多參數(shù)影響下的砌體墻體抗震性能分析*

張望喜，岳風華，劉杰，段連蕊，王雄

(1. 湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2. 湖南大學 工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

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多參數(shù)影響下的砌體墻體抗震性能分析*

張望喜?，岳風華，劉杰，段連蕊，王雄

(1. 湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2. 湖南大學 工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

基于ABAQUS對砌體墻體建立了有限元模型，通過與試驗墻體的對比，驗證了所建數(shù)值分析模型的適用性；在此基礎上，利用所建模型分別研究了構造柱、開洞情況、豎向壓應力以及砂漿強度等因素對砌體墻體抗震性能的影響，并建立了2個層數(shù)不同的砌體結構算例，以研究結構高度對其抗震性能的影響.結果表明：構造柱能夠提高砌體墻體的承載力和抗震性能；砌體墻體開洞會導致其承載力和抗震性能降低；砌體墻體的位移延性比隨豎向壓應力的增大而減小，但其承載力隨豎向壓應力的增大先增大后減??；砌體墻體的承載力和抗震性能隨砂漿強度等級的提高而增大；砌體結構的結構高度越高，結構底層的受拉損傷越嚴重.

砌體結構；有限元分析；ABAQUS；抗震性能；多參數(shù)

國內(nèi)外對砌體墻體的試驗和理論研究已取得豐碩成果.1987年，陳行之等[1]基于對34個受復合作用試件的試驗結果的理論分析，為水平灰縫網(wǎng)狀配筋磚砌體的抗剪強度提出了一個有限元計算方法和一個實用計算方法.2008年，Bekloo等[2]運用ABAQUS顯式分析對砌體結構非線性分析方法進行了研究，對破壞準則進行了探討.2010年，鄭妮娜[3]進行了現(xiàn)澆構造柱約束墻體、無約束墻體等11個試件的低周反復加載試驗.2014年，Quiroz 等[4]進行了4片帶約束砌體墻的足尺實驗，通過改變?nèi)α汉蜆嬙熘呐浣盥恃芯苛似鲶w墻在反復荷載作用下的承載力、側向剛度、耗能能力以及等效黏性阻尼.2014年，黃靚等[5]、吳方伯等[6]通過新型混凝土橫孔空心砌塊及砌體的受壓試驗，提出了該砌塊砌體的軸心抗壓強度平均值建議計算公式.

在相近的外界條件下，房屋破壞和倒塌的根本原因在于結構的抗震性能，外界條件不可改變，但建筑結構設計是人為的[7]，因此可以通過優(yōu)化結構設計來保證結構的抗震性能.影響砌體墻體抗震性能的因素有很多，本文從結構設計的角度出發(fā)，運用有限元軟件ABAQUS，分別考慮了構造柱、開洞情況、豎向壓應力以及砂漿強度這幾個主要因素對砌體墻體抗震性能的影響，為砌體結構抗震設計提供參考.

1 墻體的數(shù)值模擬和試驗驗證

1.1 試驗簡介及模型的建立

選取文獻[3]中的墻體W-1和BCW-2為分析對象，墻體的構造及布置情況和尺寸如圖1所示.墻厚均為240 mm；圈梁的截面尺寸為240 mm×120 mm，構造柱的截面尺寸為240 mm×240 mm；圈梁、構造柱的縱筋為4φ10；圈梁、構造柱的箍筋分別為φ6@250和φ6@200/100；墻體W-1和BCW-2的豎向應力σ0均為0.5 MPa，砂漿強度分別為2.8 MPa和3.4 MPa；混凝土強度為16.8 MPa.試驗加載按力和位移混合控制的方案進行，在試件開裂以前以力控制加載，在試件開裂并且加載曲線發(fā)生明顯彎曲后改用位移加載控制.

