張望喜+岳風(fēng)華+劉杰+段連蕊+王雄

摘 要：基于ABAQUS對(duì)砌體墻體建立了有限元模型，通過(guò)與試驗(yàn)墻體的對(duì)比，驗(yàn)證了所建數(shù)值分析模型的適用性；在此基礎(chǔ)上，利用所建模型分別研究了構(gòu)造柱、開(kāi)洞情況、豎向壓應(yīng)力以及砂漿強(qiáng)度等因素對(duì)砌體墻體抗震性能的影響，并建立了2個(gè)層數(shù)不同的砌體結(jié)構(gòu)算例，以研究結(jié)構(gòu)高度對(duì)其抗震性能的影響.結(jié)果表明：構(gòu)造柱能夠提高砌體墻體的承載力和抗震性能；砌體墻體開(kāi)洞會(huì)導(dǎo)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(yīng)力的增大而減小，但其承載力隨豎向壓應(yīng)力的增大先增大后減小；砌體墻體的承載力和抗震性能隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高而增大；砌體結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)高度越高，結(jié)構(gòu)底層的受拉損傷越嚴(yán)重.

關(guān)鍵詞：砌體結(jié)構(gòu)；有限元分析；ABAQUS；抗震性能；多參數(shù)

中圖分類號(hào)：TU362 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1674-2974（2017）03-0045-10DOI：10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.03.006

Abstract：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.

Key words：masonry structure； finite element analysis； ABAQUS； seismic performance； multiple parameters

國(guó)內(nèi)外對(duì)砌體墻體的試驗(yàn)和理論研究已取得豐碩成果.1987年，陳行之等[1]基于對(duì)34個(gè)受復(fù)合作用試件的試驗(yàn)結(jié)果的理論分析，為水平灰縫網(wǎng)狀配筋磚砌體的抗剪強(qiáng)度提出了一個(gè)有限元計(jì)算方法和一個(gè)實(shí)用計(jì)算方法.2008年，Bekloo等[2]運(yùn)用ABAQUS顯式分析對(duì)砌體結(jié)構(gòu)非線性分析方法進(jìn)行了研究，對(duì)破壞準(zhǔn)則進(jìn)行了探討.2010年，鄭妮娜[3]進(jìn)行了現(xiàn)澆構(gòu)造柱約束墻體、無(wú)約束墻體等11個(gè)試件的低周反復(fù)加載試驗(yàn).2014年，Quiroz 等[4]進(jìn)行了4片帶約束砌體墻的足尺實(shí)驗(yàn)，通過(guò)改變?nèi)α汉蜆?gòu)造柱的配筋率研究了砌體墻在反復(fù)荷載作用下的承載力、側(cè)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(guò)新型混凝土橫孔空心砌塊及砌體的受壓試驗(yàn)，提出了該砌塊砌體的軸心抗壓強(qiáng)度平均值建議計(jì)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(jié)構(gòu)的抗震性能，外界條件不可改變，但建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是人為的[7]，因此可以通過(guò)優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)來(lái)保證結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的角度出發(fā)，運(yùn)用有限元軟件ABAQUS，分別考慮了構(gòu)造柱、開(kāi)洞情況、豎向壓應(yīng)力以及砂漿強(qiáng)度這幾個(gè)主要因素對(duì)砌體墻體抗震性能的影響，為砌體結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)提供參考.

1 墻體的數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介及模型的建立

選取文獻(xiàn)[3]中的墻體W-1和BCW-2為分析對(duì)象，墻體的構(gòu)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(gòu)造柱的截面尺寸為240 mm×240 mm；圈梁、構(gòu)造柱的縱筋為410；圈梁、構(gòu)造柱的箍筋分別為6@250和6@200/100；墻體W-1和BCW-2的豎向應(yīng)力σ0均為0.5 MPa，砂漿強(qiáng)度分別為2.8 MPa和3.4 MPa；混凝土強(qiáng)度為16.8 MPa.試驗(yàn)加載按力和位移混合控制的方案進(jìn)行，在試件開(kāi)裂以前以力控制加載，在試件開(kāi)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(shí)體單元模擬構(gòu)造柱，對(duì)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(gòu)造柱混凝土實(shí)體中，選擇單元?jiǎng)澐值目刂葡禂?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(diǎn)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.

