李小軍，曹鑫雨，唐柏贊，鄧小芳

(1.北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124；2.中國地震局地球物理研究所，北京 100081；3.華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，江西 南昌 330013)

中國村鎮(zhèn)低層和多層建筑抗震能力薄弱，在近年來發(fā)生的中強(qiáng)地震中損壞嚴(yán)重。優(yōu)化結(jié)構(gòu)體系以提高村鎮(zhèn)低、多層建筑的抗震性能的需求推動(dòng)了新型住宅結(jié)構(gòu)體系的發(fā)展。水泥聚苯模殼（EPSC）格構(gòu)式混凝土墻體結(jié)構(gòu)住宅就是具有代表性的新型結(jié)構(gòu)體系，它融合了裝配式和現(xiàn)澆式的建筑施工形式，具有顯著的優(yōu)勢。

EPSC格構(gòu)式墻體是一種保溫結(jié)構(gòu)一體化墻體，具有節(jié)能、耐火、易施工等多功能于一體的免拆模殼復(fù)合墻體。該墻體由模板保溫一體的EPSC和鋼筋混凝土骨架組成。將工廠生產(chǎn)的帶空腔的EPSC在現(xiàn)場組砌成墻板，空腔內(nèi)配筋并澆筑混凝土，形成網(wǎng)格狀保溫結(jié)構(gòu)一體化復(fù)合墻體。EPSC由廢舊聚苯顆粒、水泥、復(fù)合改性劑和水等材料通過工業(yè)化生產(chǎn)制造而成。EPSC雖然具有多種規(guī)格，但傳統(tǒng)型EPSC均采用的是田字格構(gòu)形式，形成的是田字形格構(gòu)式混凝土墻體。有研究表明：在房屋建設(shè)中，將傳統(tǒng)EPSC格構(gòu)式混凝土墻體的受力體系進(jìn)行改良，增設(shè)斜向肋格，得到設(shè)置斜向肋格的水泥聚苯免拆模殼的新型格構(gòu)式混凝土墻體，即米字形格構(gòu)式混凝土墻體，其受力體系由縱向、橫向及斜向肋格組成；相對田字形格構(gòu)模殼，米字形格構(gòu)模殼的格構(gòu)梁（柱）間距是其2倍，設(shè)置斜向肋格能夠進(jìn)一步利用格構(gòu)混凝土的抗壓性能，米字形格構(gòu)模殼梁和柱長度可以設(shè)計(jì)更長尺寸，即是每一個(gè)格構(gòu)模殼都可以有更大的尺寸，減少所用模殼塊數(shù)。但是至目前為止，這一新型米字格構(gòu)式混凝土墻體的動(dòng)力特性還缺乏研究。

國內(nèi)外學(xué)者通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬對傳統(tǒng)型格構(gòu)式墻體的抗震性能進(jìn)行了多方面研究。對于格構(gòu)式墻體在地震危險(xiǎn)區(qū)的應(yīng)用研究有：Dusicka等對一系列不同高寬比不同豎向荷載的足尺墻片進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)；Asadi等采用數(shù)值模擬的方法對格構(gòu)式墻體在高地震風(fēng)險(xiǎn)區(qū)的應(yīng)用進(jìn)行研究，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。王奇、孫建超等研究了以聚苯顆?；炷粒‥PS）空心砌塊做保溫砌模形成的保溫砌模現(xiàn)澆承重墻體系，發(fā)現(xiàn)該體系適用于7度抗震設(shè)防9層以下或8度抗震設(shè)防7層以下的建筑結(jié)構(gòu)。為推廣其在村鎮(zhèn)中的應(yīng)用，張微敬等調(diào)整網(wǎng)格尺寸，研發(fā)了適用于抗震設(shè)防烈度8度、6層以下建筑結(jié)構(gòu)的大網(wǎng)格墻承重墻體系；韓文龍等通過擬靜力試驗(yàn)，研究了預(yù)制空心板剪力墻構(gòu)造連接的可行性，發(fā)現(xiàn)該墻體構(gòu)造連接合理且抗震性能良好；周靜海等對不同軸壓比和剪跨比的保溫砌模格構(gòu)式混凝土墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)該墻體抗震性能良好。進(jìn)一步考慮建筑材料的可持續(xù)發(fā)展，實(shí)現(xiàn)建筑垃圾資源化，結(jié)合村鎮(zhèn)低、多層結(jié)構(gòu)抗震研究，曹萬林及其團(tuán)隊(duì)在EPS保溫模塊內(nèi)澆筑再生混凝土，提出了異形邊框保溫模塊單排配筋再生混凝土剪力墻體系，并分別進(jìn)行了該體系的低矮剪力墻和中高剪力墻擬靜力試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)該體系在村鎮(zhèn)低、多層建筑中具有良好的抗震性能。熊立紅、唐柏贊等將EPSC格構(gòu)式混凝土墻體作為填充墻，進(jìn)行了足尺RC框架-EPSC格構(gòu)式混凝土填充墻結(jié)構(gòu)模型的振動(dòng)臺試驗(yàn)，以填充墻開洞形式和墻框連接方式為參數(shù)，研究了該模型結(jié)構(gòu)在地震作用下的抗震性能，發(fā)現(xiàn)EPSC格構(gòu)式混凝土墻體作為填充墻和RC框架共同工作抗震性能良好。