采用ABAQUS中的實體單元模擬構造柱，對于有限元模型的砌體和混凝土部分，使用C3D8R單元，鋼筋采用T3D2單元并嵌入(Embed)到構造柱混凝土實體中，選擇單元劃分的控制系數(shù)為60 mm，砌體和混凝土的質(zhì)量密度分別取2 000 kg/m3和2 500 kg/m3；在墻體模型的頂點位置施加位移分析步，位移大小控制為等間隔變化，以0.5 mm的增量施加，最大位移10 mm.

(a) 墻體W-1

(b) 墻體BCW-2

圖1 試驗墻體示意圖

Fig.1 The diagram of test walls

1.2 材料的本構關系和破壞準則

本文采用混凝土損傷塑性模型來建立砌體材料和混凝土材料的本構關系，在ABAQUS有限元分析中，混凝土損傷塑性模型采用的是雙參數(shù)DP破壞準則.混凝土材料受壓(拉)本構模型選用《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)[8]附錄C.2.4(C.2.3)中的混凝土單軸受壓(拉)應力-應變曲線.砌體材料受壓本構模型選用楊衛(wèi)忠[9]提出的單軸受壓損傷應力-應變曲線；砌體材料受拉本構模型參照文獻[3]選用.本文把鋼筋看作一種理想的彈塑性材料來輸入其本構模型，不考慮其硬化強度.

1.3 數(shù)值模擬值與試驗值對比

有限元模擬結果與試驗結果的對比見表1，其中：Pcr,Δcr分別代表開裂荷載及其對應的位移；Pu,Δu分別代表極限荷載及其對應的位移；Pf,Δf分別代表破壞荷載及其對應的位移.從表1可以看出：開裂荷載的模擬值與試驗值誤差較大；但從極限荷載和極限荷載對應位移來看，極限荷載模擬值與試驗值吻合得很好，而對于位移來說，考慮到砌體材料、試驗結果離散性較大，模擬結果尚可接受.墻體W-1和墻體BCW-2的荷載-位移曲線和剛度退化曲線如圖2及圖3所示.從圖2可以看出：采用ABAQUS模擬得到的墻體荷載-位移曲線與試驗得到的荷載-位移曲線在上升段吻合較好；模擬值的極限荷載比試驗值的極限荷載出現(xiàn)的時間稍晚；對于荷載-位移曲線下降段而言，模擬值與試驗值的下降趨勢一致，模擬的可信度較高.

表1 數(shù)值模擬值與試驗值對比Tab.1 The contrast of numerical simulation and test

位移/mm (a) 墻體W-1

位移/mm (b) 墻體BCW-2圖2 墻體荷載-位移曲線Fig.2 Load-deformation curve of walls

位移/mm (a) 墻體W-1

位移/mm (b) 墻體BCW-2圖3 墻體剛度退化曲線Fig.3 Stiffness degradation curve of walls

2 砌體墻體抗震性能研究

通過ABAQUS建立起16片砌體墻體的有限元模型，主要從極限承載力、剛度退化和位移延性比三個方面對砌體墻體的抗震性能展開分析.墻體模型總長3 900 mm，全高2 800 mm，圈梁高180 mm，窗臺高900 mm，其余布置參照圖1.wa組墻體無構造柱，除開洞情況不一樣外，其余均相同；wb組墻體在wa組墻體的基礎上增加了構造柱；通過wa組墻體和wb組墻體的組內(nèi)和相互對比，研究開洞情況和構造柱對砌體墻體抗震性能的影響.然后以wa-4墻體和wb-4墻體為基礎，增加了wc組墻體和wd組墻體，通過相應對比研究砂漿強度和豎向壓應力對砌體墻體抗震性能的影響.各墻體模型編號、材料參數(shù)等基本信息見表2，表3列出了圈梁、構造柱以及過梁的參數(shù)信息.在ABAQUS中，用Tie約束實現(xiàn)構造柱與墻體之間連接的合理模擬.模型加載采用位移加載控制，在墻體頂點位置施加位移荷載時，位移加載等間隔且控制為0.5 mm的增量，加載終點的位移為16 mm.在對墻體的有限元模擬中，荷載-位移曲線的終點一般是計算不收斂點，或是計算仍可繼續(xù)，荷載下降到極限荷載85%時對應的點.

