考慮現(xiàn)澆樓板影響的磚砌墻體抗震性能研究

作者簡(jiǎn)介：張倚天（1987—），男，高級(jí)工程師，博士，主要從事組合結(jié)構(gòu)研究，（E-mail） yitianzhang@hnu.edu.cn。

摘要：基于ABAQUS建立砌體墻片有限元模型，與選取的試驗(yàn)墻片結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證有限元模擬的可信度；再利用有限元模型分別研究現(xiàn)澆樓板、砂漿強(qiáng)度、圈梁截面尺寸、墻頂豎向壓應(yīng)力、開(kāi)洞率和墻片高寬比對(duì)砌體墻片抗震性能的影響。結(jié)果表明，現(xiàn)澆樓板、構(gòu)造柱和圈梁共同構(gòu)成整體，加強(qiáng)了對(duì)墻片的約束，減輕了墻片的損傷；提高砂漿強(qiáng)度等級(jí)，墻片的承載力和延性將增大；適當(dāng)?shù)娜α航孛娉叽缒苡行p輕墻片的破壞程度；適當(dāng)?shù)膲斬Q向壓應(yīng)力能顯著降低墻片的破壞程度；墻片開(kāi)洞會(huì)降低其承載力和位移延性；增大墻片的高寬比，墻片的承載力將減小，且墻片主要破壞形式從剪切型破壞轉(zhuǎn)化成彎曲型破壞。

關(guān)鍵詞：結(jié)構(gòu)工程；現(xiàn)澆樓板；有限元分析；砌體結(jié)構(gòu)；抗震性能

中圖分類(lèi)號(hào)：TU362" " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A" " " 文章編號(hào)：1000?582X（2023）04?064?14

Abstract： With the help of finite element software ABAQUS， the numerical analysis results of the finite element model of the masonry walls were compared with the experimental results to verify the reliability of the finite element simulation. Based on this， the effects of the cast-in-situ floor slabs， the strength of mortar， the cross-sectional dimension of ring beams， the vertical compressive stress on the top of walls， and the opening and aspect ratios of walls on the seismic performance of masonry walls were investigated. The results show that the cast-in-situ slabs， the constructional columns and ring beams form a complete structure， strengthening the constraint on the wall sheet and reducing the damage. The bearing capacity and ductility of walls increase with the increase of mortar strength. Appropriate cross-sectional dimension of ring beam and vertical compressive stress on the top of walls can effectively reduce the damage of masonry walls. The bearing capacity and displacement ductility of walls decrease with the opening of walls. The bearing capacity of walls decreases with the increase of the aspect ratio of walls. At the same time， the main failure mode of walls changes from shearing failure to bending failure.

Keywords： structural engineering; cast-in-situ floor slabs; finite element analysis; masonry structure; seismic performance

砌體結(jié)構(gòu)在我國(guó)應(yīng)用廣泛，民用和工業(yè)建筑的基礎(chǔ)、圍護(hù)墻、內(nèi)外墻、屋蓋等結(jié)構(gòu)構(gòu)件均可由砌體結(jié)構(gòu)砌筑［1?2］。提高砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能是設(shè)計(jì)中的一項(xiàng)重點(diǎn)工作［3］。在強(qiáng)烈地震中，砌體結(jié)構(gòu)房屋的倒塌概率最大。實(shí)際工程中發(fā)現(xiàn)，砌體結(jié)構(gòu)在地震中發(fā)生整體倒塌很大程度上是由于砌體墻片發(fā)生開(kāi)裂破壞繼而引發(fā)后續(xù)破壞。因此，有必要開(kāi)展對(duì)砌體墻片抗震性能的進(jìn)一步研究，保證其抗震性及安全性［4］。砌體結(jié)構(gòu)的震害如圖1所示。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)試驗(yàn)和有限元模擬開(kāi)展了許多對(duì)砌體墻片抗震性能的分析。鄭妮娜［5］通過(guò)對(duì)芯柱式和現(xiàn)澆構(gòu)造柱約束墻片的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，證明了兩者具有相當(dāng)?shù)目拐鹦阅埽粡埻驳龋?］對(duì)9片磚砌體墻片進(jìn)行了單調(diào)水平荷載試驗(yàn)，分析墻片高寬比、墻頂豎向壓應(yīng)力和不同加載方式對(duì)墻片側(cè)向承載力的影響；Quiroz等［7］對(duì)4片具有不同配筋率圈梁和構(gòu)造柱的墻片完成了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析了配筋率對(duì)墻片抗震性能的影響；王嘯霆等［8］設(shè)計(jì)并進(jìn)行了縱墻、帶構(gòu)造柱縱墻以及相對(duì)應(yīng)加固墻片的對(duì)照試驗(yàn)，結(jié)果表明，采取加固措施的墻片具有更高的抗震性能、強(qiáng)度和剛度；鄧明科等［9］對(duì)高延性混凝土（HDC）單面加固構(gòu)造柱約束砌體墻片進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，分析了HDC加固對(duì)墻片承載力和剛度的影響；Tripath等［10］通過(guò)有限元軟件分析，提出了一種適用于約束砌體墻體的拉壓桿模型，計(jì)算開(kāi)洞和不開(kāi)洞的砌體墻片平面內(nèi)承載力。

