復(fù)雜立面形狀砌體墻抗震性能試驗(yàn)

郭 猛，李薇薇，賈英杰

(1. 中國建筑科學(xué)研究院有限公司 建筑結(jié)構(gòu)研究所，北京 100013；2. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

0 引 言

砌體結(jié)構(gòu)房屋是中國工業(yè)與民用建筑的主要結(jié)構(gòu)類型之一，通常砌體結(jié)構(gòu)橫向與縱向的抗震能力差別很大，縱向由于外縱墻門窗洞口數(shù)量多、洞口尺寸大，抗震能力明顯弱于橫向。砌體結(jié)構(gòu)震害調(diào)研表明[1-3]，砌體結(jié)構(gòu)整體或局部倒塌多以沿縱向的倒塌為主，即縱墻的門窗間墻破壞后，橫墻失去平面外支撐而產(chǎn)生過大的平面外傾斜，導(dǎo)致層間倒塌或嚴(yán)重破壞的發(fā)生。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對于砌體墻進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析工作，參數(shù)主要包括高寬比、軸壓比、材料類型、圈梁、構(gòu)造柱構(gòu)造措施等[4-6]。破壞形態(tài)方面，文獻(xiàn)[4]總結(jié)了砌體墻的幾種常見破壞形態(tài)，包括斜裂縫的剪壓破壞、轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞和滑移失效等。從國內(nèi)外文獻(xiàn)對砌體墻試驗(yàn)試件破壞形態(tài)介紹來看，矩形立面的砌體墻其破壞形態(tài)多為剪切破壞和轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞，豎向荷載較小的情況下可能發(fā)生滑移失效。

砌體房屋中外縱墻開設(shè)門窗洞口，門窗洞口數(shù)量、尺寸、位置不同時(shí)墻肢立面形狀變化多樣；工業(yè)用途的砌體廠房中，廠房層高較高，同一層內(nèi)的縱墻及山墻往往設(shè)置2層門窗洞口，洞口尺寸或者上下對應(yīng)位置變化時(shí)，增大了墻肢受力的復(fù)雜程度。文獻(xiàn)[7]進(jìn)行了設(shè)置預(yù)制混凝土砌塊構(gòu)造柱砌體墻抗震性能的對比試驗(yàn)，其中帶有門洞口、窗洞口的普通砌體墻在受力過程中形成的主裂縫位于門窗間墻范圍內(nèi)，但存在明顯受洞口影響而形成的其他斜向裂縫，如沿門洞口頂角斜向上開展的裂縫、沿窗洞口底角斜向下開展的裂縫等。文獻(xiàn)[8]進(jìn)行的拆除窗下墻的砌體墻抗震性能試驗(yàn)表明，窗間墻尺寸及加載方式基本相同的條件下，立面形狀為矩形(拆除兩側(cè)窗下墻)試件的承載力、抗側(cè)剛度較立面形狀為“凸”字形(原型)試件有較大幅度降低；立面形狀為“L”形(拆除一側(cè)窗下墻)試件的未拆除側(cè)承載力、抗側(cè)剛度與原型基本相同，而拆除側(cè)較原型有較大幅度降低。

對于復(fù)雜立面形狀的砌體墻，其抗震性能在規(guī)律性上與普通矩形立面形狀砌體墻有著明顯差異。民用砌體房屋和工業(yè)砌體廠房的墻肢立面形狀復(fù)雜多樣，表現(xiàn)為開門洞口或窗洞口，窗洞口為矮窗、高窗、跨層窗或同一樓層內(nèi)多層窗洞口等，其變形機(jī)制、破壞形態(tài)以及抗震性能尚不清晰，因此，對復(fù)雜立面形狀墻體進(jìn)行針對性研究，明確其破壞形態(tài)及抗震性能有著重要的意義。本文設(shè)計(jì)了不同立面形狀砌體墻并進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)，分析立面形狀即門窗洞口對砌體墻抗震性能的影響規(guī)律，為完善砌體結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)提供試驗(yàn)數(shù)據(jù)及理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了4片復(fù)雜立面形狀的砌體墻試件，進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，試件按1∶1比例設(shè)計(jì)制作。試件參照6層砌體結(jié)構(gòu)底層位于門窗洞口兩側(cè)常見立面形狀的外縱墻設(shè)計(jì)制作，門窗間墻截面尺寸相同，研究門窗洞口形狀、位置及窗下墻約束類型等因素對墻體抗震性能的影響。