表2 墻體基本參數(shù)信息Tab.2 The basic information of model walls

表3 圈梁、構造柱及過梁信息Tab.3 The parameter information of ring beam, constructional column and lintel

2.1 構造柱對砌體墻體抗震性能的影響2.1.1 構造柱對未開洞砌體墻體抗震性能的影響

表4表明：墻體wb-1的開裂荷載、極限荷載以及位移延性比(Δf/Δu)分別較墻體wa-1提高了50%，23%和41%.由圖4可看出：設置構造柱后的墻體，在受力超過極限荷載后，荷載-位移曲線的下降段較無構造柱墻體平緩；構造柱的設置對墻體的初始剛度有一定影響，但對剛度最終值影響不大.

表4 未開洞帶構造柱墻體模擬結果Tab.4 The results of numerical analysis of walls with constructional column without opening

2.1.2 構造柱對開洞砌體墻體振震性能的影響

表5表明：墻體wb-4的開裂荷載、極限荷載以及位移延性比分別較墻體wa-4提高了18%,21%和86%.由圖5可以看出：在荷載-位移曲線下降段，有構造柱墻體的下降段較無構造柱墻體平緩；墻體的初始剛度受構造柱的影響不大，但從墻體剛度的退化趨勢來看，設置構造柱的墻體較無構造柱墻體平緩.

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖4 未開洞帶構造柱墻體荷載-位移曲線 和剛度退化曲線Fig.4 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls with constructional column without opening表5 開洞帶構造柱墻體模擬結果Tab.5 The results of numerical analysis of walls with constructional column and opening

墻體編號開裂極限破壞Pcr/kNΔcr/mmPu/kNΔu/mmPf/kNΔf/mmΔf/Δuwa?4890．961632．921224．301．47wb?41051．071973．011488．252．74

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖5 開洞帶構造柱墻體荷載-位移曲線 和剛度退化曲線Fig.5 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls constructional column and opening

以上分析說明：砌體墻體特別是開洞砌體墻體延性差的弱點可以通過設置構造柱得到改善.從墻體開裂到墻體達到極限荷載的過程中，盡管墻體裂縫不斷發(fā)展，但得益于構造柱的約束作用，墻體仍處在比較穩(wěn)定的受力狀態(tài)；從墻體達到極限荷載到墻體破壞的過程中，構造柱也能很好地約束已破壞的塊體，使破碎墻體仍可繼續(xù)工作，直到構造柱屈服，失去對墻體的約束能力.因此，砌體墻體通過設置構造柱可以提高其承載力和延性，從而增強砌體結構的整體抗震性能.

2.2 開洞對砌體墻體抗震性能的影響2.2.1 開洞對無構造柱砌體墻體抗震性能的影響

表6表明：與墻體wa-1相比較，墻體wa-2，墻體wa-3以及墻體wa-4的開裂荷載分別減小了32%，78%和61%；極限荷載分別減小了33%，66%和55%；位移延性比分別較減小了14%，31%和13%.由圖6可以看出：墻體開洞顯著降低了砌體墻體的承載力和剛度，且開洞率越大下降越顯著；荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍面積隨開洞率的增大而減小.

表6 不同開洞無構造柱墻體模擬結果Tab.6 The results of numerical analysis of walls without constructional column with different opening

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖6 不同開洞無構造柱墻體荷載-位移曲線 和剛度退化曲線Fig.6 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls without constructional column with different opening

2.2.2 開洞對有構造柱砌體墻體抗震性能的影響

表7表明：與墻體wb-1相比較，墻體wb-2，墻體wb-3以及墻體wb-4的開裂荷載分別減小了63%，83%和69%；；極限荷載分別減小了40%，66%和56%；位移延性比分別減小了36%，53%和25%.