在研究砌體墻片抗震性能時(shí)，已有的試驗(yàn)和有限元模擬［11?14］往往忽略了現(xiàn)澆樓板的作用。為研究現(xiàn)澆樓板對(duì)砌體墻片抗震性能的影響，文中比較帶現(xiàn)澆樓板與否的砌體墻片，分析了砂漿強(qiáng)度、圈梁截面尺寸、墻頂豎向壓應(yīng)力、開(kāi)洞率和墻片高寬比對(duì)砌體墻片抗震性能的影響。

1 有限元模擬方法驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

選取文獻(xiàn)［5］中的4個(gè)砌體墻片試件進(jìn)行有限元模擬驗(yàn)證，所選取的砌體墻片依次考慮了帶構(gòu)造柱或開(kāi)洞與否的4種情況，對(duì)墻片的受力情況進(jìn)行了充分考慮，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，大大提高了有限元分析的可信度。試驗(yàn)墻片的具體參數(shù)和正立面尺寸如表1和圖2所示。

試驗(yàn)加載機(jī)制選用荷載-位移混合控制，在結(jié)構(gòu)構(gòu)件出現(xiàn)裂縫前采用荷載控制，當(dāng)構(gòu)件出現(xiàn)裂縫且加載曲線(xiàn)出現(xiàn)明顯彎曲之后采用位移控制。墻頂豎向壓應(yīng)力均為0.5 MPa。具體加載裝置以及加載機(jī)制如圖3所示。

1.2 建立有限元計(jì)算模型

進(jìn)行有限元分析時(shí)，砌體以及混凝土通過(guò)ABAQUS中線(xiàn)性減縮積分單元C3D8R建立；鋼筋通過(guò)桁架單元T3D2建立并嵌入到混凝土實(shí)體內(nèi)；砌體墻片與構(gòu)造柱、圈梁之間的連接選用Tie約束來(lái)建立，對(duì)馬牙搓和拉結(jié)筋的作用進(jìn)行有效模擬；網(wǎng)格單元?jiǎng)澐挚刂葡禂?shù)均取60 mm；砌體、混凝土以及鋼筋的質(zhì)量密度分別取2 000 、2 500 、7 800 kg/m3，泊松比分別取0.15、0.2和0.3；施加的單調(diào)水平位移荷載位于加載鋼梁的側(cè)面幾何中心。荷載-位移曲線(xiàn)取計(jì)算的不收斂點(diǎn)或荷載下降至85%峰值荷載對(duì)應(yīng)點(diǎn)為最終點(diǎn)。

模型中混凝土以及砌體部分本構(gòu)關(guān)系通過(guò)ABAQUS中的損傷塑性模型建立；其中，混凝土單軸受壓和受拉的本構(gòu)模型根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50010—2010）提出的混凝土單軸受壓（拉）應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系確定；砌體受壓和受拉本構(gòu)模型參照文獻(xiàn)［5，15］選用；鋼筋的本構(gòu)關(guān)系選用強(qiáng)化的雙折線(xiàn)模型，考慮其屈服后的強(qiáng)化。