1.2 材料的本構(gòu)關(guān)系和破壞準(zhǔn)則

本文采用混凝土損傷塑性模型來(lái)建立砌體材料和混凝土材料的本構(gòu)關(guān)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(zhǔn)則.混凝土材料受壓（拉）本構(gòu)模型選用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(yīng)力應(yīng)變曲線.砌體材料受壓本構(gòu)模型選用楊衛(wèi)忠[9]提出的單軸受壓損傷應(yīng)力應(yīng)變曲線；砌體材料受拉本構(gòu)模型參照文獻(xiàn)[3]選用.本文把鋼筋看作一種理想的彈塑性材料來(lái)輸入其本構(gòu)模型，不考慮其硬化強(qiáng)度.

1.3 數(shù)值模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比

有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)表1，其中：Pcr， Δcr分別代表開(kāi)裂荷載及其對(duì)應(yīng)的位移；Pu， Δu分別代表極限荷載及其對(duì)應(yīng)的位移；Pf， Δf分別代表破壞荷載及其對(duì)應(yīng)的位移.從表1可以看出：開(kāi)裂荷載的模擬值與試驗(yàn)值誤差較大；但從極限荷載和極限荷載對(duì)應(yīng)位移來(lái)看，極限荷載模擬值與試驗(yàn)值吻合得很好，而對(duì)于位移來(lái)說(shuō)，考慮到砌體材料、試驗(yàn)結(jié)果離散性較大，模擬結(jié)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(yàn)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(yàn)值的極限荷載出現(xiàn)的時(shí)間稍晚；對(duì)于荷載位移曲線下降段而言，模擬值與試驗(yàn)值的下降趨勢(shì)一致，模擬的可信度較高.

2 砌體墻體抗震性能研究

通過(guò)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(gè)方面對(duì)砌體墻體的抗震性能展開(kāi)分析.墻體模型總長(zhǎng)3 900 mm，全高2 800 mm，圈梁高180 mm，窗臺(tái)高900 mm，其余布置參照?qǐng)D1.wa組墻體無(wú)構(gòu)造柱，除開(kāi)洞情況不一樣外，其余均相同；wb組墻體在wa組墻體的基礎(chǔ)上增加了構(gòu)造柱；通過(guò)wa組墻體和wb組墻體的組內(nèi)和相互對(duì)比，研究開(kāi)洞情況和構(gòu)造柱對(duì)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(chǔ)，增加了wc組墻體和wd組墻體，通過(guò)相應(yīng)對(duì)比研究砂漿強(qiáng)度和豎向壓應(yīng)力對(duì)砌體墻體抗震性能的影響.各墻體模型編號(hào)、材料參數(shù)等基本信息見(jiàn)表2，表3列出了圈梁、構(gòu)造柱以及過(guò)梁的參數(shù)信息.在ABAQUS中，用Tie約束實(shí)現(xiàn)構(gòu)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(diǎn)位置施加位移荷載時(shí)，位移加載等間隔且控制為0.5 mm的增量，加載終點(diǎn)的位移為16 mm.在對(duì)墻體的有限元模擬中，荷載位移曲線的終點(diǎn)一般是計(jì)算不收斂點(diǎn)，或是計(jì)算仍可繼續(xù)，荷載下降到極限荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn).

2.1 構(gòu)造柱對(duì)砌體墻體抗震性能的影響

2.1.1 構(gòu)造柱對(duì)未開(kāi)洞砌體墻體抗震性能的影響

表4表明：墻體wb-1的開(kāi)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(shè)置構(gòu)造柱后的墻體，在受力超過(guò)極限荷載后，荷載位移曲線的下降段較無(wú)構(gòu)造柱墻體平緩；構(gòu)造柱的設(shè)置對(duì)墻體的初始剛度有一定影響，但對(duì)剛度最終值影響不大.