由圖7可以看出：墻體的承載力和剛度，隨開洞率的增大而降低；荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍的面積隨墻體開洞率的增大而減?。畯膲w破壞情況的角度來看，墻體開洞后，洞口四周尤其是角落部位成為薄弱區(qū)，應力易在此處集中，從而導致這部分區(qū)域的墻體開裂過早，降低了墻體的承載力及剛度；此外，墻體邊緣也是結構受力的薄弱部分，通過設置構造柱可以抵抗側向力對墻體邊緣造成的破壞，在一定程度上增強了砌體結構的抗側剛度[10].

表7 不同開洞有構造柱墻體模擬結果Tab.7 The results of numerical analysis of walls with constructional column and different opening

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖7 不同開洞有構造柱墻體荷載-位移曲線 和剛度退化曲線Fig.7 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls with constructional column and different opening

以上分析說明：砌體墻體開洞會導致其承載力下降，尤其在大開洞情況下對結構抗震非常不利.因此，在常規(guī)設計中對承重墻應盡量做到不開洞，當必須要開洞時，也應對承重墻的開洞率加以限制.

2.3 豎向壓應力對砌體墻體抗震性能的影響

郭俊杰[11]提到，按照一般9層住宅建筑考慮，頂層豎向壓應力值較小，為0.2 MPa；中間層取0.6 MPa；底層豎向壓應力最大，取0.9 MPa.在本文中，墻體頂部豎向壓應力取0.2 MPa, 0.6 MPa和1.0 MPa三種情況.2.3.1 豎向壓應力對無構造柱砌體墻體抗震性能 的影響

表8表明：與墻體wd-1相比較，墻體wa-4以及墻體wd-2的極限荷載分別提高了44%和29%；位移延性比分別減小了27%和59%.

由表8可以看出：隨著墻體的豎向壓應力增大，其極限承載力會先增后降.這是因為，當豎向壓應力較小時，墻體將會發(fā)生剪摩或剪壓破壞，隨著其值增大，摩擦力也會隨之增大，減小或防止了墻體產(chǎn)生水平滑移的可能.因此，墻體的極限承載力隨著豎向壓應力的增大，也跟著提高.但砌體將在豎向壓應力超過某一范圍時，發(fā)生斜壓破壞，此時墻體的承載力將會隨著豎向應力的增大而減小，且下降段更陡峭.從圖8可以看出：荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍的面積隨豎向壓應力的增大而減?。粔w破壞位移隨豎向壓應力的增大而減小，這與文獻[12]得到的結論相符合.

表8 不同豎向壓應力下無構造柱墻體模擬結果Tab.8 The results of numerical analysis of walls without constructional column under different vertical compressive stress

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖8 不同豎向壓應力下無構造柱墻體 荷載-位移曲線和剛度退化曲線Fig.8 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls without constructional column under different vertical compressive stress

2.3.2 豎向壓應力對有構造柱砌體墻體抗震性能 的影響

表9表明：與墻體wd-3相比較，墻體wb-4以及墻體wd-4的極限荷載分別提高了14%和8%；位移延性比分別減小了25%和69%.

表9 不同豎向壓應力下有構造柱墻體模擬結果Tab.9 The results of numerical analysis of walls with constructional column under different vertical compressive stress

從圖9可以看出：當墻體豎向壓應力過大時，荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍的面積急劇減小，這將顯著降低砌體結構的抗震能力.

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖9 不同豎向壓應力下有構造柱墻體 荷載-位移曲線和剛度退化曲線Fig.9 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls with constructional column under different vertical compressive stress

以上分析表明，豎向壓應力過大會嚴重降低砌體結構的延性和抗震性能，因此在砌體的抗震設計中，尤其是高地震烈度區(qū)，對砌體結構的層數(shù)應加以限制.