1.3 有限元模擬與試驗(yàn)對(duì)比

由于沒(méi)有明確的統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，文中在數(shù)值上不對(duì)比開(kāi)裂荷載，僅對(duì)峰值點(diǎn)、極限點(diǎn)以及骨架曲線(xiàn)進(jìn)行對(duì)比，如表2和圖4所示。其中，極限點(diǎn)為荷載下降至85%峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的特征點(diǎn)。

由表2可以看出：1）4個(gè)墻片峰值荷載和極限荷載的誤差均不大，最大誤差出現(xiàn)在墻片W-2，分別相差8.3%和9.1%；2）部分墻片的位移出現(xiàn)較大誤差，極限位移的模擬值均要小于試驗(yàn)值，主要原因：試驗(yàn)的砌體墻片中存在灰縫，灰縫開(kāi)裂后，會(huì)加劇水平位移的增長(zhǎng)，當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，水平位移較大；而墻片在有限元分析中選用的是整體式模型，忽略了灰縫的影響，增強(qiáng)了墻片的整體性，極限位移相對(duì)較小。

由圖4可以看出：通過(guò)試驗(yàn)和模擬分別獲得的4個(gè)墻片的骨架曲線(xiàn)，在上升階段，均有較好的一致性；而在下降階段，部分墻片的骨架曲線(xiàn)吻合相對(duì)較差，但下降總體趨勢(shì)均相似。

綜上所述，通過(guò)有限元軟件ABAQUS模擬和試驗(yàn)獲得的峰值荷載和極限荷載接近，而對(duì)應(yīng)的位移在部分墻片上存在較大誤差，考慮到砌體材料的離散性較大，模擬結(jié)果尚在接受范圍內(nèi)；模擬得到的骨架曲線(xiàn)與試驗(yàn)得到的骨架曲線(xiàn)有較好的一致性。因此，基于有限元軟件ABAQUS的砌體墻片地震破壞模擬具有較高的可信度。

2 帶現(xiàn)澆樓板的砌體墻片抗震性能

2.1 墻片材料、尺寸參數(shù)及模型建立

利用ABAQUS建立了16個(gè)砌體墻片有限元模型分組對(duì)比，主要從峰值荷載、位移延性、層間位移以及墻片應(yīng)力應(yīng)變值等方面分析其抗震性能。砌體墻片取3層，層高3 m，墻厚240 mm；構(gòu)造柱截面尺寸取240 mm×240 mm；過(guò)梁截面尺寸取240 mm×120 mm；單側(cè)翼緣寬度取6倍現(xiàn)澆板板厚；砌體墻片模型選用的燒結(jié)普通磚和混凝土強(qiáng)度分別為MU15和C20；構(gòu)造柱中縱筋和箍筋分別為4A12和A6@150，圈梁和過(guò)梁中縱筋和箍筋分別為4A12和A6@200，板中配筋為A6@150，A8@150。墻片參數(shù)如表3所示，墻片WA-1示意如圖5所示。有限元模型的建立參照1.2節(jié)。建模時(shí)，對(duì)墻片帶與不帶現(xiàn)澆樓板翼緣有著類(lèi)似的過(guò)程，不同之處在于對(duì)帶現(xiàn)澆樓板翼緣的砌體墻片建立有限元模型時(shí)，考慮實(shí)際工程中板邊緣梁的存在，在垂直于墻面的板邊緣需要建立與圈梁等高的梁，配筋方式與圈梁相同。

2.2 現(xiàn)澆樓板對(duì)砌體墻片抗震性能的影響

選取墻片W-3和WA-1，分別為不帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片和帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片，施加單向水平力，對(duì)比分析現(xiàn)澆樓板對(duì)砌體墻片抗震性能的影響。有限元分析結(jié)果如表4～6和圖7所示。在表4中，Py及Δy通過(guò)能量等值法確定，過(guò)程如圖6所示。首先，在荷載-位移曲線(xiàn)中過(guò)原點(diǎn)和峰值點(diǎn)做折線(xiàn)OAD，其中，AD為水平線(xiàn)，陰影部分面積代表能量，不斷調(diào)整折線(xiàn)OAD，使得SOBM=SMAD，此時(shí)A對(duì)應(yīng)的位移即為屈服位移Δy，在曲線(xiàn)上對(duì)應(yīng)的荷載即為屈服荷載Py。