砌體墻試件輪廓尺寸為：厚度370 mm，寬度3 300 mm(窗間墻寬度1 800 mm)，高度2 400 mm，計(jì)入加載梁的總高度2 850 mm，與常見砌體房屋層高基本一致，試件尺寸詳見圖1，立面形狀及門窗洞口設(shè)計(jì)說明如下：

(1)試件MQ1左側(cè)窗洞高1 500 mm，窗下墻高900 mm，右側(cè)窗洞高900 mm，右側(cè)窗下墻高1 500 mm，其窗洞口底部相對左側(cè)窗洞口底部高出600 mm。該立面形狀一般見于底層兩側(cè)窗洞尺寸及位置不同的窗間墻。

(2)試件MQ2左側(cè)窗洞高1 500 mm，窗下墻高900 mm，右側(cè)窗洞高900 mm，窗下墻高480 mm。與MQ1相比，右側(cè)洞口數(shù)量及高度均不同，下層窗洞口底面相對MQ1下移1 100 mm。該立面形狀一般見于底層樓梯間的休息平臺(tái)下設(shè)置采光窗洞口，休息平臺(tái)上設(shè)置跨層窗洞口的情況。

(3)試件MQ3左側(cè)為高度1 200 mm的窗洞，右側(cè)洞口類型與MQ1，MQ2不同，設(shè)置高度1 800 mm的門洞。該立面形狀一般見于底層樓梯間休息平臺(tái)下設(shè)置門洞口的情況。

(4)試件MQ4左側(cè)窗洞高1 200 mm，右側(cè)設(shè)置1個(gè)門洞口和1個(gè)窗洞口，門洞口高1 800 mm，門洞上方有門頭窗。該立面形狀一般見于底層樓梯間的休息平臺(tái)下設(shè)置門洞口，休息平臺(tái)上設(shè)置跨層窗洞口的情況，與MQ2不同的是層間窗洞口的底面與休息平臺(tái)頂面齊平，上下洞口之間的窗下墻截面高度相對較小。

試件MQ2，MQ3，MQ4右側(cè)下層門窗洞口上方設(shè)置混凝土過梁，過梁高240 mm，寬度同墻厚，縱筋采用4根直徑12 mm的HPB300鋼筋，箍筋采用直徑8 mm的HPB300鋼筋，間距200 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30。砌體墻試件所用磚為普通黏土磚，實(shí)測抗壓強(qiáng)度平均值為15.34 MPa，標(biāo)準(zhǔn)值為12.70 MPa；砌筑砂漿為預(yù)拌混合砂漿，強(qiáng)度實(shí)測平均值為13.76 MPa。砌體墻試件由實(shí)驗(yàn)室熟練工人砌筑，確保磚上下錯(cuò)縫，內(nèi)外搭砌，砂漿飽滿，砌筑過程中隨時(shí)用靠尺等工具檢查墻體豎向是否垂直和水平高度是否一致。

1.2 加載方案

本次試驗(yàn)試件加載裝置如圖2所示。豎向荷載由液壓千斤頂提供，荷載作用點(diǎn)置于窗間墻中部。水平荷載由MTS電液伺服加載系統(tǒng)提供。試驗(yàn)時(shí)首先施加豎向荷載，豎向荷載分級(jí)施加至設(shè)計(jì)豎向荷載值，并在整個(gè)試驗(yàn)過程中保持豎向荷載不變。

普通6層砌體住宅底層自承重式外縱墻所承擔(dān)上部5層縱墻自重(開間3.3 m)約為290 kN，以窗間墻1 800 mm寬度換算得到的平均軸壓應(yīng)力為0.44 MPa。考慮砂漿實(shí)測抗壓強(qiáng)度較高，并且考慮通過提高豎向荷載的方式減輕墻體轉(zhuǎn)動(dòng)，適當(dāng)?shù)靥岣邏w平均軸壓應(yīng)力至0.60 MPa，施加豎向荷載為400 kN。

水平加載采用低周反復(fù)加載方案，按照位移控制施加水平荷載。加載初期采用1 mm的倍數(shù)加載，加載后期根據(jù)試件變形和破壞情況以2 mm的倍數(shù)控制加載，水平荷載下降到最大荷載的85%或出現(xiàn)不適宜加載的破壞時(shí)結(jié)束試驗(yàn)。在正式施加水平荷載前進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加水平反復(fù)荷載2次，檢查儀器設(shè)備后正式進(jìn)行加載試驗(yàn)。