2.4 砂漿強度對砌體墻體抗震性能的影響

2.4.1 砂漿強度對無構造柱砌體墻體抗震性能的 影響

表10表明：與墻體wc-1相比較，墻體wa-4以及墻體wc-2的開裂荷載分別提高了39%和81%；極限荷載分別提高了28%和50%；位移延性比分別提高了12%和31%.由圖10可以看出：荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍的面積隨砂漿強度等級的提高而增大；墻體的初始剛度隨砂漿強度等級的提高而增大，且砂漿強度等級高的墻體其剛度退化曲線的下降段更平緩.

表10 不同砂漿強度無構造柱墻體模擬結果Tab.10 The results of numerical analysis of walls without constructional column made of different mortar strength

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖10 不同砂漿強度無構造柱墻體 荷載-位移曲線和剛度退化曲線Fig.10 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls without constructional column made of different mortar strength

2.4.2 砂漿強度對有構造柱砌體墻體抗震性能的 影響

表11表明：與墻體wc-3相比較，墻體wb-4以及墻體wc-4的開裂荷載分別提高了27%和89%；極限荷載分別提高了30%和55%；位移延性比分別提高了11%和41%.由圖11可以看出：荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍面積隨砂漿強度等級的提高而增大；墻體的初始剛度隨砂漿強度等級的提高而增大，且各墻體剛度退化曲線的下降趨勢一致.

表11 不同砂漿強度有構造柱墻體模擬結果Tab.11 The results of numerical analysis of walls with constructional column made of different mortar strength

位移/mm (a)荷載-位移曲線

位移/mm (b)剛度退化曲線圖11 不同砂漿強度有構造柱墻體 荷載-位移曲線和剛度退化曲線Fig.11 Load-deformation curve and stiffness degradation curve of walls with constructional column made of different mortar strength

以上分析表明，墻體的開裂荷載、極限荷載和位移延性比均隨砂漿強度的提高而提高，采用M2.5砂漿砌筑的墻體，其開裂荷載很小，說明砂漿強度過低會導致墻體開裂過早，對抗震非常不利.因此在砌體結構的抗震設計中，不應使用強度過低的砂漿.

3 結構算例設計

3.1 模型參數(shù)及模型建立

模型1共2層，模型2共3層，模型1與模型2除了結構高度不一樣外，其他完全一樣，模型1(2)的平面布置圖如圖12所示.模型層高均為2.8 m，墻厚均為240 mm，預制空心樓板厚120 mm，底板容重25 kN/m3，墻體容重15 kN/m3，樓板和樓蓋容重20 kN/m3.構造柱設置在模型的4個角，模型各層都設置有鋼筋磚圈梁，在各層的門洞、窗洞采用鋼筋混凝土過梁.構造柱尺寸為240 mm×240 mm，縱筋4φ10，箍筋φ6@200；鋼筋磚圈梁采用4φ6.根據(jù)《砌體結構設計規(guī)范》(GB 50003—2011)[13]，模型均采用MU10燒結普通磚和M5水泥砂漿，均采用C20混凝土.

模型中的單元、材料的本構關系和破壞準則按照第1節(jié)選用.構造柱與墻體、預制板與承重橫墻均采用Tie約束；采用面面接觸來模擬預制板側面與縱墻之間的接觸關系，且動摩擦因數(shù)取為0.7[14].

(a)1層平面布置圖

(b)2(3)層平面布置圖圖12 模型1(2)平面布置圖Fig.12 The floor plan of model 1(2)

3.2 地震波選取及其調(diào)幅

按Ⅱ類場地選取美國太平洋地震工程研究中心NGA數(shù)據(jù)庫中的NGA0175號地震波記錄，選取其中的2條水平地震波，分別為H-E12140.ACC和H-E12230.ACC.地震動以數(shù)據(jù)表的形式輸入，橫墻方向輸入地震波H-E12140.ACC，縱墻方向輸入地震波H-E12230.ACC.一方面為了使輸入的地震波包含地震記錄最強部分，以及持續(xù)時間盡量長以保證結構彈塑性的最大反應和耗能；另一方面為了節(jié)省計算時間，本文選擇地震波的2～17 s輸入，時長為15 s.