砌體墻片延性系數(shù)μ可以表示為某一特征點(diǎn)位移和基準(zhǔn)點(diǎn)位移的比值［16?17］，結(jié)合模擬得到的荷載-位移曲線(xiàn)，文中選用的特征點(diǎn)位移為屈服點(diǎn)位移Δy和峰值點(diǎn)位移Δm，采用Δm/Δy來(lái)評(píng)價(jià)延性。

表6中，墻片與鋼筋的Mises應(yīng)力最大值和等效塑性應(yīng)變PEEQ最大值均由ABAQUS后處理獲得。

由表4～表6和圖7可以看出：1）現(xiàn)澆板翼緣能有效提高墻片的屈服荷載和峰值荷載；2）帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片的峰值位移和延性系數(shù)較無(wú)現(xiàn)澆板翼緣的墻片分別減小了13.2%和11.9%；3）現(xiàn)澆板翼緣會(huì)減小墻片各層的層間位移，一、二、三各層層間位移依次減小了10.5%、12.5%和15.7%，說(shuō)明現(xiàn)澆板翼緣對(duì)墻片的整體性有增強(qiáng)作用；4）就等效塑性應(yīng)變最大值而言，帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片相對(duì)較小，減小幅度為16.3%，說(shuō)明現(xiàn)澆板和圈梁、構(gòu)造柱構(gòu)成整體，加強(qiáng)了對(duì)墻片的約束；5）帶現(xiàn)澆板翼緣的砌體墻片初始剛度大于無(wú)現(xiàn)澆板翼緣的砌體墻片初始剛度，但在退化階段總體趨勢(shì)相似。

綜上所述，現(xiàn)澆板翼緣能有效提高墻片的峰值荷載，但峰值位移和延性有所下降；同時(shí)，現(xiàn)澆板和圈梁、構(gòu)造柱構(gòu)成整體，加強(qiáng)了對(duì)墻片的約束，減輕了墻片的損傷。

2.3 砂漿強(qiáng)度對(duì)砌體墻片抗震性能的影響

WA組墻片為3片不同砂漿強(qiáng)度的墻片，有限元分析結(jié)果如表7～9和圖8所示。

可以看出，1）墻片峰值荷載和延性系數(shù)隨砂漿強(qiáng)度的提高而增大，相較墻片WA-1，墻片WA-2和WA-3的峰值荷載分別增大了9.3%和16.6%，延性系數(shù)分別增大了17.4%和29.0%，表明墻片的承載力和位移延性隨砂漿強(qiáng)度的提高而增大。在設(shè)計(jì)階段，為保證墻片具有足夠的抗震性能，應(yīng)避免使用強(qiáng)度等級(jí)過(guò)低的砂漿；2）提高砂漿強(qiáng)度，墻片各層層間位移呈先增大后減小的趨勢(shì)；3）墻片的等效塑性應(yīng)變最大值隨砂漿強(qiáng)度的提高而減小。墻片WA-2和WA-3的等效塑性應(yīng)變最大值相較WA-1分別減小了4.1%和28.8%，表明砂漿強(qiáng)度的提高在一定程度上減輕墻片的破壞；4）墻片的初始剛度隨砂漿強(qiáng)度的提高而增大，但在退化階段具有一致的趨勢(shì)。

2.4 圈梁截面尺寸對(duì)砌體墻片抗震性能的影響

WB組墻片和墻片WA-1為5片不同圈梁截面尺寸的墻片，有限元分析結(jié)果如表10～12和圖9所示。

可以看出，1）墻片的峰值荷載和延性系數(shù)與圈梁截面高度有關(guān)，在圈梁截面高度為120 mm時(shí)，均達(dá)到最大；而在小于120 mm或大于120 mm時(shí)，均有不同程度的減小；2）墻片的各層層間位移在圈梁截面高度為120 mm時(shí)達(dá)到最大，在其他范圍內(nèi)均比較接近；3）墻片的等效塑性應(yīng)變最大值在圈梁截面高度為120 mm時(shí)最小，而在其他高度下均有一定的增大，相較墻片WA-1，墻片WB-1、WB-2、WB-3、WB-4分別增大了43.6%、33.9%、7.7%和9.8%，表明適當(dāng)?shù)娜α航孛娉叽缒苡行p輕墻片的破壞程度。在設(shè)計(jì)階段，應(yīng)嚴(yán)格限制圈梁的截面尺寸，避免使用截面高度過(guò)大或過(guò)小的圈梁；4）墻片的初始剛度隨圈梁截面高度的增大而不斷增大，但在退化階段其總體趨勢(shì)是相似的。