試驗(yàn)主要記錄荷載-位移曲線、窗間墻下部及窗下墻頂部水平位移，觀察記錄試件開裂、變形和破壞情況。水平力方向向左(推)為正向加載，向右(拉)為負(fù)向加載。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程

砌體墻各試件的破壞過程大致規(guī)律相似，均表現(xiàn)為墻體底部砂漿層首先開裂，然后窗間墻底部或墻身中部受拉區(qū)砂漿層等位置開裂，具體裂縫分布隨墻體立面形狀不同而不同。各試件裂縫分布及破壞情況見圖3。

各試件主要破壞過程如下：

試件MQ1，該試件兩側(cè)窗下墻端部無約束。正向和負(fù)向加載至4 mm時(shí)，試件底部兩端砂漿層首先出現(xiàn)開裂，裂縫沿水平向延伸。隨著位移加載的進(jìn)行，正向加載時(shí)右側(cè)窗間墻底部砂漿層開裂并向水平向延伸，開裂至墻體中部后，斜向下發(fā)展。繼續(xù)加載至-14 mm時(shí)，墻體底部形成通縫，負(fù)向加載時(shí)左側(cè)窗間墻底部砂漿層開裂，與正向加載時(shí)產(chǎn)生的斜裂縫相連貫通。繼續(xù)加載，已有裂縫不斷加寬，最終加載至20 mm時(shí)墻體在窗間墻底部位置的斜裂縫處斷裂，產(chǎn)生平面外位移，結(jié)束試驗(yàn)。

試件MQ2，該試件左側(cè)窗下墻端部無約束，右側(cè)窗上墻和窗下墻的墻端處約束了豎向位移。正向和負(fù)向加載3 mm時(shí)，試件底部兩端砂漿層首先出現(xiàn)開裂，裂縫沿水平向延伸。隨著位移加載的進(jìn)行，正向加載時(shí)右側(cè)窗間墻底部砂漿層開裂，裂縫斜向左下角方向發(fā)展。負(fù)向加載時(shí)左側(cè)窗間墻底部向上7皮磚處出現(xiàn)水平裂縫并向中部延伸。繼續(xù)加載至-14 mm時(shí)，左側(cè)窗間墻底部開裂，并向右下角方向延伸，左側(cè)窗下墻在正向加載時(shí)逐漸形成1條由窗下墻中部向左側(cè)底部、窗間墻與窗下墻角點(diǎn)延伸的斜裂縫。加載過程中墻體在右側(cè)窗上墻過梁端部、右側(cè)窗下墻靠近窗間墻等部位也出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。負(fù)向加載至-25 mm時(shí)，左側(cè)窗下墻掉落撞擊底梁發(fā)出巨響，繼續(xù)正向加載1次后結(jié)束試驗(yàn)。

試件MQ3，該試件左側(cè)窗下墻端部和右側(cè)門上墻端部均約束了豎向位移。負(fù)向加載至-4 mm、正向加載至7 mm時(shí)，試件底部兩端砂漿層分別出現(xiàn)開裂，裂縫沿水平向延伸。負(fù)向加載至-10 mm時(shí)，左側(cè)窗間墻底部產(chǎn)生裂縫并斜向下延伸，正向加載時(shí)窗間墻東側(cè)墻體中部出現(xiàn)水平裂縫，并向中部延伸與斜裂縫相交。繼續(xù)加載，正向加載承載力仍呈現(xiàn)上升趨勢，而負(fù)向加載至-20 mm時(shí)，斜裂縫延伸至墻底部，墻體斷裂，該向不適宜繼續(xù)加載，承載力亦下降至極限承載力的85%，繼續(xù)正向加載1次后結(jié)束試驗(yàn)。

試件MQ4，該試件左側(cè)窗下墻端部和右側(cè)門上墻端部均約束了豎向位移。正向(4 mm)和負(fù)向(-3 mm)加載時(shí)，試件底部兩端砂漿層分別出現(xiàn)開裂，裂縫沿水平向延伸。繼續(xù)加載，負(fù)向加載時(shí)左側(cè)窗間墻底部開裂，裂縫斜向下延伸；正向加載時(shí)右側(cè)墻體中部產(chǎn)生水平裂縫并向中部延伸，過梁底部砂漿層也出現(xiàn)水平開裂，并隨后向左下方向延伸。繼續(xù)加載，正向加載時(shí)右側(cè)門上墻頂面與窗間墻角點(diǎn)處開裂并向左下方向開展，形成1個(gè)主斜裂縫，負(fù)向加載至-18 mm時(shí)，窗間墻下部的斜裂縫延伸到墻底部，承載力下降至極限承載力的85%，繼續(xù)正向加載1次后結(jié)束試驗(yàn)。