在進行動力時程分析之前，根據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)[15]，需根據(jù)不同的抗震設防烈度要求對地震記錄的峰值進行調(diào)幅，調(diào)幅的原則為：按規(guī)范規(guī)定整體放大或者縮小地震波的加速度值，即它的頻譜特性沒有改變，而僅改變了其反應譜的幅值.

3.3 結構高度對砌體結構抗震性能的影響

對模型1和模型2，分別施加6度大震、7度大震和8度大震對應的地震加速度，并通過砌體結構的受拉損傷參數(shù)(DAMAGET)來反映其抗震性能.模型1和模型2在8度大震下的受拉損傷參數(shù)云圖如圖13所示，從圖中可以看出，模型2的一層拉裂損傷情況要遠比模型1的一層嚴重.

(a)模型1

(b)模型2圖13 模型1和模型2在8度大震下的結構受拉損傷Fig.13 Tensile damage of structure of model 1 and model 2 under 8 degree earthquake

為了定量分析和比較砌體結構的破壞程度，提取了模型1和模型2各片墻體中受拉損傷最嚴重的A軸、B軸縱墻進行研究，得到A軸、B軸縱墻在第15 s時的受拉損傷參數(shù)值，見表12.表12表明：在同樣的工況下，模型2的損傷參數(shù)值要明顯大于模型1；在8度大震下，模型2在一層A軸、B軸的損傷參數(shù)值與模型1相比，分別大了92%和33%；在8度大震下，模型2在二層A軸、B軸的損傷參數(shù)值與模型1相比，分別大了109%和115%.

提取模型1和模型2在8度大震下A軸、B軸縱墻的受拉損傷參數(shù)值進行對比，得到其受拉損傷參數(shù)時程曲線圖，如圖14所示.從圖14可以看出：模型2各層的受拉損傷參數(shù)值要大于模型1；結構的受拉損傷參數(shù)值從底層向頂層依次減小.

表12 模型1和模型2的損傷參數(shù)值Tab.12 The damage parameter values of model 1 and model 2

以上分析表明，砌體結構的結構高度越高，底層的破壞情況越嚴重，對抗震越不利.

時間/s (a)A軸墻受拉損傷參數(shù)對比

時間/s (b)B軸墻受拉損傷參數(shù)對比圖14 模型1和模型2在8度大震下的 受拉損傷參數(shù)曲線對比Fig.14 The comparison of tensile damage parameter curves under 8 degree earthquake between model 1 and model 2

4 結 論

1)砌體墻體設置構造柱能提高其承載力和延性.對未開洞墻體，極限荷載以及位移延性比分別提高了23%和41%；對開洞砌體墻體，極限荷載以及位移延性比分別提高了21%和86%.因此，對于砌體結構，特別是墻體開洞的砌體結構，建議設置鋼筋混凝土構造柱.

2)砌體墻體開洞會降低其承載力和延性.對無構造柱墻體，算例開洞率下與未開洞情況相比，極限荷載分別下降33%，66%，55%；位移延性比分別下降14%，31%，13%.對有構造柱砌體墻體，算例開洞率下與未開洞情況相比，極限荷載分別下降40%，66%，56%；位移延性比下降36%，53%，25%.因此，在砌體結構的抗震設計中應盡量減少開洞，當必須要開洞時，也要對開洞率加以限制.

3)砌體墻體承載力隨豎向壓應力的增大先增大后減小，位移延性比和荷載-位移曲線與橫坐標軸所圍面積隨豎向壓應力的增大而減小.對算例無構造柱砌體墻體，隨豎向壓應力增大，極限荷載提高44%和29%；位移延性比下降27%和59%.對算例有構造柱砌體墻體，隨豎向壓應力增大，極限荷載提高14%和8%；位移延性比下降25%和69%.豎向壓應力過大會嚴重降低砌體結構的延性和抗震性能，因此在砌體結構的抗震設計中，應對砌體結構的層數(shù)加以限制.

