倪博文，李升才，朱永甫

（1.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，廈門 361021；2.閩南理工學(xué)院綠色建筑施工與管理福建省高校工程研究中心，泉州 362700）

引言

我國(guó)建筑行業(yè)正處于繁榮時(shí)期，國(guó)內(nèi)目前正在大力推動(dòng)綠色建筑的發(fā)展，綠色建筑在未來幾年將會(huì)以迅猛發(fā)展的勢(shì)態(tài)占據(jù)市場(chǎng)［1］。節(jié)能砌塊隱形密肋框架結(jié)構(gòu)是以合理構(gòu)造措施將鋼筋混凝土與輕質(zhì)砌塊結(jié)合成具有良好抗震性能的結(jié)構(gòu)，同時(shí)也是一種綠色環(huán)保的結(jié)構(gòu)體系。該課題組研究的節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體是為了應(yīng)用于我國(guó)多層及中高層住宅建筑結(jié)構(gòu)，該墻體由節(jié)能砌塊和隱形密肋框架組成，節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的保溫（隔熱）隔音效果優(yōu)良、施工工藝更為簡(jiǎn)便和使用的材料不會(huì)對(duì)環(huán)境造成負(fù)擔(dān)［2］。目前國(guó)內(nèi)已有對(duì)節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的抗震性能進(jìn)行研究，李升才等［3－5］對(duì)節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體進(jìn)行模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)節(jié)能砌塊隱形密框墻體頻率下降和周期的上升都比較緩慢，表現(xiàn)出良好的抗震性能，研究還發(fā)現(xiàn)開洞的節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體會(huì)有更加良好抗震性能；黃端權(quán)等［6］對(duì)6片1/2 縮尺的開洞密框復(fù)合墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，提出考慮墻體配筋率和開洞形式兩個(gè)參數(shù)的恢復(fù)力模型；LIN 等［7］對(duì)12 片節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體在低周反復(fù)荷載下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，考慮了軸壓比和剪跨比對(duì)恢復(fù)力模型的影響。以上研究雖然考慮了開洞口、軸壓比和剪跨比對(duì)各項(xiàng)抗震指標(biāo)的影響，但并未考慮開洞口位置對(duì)墻體抗震性能的影響，因此本文在上述研究的基礎(chǔ)上研究考慮不同洞口位置對(duì)墻體滯回特性的影響。

恢復(fù)力模型是用于高層建筑結(jié)構(gòu)抗震分析的有利工具，同時(shí)也是結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性動(dòng)力分析和理論計(jì)算的重要基礎(chǔ)［8］。趙軍等［9］對(duì)5 個(gè)鋼纖維增強(qiáng)混凝土剪力墻在低周反復(fù)荷載下加載，基于試驗(yàn)結(jié)果，提出了適合于鋼纖維增強(qiáng)混凝土剪力墻的恢復(fù)力計(jì)算模型，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；李曉蕾等［10］通過對(duì)12 個(gè)鋼筋混凝土短肢剪力墻試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，建立考慮剛度退化的短肢剪力墻恢復(fù)力模型，結(jié)果較為精確且便于實(shí)際應(yīng)用；王義俊等［11］通過對(duì)6 片內(nèi)置暗支撐剪力墻在低周往復(fù)荷載作用試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析，得出的恢復(fù)力模型擬合效果良好；李健等［12］基于8 個(gè)高強(qiáng)混凝土雙鋼板組合墻的試驗(yàn)研究成果，得到高強(qiáng)混凝土雙鋼板組合墻骨架曲線的特征參數(shù)計(jì)算式，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸分析，得出的三折線恢復(fù)力模型與試驗(yàn)曲線相對(duì)比，兩者的吻合程度較好。

本文基于6 個(gè)不同洞口位置節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體試件在低周往復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)結(jié)果，通過對(duì)其骨架曲線和滯回性能進(jìn)行分析，采用數(shù)據(jù)擬合、線性回歸和理論分析的方式，給出適用于不同洞口位置節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的四折線恢復(fù)力模型以及各特征點(diǎn)的計(jì)算表達(dá)式，以期為此類構(gòu)件的工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