2.5 墻頂豎向壓應(yīng)力對(duì)砌體墻片抗震性能影響

WC組墻片和墻片WA-1為5片不同墻頂豎向壓應(yīng)力的墻片，有限元分析結(jié)果如表13～15和圖10所示。

可以看出，1）豎向壓應(yīng)力越大，墻片的峰值荷載越大，而峰值位移越小，墻片WC-2、墻片WA-1、墻片WC-3和墻片WC-4相較墻片WC-1峰值荷載分別增大了45.2%、92.3%、108.0%和116.0%，峰值位移分別減小了2.3%、14.5%、26.7%和28.2%；2）豎向壓應(yīng)力越大，墻片的延性系數(shù)越小，與墻片WC-1相比，墻片WC-2、墻片WA-1、墻片WC-3和墻片WC-4分別減小了23.2%、47.9%、59.7%和62.2%，因此，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)嚴(yán)格控制其最大層數(shù)；3）墻片的各層層間位移隨豎向壓應(yīng)力的增大而減小；4）墻片的等效塑性應(yīng)變最大值在豎向壓應(yīng)力小于0.6 MPa時(shí)比較接近，而當(dāng)豎向壓應(yīng)力從0.6 MPa增大到0.8 MPa和1.0 MPa時(shí)，其增大幅度較大，墻片WC-3和WC-4相較墻片WA-1分別增大了86.4%和141.2%，表明適當(dāng)?shù)膲斬Q向壓應(yīng)力能顯著降低砌體墻片的破壞程度；5）豎向壓應(yīng)力的增加會(huì)減慢墻片剛度的退化。

2.6 開(kāi)洞率對(duì)砌體墻片抗震性能的影響

WD組墻片和墻片WA-1為3片不同開(kāi)洞率的墻片，有限元分析結(jié)果如表16～18和圖11所示。

可以看出：1）開(kāi)洞率越大，墻片的峰值荷載和延性系數(shù)越小，相較墻片WA-1，墻片WD-1及墻片WD-2的峰值荷載分別減小了38.7%和52.7%，延性系數(shù)分別減小了18.4%和34.3%，所以，在設(shè)計(jì)階段，為保證墻片具有足夠的承載力和延性，應(yīng)對(duì)開(kāi)洞率加以限制；2）與未開(kāi)洞墻片相比，墻片開(kāi)洞后一層層間位移減小，二、三層層間位移增大；3）墻片的等效塑性應(yīng)變最大值隨開(kāi)洞率的增大顯著增大，主要出現(xiàn)在洞口周邊尤其是角落區(qū)域，相較墻片WA-1，墻片WD-1及墻片WD-2分別增大了212.2%和257.2%，表明墻片在開(kāi)洞后，洞口周邊尤其是角落區(qū)域?qū)儆诒∪鯀^(qū)，在地震中會(huì)過(guò)早破壞從而降低墻片的抗震性能；4）鋼筋應(yīng)力最大值隨開(kāi)洞率的增加而減小，相較墻片WA-1，墻片WD-1及墻片WD-2分別減小了10.9%和14.1%，墻片WA-1的部分鋼筋已達(dá)到抗拉強(qiáng)度，而墻片WD-1及墻片WD-2的鋼筋均未達(dá)到抗拉強(qiáng)度，表明開(kāi)洞會(huì)使鋼筋強(qiáng)度的發(fā)揮不充分；5）開(kāi)洞率的增大會(huì)顯著減小墻片的剛度。

