒宏德［3］進(jìn)行了6榀混凝土小型空心砌塊開洞墻的低周反復(fù)水平荷載試驗(yàn)。結(jié)果表明，增加芯柱的數(shù)量以及合理布置芯柱、圈梁和窗臺(tái)梁可以明顯提高開洞墻體的抗剪承載力、延性和耗能能力，改善其抗震性能；劉紅彪［4］結(jié)合北川電信局職工住宅樓這一典型實(shí)例，設(shè)計(jì)一個(gè)兩層模型進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，獲得了底商多層砌體結(jié)構(gòu)的倒塌破壞模式，提出了“平衡剛度，增加延性”的抗震設(shè)計(jì)理念。周洋［5］進(jìn)行了無洞約束砌體墻片和開洞約束砌體墻片擬靜力對(duì)比試驗(yàn)，提出了約束砌體墻片剛度計(jì)算公式；吳會(huì)閣［6］總結(jié)了蒸壓加氣混凝土砌塊砌體承重墻抗震性能研究現(xiàn)狀，指出需要進(jìn)一步進(jìn)行足尺試件試驗(yàn)研究、采用設(shè)置芯柱的方法提高加氣砌塊砌體墻體的抗震性能；周撫生，郭迅等［7］通過1/4比例的1 0層大開間混凝土砌塊模型結(jié)構(gòu)的地震模擬試驗(yàn)，研究了砌塊結(jié)構(gòu)屈服機(jī)制。

1 原型結(jié)構(gòu)概況和模型設(shè)計(jì)

北川電信局職工住宅樓是典型的底商多層砌體結(jié)構(gòu)，底層為商鋪，層高為4m；上部5層為住宅，層高均為2.8m［4］。該建筑前縱墻處于臨街一側(cè)，開設(shè)大門洞；內(nèi)縱墻開有小門洞，背縱墻設(shè)有窗洞，外觀如圖1所示。本文采用的模型是將北

2 模型材料力學(xué)性能

2.1 砌塊材料力學(xué)性能

模型砌塊材料選擇小型混凝土砌塊，該砌塊采用質(zhì)量配合比1∶4（水泥：砂）的水泥砂漿制作而成，砌塊尺寸為98mm×48mm×48mm，芯孔尺寸為35mm×30mm×48mm，孔洞率為45%。依據(jù)文獻(xiàn)［8］中的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法，選取5個(gè)小型混凝土砌塊試件進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，具體實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表1。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，砌筑砂漿的立方體抗壓強(qiáng)度為4.4MPa。

表1 混凝土空心砌塊抗壓強(qiáng)度Tab.1 The compressive strength of the concrete hollow block

2.2 砌筑砂漿力學(xué)性能

模型采用質(zhì)量配合比為1∶4∶1（水泥∶砂∶水）的水泥砂漿砌筑。依據(jù)文獻(xiàn)［9］中的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法，制作了3個(gè)70.7mm×70.7mm×70.7mm的立方體標(biāo)準(zhǔn)試件，經(jīng)過28天養(yǎng)護(hù)后進(jìn)行立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，具體實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表2。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，砌筑砂漿的立方體抗壓強(qiáng)度為4.0MPa。

表2 砌筑砂漿立方體抗壓強(qiáng)度Tab.2 The compressive strength of cubic masonry mortar

2.3 灌孔砂漿力學(xué)性能

為了模擬原型結(jié)構(gòu)實(shí)體墻，本模型采用質(zhì)量配合比為1∶5（水泥∶砂）的水泥砂漿將小型混凝土砌塊的芯孔填實(shí)。依據(jù)文獻(xiàn)［9］中的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法進(jìn)行灌孔砂漿的立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表3。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，灌孔砂漿的立方體抗壓強(qiáng)度為3.5 MPa。

2.4 混凝土力學(xué)性能

模型的樓板和構(gòu)造柱采用C20的混凝土澆注而成，混凝土的質(zhì)量配合比為1∶1.3∶3.1（水泥∶砂∶石子）。由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽绲南拗?，同時(shí)為了施工方便以及更好的保證混凝土澆筑質(zhì)量，樓板和構(gòu)造柱采用的粗骨料最大直徑不超過5mm。依據(jù)文獻(xiàn)［10］中的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法，制作3個(gè)150mm×150mm×150mm的標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，具體實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表4。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，灌孔砂漿的立方體抗壓強(qiáng)度為12.7MPa。