4)砌體墻體的開裂荷載、承載力和位移延性比隨砂漿強度的提高而增大.對算例無構造柱砌體墻體，隨砂漿強度等級的提高，開裂荷載提高39%和81%；極限荷載提高28%和50%；位移延性比提高12%和31%.對算例有構造柱砌體墻體，隨砂漿強度等級的提高，開裂荷載提高27%和89%；極限荷載提高30%和55%；位移延性比提高11%和41%.采用M2.5砂漿砌筑的墻體，其開裂荷載較小時，說明砂漿強度過低會導致墻體開裂過早，對抗震非常不利．因此，在砌體結構的抗震設計中，不應采用強度過低的砂漿.

5)當墻體受力超過開裂荷載后，各墻體剛度退化非常明顯，但退化越來越緩慢，并最終趨于穩(wěn)定.

6)當算例砌體結構由2層增加到3層時，在8度大震下，一層兩片縱墻的受拉損傷參數(shù)值分別增大了92%和33%；二層2片縱墻的受拉損傷參數(shù)值分別增大了109%和115%.砌體結構的結構高度越高，底層的破壞情況越嚴重，對抗震越不利．因此，對于抗震設防烈度為7度及以上地區(qū)，應該控制砌體結構的總高度.

[1] 陳行之,梁建國.水平灰縫網(wǎng)狀配筋磚砌體受復合作用時的抗剪強度[J].湖南大學學報:自然科學版,1987,14(4):12-23.

CHEN Xingzhi, LIANG Jianguo. Shear strength of brick masonry with reinforced network in bed joint subject to combined action[J]. Journal of Hunan University:Natural Sciences, 1987,14(4):12-23.(In Chinese)

[2] BEKLOO N T. A new approach to numerical modeling of the masonry structures using explicit dynamic finite elements method[C]// Proceedings of the 14th World Conference of Earthquake Engineering. Beijing: Seismological Press, 2008: 12-17.

[3] 鄭妮娜.裝配式構造柱約束砌體結構抗震性能研究[D].重慶:重慶大學土木工程學院,2010:93-96.

ZHENG Nina. Research on seismic behavior of masonry structures with fabricated tie-columns[D]. Chongqing: College of Civil Engineering, Chongqing University, 2010:93-96.(In Chinese)

[4] QUIROZ L G, MARUYAMA Y, ZAVALA C. Cyclic behavior of peruvian confined masonry walls and calibration of numerical model using genetic algorithms [J]. Engineering Structure, 2014, 75: 561-576.

[5] 黃靚,許仲遠,高翔.開槽砌塊灌孔砌體的抗剪性能試驗研究[J].湖南大學學報:自然科學版,2014,41(9):54-58.

HUANG Liang, XU Zhongyuan, GAO Xiang. Research on the shear-resistance behaviors of grouted slotted block masonry[J]. Journal of Hunan University:Natural Sciences, 2014,41(9):54-58.(In Chinese)

[6] 吳方伯,任煥青,劉彪,等.新型混凝土橫孔空心砌塊砌體受壓性能研究[J].湖南大學學報:自然科學版,2015,42(11):25-32.

WU Fangbo, REN Huanqing, LIU Biao,etal. Research on the compression behavior of the new horizontal-hole hollow concrete block masonry[J]. Journal of Hunan University:Natural Sciences, 2015,42(11):25-32.(In Chinese)

[7] 張璇.多層砌體結構延性破壞模式的調(diào)查與研究[D].西安:西安建筑科技大學土木工程學院,2010:2-3.

ZHANG Xuan. The investigation and research of the ductile failure mode to muti-layer masonry structure[D]. Xi’an: College of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, 2010:2-3.(In Chinese)

[8] GB 50010—2010 混凝土結構設計規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社, 2010:209-211.