2.7 墻片高寬比對(duì)砌體墻片抗震性能的影響

WE組墻片和墻片WA-1為3片不同高寬比的墻片，有限元分析結(jié)果如表19～21和圖12所示。

可以看出：1）墻片高寬比的增大會(huì)降低墻片的承載力，相較墻片WE-1，墻片WA-1和墻片WE-2的峰值荷載分別減小了33.1%和67.6%。在進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)避免大高寬比墻片的出現(xiàn)；2）墻片的峰值位移和延性系數(shù)與墻片高寬比成正比，相較墻片WE-1，墻片WA-1和WE-2的峰值位移分別增大了43.6%和67.9%，延性系數(shù)分別增大了40.8%和59.2%；3）墻片高寬比的增大會(huì)導(dǎo)致墻片的最大層間位移從中間層向上層轉(zhuǎn)移，表明墻片的破壞形式受到墻片高寬比的影響，增大墻片的高寬比，墻片主要破壞形式將從剪切型破壞轉(zhuǎn)化成彎曲型破壞；4）墻片WA-1和墻片WE-2的部分鋼筋已達(dá)到抗拉強(qiáng)度，而墻片WE-1的鋼筋均未達(dá)到抗拉強(qiáng)度，表明鋼筋強(qiáng)度的利用率在墻片高寬比過(guò)小時(shí)開(kāi)始降低，考慮到經(jīng)濟(jì)性，不宜使用高寬比過(guò)小的墻片；5）高寬比的增大會(huì)減小墻片的初始剛度，但墻片的剛度退化會(huì)有所減慢。

3 分析與討論

由有限元分析結(jié)果可知，對(duì)于峰值位移、延性系數(shù)以及等效塑性應(yīng)變最大值而言，與無(wú)現(xiàn)澆板翼緣的墻片相比，帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片分別降低了13.2%、11.9%和16.3%；帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片一層、二層和三層層間位移也分別減小了10.5%、12.5%和15.7%。從本質(zhì)上分析，在帶現(xiàn)澆板翼緣的砌體墻片中，現(xiàn)澆板的存在，一方面與墻片中的構(gòu)造柱、圈梁構(gòu)成一個(gè)整體，相互形成約束作用，增強(qiáng)了砌體墻片的整體性，發(fā)揮普通墻片具體的約束砌體的性能；另一方面，現(xiàn)澆板的平面內(nèi)剛度較大，能有效傳遞應(yīng)力，使得水平地震作用能夠分布在各個(gè)墻片上，單片墻體分擔(dān)的水平荷載減小，從而提高結(jié)構(gòu)整體的抗震能力。

在圈梁截面高度為120 mm時(shí)，墻片的延性系數(shù)最大且等效塑性應(yīng)變最大值最小；而在小于120 mm或大于120 mm時(shí)，墻片的延性系數(shù)不同程度的減小，等效塑性應(yīng)變最大值不同程度的增大。由此可見(jiàn)，當(dāng)圈梁的截面尺寸適當(dāng)，現(xiàn)澆板與圈梁形成T形截面梁，與不帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片相比，有效地提高了圈梁的約束剛度和承載能力，此時(shí)，現(xiàn)澆板對(duì)提高砌體墻片的抗震性能貢獻(xiàn)較大；當(dāng)圈梁截面較小時(shí)，其剛度和承載力較小，隨著圈梁截面尺寸的增大，圈梁的約束剛度和承載能力有所提高，此時(shí)，現(xiàn)澆板和圈梁形成的T形截面梁對(duì)砌體墻片的約束也會(huì)增大，進(jìn)而提高墻片的抗震性能；當(dāng)圈梁截面較大時(shí)，砌體墻片在構(gòu)造柱和圈梁的約束下已具備較好的整體性，此時(shí)，現(xiàn)澆板與圈梁形成的T形截面梁對(duì)提高墻片的抗震性能的貢獻(xiàn)較小，甚至不明顯。

4 結(jié)" 論

1）算例帶現(xiàn)澆板翼緣的墻片與無(wú)現(xiàn)澆板翼緣的墻片相比，峰值荷載有所增大，延性系數(shù)和等效塑性應(yīng)變最大值分別減小了11.9%和16.3%。表明現(xiàn)澆樓板能提高墻片的承載力，但會(huì)降低其位移延性；現(xiàn)澆樓板與圈梁、構(gòu)造柱能共同構(gòu)成整體，加強(qiáng)對(duì)墻片的約束，有效減輕其破壞程度。