該試驗(yàn)以6 個(gè)帶門洞口的1/2 比例縮尺模型為研究對(duì)象，主要參數(shù)為洞口位置的改變。復(fù)合墻體由頂梁、地梁、節(jié)能砌塊和隱形密肋框架（肋梁肋柱組成密肋框架）構(gòu)成，各墻體的長(zhǎng)度、高寬和厚度均保持不變，分別為2 700 mm、1 350 mm 和110 mm，洞口的長(zhǎng)度和高度分別是600 mm 和1 050 mm。試件MEW1～6 的門洞中線距墻體對(duì)稱軸的水平距離分別為750 mm、600 mm、450 mm、300 mm、150 mm 和0 mm，保持門洞尺寸不變，具體試件尺寸及構(gòu)造信息見圖1 及表1。節(jié)能砌塊采用石膏材料制成，其長(zhǎng)、寬和厚分別為150 mm、150 mm和110 mm，為了方便圓形密肋柱和矩形密肋梁的澆筑，在砌塊的上部和兩端分別留置60 mm×50 mm的矩形凹槽和直徑60 mm的半圓形缺口。

圖1 MEW1模型試件配筋圖Fig.1 Reinforcement drawing of MEW1 model specimen

表1 試件基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of specimen

1.2 材料力學(xué)性能

試件的注漿材料使用C20密實(shí)混凝土，其力學(xué)性能見表2，試件中主墻的鋼筋統(tǒng)一使HPB300，其力學(xué)性能經(jīng)試驗(yàn)測(cè)得的結(jié)果見表3。實(shí)測(cè)石膏砌塊的抗壓強(qiáng)度為15.8 MPa和抗拉強(qiáng)度為1.6 MPa，砌塊的干容重和彈性模量分別是10.15 kN/m3和1 950 MPa。

表2 注漿材料材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of grouting material properties MPa

表3 鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results of steel bar properties

1.3 試驗(yàn)加載方案

該次試驗(yàn)使用MTS 電液伺服加載系統(tǒng)對(duì)復(fù)合墻體進(jìn)行低周往復(fù)水平加載，如圖2 所示。將地梁固定在實(shí)驗(yàn)室的地面上，兩邊采用水平千斤頂頂緊，水平載荷通過液壓伺服載荷系統(tǒng)周期性的施加在頂梁中心，加載制度根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》（JGJ/T-2015）［15］的規(guī)定進(jìn)行設(shè)計(jì)，具體加載制度見表4。在加載的初始階段，試件每級(jí)加載位移正反只進(jìn)行一次，在試件屈服后，試件每級(jí)加載位移正反進(jìn)行兩次，當(dāng)水平承載力下降到峰值荷載的85%以下或墻體發(fā)生破壞時(shí)，停止試件加載。

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

表4 試件的加載制度Table 4 Loading process of specimens

1.4 試件的破壞過程

復(fù)合墻體在試驗(yàn)中的破壞模式可歸納為兩類：第一類是剪壓破壞，主要有試件MEW1、MEW2、MEW3和MEW6；第二類是水平剪切滑移破壞，有MEW4和MEW5兩個(gè)試件。試件MEW4和MEW5是由于頂梁下的兩個(gè)砌塊未能與下方的砌塊同時(shí)砌筑，從而留下了施工縫，這也造成了兩個(gè)試件發(fā)生了承載力下降嚴(yán)重的水平滑移破壞，如圖3 所示。試件MEW1、MEW2、MEW3 和MEW6 在砌筑過程中未出現(xiàn)較大的問題，最后的破壞形態(tài)都是較為理想的剪壓破壞。

圖3 水平施工縫Fig.3 Horizontal construction joint

復(fù)合墻體的剪切破壞現(xiàn)象以試件MEW1 為例，具體的破壞過程如下：水平力正向加載到62 kN 左右，可觀察到試件上有裂縫出現(xiàn)，但裂縫寬度較小，反向加載到118 kN左右，密肋梁與密肋柱內(nèi)的部分鋼筋發(fā)生屈服，試件上的裂縫發(fā)生交叉，當(dāng)加載至極限荷載165 kN 時(shí)，此時(shí)墻體承受的荷載開始降低，復(fù)合墻體中配置的鋼筋發(fā)生屈服，當(dāng)荷載下降至極限荷載的85%附近，可以觀察到墻體內(nèi)鋼筋破壞情況，停止加載，圖4為墻體的最終破壞形態(tài)。

圖4 試件的剪壓破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of specimens under shear compression