GB 50010—2010 Code for design of concrete structures[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2010:209-211.(In Chinese)

[9] 楊衛(wèi)忠.砌體受壓本構關系模型[J].建筑結構,2008, 38(10): 80-82.

YANG Weizhong. Constitutive relationship model for masonry materils in compression[J]. Building Structures, 2008, 38(10): 80-82. (In Chinese)

[10]劉杰.基于ABAQUS整體式模型下砌體結構抗震性能影響因素研究[D].長沙:湖南大學土木工程學院,2014:36-37.

LIU Jie. Research on factors influencing seismic performance of masonry structure based on the integral model of ABAQUS[D]. Changsha: College of Civil Engineering, Hunan University, 2014: 36-37.(In Chinese)

[11]郭俊杰.足尺混凝土小型空心砌塊墻體抗震性能試驗研究[D].北京:清華大學土木工程系,2005:23．

GUO Junjie. Experimental research on seismic behavior of small-sized hollow concrete block full-sized wall[D]. Beijing: Department of Civil Engineering, Qinghua University, 2005:23.(In Chinese)

[12]顧祥林,陳貢聯(lián),馬俊元,等.反復荷載作用下混凝土多孔磚墻體受力性能試驗研究[J].建筑結構學報.2010,31(12):123-131.

GU Xianglin, CHEN Gonglian, MA Junyuan,etal. Experimental study on mechanical behavior of concrete perforated brick walls under cyclic loading[J]. Journal of Building Structures, 2010, 31(12): 123-131. (In Chinese)

[13]GB 50003—2011 砌體結構設計規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社, 2011:88-89.

GB 50003—2011 Code for design of masonry structures[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2011:88-89.(In Chinese)

[14]殷園園.芯柱式構造柱約束砌體結構抗震性能評價[D].重慶:重慶大學土木工程學院,2011:27-29.

YIN Yuanyuan. Evaluation of seismic behavior on masonry structure confined by core-tie-column[D]. Chongqing: College of Civil Engineering, Chongqing University, 2011:27-29.(In Chinese)

[15]GB 50011—2010 建筑抗震設計規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2010:31-32.

GB 50011—2010 Code for seismic design of buildings[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2010:31-32.(In Chinese)

Walls under Multiple Influence Parameters

ZHANG Wangxi?，YUE Fenghua，LIU Jie，DUAN Lianrui，WANG Xiong

(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China；2. Key Laboratory onDiagnosis for Engineering Structures of Hunan Province, Hunan University, Changsha 410082, China)

The numerical analysis results from the finite element models through the software of ABAQUS were compared with the experimental results to verify the accuracy of finite element parameters. Tie columns, opening, vertical pressure and strength of mortar were considered to study the seismic performance of masonry walls by using the validated finite element models. Two masonry structure models with different layers were established to study the influence of structure height on the seismic performance. The results show that tie columns can improve the bearing capacity and seismic performance of the masonry wall, and the opening hole of the masonry wall reduces the bearing capacity and seismic performance of the masonry wall. The displacement ductility of the masonry wall decreases with the increase of vertical compressive stress. However, the bearing capacity of the masonry wall increases at first and then decreases with the increase of vertical compressive stress. The bearing capacity and seismic performance of the masonry wall increases with the increase of mortar strength grade, and the higher masonry structure results in more serious tensile damage．

masonry structure; finite element analysis; ABAQUS; seismic performance; multiple parameters

2016-01-31

國家自然科學基金資助項目(51578228), National Natural Science Foundation of China(51578228)；國家重點研發(fā)計劃專項資助項目(2016YFC0701400)，National Key Research and Development Program of China(2016YFC0701400)

張望喜(1971-)，男，湖北黃岡人，湖南大學副教授，博士 ?通訊聯(lián)系人，E-mail: wxizhang2000@hnu.edu.cn

1674-2974(2017)03-0045-10

10．16339/j．cnki．hdxbzkb．2017．03．006

TU362

AAnalysis on Seismic Performance of Masonry