對于試件MQ3和MQ4，其左側(cè)窗下墻采用鋼筋加型鋼梁約束，由于鋼筋數(shù)量略少，約束效果稍差，試驗(yàn)初期在負(fù)向加載時(shí)左側(cè)窗下墻底部存在有限的開裂、抬起現(xiàn)象，試驗(yàn)中后期可以約束窗下墻端部的豎向位移。

2.2 試件裂縫分布情況分析

本批次試驗(yàn)中，試件MQ1和試件MQ3裂縫分布相對簡單，試件MQ2和MQ4的裂縫分布及轉(zhuǎn)動(dòng)情況相對較復(fù)雜，根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象，繪制砌體墻主要裂縫開展情況，如圖4所示，用箭頭示意裂縫的起始過程，分析如下：

(1)各試件最終呈彎剪破壞形態(tài)，破壞過程中均伴有轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象發(fā)生。從砌體墻裂縫形狀來看，雖然宏觀上表現(xiàn)為斜向裂縫，但裂縫開展是從裂縫的某一端開裂向另一端延伸，是受彎剪形成裂縫的特點(diǎn)，本次試驗(yàn)試件多數(shù)斜向裂縫均屬于這類彎剪斜裂縫。裂縫開展過程為從裂縫的中部開裂向裂縫兩端延伸，是受剪切形成的剪壓斜裂縫的開裂特點(diǎn)，試件MQ2左側(cè)窗下墻的斜裂縫呈現(xiàn)典型的受剪開裂特點(diǎn)。

(2)對于兩側(cè)帶有窗下墻且窗下墻不等高的砌體墻，當(dāng)水平荷載作用方向?yàn)樽暂^高側(cè)窗下墻或窗上墻向較低側(cè)窗下墻加載時(shí)，開裂形式通常是由較高側(cè)窗下墻頂面與窗間墻角點(diǎn)向較低側(cè)窗下墻與窗間墻角點(diǎn)開裂，本批次試驗(yàn)中4片砌體墻均表現(xiàn)出這類特點(diǎn)。以試件MQ3為例，轉(zhuǎn)動(dòng)示意見圖5，正向加載時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)主體為多邊形ABCDEH′，負(fù)向加載時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)主體為ABD′EH′，不同荷載作用方向下轉(zhuǎn)動(dòng)主體不同。文獻(xiàn)[9]進(jìn)行的單開間單層砌體房屋和文獻(xiàn)[10]進(jìn)行的開窗洞口砌體墻抗震試驗(yàn)可知，裂縫分布均呈現(xiàn)自窗下墻與窗間墻角點(diǎn)向斜下方開裂的規(guī)律。

(3)兩側(cè)窗下墻不等高的低側(cè)窗下墻，當(dāng)?shù)蛡?cè)窗下墻截面尺寸較小時(shí)，也存在沿該窗下墻頂面與窗間墻的交點(diǎn)向斜下方開裂的情況，如試件MQ2右側(cè)窗下墻端部受到約束，裂縫自角部向左下方開裂。試件MQ3，MQ4可視為兩側(cè)窗下墻不等高的一種特殊情況。窗間墻較寬時(shí)，裂縫首先水平方向開裂并向窗間墻中部水平延伸，然后再斜向下方向延伸，轉(zhuǎn)動(dòng)主體形狀大致相同。

(4)門窗洞口的窗上墻連續(xù)設(shè)置，窗上墻在過梁跨中附近存在反彎點(diǎn)，過梁跨中附近豎向位移保持基本不變，窗上墻不參與轉(zhuǎn)動(dòng)變形。負(fù)向加載時(shí)過梁底部砂漿灰縫的裂縫多為水平方向開裂，裂縫水平開展至過梁的支撐端部后，繼續(xù)開裂的走向存在3種情況，沿水平方向繼續(xù)開裂，沿過梁端部向上開裂和向斜下方開裂。門窗洞口的窗上墻與上一樓層窗洞口的窗下墻為整體時(shí)，多為水平方向開裂(MQ3)；當(dāng)窗上墻截面尺寸較小時(shí)，不同方向水平荷載作用下沿過梁端部向上開裂或向斜下方開裂(MQ2，MQ4)，裂縫分布相對復(fù)雜。