2）算例墻片隨著砂漿強(qiáng)度的提高，峰值荷載增大了9.3%和16.6%，延性系數(shù)增大了17.4%和29.0%。表明墻片的承載力和位移延性隨砂漿強(qiáng)度的提高而提高。在設(shè)計(jì)階段，為保證墻片具有足夠的抗震性能，應(yīng)避免使用強(qiáng)度等級(jí)過(guò)低的砂漿。

3）算例墻片隨著圈梁截面高度的增大，峰值荷載和延性系數(shù)先增大后減小，等效塑性應(yīng)變最大值先減小后增大。表明適當(dāng)?shù)娜α航孛娉叽缒芴岣邏ζ某休d力和位移延性并減輕砌體墻片的破壞程度。在設(shè)計(jì)階段，應(yīng)嚴(yán)格控制圈梁截面尺寸，避免使用截面高度過(guò)大或過(guò)小的圈梁。

4）算例墻片隨著豎向壓應(yīng)力的增大，峰值荷載增大了45.2%、92.3%、108.0%和116.0%，延性系數(shù)減小了23.2%、47.9%、59.7%和62.2%；當(dāng)豎向壓應(yīng)力較大時(shí)，等效塑性應(yīng)變最大值顯著增大。表明墻頂豎向壓應(yīng)力的增大會(huì)提高砌體墻片的承載力，但會(huì)顯著降低其位移延性，適當(dāng)?shù)膲斬Q向壓應(yīng)力能顯著降低砌體墻片的破壞程度。在設(shè)計(jì)階段，應(yīng)嚴(yán)格控制砌體結(jié)構(gòu)的最大層數(shù)。

5）算例墻片隨著開(kāi)洞率的增大，峰值荷載減小了38.7%和52.7%，延性系數(shù)減小了18.4%和34.3%，等效塑性應(yīng)變最大值增大了212.2%和257.2%。表明在開(kāi)洞后，墻片的承載力和位移延性會(huì)降低，其破壞程度會(huì)顯著加劇。在設(shè)計(jì)階段，應(yīng)對(duì)開(kāi)洞率加以限制。

6）算例墻片隨著高寬比的增大，峰值荷載減小了33.1%和67.6%。表明墻片高寬比的增大會(huì)顯著降低墻片的承載力。在設(shè)計(jì)階段，應(yīng)避免大高寬比的墻片。同時(shí)，墻片高寬比也影響著墻片的破壞形態(tài)，隨著墻片高寬比的增大，墻片的主要破壞形式將從剪切型破壞轉(zhuǎn)化成彎曲型破壞。

參考文獻(xiàn)

［1］" 黃學(xué)志. 淺談多層砌體結(jié)構(gòu)房屋的抗震設(shè)計(jì)［J］. 城市建設(shè)理論研究， 2015（25）： 2147-2149.

Huang X Z. On the seismic design of multi-story masonry building［J］. Theoretical Research in Urban Conduction， 2015（25）： 2147-2149. （in Chinese）

［2］" 劉秦， 王濤. 多層砌體結(jié)構(gòu)房屋震害分析及抗震設(shè)計(jì)要點(diǎn)［J］. 城市建筑， 2015（21）： 65.

Liu Q， Wang T. Seismic damage analysis and key points of seismic design of multi-storey masonry buildings［J］. Urbanism and Architecture， 2015（21）： 65. （in Chinese）

［3］" 鄭展展， 劉姍姍. 淺談砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的抗震設(shè)計(jì)［J］. 建筑工程技術(shù)與設(shè)計(jì)， 2015（6）： 344.

Zheng Z Z， Liu S S. Discussion on seismic design in masonry structure design［J］. Architectural Engineering Technology and Design， 2015（6）： 344 .（in Chinese）

［4］" 鄭杰. 砌體結(jié)構(gòu)房屋震害情況與抗震構(gòu)造設(shè)計(jì)［J］. 城市建設(shè)理論研究， 2015（16）： 937.