已有研究主要針對田字形的傳統(tǒng)型格構(gòu)式混凝土墻體，其墻體骨架主要由格構(gòu)梁（墻體骨架中的橫肢）和格構(gòu)柱（墻體骨架中的豎肢）組成，而且對充當(dāng)模板作用的EPSC對復(fù)合墻體抗震性能的影響研究較少。針對新型的米字形格構(gòu)式混凝土墻體的動(dòng)力特性及應(yīng)用這一種墻體的結(jié)構(gòu)抗震性能的研究還尚未開展。為了對新型的米字形格構(gòu)式混凝土墻體的應(yīng)用提供理論和技術(shù)支撐，本文制作斜向肋的新型和傳統(tǒng)型的EPSC格構(gòu)式混凝土墻體，分別進(jìn)行3個(gè)格構(gòu)式墻體原型試件的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，主要對是否剔除模殼（EPSC）、不同格構(gòu)形式（設(shè)置斜向肋格的新型和傳統(tǒng)型）對格構(gòu)式混凝土墻體滯回性能、承載力、延性、剛度退化和耗能能力等性能，以及破壞特征的影響進(jìn)行分析，旨在獲得米字形格構(gòu)式混凝土墻體的動(dòng)力特性及相應(yīng)結(jié)構(gòu)的抗震性能的一些基礎(chǔ)資料和初步認(rèn)識。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)2個(gè)設(shè)置斜向肋格的新型米字格構(gòu)式混凝土墻體原型試件，編號分別為NW1、NW2；1個(gè)傳統(tǒng)型田字格構(gòu)式混凝土墻體原型試件，編號為W3。試件NW1和NW2的差異為是否剔除模殼；試件NW1和W3的差異為格構(gòu)形式不同。傳統(tǒng)型試件W3骨架僅由水平向格構(gòu)梁、豎向格構(gòu)柱及其內(nèi)鋼筋組成。試件NW1是在試件W3的基礎(chǔ)上，調(diào)整格構(gòu)梁、柱中心間距，增設(shè)斜向肋格而成。EPSC及其尺寸如圖1所示，其材料性能見表1。墻體試件厚度210 mm， 其中，EPSC壁厚45 mm，芯孔直徑均為 120 mm。墻體封邊EPSC厚90 mm。試件NW1、NW2的格構(gòu)梁（柱）中心間距均為600 mm，試件W3格構(gòu)梁（柱）中心間距均為300 mm。各原型試件詳細(xì)尺寸和配筋如圖2所示。試件主要參數(shù)見表2?？紤]后續(xù)試驗(yàn)結(jié)果的可比性需要，在設(shè)計(jì)3個(gè)試件時(shí)控制單位面積墻體的混凝土和鋼筋用量基本一致。

表1 EPSC材料性能
Tab. 1 Properties of EPSC

表觀密度/(kg·m-3)耐火極限/h≤380 ≤0.08 ≥0.40 ≥0.10 ≥3導(dǎo)熱系數(shù)/(W·m-1·K-1)抗壓強(qiáng)度/MPa劈裂抗拉強(qiáng)度/MPa

表2 試件參數(shù)
Tab. 2 Parameters of the specimens

試件編號 尺寸(高×寬×厚)/(mm×mm×mm) 芯孔直徑/mm配筋直徑/mm 配筋率/% 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu/MPa 格構(gòu)形式 EPSC格構(gòu)梁、柱 斜向肋 格構(gòu)梁、柱 斜向肋NW1 1 200×1 500×210 120 8 8 0.890 0.445 20.8 新型米字 有NW2 1 200×1 320×120 120 8 8 0.890 0.445 20.8 新型米字 無W3 1 200×1 500×210 120 8 — 0.890 — 20.8 傳統(tǒng)型田字 有