由上述分析可見，對于帶門窗洞口的砌體墻，除了窗間墻位置發(fā)生X形或者斜向的剪切裂縫之外，形狀不太規(guī)則的彎剪裂縫也是一種主要的開裂方式，立面形狀越復(fù)雜，豎向荷載越小，越容易形成彎剪裂縫。砌體墻立面形狀及約束條件不同，其裂縫開展及轉(zhuǎn)動(dòng)主體不同，同一試件在不同加載方向下的裂縫開展、轉(zhuǎn)動(dòng)主體也不同；另一方面，窗下墻是否約束(連續(xù)窗下墻、門聯(lián)窗窗下墻)，轉(zhuǎn)動(dòng)主體也不同，對墻體的承載力、剛度、變形等產(chǎn)生不同程度的影響。

2.3 滯回曲線和骨架曲線

各試件的滯回曲線見圖6，分析試件的滯回曲線可知，加載初始階段，水平荷載較小，試件尚未開裂，滯回曲線基本呈直線，變形處于彈性階段。繼續(xù)加載，水平荷載及位移繼續(xù)增加，試件開裂后，滯回曲線輪廓出現(xiàn)彎曲，剛度退化，開始出現(xiàn)殘余變形。隨著墻體轉(zhuǎn)動(dòng)變形成分的增加，滯回曲線呈現(xiàn)反S形特點(diǎn)，荷載增加幅度相對慢于位移增加幅度，當(dāng)某一方向的主裂縫形成之后，荷載增幅明顯減慢而位移增幅明顯加快。

與剪壓破壞形態(tài)相比，砌體墻彎剪破壞形態(tài)下的滯回曲線相對飽滿一些，轉(zhuǎn)動(dòng)變形參與越多，彈塑性階段越長。滯回曲線上存在荷載下降段，從這個(gè)角度來說，試件破壞具有一定的延性性質(zhì)。試件滯回曲線在位移0點(diǎn)附近存在捏攏現(xiàn)象，滯回環(huán)狹長，這是由砌體材料脆性性質(zhì)決定的。

將滯回曲線位移加載的每一級(jí)循環(huán)峰值點(diǎn)連成外包絡(luò)線，繪制成骨架曲線，見圖7。從骨架曲線可以看出：在彈性階段，各試件的骨架曲線相似，為斜直線，斜率相近；當(dāng)試件開裂進(jìn)入彈塑性階段后，各試件骨架曲線開始表現(xiàn)出明顯的差異。由于試件立面形狀的不對稱性，正負(fù)向加載骨架曲線相差較多。試件MQ1，MQ3，MQ4均只有一個(gè)方向達(dá)到極限承載力，剛度急劇下降，出現(xiàn)不適宜繼續(xù)加載的破壞，另一方向的承載力還處于上升階段。試件MQ2兩個(gè)方向均達(dá)到了極限承載力，但負(fù)向加載的極限承載力出現(xiàn)時(shí)間明顯晚于正向加載。

2.4 承載力分析

各試件正負(fù)方向的特征點(diǎn)荷載及位移見表1。本次試驗(yàn)的4片砌體墻試件窗間墻尺寸均為370 mm×1 800 mm，以極限承載力最小的試件MQ4為基準(zhǔn)，試件MQ1，MQ2，MQ3的正向極限承載力與試件MQ4的差值分別為-7.50%，10.36%，30.45%，負(fù)向極限承載力差值分別為70.23%，48.14%，9.71%。本次試驗(yàn)中，各片試件的豎向荷載、窗間墻水平截面、加載方式等均相同，而極限承載力差異大，表明砌體墻的水平荷載承載力與墻體兩側(cè)是否有窗下墻、窗下墻和窗上墻的位置(洞口尺寸、位置)、約束條件等立面條件有關(guān)，即立面形狀對砌體墻的極限承載力產(chǎn)生不同程度影響。

表1 各試件試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Test Results of Specimens

從單片砌體墻不同受力方向來看，砌體墻試件立面形狀不對稱，窗下墻約束狀態(tài)不同，試件正負(fù)向的極限承載力差異很大。試件MQ1正向、MQ3負(fù)向、MQ4負(fù)向的承載力已經(jīng)下降至極限承載力的85%或達(dá)到不適宜繼續(xù)加載的破壞階段，而相應(yīng)的MQ1負(fù)向、MQ3正向承載力仍處于上升階段，MQ4正向承載力處于維持極限承載力階段或仍略有上升。