Zheng J. Earthquake damage and seismic structure design of masonry buildings［J］. Theoretical Research in Urban Construction， 2015（16）： 937. （in Chinese）

［5］" 鄭妮娜. 裝配式構(gòu)造柱約束砌體結(jié)構(gòu)抗震性能研究［D］. 重慶： 重慶大學(xué)， 2010.

Zheng N N. Research on seismic behavior of masonry structures with fabricated Tie-columns［D］. Chongqing： Chongqing University， 2010. （in Chinese）

［6］" Zhang W X， Huang Y H， Zheng K Y， et al. Experimental study on lateral bearing capacity of brick walls with R. C. flange columns and ring beams［J］. Civil Engineering and Architecture， 2013， 2（2）： 31-37.

［7］" Quiroz L G， Maruyama Y， Zavala C. Cyclic behavior of Peruvian confined masonry walls and calibration of numerical model using genetic algorithms［J］. Engineering Structures， 2014， 75： 561-576.

［8］" 王嘯霆， 張永群， 王濤. 采用預(yù)制RC墻片雙面加固的砌體墻片試驗(yàn)研究［J］. 自然災(zāi)害學(xué)報(bào)， 2017， 26（2）： 1-10.

Wang X T， Zhang Y Q， Wang T. Experimental study on masonry walls retrofitted by prefabricated RC panels on both surfaces［J］. Journal of Natural Disasters， 2017， 26（2）： 1-10. （in Chinese）

［9］" 鄧明科， 楊鑠， 梁興文. 高延性混凝土單面加固構(gòu)造柱約束磚砌體墻抗震性能試驗(yàn)研究［J］. 土木工程學(xué)報(bào)， 2018， 51（4）： 10-19.

Deng M K， Yang S， Liang X W. Experimental studies on seismic behavior of confined masonry walls strengthened with single HDC layer［J］. China Civil Engineering Journal， 2018， 51（4）： 10-19. （in Chinese）

［10］" Tripathy D， Singhal V. Estimation of in-plane shear capacity of confined masonry walls with and without openings using strut-and-Tie analysis［J］. Engineering Structures， 2019， 188： 290-304.

［11］" 褚少輝， 趙士永， 梁耀哲， 等. 玄武巖纖維布加固砌體墻抗震性能試驗(yàn)研究與數(shù)值分析［J］. 建筑結(jié)構(gòu)， 2020， 50（9）： 133-136， 85.

Chu S H， Zhao S Y， Liang Y Z， et al. Experimental research and numerical analysis on seismic performance of masonry walls with externally bonded BFRP sheets［J］. Building Structure， 2020， 50（9）： 133-136， 85. （in Chinese）

［12］" Zhang S， Yang D M， Sheng Y， et al. Numerical modelling of FRP-reinforced masonry walls under in-plane seismic loading［J］. Construction and Building Materials， 2017， 134： 649-663.

［13］" Zhou X J， Du J P， Peng Q M， et al. Hollow block masonry wall reinforced by built-in structural configuration： Seismic behavior analysis ［J］. Soil Dynamics and Earthquake Engineering， 2019， 126： 105815.

［14］" Bagheri B， Lee J H， Kim H G， et al. Experimental evaluation of the seismic performance of retrofitted masonry walls［J］. Composite Structures， 2020， 240： 111997.

［15］" 楊衛(wèi)忠. 砌體受壓本構(gòu)關(guān)系模型［J］. 建筑結(jié)構(gòu)， 2008， 38（10）： 80-82.

Yang W Z. Constitutive relationship model for masonry materials in compression ［J］. Building Structure， 2008， 38（10）： 80-82. （in Chinese）

［16］" 徐振清. 圈梁構(gòu)造柱約束砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能分析［D］. 大連： 大連理工大學(xué)， 2012.

Xu Z Q. Seismic performance analysis of confined masonry［D］. Dalian： Dalian University of Technology， 2012. （in Chinese）

［17］" 文飛. 普通磚砌體墻抗震性能試驗(yàn)及非線(xiàn)性模擬分析［D］. 太原： 太原理工大學(xué)， 2015.

Wen F. Seismic performance test and nonlinear simulation analysis of common brick masonry wall［D］. Taiyuan： Taiyuan University of Technology， 2015. （in Chinese）

（編輯" 陳移峰）