2.5 砌體試件力學(xué)性能

本模型選取了3個(gè)尺寸為48mm×98mm× 160mm的試件，按照文獻(xiàn)［11］中的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表5。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，砌體抗壓強(qiáng)度為3.4MPa。

表3 灌孔砂漿立方體抗壓強(qiáng)度Tab.3 The compressive strength of cubic grout mortar

注：3個(gè)試件測(cè)值的算術(shù)平均值的1.3倍（f2）作為該組試件的砂漿立方體試件抗壓強(qiáng)度平均值（精確至0.1MPa）。

表4 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度Tab.4 The compressive strength of cubic concrete

注：混凝土立方體抗壓強(qiáng)度精確到0.1 MPa。

表5 砌體抗壓強(qiáng)度Tab.5 The compressive strength of masonry

3 試驗(yàn)方案

3.1 實(shí)驗(yàn)加載裝置和數(shù)據(jù)采集設(shè)備

本次實(shí)驗(yàn)加載裝置由作動(dòng)器、反力架、工字鋼梁、傳力鋼架、配重塊等設(shè)備構(gòu)成。模型的豎向荷載通過配重塊施加；模型的水平荷載通過作動(dòng)器施加，并通過傳力鋼架傳遞到模型樓板處。作動(dòng)器的一端與反力架上一工字鋼梁通過螺栓緊密相連，另一端與一傳力鋼架的連接板通過螺栓緊密連接。工字鋼的中部安裝一個(gè)拉線位移計(jì)，方便加載力的校核。模型加載平面示意圖見圖4，實(shí)際加載裝置如圖5所示。

本次實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集設(shè)備包括秦皇島市信恒電子科技有限公司出產(chǎn)的CS-1A型動(dòng)態(tài)電阻應(yīng)變儀2臺(tái)、CDSP數(shù)據(jù)采集儀1臺(tái)；江蘇東華測(cè)試技術(shù)股份有限公司出產(chǎn)的DH5902動(dòng)態(tài)電阻應(yīng)變儀（數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)）1臺(tái)；日本出產(chǎn)的KYOWA動(dòng)態(tài)電阻應(yīng)變儀2臺(tái)。SW-10型拉線位移計(jì)2個(gè)，Kyowa DT-10百分表2個(gè)。

3.2 試驗(yàn)加載方案

3.2.1 豎向荷載

為了使模型與原結(jié)構(gòu)具有相同的軸壓比，通過施加配重塊模擬原型結(jié)構(gòu)的上部5層荷載。依據(jù)原型結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)資料，原型結(jié)構(gòu)砌體的抗壓設(shè)計(jì)值為fc實(shí)=2.4MPa。原型結(jié)構(gòu)的軸壓比為

模型的軸壓比為

所以，人工質(zhì)量為：

開大門洞墻片、開小門洞墻片、開窗洞墻片的人工質(zhì)量分配見表6，由于每個(gè)模型是3片墻片并聯(lián)布置，所以每個(gè)模型的施加的人工質(zhì)量是表中數(shù)據(jù)的3倍?？紤]到作動(dòng)器的承載能力和安全因素，C-C側(cè)縱墻和A-A側(cè)縱墻實(shí)際加載9t，B-B側(cè)縱墻實(shí)際加載11t。

表6 模型人工質(zhì)量分配Tab.6 The distribution model of artificial mass

3.2.2 水平荷載

由于實(shí)驗(yàn)設(shè)備的限制，本次實(shí)驗(yàn)水平荷載加載程序采用位移控制方法，在墻片開裂前，先施加與預(yù)估開裂荷載的40% ～60%相對(duì)應(yīng)的位移。墻體開裂后，取開裂時(shí)的最大位移值的3倍為級(jí)差進(jìn)行控制加載，并重復(fù)3次。