根據(jù)表1可知，試件MQ1正向極限承載力相對較小，為負(fù)向極限承載力的75%，試件MQ3負(fù)向極限承載力僅為正向的61%，MQ4負(fù)向極限承載力僅為正向的72%，MQ2因2個(gè)方向轉(zhuǎn)動(dòng)部分相近，極限承載力相差不多，正向略大。從圖7的骨架曲線走勢來看，除了試件MQ2外，其他3片試件在承載力處于上升階段的方向仍可繼續(xù)進(jìn)行加載，其極限承載力理論值高于試驗(yàn)停止時(shí)的實(shí)測值。

從受力機(jī)理分析，砌體墻出現(xiàn)彎剪破壞形態(tài)時(shí)，轉(zhuǎn)動(dòng)主體的轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)位置決定了墻體極限承載力，轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)越靠向外側(cè)，其抵抗轉(zhuǎn)動(dòng)的力臂越大，對應(yīng)承載力越大。以試件MQ3為例(圖5)，正向加載時(shí)，抵抗轉(zhuǎn)動(dòng)的力臂長度可大致視為D點(diǎn)至豎向荷載作用點(diǎn)的水平距離，而負(fù)向加載時(shí)，抵抗轉(zhuǎn)動(dòng)的力臂長度大致為E點(diǎn)至豎向荷載作用點(diǎn)的水平距離，相對來說該力臂長度較短，抵抗水平荷載的能力較差。

根據(jù)本文砌體墻承載力試驗(yàn)數(shù)據(jù)及相關(guān)砌體墻抗震試驗(yàn)研究成果可知，砌體墻在水平向與豎向荷載作用下，存在剪切破壞、轉(zhuǎn)動(dòng)失效等幾種主要破壞形態(tài)，砌體墻發(fā)生彎剪破壞或轉(zhuǎn)動(dòng)失效時(shí)存在多種開裂方式，立面形狀越復(fù)雜，開裂方式越多。不同破壞形態(tài)、不同開裂方式對應(yīng)不同的承載能力，承載力最小的破壞形態(tài)對應(yīng)的裂縫是砌體墻的主要開裂方式?，F(xiàn)行砌體房屋抗震設(shè)計(jì)方法中，不考慮窗間墻兩側(cè)門窗洞口的相對尺寸、位置、約束條件等，以窗間墻的水平截面驗(yàn)算其受剪承載力，通過層高控制砌體墻呈現(xiàn)剪切破壞模式，《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50003—2011)[11]采用剪摩理論計(jì)算砌體墻受剪承載力，《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[12]采用主拉應(yīng)力理論計(jì)算受剪承載力。試驗(yàn)表明，對于立面復(fù)雜的砌體墻，彎剪破壞、轉(zhuǎn)動(dòng)失效也是很容易出現(xiàn)的破壞模式，相應(yīng)的承載能力必然小于窗間墻剪切破壞對應(yīng)的承載能力。

當(dāng)豎向荷載相同、窗間墻處的水平截面(1 800 mm×370 mm)相同時(shí)，推拉2個(gè)方向下的理論受剪承載力計(jì)算結(jié)果相同。本次試驗(yàn)中，立面形狀為不對稱的砌體墻試件，2個(gè)方向的荷載大小相差較大，除試件MQ2外，差值(較大值相對較小值)達(dá)到30%～60%，現(xiàn)有抗震設(shè)計(jì)方法未對上述情況進(jìn)行考慮。因此，僅對窗間墻的水平截面驗(yàn)算其受剪承載力，不考慮立面形狀等因素的影響而默認(rèn)窗間墻均發(fā)生剪切破壞，顯然對于立面形狀復(fù)雜的砌體墻，存在著高估墻體承載力的可能性，這樣的偏差在高烈度設(shè)防區(qū)是不應(yīng)被忽視的。

2.5 抗側(cè)剛度分析

砌體房屋抗震設(shè)計(jì)時(shí)，帶有不規(guī)則門窗洞口的砌體墻劃分多層墻帶，可按分層串并聯(lián)模型進(jìn)行計(jì)算[13]。彈塑性階段砌體墻在2個(gè)方向的開裂破壞形態(tài)不同，受力性能差異很大，為了便于比較彈塑性階段墻體的剛度變化情況，計(jì)算推拉2個(gè)方向頂部位移Δ分別為5，10，15 mm的等效抗側(cè)剛度并進(jìn)行對比分析。彈性抗側(cè)剛度及開裂后等效抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 同位移下的等效抗側(cè)剛度Table 2 Equivalent Stiffness Under Same Deformation