復(fù)合墻體的水平剪切滑移破壞先以試件MEW5為例，具體的破壞過程如下：當(dāng)水平力正向加載至41 kN左右，墻體中間左側(cè)的砌塊出現(xiàn)首條斜裂縫，反向加載到110 kN 左右，原有的裂縫擴(kuò)展延伸，裂縫數(shù)量開始大量增加，墻體內(nèi)已有大部分的鋼筋開始屈服，當(dāng)加載至極限荷載115 kN，原有的豎向裂縫逐漸發(fā)展為較寬的通縫。墻體左側(cè)有一部分砌塊鼓出和剝落，墻體內(nèi)部分密肋梁與密肋柱內(nèi)的鋼筋明顯屈服。當(dāng)荷載下降至極限荷載的85%以下時(shí)，墻體中間部位有著較長(zhǎng)的水平貫通裂縫，出現(xiàn)水平剪切滑移破壞，停止加載，圖5為墻體的最終破壞形態(tài)。

圖5 試件的水平剪切滑移破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of horizontal shear slip of specimens

1.5 試件的破壞機(jī)理

復(fù)合墻體發(fā)生剪壓破壞是一種理想的破壞狀態(tài)，破壞過程可分為三個(gè)階段。墻體在彈性階段，砌塊開始出現(xiàn)微裂縫，密肋框架未發(fā)現(xiàn)裂縫，其剛度基本不變，試件的殘余變形很??；在彈塑性階段，因?yàn)椴糠制鰤K開始剝落且肋梁肋柱出現(xiàn)少量的微裂縫，試件的剛度有著些許的退化，內(nèi)置鋼筋在循環(huán)荷載下開始成為主要受力構(gòu)件，塑性變形有所發(fā)展，墻體耗能加快，進(jìn)入破壞階段，砌塊開始出現(xiàn)嚴(yán)重的開裂和剝落，內(nèi)密肋框架整體發(fā)生較大的變形，剛度明顯退化。

復(fù)合墻體在發(fā)生水平剪切滑移破壞時(shí)，破壞過程同樣可分為三個(gè)階段，墻體在彈性階段，砌塊同樣開始出現(xiàn)微裂縫，剛度并未發(fā)生變化，在彈塑性階段，墻體內(nèi)大部分鋼筋開始屈服，內(nèi)密肋框架出現(xiàn)彎曲，此階段破壞模式與剪切破壞較為相似，但墻體施工階段由于砌塊之間不緊密存在較大的施工縫，所以試件整體剛度和承載力都較低，到達(dá)破壞階段，密肋梁與密肋柱內(nèi)的鋼筋明顯屈服，墻體砌塊出現(xiàn)大面積的破壞，水平縫貫穿成一條通縫，墻體被剪切分層，上下層間滑移嚴(yán)重，剛度發(fā)生明顯的下降。

1.6 滯回曲線

滯回曲線是進(jìn)行非線性分析和確定恢復(fù)力模型的重要依據(jù)［16］，試件在水平低周往復(fù)荷載下的受力性能可以用滯回曲線描述。圖6 為6 個(gè)不同洞口位置節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的滯回曲線，為研究其滯回特性，對(duì)其進(jìn)行展開分析，具體如下：

圖6 墻體的滯回曲線Fig.6 Hysteresis curve of walls

（1）試件從彈性階段進(jìn)入強(qiáng)化階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均較為平滑，未見明顯的屈服點(diǎn)。滯回曲線的形狀隨著荷載的增大發(fā)生一定程度的捏攏，同時(shí)力和位移的關(guān)系開始呈非線性關(guān)系。試件在到達(dá)屈服荷載后，隨著加載的進(jìn)行，墻體的剛度發(fā)生了明顯的退化，在原點(diǎn)附近的滯回曲線發(fā)生了更為嚴(yán)重的捏攏。

（2）試件MEW6在到達(dá)峰值荷載前，剛度下降的速度最快，而MEW1的剛度下降速度最慢。試件MEW2和MEW1在加載至最大荷載之后，其荷載下降速度與其他試件相比較快，試件MEW6的荷載下降速度較慢，這體現(xiàn)出墻體洞口位置是影響滯回曲線的重要因素。

（3）綜上所述，所有墻體的滯回曲線形狀較為飽滿，條件相同的情況下，洞口位置位于墻體中部時(shí)，墻體的承載力較低，但墻體的耗能能力比洞口靠近邊緣的墻體更好。

1.7 骨架曲線

整理6個(gè)復(fù)合墻體試件的數(shù)據(jù)，將各個(gè)試件的骨架曲線列于圖7中，從骨架曲線中可以看出墻體的受力過程可大致劃分為以下四個(gè)階段，分別是彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化段和強(qiáng)度退化段。