圖1 EPSC示意圖Fig. 1 Schematic diagram of EPSC

圖2中，各試件格構(gòu)式墻體所用混凝土設(shè)計(jì)等級為C20，墻體鋼筋均采用HRB335級。在試驗(yàn)前對模型結(jié)構(gòu)的材料特性進(jìn)行了室內(nèi)測定，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度

f

為20.8 MPa。鋼筋力學(xué)性能見表3。

表3 鋼筋力學(xué)性能
Tab. 3 Properties of reinforcements

鋼筋直徑/mm屈服強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa彈性模量/GPa 伸長率/%8 410 570 201 21.6

圖2 原型試件尺寸及配筋Fig. 2 Prototype wall specimen details

1.2 加載裝置

試驗(yàn)在東北電力大學(xué)土木工程實(shí)驗(yàn)研究中心進(jìn)行，加載裝置及現(xiàn)場如圖3所示。試驗(yàn)加載裝置主要由模擬結(jié)構(gòu)上部荷載的豎向加載裝置和模擬地震作用的水平向加載裝置組成。豎向荷載用1個(gè)液壓千斤頂施加在試件加載梁頂?shù)匿摿荷?，千斤頂可隨試件的水平位移而移動(dòng)，使豎向荷載始終垂直，并控制墻體試件軸壓比為0.1。水平荷載用千斤頂從試件加載梁的一側(cè)施加。為防止試件產(chǎn)生剪切滑移，通過高強(qiáng)地錨螺栓將試件基礎(chǔ)梁與試驗(yàn)裝置基礎(chǔ)相連。

圖3 試驗(yàn)加載裝置及現(xiàn)場Fig. 3 Loading device of the test

1.3 加載制度及測點(diǎn)布置

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》JGJ/T 101—2015，水平向加載分兩階段采用不同的加載控制方法：屈服前采用荷載控制，級差10 kN，每級荷載反復(fù)1次；試件屈服后采用頂點(diǎn)位移控制加載，以屈服位移的倍數(shù)作為位移增量，每級位移幅值反復(fù)2次，直至試件水平荷載下降到其峰值荷載的 85%以下或者試件喪失承載能力，無法繼續(xù)安全加載。

豎向荷載用力傳感器量測，在基礎(chǔ)梁頂面布置位移計(jì)用于測量基礎(chǔ)梁在加載過程中的滑移。用應(yīng)變片量測墻體試件不同鋼筋（水平向、豎向、斜向）的應(yīng)變反應(yīng)，應(yīng)變片編號為S，鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)布置見圖4。

圖4 鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)布置圖Fig. 4 Arrangement of strain gauges of specimens

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)與裂縫分布

各試件破壞形態(tài)如圖5所示。試件NW1破壞形態(tài)如圖5（a）所示。由圖5（a）可知：設(shè)置斜向肋格的新型米字試件NW1在水平加載至50 kN時(shí)，首先在墻體角部出現(xiàn)水平裂縫；載荷進(jìn)一步增加，水平裂縫擴(kuò)展并向墻體的中間延伸，墻體下部和中部斜裂縫不斷增加；當(dāng)加載至100 kN時(shí)，斜裂縫逐漸上移；試件屈服后繼續(xù)加載使試件頂點(diǎn)位移δ達(dá)到7.5 mm（位移角θ=3/560）時(shí)，已有的水平和斜裂縫擴(kuò)展加寬并沿傾斜方向傳播；當(dāng)位移δ達(dá)到9 mm（θ=9/1 400）時(shí)，試件裂縫發(fā)展并呈現(xiàn)出“ X”形，結(jié)果表明，試件剛度已大幅下降；當(dāng)位移δ達(dá)到14.91 mm（θ=3/280）時(shí)，墻體的中部和上部相繼出現(xiàn)“ X”形裂縫，墻體下部水平裂縫貫穿，最大裂縫寬度達(dá)到5 mm。格構(gòu)邊柱底部裂縫的小片EPSC壓碎并剝落，試驗(yàn)結(jié)束,試件最終破壞形態(tài)如圖5（a）所示，表現(xiàn)出剪切型破壞特征。