2.1.2 構(gòu)造柱對(duì)開(kāi)洞砌體墻體振震性能的影響

表5表明：墻體wb-4的開(kāi)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(gòu)造柱墻體的下降段較無(wú)構(gòu)造柱墻體平緩；墻體的初始剛度受構(gòu)造柱的影響不大，但從墻體剛度的退化趨勢(shì)來(lái)看，設(shè)置構(gòu)造柱的墻體較無(wú)構(gòu)造柱墻體平緩.

以上分析說(shuō)明：砌體墻體特別是開(kāi)洞砌體墻體延性差的弱點(diǎn)可以通過(guò)設(shè)置構(gòu)造柱得到改善.從墻體開(kāi)裂到墻體達(dá)到極限荷載的過(guò)程中，盡管墻體裂縫不斷發(fā)展，但得益于構(gòu)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(dá)到極限荷載到墻體破壞的過(guò)程中，構(gòu)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(gòu)造柱屈服，失去對(duì)墻體的約束能力.因此，砌體墻體通過(guò)設(shè)置構(gòu)造柱可以提高其承載力和延性，從而增強(qiáng)砌體結(jié)構(gòu)的整體抗震性能.

2.2 開(kāi)洞對(duì)砌體墻體抗震性能的影響

2.2.1 開(kāi)洞對(duì)無(wú)構(gòu)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(kāi)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(kāi)洞顯著降低了砌體墻體的承載力和剛度，且開(kāi)洞率越大下降越顯著；荷載位移曲線與橫坐標(biāo)軸所圍面積隨開(kāi)洞率的增大而減小.

2.2.2 開(kāi)洞對(duì)有構(gòu)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(kāi)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(kāi)洞率的增大而降低；荷載位移曲線與橫坐標(biāo)軸所圍的面積隨墻體開(kāi)洞率的增大而減小.從墻體破壞情況的角度來(lái)看，墻體開(kāi)洞后，洞口四周尤其是角落部位成為薄弱區(qū)，應(yīng)力易在此處集中，從而導(dǎo)致這部分區(qū)域的墻體開(kāi)裂過(guò)早，降低了墻體的承載力及剛度；此外，墻體邊緣也是結(jié)構(gòu)受力的薄弱部分，通過(guò)設(shè)置構(gòu)造柱可以抵抗側(cè)向力對(duì)墻體邊緣造成的破壞，在一定程度上增強(qiáng)了砌體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度[10].

以上分析說(shuō)明：砌體墻體開(kāi)洞會(huì)導(dǎo)致其承載力下降，尤其在大開(kāi)洞情況下對(duì)結(jié)構(gòu)抗震非常不利.因此，在常規(guī)設(shè)計(jì)中對(duì)承重墻應(yīng)盡量做到不開(kāi)洞，當(dāng)必須要開(kāi)洞時(shí)，也應(yīng)對(duì)承重墻的開(kāi)洞率加以限制.

2.3 豎向壓應(yīng)力對(duì)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(yīng)力值較小，為0.2 MPa；中間層取0.6 MPa；底層豎向壓應(yīng)力最大，取0.9 MPa.在本文中，墻體頂部豎向壓應(yīng)力取0.2 MPa， 0.6 MPa和1.0 MPa三種情況.

2.3.1 豎向壓應(yīng)力對(duì)無(wú)構(gòu)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(yīng)力增大，其極限承載力會(huì)先增后降.這是因?yàn)椋?dāng)豎向壓應(yīng)力較小時(shí)，墻體將會(huì)發(fā)生剪摩或剪壓破壞，隨著其值增大，摩擦力也會(huì)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(yīng)力的增大，也跟著提高.但砌體將在豎向壓應(yīng)力超過(guò)某一范圍時(shí)，發(fā)生斜壓破壞，此時(shí)墻體的承載力將會(huì)隨著豎向應(yīng)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(biāo)軸所圍的面積隨豎向壓應(yīng)力的增大而減??；墻體破壞位移隨豎向壓應(yīng)力的增大而減小，這與文獻(xiàn)[12]得到的結(jié)論相符合.