3.3 試驗(yàn)量測(cè)方案

模型的樓板的剛度遠(yuǎn)大于墻體的剛度，可以認(rèn)為樓板為剛體，墻體頂端的位移等于樓板的位移。在實(shí)驗(yàn)載荷較小時(shí)，在樓板遠(yuǎn)離施力端處布置2個(gè)精度較高的Kyowa DT-10百分表，其中一個(gè)拉線位移計(jì)作為校核；在作動(dòng)器中線延長(zhǎng)線與工字鋼相交處布置一個(gè)拉線位移計(jì)測(cè)量工字鋼的變形，用以校核水平荷載。在實(shí)驗(yàn)載荷較大時(shí)，撤除Kyowa DT-10百分表，在Kyowa DT-10百分表撤除處布置2個(gè)SW-1相對(duì)位移傳感器。模型的應(yīng)變片布置如圖6所示。

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 破壞特征

4.1.1 W-1墻片破壞特征

在低周往復(fù)荷載作用下，W-1墻片首先在近力端和遠(yuǎn)力端的端部墻肢窗洞上部洞角處至樓板與邊構(gòu)造柱連接處出現(xiàn)一條細(xì)小的斜裂縫，該裂縫在洞角處呈階梯狀，在臨近樓板與邊構(gòu)造柱上端連接處表現(xiàn)為貫穿小型混凝土砌塊的斜裂縫。這也表明樓板與邊構(gòu)造柱上端連接區(qū)域內(nèi)比洞角處的應(yīng)力更加集中，更加復(fù)雜。其次在與上述洞角的相對(duì)的洞角至中間構(gòu)造柱的下端出現(xiàn)斜裂縫，該裂縫在洞角處呈階梯狀，在臨近底板與中部構(gòu)造柱下端連接處表現(xiàn)為貫穿小型混凝土砌塊的斜裂縫，但是該裂縫并未貫穿中部構(gòu)造柱。隨著荷載不斷增大，在窗洞上部砌體灰縫處出現(xiàn)細(xì)小的水平裂縫，發(fā)生滑移破壞。在近力端和遠(yuǎn)力端墻肢窗洞下沿洞角處至底板與邊構(gòu)造柱下端連接處出現(xiàn)斜裂縫，同時(shí)在窗洞上沿洞角處至樓板與中間構(gòu)造柱上端連接處也出現(xiàn)斜裂縫。這些裂縫都在洞角處呈階梯狀，在臨近底板（或樓板）與構(gòu)造柱端部連接處表現(xiàn)為貫穿小型混凝土砌塊的斜裂縫，但是這些裂縫并未貫穿邊構(gòu)造柱端部。洞角處的裂縫將整個(gè)墻片分裂成7片，破壞了墻片的整體性。隨著荷載的增加，洞角處的裂縫和窗洞上部砌體的水平裂縫數(shù)量不斷增多，寬度不斷增加，灰縫剝落，同時(shí)窗洞高度范圍內(nèi)的端部墻肢出現(xiàn)了剪切斜裂縫，窗洞高度范圍內(nèi)的中部墻肢出現(xiàn)了貫穿中間構(gòu)造柱中部的X型剪切裂縫。當(dāng)荷載接近破壞荷載時(shí)，窗洞高度范圍內(nèi)的墻肢的剪切裂縫發(fā)展很迅速，散失了承載力，整個(gè)墻片完全破壞，其開裂位置和裂縫形態(tài)見圖7。

4.1.2 W-2墻片破壞特征

在低周往復(fù)荷載作用下，首先在近力端的邊構(gòu)造柱的上端和遠(yuǎn)力端的邊構(gòu)造柱的兩端和門洞上沿左洞角處出現(xiàn)細(xì)小、長(zhǎng)度較小的階梯狀裂縫；隨著荷載的增加，這些裂縫不斷發(fā)展貫通，門洞高度范圍內(nèi)的中間墻體也出現(xiàn)了X型裂縫，中間構(gòu)造柱的中下部被剪斷；當(dāng)臨近破環(huán)荷載時(shí)，在門洞上沿左洞角與構(gòu)造柱下端之間斜裂縫的中間與門洞左邊沿的下端出現(xiàn)一條斜裂縫，將門洞左邊墻體分裂出一三角形墻體，最后在豎向荷載和水平荷載共同作用下，該三角形墻體塌落，整個(gè)墻體完全破壞，其開裂位置和裂縫形態(tài)見圖7。與W-1墻體破壞特征相比，其不同之處在于：