圖7 墻體的骨架曲線Fig.7 Skeleton curve of walls

彈性段大致為試件開始加載至開裂荷載，骨架曲線表現(xiàn)出較為明顯的線性關(guān)系，基本為一條直線，墻體在加載至屈服荷載前，雖然承載力依舊繼續(xù)上升，但試件剛度在逐漸降低，力和位移開始呈非線性變化，故可視為到達(dá)屈服階段；從試件屈服點(diǎn)到試件峰值點(diǎn)的過程可視為強(qiáng)化段，該階段荷載隨位移增加的速度開始放緩，出現(xiàn)較為明顯的剛度退化；試件達(dá)到峰值荷載后，骨架曲線下降段逐漸平緩，表現(xiàn)出了墻體有著較好的延性；墻體的抗剪承載力在加載至破壞荷載后開始迅速降低，變形也快速增大，此時(shí)墻體的穩(wěn)定性較差?？梢钥闯龆纯谖恢迷娇拷鼔w邊緣，墻體的承載力在增加，但曲線的下降段的斜率也越大；骨架曲線在正向加載時(shí)位移與荷載所體現(xiàn)出的變化趨勢(shì)和反向是基本相同的。

綜上所述，骨架曲線在彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化段和強(qiáng)度退化段表現(xiàn)出的力學(xué)特征，基本可以反映6個(gè)

墻體在低周往復(fù)加載時(shí)的受力過程。洞口位置對(duì)滯回曲線有著明顯的影響，為了使骨架曲線模型的結(jié)果更加準(zhǔn)確可靠，應(yīng)當(dāng)要考慮此種影響。

2 建議的恢復(fù)力模型

2.1 建議的骨架曲線模型

通過對(duì)6 個(gè)復(fù)合墻體的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行研究，分析相關(guān)試驗(yàn)現(xiàn)象、滯回曲線及骨架曲線，并結(jié)合前人的研究方法［17－18］，采用四折線模型作為不同洞口位置節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體簡(jiǎn)化后的骨架曲線，如圖8所示。

圖8 簡(jiǎn)化骨架曲線Fig.8 Simplified skeleton curve

（1）彈性階段（OA段）

該試驗(yàn)以骨架曲線出現(xiàn)首個(gè)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)作為開裂點(diǎn)A，OA 段表示的是試件的彈性階段，K1是其試驗(yàn)彈性剛度，其計(jì)算公式為：

式中：Δc為墻體的開裂位移；Pc為墻體的開裂荷載。

（2）屈服階段（AB段）

試件屈服后，在往復(fù)荷載作用下，墻體的的變形不斷增加，K2是墻體進(jìn)入彈塑性階段時(shí)的屈服前的試驗(yàn)剛度，其計(jì)算公式為：

式中：Δy為墻體屈服位移；Py為墻體屈服荷載。

（3）強(qiáng)化段（BC段）

荷載達(dá)到峰值后，墻體新裂縫出現(xiàn)的數(shù)量開始減少，K3是墻體從屈服到最大荷載時(shí)的屈服后的試驗(yàn)剛度，其計(jì)算公式如下所示：

式中：Pm為墻體峰值荷載；Δm為墻體峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移。

（3）強(qiáng)度退化段（CD段）

強(qiáng)度退化段為圖中骨架曲線峰值點(diǎn)與極限點(diǎn)連線的直線段，K4是墻體從最大荷載狀態(tài)到極限位移狀態(tài)時(shí)的試驗(yàn)剛度，其計(jì)算公式為：

式中：Δm為墻體的極限位移；Pu為墻體的極限荷載。

墻體在各階段的試驗(yàn)剛度值見表5。

表5 試驗(yàn)剛度值Table 5 Test stiffness value

2.2 骨架曲線特征值計(jì)算

2.2.1 特征剛度計(jì)算

根據(jù)已有對(duì)開洞復(fù)合墻體的試驗(yàn)研究［19］，不同洞口位置墻體的彈性抗側(cè)剛度可以用式5 計(jì)算，但文獻(xiàn)［19］給出的計(jì)算公式存在量綱問題，式中：a應(yīng)為無量綱量，反映了洞口位置對(duì)試件承載力的影響，故對(duì)a進(jìn)行修正，令a=x/l。

式中：S1為洞口水平位置影響系數(shù)，S1=1.458a2+0.184 6；S2為開洞率η影響系數(shù)，S2=0.097η+0.128，η=，Am為墻體的孔洞面積，An為墻體的全面積；，其中：A為墻體的橫截面面積；μ為剪力分布不均勻系數(shù)；E為墻體的彈性模量；G為墻體的剪切模量。