2.3.2 豎向壓應(yīng)力對(duì)有構(gòu)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%.

以上分析表明，豎向壓應(yīng)力過(guò)大會(huì)嚴(yán)重降低砌體結(jié)構(gòu)的延性和抗震性能，因此在砌體的抗震設(shè)計(jì)中，尤其是高地震烈度區(qū)，對(duì)砌體結(jié)構(gòu)的層數(shù)應(yīng)加以限制.

2.4 砂漿強(qiáng)度對(duì)砌體墻體抗震性能的影響

2.4.1 砂漿強(qiáng)度對(duì)無(wú)構(gòu)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(kāi)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(biāo)軸所圍的面積隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高而增大；墻體的初始剛度隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高而增大，且砂漿強(qiáng)度等級(jí)高的墻體其剛度退化曲線的下降段更平緩.

2.4.2 砂漿強(qiáng)度對(duì)有構(gòu)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(kāi)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(biāo)軸所圍面積隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高而增大；墻體的初始剛度隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高而增大，且各墻體剛度退化曲線的下降趨勢(shì)一致.

以上分析表明，墻體的開(kāi)裂荷載、極限荷載和位移延性比均隨砂漿強(qiáng)度的提高而提高，采用M2.5砂漿砌筑的墻體，其開(kāi)裂荷載很小，說(shuō)明砂漿強(qiáng)度過(guò)低會(huì)導(dǎo)致墻體開(kāi)裂過(guò)早，對(duì)抗震非常不利.因此在砌體結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)中，不應(yīng)使用強(qiáng)度過(guò)低的砂漿.

3 結(jié)構(gòu)算例設(shè)計(jì)

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(jié)構(gòu)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(yù)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(gòu)造柱設(shè)置在模型的4個(gè)角，模型各層都設(shè)置有鋼筋磚圈梁，在各層的門洞、窗洞采用鋼筋混凝土過(guò)梁.構(gòu)造柱尺寸為240 mm×240 mm，縱筋410，箍筋6@200；鋼筋磚圈梁采用46.根據(jù)《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50003—2011）[13]，模型均采用MU10燒結(jié)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(gòu)關(guān)系和破壞準(zhǔn)則按照第1節(jié)選用.構(gòu)造柱與墻體、預(yù)制板與承重橫墻均采用Tie約束；采用面面接觸來(lái)模擬預(yù)制板側(cè)面與縱墻之間的接觸關(guān)系，且動(dòng)摩擦因數(shù)取為0.7[14].

3.2 地震波選取及其調(diào)幅

按Ⅱ類場(chǎng)地選取美國(guó)太平洋地震工程研究中心NGA數(shù)據(jù)庫(kù)中的NGA0175號(hào)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(dòng)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(qiáng)部分，以及持續(xù)時(shí)間盡量長(zhǎng)以保證結(jié)構(gòu)彈塑性的最大反應(yīng)和耗能；另一方面為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，本文選擇地震波的2～17 s輸入，時(shí)長(zhǎng)為15 s.

在進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析之前，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）[15]，需根據(jù)不同的抗震設(shè)防烈度要求對(duì)地震記錄的峰值進(jìn)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(méi)有改變，而僅改變了其反應(yīng)譜的幅值.

3.3 結(jié)構(gòu)高度對(duì)砌體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響

對(duì)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(duì)應(yīng)的地震加速度，并通過(guò)砌體結(jié)構(gòu)的受拉損傷參數(shù)（DAMAGET）來(lái)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(yuǎn)比模型1的一層嚴(yán)重.

為了定量分析和比較砌體結(jié)構(gòu)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(yán)重的A軸、B軸縱墻進(jìn)行研究，得到A軸、B軸縱墻在第15 s時(shí)的受拉損傷參數(shù)值，見(jiàn)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(jìn)行對(duì)比，得到其受拉損傷參數(shù)時(shí)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(jié)構(gòu)的受拉損傷參數(shù)值從底層向頂層依次減小.