試件NW2破壞形態(tài)如圖5（b）所示。由圖5（b）可知：設(shè)置斜向肋格的新型米字且剔除模殼試件NW2在水平加載至20 kN時(shí)，邊柱根部節(jié)點(diǎn)、中間節(jié)點(diǎn)以及斜向肋首先出現(xiàn)水平和半圓形裂縫，相比試件NW1，試件NW2出現(xiàn)裂縫的加載幅值較?。浑S著荷載增大，裂縫由邊柱逐漸發(fā)展至中柱、格構(gòu)梁、斜向肋交叉節(jié)點(diǎn)；此時(shí)裂縫主要在墻體中下部延伸、聚集。主要表現(xiàn)為：中柱和斜向肋出現(xiàn)半圓或環(huán)形裂縫；斜向肋或格構(gòu)梁柱交叉節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)水平向和斜向長裂縫。加載至100 kN時(shí)，裂縫由試件中下部向邊柱上部發(fā)展（見圖5（b））。試件屈服后采用位移控制加載，當(dāng)位移δ達(dá)到8 mm（θ=1/175）時(shí)，試件上部邊柱、中柱和斜向構(gòu)件裂縫數(shù)量增多，已有的裂縫，尤其邊柱和斜向構(gòu)件裂縫加寬。當(dāng)位移δ達(dá)到11.60 mm（θ=29/3 500）時(shí)，斜向肋上的環(huán)形裂縫寬度增加明顯；邊柱根部水平向和斜向裂縫寬度繼續(xù)增加，裂縫寬度達(dá)到5 mm，出于安全考慮結(jié)束加載。相比試件NW1，剔除模殼試件NW2的最大彈塑性位移有所降低，試件NW2的裂縫以格構(gòu)梁和格構(gòu)柱環(huán)形裂縫為主，以及邊柱根部區(qū)域，而試件NW1裂縫主要集中在墻底部。

圖5 各試件破壞形態(tài)Fig. 5 Failure mode of the specimens

試件W3破壞形態(tài)如圖5（c）所示。由圖5（c）可知：傳統(tǒng)型田字格構(gòu)式墻體試件W3在水平加載至30 kN時(shí)，墻體中下部受拉側(cè)出現(xiàn)水平裂縫，與設(shè)置斜向肋格的新型試件NW1相比，傳統(tǒng)型試件出現(xiàn)裂縫的加載幅值較?。缓奢d進(jìn)一步增大，墻體角部和邊緣的斜裂縫向墻體中間延伸，交叉裂縫不斷增加，且裂縫由中下部向墻體上部發(fā)展；當(dāng)位移δ達(dá)到10.18 mm（θ=51/7 000）時(shí)，數(shù)條斜裂縫沿墻體對角方向突然形成，墻體上中下部均有分布；當(dāng)位移δ達(dá)到11.17 mm（θ=1/125）時(shí)，邊柱根部小塊EPSC因受擠壓邊緣擠碎，試件最終破壞形態(tài)如圖5（c）所示。傳統(tǒng)型格構(gòu)式墻體試件W3破壞特征與試件NW1類似，表現(xiàn)為剪切型破壞，但裂縫分布差異性較大，可能是由于試件NW1格構(gòu)梁（柱）間距增加1倍，增設(shè)斜向肋格，更能充分發(fā)揮格構(gòu)混凝土的抗壓性能。

2.2 滯回曲線

試件NW1、NW2、W3水平荷載-頂點(diǎn)位移（

F

-δ）的滯回曲線見圖6。由圖6可以看出：試件在開裂前，其荷載-頂點(diǎn)位移曲線基本處于線彈性狀態(tài)，卸載時(shí)殘余變形很小，可忽略不計(jì)；隨著水平荷載增大，墻面開裂，鋼筋屈服，滯回環(huán)面積逐漸增加；隨著頂點(diǎn)位移進(jìn)一步增大，滯回環(huán)殘余變形相應(yīng)增大，滯回曲線出現(xiàn)不同程度的捏縮現(xiàn)象，其中，試件NW2和試件W3捏縮特征比較明顯。與試件NW1相比，試件NW2剔除模殼，在加載初期和卸載后期墻體剪切滑移較大，滯回環(huán)包絡(luò)面積變小，捏攏現(xiàn)象較重，使其耗能能力降低，表明模殼與設(shè)置斜向肋格的新型米字格構(gòu)式混凝土骨架墻體在水平往復(fù)荷載作用下，能夠表現(xiàn)出良好且穩(wěn)定的滯回性能；而試件W3滯回曲線中部捏縮嚴(yán)重，耗能能力相對較弱，表明設(shè)置斜向肋格的新型米字格構(gòu)式混凝土骨架墻體能有效提高墻體的初始剛度和極限承載力，改善墻體的受力性能。