（1）中間構(gòu)造柱被x型裂縫剪斷的位置在中下部；

（2）門洞上部出現(xiàn)了階梯狀裂縫，并未出現(xiàn)較長(zhǎng)的水平裂縫；

（3）近力端構(gòu)造柱下端與底板相連處出現(xiàn)一條水平裂縫，并未像W-1那樣被壓碎。

4.1.3 W-3破壞特征

在低周往復(fù)荷載作用下，W-2墻片首先在近力端和遠(yuǎn)力端的端部墻肢窗洞上沿洞角處至樓板與邊構(gòu)造柱連接處出現(xiàn)一條細(xì)小的斜裂縫，該裂縫表現(xiàn)形態(tài)與W-1相似，其次在門洞過梁上沿灰縫處出現(xiàn)一條水平裂縫。隨著荷載的增加，門洞高度范圍內(nèi)的端部墻肢洞角至邊構(gòu)造柱與底板連接處出現(xiàn)了剪切斜裂縫，窗洞高度范圍內(nèi)的中間墻肢出現(xiàn)了貫穿中間構(gòu)造柱中部的X型剪切裂縫，這些剪切裂縫一旦出現(xiàn)發(fā)展很迅速，使墻肢很快散失了承載力，整個(gè)墻片完全破壞，其開裂位置和裂縫形態(tài)見圖7。與W-1墻片破壞特征相比，其不同之處在于：

（1）門洞高度范圍內(nèi)的剪切裂縫比窗洞高度范圍內(nèi)的剪切裂縫發(fā)展更迅速，寬度也更大，對(duì)墻肢的破壞更嚴(yán)重；

（2）門洞上部砌體只出現(xiàn)了一條較長(zhǎng)的水平裂縫，并未像W-1那樣出現(xiàn)多條水平裂縫；

（3）洞口高度與洞口上部砌體高度之比為2.4，整個(gè)墻片破壞時(shí)，門洞上部砌體的洞角處的裂縫和水平裂縫寬度都不大。由此可見，在墻體達(dá)到極限位移時(shí)，開大門洞的上部砌體破壞并不嚴(yán)重，其耗能能力發(fā)揮不充分。

4.2 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)在反復(fù)荷載作用下的荷載-變形曲線，綜合反映了結(jié)構(gòu)的變形能力，耗能能力和結(jié)構(gòu)剛度退化等力學(xué)性能。本次試驗(yàn)的滯回曲線是以作動(dòng)器的載荷為縱坐標(biāo)，以鋼筋混凝土樓板的位移為橫縱標(biāo)繪制而成。三道墻體的滯回曲線見圖8。

在墻體開裂之前（開裂荷載約為最大承載力的45%～60%），滯回圈面積趨近于零，滯回曲線趨向于一條直線，砌體墻片處于彈性工作狀態(tài)。墻體開裂以后，墻體的剛度在一定程度上被削弱，墻體位移最大，滯回圈的面積增大，墻體進(jìn)入彈塑性階段；在達(dá)到最大承載力后，繼續(xù)加載滯回曲線開始向位移軸傾斜，最后由于洞口高度范圍內(nèi)的墻體被剪斷，墻體達(dá)到極限位移而破壞。與W-3相比，W-1，W-2的滯回環(huán)更加飽滿，殘余位移［5］（水平荷載為零時(shí)）也更大，耗能能力更強(qiáng)，具備更優(yōu)良的抗震性能。

4.3 骨架曲線

骨架曲線是荷載變形曲線中各加載級(jí)的峰值點(diǎn)依次相連而得到的包絡(luò)線。它反映了最大荷載的軌跡，結(jié)構(gòu)不同階段受力和變形的特點(diǎn)，是確定恢復(fù)力模型中力學(xué)特征點(diǎn)的重要依據(jù)。3組墻片模型的開裂位移、開裂荷載、最大承載力及極限位移見表7，骨架曲線見圖9。