4 結(jié) 論

1）砌體墻體設(shè)置構(gòu)造柱能提高其承載力和延性.對(duì)未開(kāi)洞墻體，極限荷載以及位移延性比分別提高了23%和41%；對(duì)開(kāi)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(duì)于砌體結(jié)構(gòu)，特別是墻體開(kāi)洞的砌體結(jié)構(gòu)，建議設(shè)置鋼筋混凝土構(gòu)造柱.

2）砌體墻體開(kāi)洞會(huì)降低其承載力和延性.對(duì)無(wú)構(gòu)造柱墻體，算例開(kāi)洞率下與未開(kāi)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(duì)有構(gòu)造柱砌體墻體，算例開(kāi)洞率下與未開(kāi)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(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)盡量減少開(kāi)洞，當(dāng)必須要開(kāi)洞時(shí)，也要對(duì)開(kāi)洞率加以限制.

3）砌體墻體承載力隨豎向壓應(yīng)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(biāo)軸所圍面積隨豎向壓應(yīng)力的增大而減小.對(duì)算例無(wú)構(gòu)造柱砌體墻體，隨豎向壓應(yīng)力增大，極限荷載提高44%和29%；位移延性比下降27%和59%.對(duì)算例有構(gòu)造柱砌體墻體，隨豎向壓應(yīng)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(yīng)力過(guò)大會(huì)嚴(yán)重降低砌體結(jié)構(gòu)的延性和抗震性能，因此在砌體結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)中，應(yīng)對(duì)砌體結(jié)構(gòu)的層數(shù)加以限制.

4）砌體墻體的開(kāi)裂荷載、承載力和位移延性比隨砂漿強(qiáng)度的提高而增大.對(duì)算例無(wú)構(gòu)造柱砌體墻體，隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高，開(kāi)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(duì)算例有構(gòu)造柱砌體墻體，隨砂漿強(qiáng)度等級(jí)的提高，開(kāi)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(kāi)裂荷載較小時(shí)，說(shuō)明砂漿強(qiáng)度過(guò)低會(huì)導(dǎo)致墻體開(kāi)裂過(guò)早，對(duì)抗震非常不利.因此，在砌體結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)中，不應(yīng)采用強(qiáng)度過(guò)低的砂漿.

5）當(dāng)墻體受力超過(guò)開(kāi)裂荷載后，各墻體剛度退化非常明顯，但退化越來(lái)越緩慢，并最終趨于穩(wěn)定.

6）當(dāng)算例砌體結(jié)構(gòu)由2層增加到3層時(shí)，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(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)高度越高，底層的破壞情況越嚴(yán)重，對(duì)抗震越不利.因此，對(duì)于抗震設(shè)防烈度為7度及以上地區(qū)，應(yīng)該控制砌體結(jié)構(gòu)的總高度.

參考文獻(xiàn)

[1] 陳行之，梁建國(guó).水平灰縫網(wǎng)狀配筋磚砌體受復(fù)合作用時(shí)的抗剪強(qiáng)度[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)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(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)土木工程學(xué)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(yuǎn)，高翔.開(kāi)槽砌塊灌孔砌體的抗剪性能試驗(yàn)研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)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(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2015，42（11）：25-32.

WU Fangbo， REN Huanqing， LIU Biao， et al. 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(jié)構(gòu)延性破壞模式的調(diào)查與研究[D].西安：西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，2010：2-3.

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

[8] GB 50010—2010 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國(guó)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(gòu)關(guān)系模型[J].建筑結(jié)構(gòu)，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(jié)構(gòu)抗震性能影響因素研究[D].長(zhǎng)沙：湖南大學(xué)土木工程學(xué)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(yàn)研究[D].北京：清華大學(xué)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(fù)荷載作用下混凝土多孔磚墻體受力性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào).2010，31（12）：123-131.

GU Xianglin， CHEN Gonglian， MA Junyuan， et al. 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(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國(guó)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(gòu)造柱約束砌體結(jié)構(gòu)抗震性能評(píng)價(jià)[D].重慶：重慶大學(xué)土木工程學(xué)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(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國(guó)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）