表6 為彈性段計(jì)算剛度值與試驗(yàn)剛度值對(duì)比。從表6 中可以看出式（5）計(jì)算出的彈性抗側(cè)剛度和試驗(yàn)值有一定的誤差，故考慮對(duì)初始剛度K0進(jìn)行修正，修正后的公式如式（6）和式（7）所示，修正后的彈性抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果列于表6中，MEW4試件在制作過程中出現(xiàn)振搗不密實(shí)以及施工操作不規(guī)范，導(dǎo)致墻體內(nèi)部存在初始裂縫以致于試件的剛度出現(xiàn)了非常嚴(yán)重的偏離；而其他試件的計(jì)算彈性剛度與試驗(yàn)剛度的誤差值都能達(dá)到10%以內(nèi)；MEW6 試件的誤差較大，達(dá)到10%；MEW2 試件僅有1%的誤差；除去MEW4 試件，其他試件的平均誤差在5.6%左右。

表6 彈性段計(jì)算剛度值與試驗(yàn)剛度值對(duì)比Table 6 Comparison of elastic stiffness calculated values and tested values

對(duì)于四折線骨架曲線的K2、K3和K4階段的加載剛度采用如下方式進(jìn)行確定：

式中：α1、α2和α3是試驗(yàn)回歸系數(shù)，利用最小二乘法對(duì)表5和表6中的數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析取α1=0.295、α2=0.26和α3=-0.122，α1、α2和α3的相關(guān)系數(shù)分別為0.53、0.88、和0.51，可見三個(gè)系數(shù)具有較高的擬合精度。

2.2.2 特征荷載值計(jì)算

通過查閱相關(guān)文獻(xiàn)［20］，已有的不同洞口位置隱形密框復(fù)合墻體斜截面抗剪承載力計(jì)算公式與本文的荷載試驗(yàn)值有一定的誤差，通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比，對(duì)文獻(xiàn)［20］的公式進(jìn)行修正，如式（12）所示。

式中：P為墻體計(jì)算抗剪承載力；λ為綜合考慮洞口水平位置與開洞率影響系數(shù)；Alc為邊肋柱截面面積；Aic為內(nèi)肋柱截面面積；Aib為內(nèi)肋梁截面面積；Ab為砌塊截面面積；Alcrs為邊肋柱鋼筋截面面積；Aicrs為內(nèi)肋柱截面面積；Aibrs為內(nèi)肋梁鋼筋截面面積；flc為邊肋柱灌漿料抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fic為內(nèi)肋柱灌漿料抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fib為內(nèi)肋梁灌漿料抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fb為砌塊抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；flcrs為邊肋柱鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；ficrs為內(nèi)肋柱鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fibrs為內(nèi)肋梁鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

根據(jù)式（12）計(jì)算墻體抗剪承載力理論計(jì)算值。

式中：β1、β2、β3和β4是利用最小二乘法得到試驗(yàn)回歸系數(shù)，β1=0.284、β2=0.713、β3=1、β4=0.850，β1、β2、β3和β4的相關(guān)系數(shù)分別為0.824、0.997、1 和1，通過以上公式求出6 個(gè)試件的計(jì)算特征點(diǎn)，并與試驗(yàn)特征點(diǎn)比較，如圖9所示。

圖9 計(jì)算荷載與試驗(yàn)荷載值對(duì)比Fig.9 Comparison of load calculation value and load test value

2.3 卸載剛度

墻體在屈服階段、峰值階段和破壞階段的卸載剛度可以利用線性插值法求出，圖10為節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的剛度退化規(guī)律。在試件開裂以前，試件處于彈性階段，卸載剛度可取開裂剛度；從屈服點(diǎn)開始卸載的剛度是Kr1；Kr2和Kr3則分別是峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)的卸載剛度。

圖10 剛度退化規(guī)律Fig.10 Stiffness degradation law

經(jīng)試驗(yàn)回歸分析，建議如下卸載剛度計(jì)算公式：

式中：Kri為墻體的卸載剛度；Δr為墻體卸載時(shí)的側(cè)向位移；Δ2為試件開裂時(shí)的加載位移。

2.4 滯回規(guī)則

節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的恢復(fù)力模型的滯回規(guī)則可在四折線骨架曲線模型的基礎(chǔ)上提出，具體規(guī)則如圖11所示。