根據(jù)表2數(shù)據(jù)可知，試件MQ1的彈性抗側(cè)剛度計(jì)算值最小，試件MQ3的彈性抗側(cè)剛度計(jì)算值最大，相差約6%，但無論砌體墻立面形狀差異如何，彈性抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果相差并不大。

砌體墻的彈性抗側(cè)剛度算法不區(qū)分受力方向，以試件MQ1剛度值為基準(zhǔn)，試件MQ3與MQ1的彈性抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果相差6.64%，對比位移為5，10，15 mm的等效抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果，試件MQ3正向等效抗側(cè)剛度與試件MQ1分別相差1.17%，-3.15%，18.03%，而負(fù)向等效抗側(cè)剛度與試件MQ1分別相差-23.41%，-27.78%，-31.45%，可見，彈塑性階段MQ3的正向等效抗側(cè)剛度略大，而負(fù)向等效抗側(cè)剛度明顯相差較多。

根據(jù)表2的等效抗側(cè)剛度數(shù)據(jù)，試件MQ1的立面形狀相對對稱，右側(cè)窗下墻較左側(cè)窗下墻高600 mm，位移5，10，15 mm對應(yīng)的負(fù)向等效抗側(cè)剛度高于正向等效抗側(cè)剛度分別約1.58%，3.72%，15.50%。試件MQ2，MQ3，MQ4的立面形狀及墻肢端部約束條件均沒有對稱性，2個(gè)方向的等效抗側(cè)剛度差異明顯。以試件MQ4為例，位移5，10，15 mm時(shí)正向等效抗側(cè)剛度分別為負(fù)向等效抗側(cè)剛度的-2.10%，8.09%，30.86%，表明砌體墻開裂后進(jìn)入彈塑性階段，立面形狀復(fù)雜的砌體墻等效抗側(cè)剛度將具有明顯的方向性特征，位移越大，方向性特征越明顯。

從分層串并聯(lián)模型的計(jì)算過程來看，根據(jù)洞口尺寸劃分為若干計(jì)算墻帶時(shí)，若每層墻帶的尺寸參數(shù)不變，則墻帶位置改變(立面形狀變化)不影響彈性抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果。以圖8(a)所示砌體墻為例，自下至上劃分墻帶1和墻帶2，對應(yīng)彈性抗側(cè)剛度分別為k1，k2，彈性抗側(cè)剛度kQ計(jì)算式見式(1)。假定調(diào)整上下層墻帶位置關(guān)系為圖8(b)，采用串并聯(lián)計(jì)算的彈性抗側(cè)剛度仍為式(1)，彈性抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果保持不變。

(1)

結(jié)合前文復(fù)雜立面形狀砌體墻開裂規(guī)律分析，圖8(a)所示砌體墻在自左向右加載時(shí)，其裂縫會(huì)出現(xiàn)在左側(cè)窗間墻與窗下墻的角點(diǎn)向斜下方開展，類似MQ3，MQ4負(fù)向加載的主斜裂縫形狀。圖8(b)所示砌體墻在自左向右加載時(shí)，窗間墻區(qū)域出現(xiàn)受剪開裂。從表2中MQ3，MQ4的等效剛度數(shù)據(jù)所反映規(guī)律上判斷，無論在小位移(近似彈性階段)還是在開裂后的彈塑性階段，2種砌體墻的抗側(cè)剛度差異較大，但該規(guī)律性無法在彈性剛度中得到體現(xiàn)。

2.6 延性分析

延性系數(shù)及層間位移角反映了結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在彈塑性階段的變形能力，是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能優(yōu)劣的一項(xiàng)重要指標(biāo)。砌體墻的等效屈服點(diǎn)對應(yīng)位移采用能量等值法計(jì)算求得，4片砌體墻試件的延性系數(shù)及位移角見表3。

表3 試件延性系數(shù)與位移角Table 3 Ductility Coefficient and Displacement Angle of Specimens