表7 各墻片開裂荷載、開裂位移、最大承載力和極限位移Tab.7 The Cracking load，crack displacement，maximum bearing capacity and ultimate displacement of each wall

數(shù)據(jù)顯示，3組墻片的開裂位移比較小且接近，而極限位移相差較大；W-1的最大承載力比W-3提高了45.8%，W-1和W-2最大承載力接近，但W-2極限位移更大，且其骨架曲線在達(dá)到最大承載力后經(jīng)歷更長(zhǎng)的水平段再向位移軸彎曲，表明其延性性能更優(yōu)良。W-3幾乎沒有經(jīng)過水平段，在達(dá)到最大承載力后突然就失效了，發(fā)生了很明顯的脆性破壞。

4.4 抗側(cè)剛度

墻體開裂以前處于彈性工作階段，本文以開裂荷載和開裂位移計(jì)算出三組墻片的抗側(cè)剛度，具體結(jié)果見表8。

表8 各墻片實(shí)測(cè)剛度Tab.8 The measured stiffness of each wall

水平荷載的初次分配是依據(jù)該方向上的抗側(cè)力構(gòu)件的抗側(cè)剛度比例進(jìn)行的，由表8可知，W-1、W-2和W-3的剛度比例分別為分別為31.7%、43.6%和24.7%。當(dāng)以W-1、W-2和W-3作為抗側(cè)力構(gòu)件時(shí)，假設(shè)W-2達(dá)到最大承載力即32.7 kN時(shí)，W-1和W-3需要承擔(dān)的荷載大小為23.8kN和18.5kN，均未達(dá)到最大承載力，這說明W-2最先破壞；當(dāng)W-3達(dá)到最大承載力即21.9 kN時(shí)，W-1和W-2需要承擔(dān)的荷載大小為28.1kN和38.7kN，W-1未達(dá)到最大承載力，這說明W-3比W-1先破壞。所以原型結(jié)構(gòu)底層三道縱墻在破壞性地震中的破壞順序?yàn)椋洪_小門洞的內(nèi)縱墻，開大門洞的前縱墻，開窗洞的后縱墻。

4.5 延性系數(shù)

延性系數(shù)是結(jié)構(gòu)極限位移Xu與屈服位移Xy之比。延性系數(shù)越大，表明結(jié)構(gòu)可以發(fā)生的塑性變形越大，吸收更大的能量［9］。各墻片模型的延性系數(shù)見表9。

表9 各墻片延性系數(shù)Tab.9 The ductility coefficient of each wall

由表9得知，開窗洞的W-1比開小門洞的W-2延性系數(shù)減少了19%，而開大門洞的W-3延性系數(shù)最少，比開小門洞的W-2延性系數(shù)減少了56%。W-1和W-3雖然開洞率相同，但是由于開洞高度和開洞位置不同，兩者的延性相差較大，W-1表現(xiàn)出明顯的延性破壞特征，而W-3則發(fā)生脆性破壞。

5 結(jié)論

本文通過對(duì)三組不同開洞形式的砌體墻片進(jìn)行低周反復(fù)荷載作用下的恢復(fù)力試驗(yàn)研究［12］及試驗(yàn)結(jié)果分析，得到如下結(jié)論：

（1）開洞砌塊墻體的破壞機(jī)理為：在水平荷載作用下，首先在洞角處出現(xiàn)階梯狀的裂縫，這些裂縫不斷發(fā)展將墻體分割成相對(duì)獨(dú)立的部分，各個(gè)部分獨(dú)立工作，裂縫不斷增加，最后由于洞口高度范圍內(nèi)的剪切斜裂縫急劇發(fā)展而失效。

（2）從W-3破壞特征可知，洞口高度與洞口上部砌體的高度之比為2.4時(shí)，其上部的砌體的耗能能力得不到充分發(fā)揮；這表明墻體被裂縫分割成多個(gè)部分后，各個(gè)部分的抗震能力不能協(xié)調(diào)發(fā)展。

（3）通過對(duì)三道開洞墻體的抗側(cè)剛度和最大承載力分析，確定了破壞性地震作用下北川電信局職工住宅樓底層三道縱墻的破壞順序：開小門洞的內(nèi)縱墻，開大門洞的前縱墻，開窗洞的后縱墻。

（4）洞角處應(yīng)力集中，墻體容易在此處出現(xiàn)階梯型裂縫，若想提高砌體的開裂荷載應(yīng)在洞角處增設(shè)構(gòu)造柱等構(gòu)造措施。

參考文獻(xiàn)

［1］ 史慶軒，易文宗，劉伯權(quán).多孔磚砌體開窗洞縱墻片的抗震性能研究［J］.世界地震工程，2000，16 （2）：30-34.