圖11 四折線型恢復(fù)力模型Fig.11 Four fold linear restoring force model

（1）在加載至開裂點(diǎn)1前，試件處于彈性階段，加載和卸載路徑沿著?→①→?→②→?，加載和卸載剛度均為初始彈性剛度。

（2）屈服前滯回路徑為?→①→③→④→②→⑤→⑥→③，加載路徑沿著開裂點(diǎn)①至屈服點(diǎn)③，卸載路徑沿著③到④；卸載剛度可由式（16）獲得，反向加載時(shí)，加載路徑沿著②至屈服點(diǎn)⑤，接著反向卸載的路徑從屈服點(diǎn)⑤到點(diǎn)⑥，最后正向加載到點(diǎn)③。

（3）試件屈服后進(jìn)入強(qiáng)化階段，此時(shí)試件在③→⑦直線段開始屈服，卸載時(shí)可觀察到剛度出現(xiàn)退化，卸載路徑沿著⑦→⑧直線，由式（16）可得到此時(shí)的卸載剛度；開始反向加載后，如果有試件的水平荷載超過屈服荷載，則此時(shí)路徑由正向卸載至荷載為零的點(diǎn)⑧，直接指向屈服點(diǎn)⑤，后沿著反向加載路徑⑤→⑨進(jìn)行，到達(dá)位移幅值之后開始卸載，卸載剛度依舊由式（16）確定。

（4）再加載則由反向卸載至荷載零點(diǎn)，指向上一級(jí)位移幅值最大點(diǎn)（如⑩→⑦直線），之后沿著骨架曲線正向加載至本級(jí)最大位移點(diǎn)后卸載，卸載剛度按式（16）計(jì)算。反向加載與正向加載順序一致，由正向卸載荷載零點(diǎn)指向負(fù)向的上一級(jí)位移最大處（如⑧→⑨直線段），再沿著骨架曲線強(qiáng)化段負(fù)向加載至本級(jí)位移最大點(diǎn)處卸載。

（5）若上一級(jí)位移幅值等于或大于峰值荷載位移，則本次正向加載沿著骨架曲線下降段進(jìn)行，滯回規(guī)則與強(qiáng)化段的規(guī)則相同。

2.5 骨架曲線比較

試驗(yàn)所得的四折線骨架曲線與計(jì)算所得的四折線骨架曲線對(duì)比如圖12 所示。從圖12 中可以看出：MEW1、MEW2、MEW3和MEW6這4個(gè)試件的曲線對(duì)比吻合良好，而且精度較高。試件MEW4的曲線對(duì)比偏差較大，特征點(diǎn)的計(jì)算值要遠(yuǎn)高于相應(yīng)的試驗(yàn)值，主要是由于墻體在在制作過程中出現(xiàn)振搗不密實(shí)以及施工操作不規(guī)范等現(xiàn)象；試件MEW5 的曲線對(duì)比在試件屈服前都有著較好的吻合，在試件屈服后骨架曲線對(duì)比存在一定程度的偏差特征點(diǎn)的計(jì)算值要稍高于相應(yīng)的試驗(yàn)值，主要是由于加載過程中儀器操作失誤而導(dǎo)致。但是整體上試件MEW4和MEW5的四折線骨架曲線模型發(fā)展規(guī)律與試驗(yàn)結(jié)果相同。

圖12 四折線骨架曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of four fold line skeleton curves

3 結(jié)論

通過6個(gè)節(jié)能砌塊隱形密框復(fù)合墻體的試驗(yàn)研究，分析試件破壞過程和滯回特性，對(duì)建立的四線型恢復(fù)力模型進(jìn)行詳細(xì)闡述，最終得出如下結(jié)論：

（1）試件MEW1、MEW2、MEW3和MEW6出現(xiàn)剪壓破壞。另外，MEW4和MEW5兩個(gè)試件將會(huì)發(fā)生水平剪切滑移破壞。

（2）墻體在擬靜力試驗(yàn)中，分別經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞三個(gè)階段，墻體滯回曲線形狀較為飽滿，表明結(jié)構(gòu)有著良好的抗震性能；墻體的洞口位置位于中間時(shí)，骨架曲線下降段更為平緩，墻體的變形能力及延性要好于偏開洞墻體。

（3）提出骨架曲線各特征點(diǎn)的計(jì)算方法，將特征值點(diǎn)的計(jì)算值和試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，吻合較好，精度較高。

（4）通過四折線的恢復(fù)力模型得到的計(jì)算骨架曲線與試驗(yàn)骨架曲線吻合度較高，可為隱形密框復(fù)合墻體彈塑性動(dòng)力反映分析提供參考依據(jù)。