分析表1、表3中數(shù)據(jù)可知，本批次砌體墻的破壞位移絕對值均較大，平均達(dá)到約20 mm。屈服階段層間位移角大多為1/300～1/150，破壞點(diǎn)對應(yīng)的層間位移角大多為1/150～1/100。如第2.4節(jié)所述，試件停止試驗(yàn)時(shí)一個(gè)加載方向達(dá)到了停止加載條件，而另一個(gè)加載方向仍具備繼續(xù)加載的能力，層間位移角計(jì)算結(jié)果理論上更大。

一般來說，砌體墻剪切破壞時(shí)的層間位移角多為1/300～1/200，等效屈服點(diǎn)對應(yīng)的層間位移角則更小。砌體墻發(fā)生剪切破壞時(shí)呈脆性性質(zhì)，剪切裂縫形成后很快發(fā)生破壞[14]。與剪切破壞形態(tài)相比，砌體墻發(fā)生彎剪破壞形態(tài)時(shí)對應(yīng)的變形能力更強(qiáng)，延性性能相對較好，文獻(xiàn)[15]進(jìn)行了砌體墻抗震試驗(yàn)，通過設(shè)置構(gòu)造縫提高窗間墻的高寬比，其延性優(yōu)于剪切破壞的砌體墻。

砌體墻發(fā)生彎剪破壞時(shí)，其初始裂縫為受彎導(dǎo)致自受拉區(qū)出現(xiàn)開裂，骨架曲線不會(huì)出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，按照能量等值法計(jì)算得到的屈服位移相對較大。根據(jù)表3可知，砌體墻存在轉(zhuǎn)動(dòng)變形時(shí)，其變形能力(極限位移角)相對較大，而位移延性系數(shù)不大。

從單個(gè)試件的不同加載方向?qū)Ρ葋砜矗嚰﨧Q1的右側(cè)窗下墻高于左側(cè)窗下墻，試件MQ2，MQ3，MQ4的左側(cè)窗下墻高于右側(cè)窗下墻(右側(cè)窗下墻較矮或無窗下墻)，其裂縫分布的一個(gè)共同特點(diǎn)是從較高的窗下墻與窗間墻角點(diǎn)處向較低的窗下墻與窗間墻角點(diǎn)處或門洞口底部延伸。該類主斜裂縫形成并貫穿砌體墻后，減小了墻底部受壓區(qū)長度，受壓區(qū)灰縫砂漿和磚塊容易壓碎開裂，承載力降低速度過快，使得該方向的變形能力弱于另一個(gè)方向的變形能力。

3 結(jié) 語

(1)水平向與豎向荷載作用下，砌體窗間墻根據(jù)兩側(cè)是否有窗下墻、窗下墻和窗上墻的位置(洞口的尺寸、位置)不同時(shí)呈現(xiàn)多種破壞形態(tài)，除了剪切破壞形態(tài)外，還存在典型的彎剪破壞形態(tài)，其主裂縫的最終形狀表現(xiàn)為斜向開裂，但開裂過程為裂縫自一端開裂向另一端延伸，斜向貫通砌體墻肢，開裂至破壞全過程砌體墻伴有明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象，正負(fù)向的轉(zhuǎn)動(dòng)主體不同或不完全相同。

(2)立面形狀復(fù)雜、對稱性差的砌體墻，其正負(fù)向的極限承載力、等效抗側(cè)剛度差異很大。本文試驗(yàn)中，部分試件的一個(gè)加載方向承載力下降或達(dá)到不適宜繼續(xù)加載的破壞狀態(tài)，而另一個(gè)加載方向的承載力仍處于上升階段，以試件MQ3為例，其2個(gè)方向極限承載力差值約60%，開裂后等效抗側(cè)剛度差值為20%～30%。延性方面，與剪切破壞形態(tài)相比，砌體墻發(fā)生彎剪破壞形態(tài)時(shí)對應(yīng)的變形能力更強(qiáng)，延性性能相對較好。立面形狀復(fù)雜的砌體墻受力全過程具有明顯的方向性特征。

(3)砌體房屋抗震設(shè)計(jì)時(shí)，砌體墻受剪承載力計(jì)算不考慮立面形狀等因素的影響而僅進(jìn)行窗間墻水平截面受剪驗(yàn)算，顯然，對于立面形狀復(fù)雜的砌體墻，設(shè)計(jì)結(jié)果和實(shí)際受力狀況會(huì)存在較大差異。試驗(yàn)結(jié)果為進(jìn)一步研究立面形狀復(fù)雜砌體墻的抗震設(shè)計(jì)方法提供了試驗(yàn)數(shù)據(jù)與參考。