［2］ 孫雪梅，劉偉慶.大開間約束磚砌體開窗洞墻片的擬靜力試驗(yàn)研究［J］.工程抗震，2004，20（2）：31-34.

［3］ 鄒宏德，孫娟，藍(lán)宗建，等.低周反復(fù)水平荷載作用下混凝土小型空心砌塊開洞墻的試驗(yàn)研究［J］.工業(yè)建筑，2001，19（5）：26-28.

［4］ 劉紅彪.底商多層砌體結(jié)構(gòu)倒塌機(jī)理研究［D］.哈爾濱：中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所，2012.

［5］ 周洋.底商多層砌體房屋地震倒塌機(jī)理及加固方法研究［D］.哈爾濱：中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所，2014.

［6］ 吳會(huì)閣，趙彥.蒸壓加氣混凝土砌塊砌體承重墻抗震性能研究綜述［J］.防災(zāi)科技學(xué)院學(xué)報(bào)，2012，14 （2）：38-42.

［7］ 周撫生，郭 迅，鄭志華，等.大開間小型混凝土砌塊10層模型房屋抗震性能試驗(yàn)研究（II）［J］.地震工程與工程振動(dòng)，2004，26（2）：107-110.

［8］ GB/T 4111—2013混凝土砌塊和磚試驗(yàn)方法［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2013.

［9］ JGJ/T7建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2009.

［10］ GB/T 50081—2002普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2002.

［11］ GB50129—2011砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011.

［12］ 周錫元，李萬舉，閆維明，等.構(gòu)造柱約束的混凝土小砌塊墻體抗震性能的試驗(yàn)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2006，39（8）：45-50.

中圖分類號(hào)：TU311.3

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1673-8047（2016）02-0054-10

收稿日期：2016-01-27

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51478117）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)研究生科技創(chuàng)新基金項(xiàng)目（ZY20150324）

作者簡(jiǎn)介：陳國(guó)輝（1989—），男，碩士研究生，主要從事結(jié)構(gòu)抗震方向的研究。

通訊作者：郭迅（1967—），男，博士，教授，主要從事結(jié)構(gòu)健康診斷、結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制、結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究以及振動(dòng)儀器開發(fā)方向的研究。川電信局職工住宅樓底層三道縱墻經(jīng)過1/5縮尺而得。與模型對(duì)應(yīng)的原型結(jié)構(gòu)底層結(jié)構(gòu)平面圖如圖2所示。本文以橫軸①-③軸之間的C軸、B軸、A軸上扣除圈梁后的三道縱墻為原型分別設(shè)計(jì)3類墻片W-1，W-2，W-3。每類墻片以3片墻片為一組，平行布置并通過現(xiàn)澆混凝土樓板相連建立模型，經(jīng)過縮尺后的W-1，W-2，W-3尺寸如圖3所示。

Experimental Research of Influence on the Seismic Performance of Masonry Walls with Openings

Chen Guohui，Guo Xun，
（Institute of Disaster Prevention，Sanhe 065201，China）

Abstract：The thesis select three bottom longitudinal walls of Beichuan Telecommunication Bureau staff residential building as the research objects.In order to study the seismic behavior and failure mode，three groups scale wall models with different openings are established to be tested under horizontal low cyclic loading.The test results show that the shear failure of the wall limbs within the height of the openings is the fundamental reason for the masonry structure losing bearing capacity.In the masonry structure design，we should pay attention to improve the shear capacity and ductility of the weak links.The wall is divided into a plurality of parts by cracks，and the seismic capacity of each part cannot be coordinated.

Keywords：seismic behavior；shear failure；energy dissipation capacity；ductility