圖6 各試件滯回曲線Fig. 6 Hysteresis curves of specimens

2.3 骨架曲線

加載初期，試件NW1比試件NW2的初始剛度略高，表明：模殼對提高墻體初始剛度有一定貢獻(xiàn)；隨著荷載增加，試件中模殼逐漸開裂并退出工作，模殼對試件性能的加強(qiáng)作用也在減弱，因此試件NW1和NW2最終具有相近的割線剛度；對于試件W3，其初始剛度值最小，且在加載過程中，割線剛度退化尤為嚴(yán)重，表明設(shè)置斜向肋格的新型米字格構(gòu)式墻體具有很好的抗測剛度和承載力，而且強(qiáng)于傳統(tǒng)的格構(gòu)式墻體。各試件水平荷載-頂點(diǎn)位移（

F

-δ）骨架曲線對比見圖7。

圖7 各試件骨架曲線Fig. 7 Skeleton curves of specimens

屈服荷載

F

采用能量等值法求得。相對值為各試件與試件NW1的相應(yīng)值的比值，余下亦同。各試件骨架曲線特征點(diǎn)見表4，由表4可知：

表4 試件各階段特征點(diǎn)
Tab. 4 Test results of characteristic points

注：、、分別為開裂、屈服、極限荷載。

試件編號開裂點(diǎn) 屈服點(diǎn) 極限點(diǎn)Fcr/kN Fcr相對值 Fy/kN Fy均值/kN Fy相對值 Fu/kN Fu均值/kN Fu相對值NW1 +49.34 1.000 +100.90 108.05 1.000 +150.33 162.00 1.000-115.20 -173.66 NW2 +20.22 0.410 +99.40 100.70 0.932 +148.73 148.61 0.917-102.00 -148.49 W3 +30.70 0.622 +71.17 71.59 0.663 +106.11 107.06 0.661-72.01 -108.00

1) 與試件NW2相比，試件NW1的開裂荷載提高了144%，屈服荷載和極限荷載提高不顯著。表明EPSC可以延緩復(fù)合墻體裂縫的出現(xiàn)，隨著EPSC逐漸開裂損傷，EPSC對復(fù)合墻體承載力的貢獻(xiàn)逐漸減弱，對試件承載力提高作用有限。

2）與試件W3相比，試件NW1的開裂荷載提高了61%，屈服荷載和極限荷載分別提高了51%和51%。表明增設(shè)斜向肋格，能有效延緩復(fù)合墻體裂縫的出現(xiàn)，且可顯著提高墻體的承載力。

2.4 變形能力

各試件屈服位移δ（正負(fù)兩向均值）、彈塑性最大位移δ（正負(fù)兩向均值）及位移延性系數(shù)μ （μ=δ∶δ）見表5。

表5 各試件屈服、彈塑性最大位移與位移延性系數(shù)
Tab. 5 Displacement and displacement ductility ratio

試件編號 δy/mm δy相對值 δu/mm δu相對值 μ μ 相對值NW1 5.08 1.000 12.96 1.000 2.55 1.000 NW2 5.03 0.990 11.56 0.892 2.30 0.902 W3 4.99 0.982 10.99 0.848 2.20 0.863

由表5可知：

1）與試件NW2相比，試件NW1的屈服位移稍有增加，彈塑性最大位移和位移延性系數(shù)分別提高了12%和11%。表明EPSC和墻體骨架協(xié)同工作，可提高墻體的彈塑性變形能力和延性。

2）與試件W3相比，試件NW1的屈服位移略有提高，彈塑性最大位移和位移延性系數(shù)分別提高了18%和16%。表明增設(shè)斜向肋格能有效改善復(fù)合墻體的變形能力和延性。

2.5 剛度退化

以滯回曲線和骨架曲線為基礎(chǔ)，得到試件的割線剛度。各試件割線剛度-頂點(diǎn)位移（

K

-δ）曲線如圖8所示，該曲線表征各試件低周反復(fù)荷載作用下的剛度退化規(guī)律。由圖8可知：在水平往復(fù)荷載下，各試件剛度退化表現(xiàn)出先快后慢的趨勢。由于模殼和斜向肋格的貢獻(xiàn)，試件NW1具有最高的初始剛度、峰值荷載以及極限位移。模殼對墻體試件受力性能影響較小，試件NW1和NW2具有相近的割線剛度和退化特征。與試件W3相比，試件NW1初始剛度提高了92%，隨著荷載及頂點(diǎn)位移增加，墻體裂縫產(chǎn)生并發(fā)展，試件的割線剛度均不斷退化并趨于穩(wěn)定，且試件NW1具有比試件NW2較大的割線剛度。試驗(yàn)結(jié)果表明，增設(shè)斜向肋格的新型米字格構(gòu)式混凝土墻體具有很好的抗側(cè)剛度和承載力，而且強(qiáng)于傳統(tǒng)型田字格構(gòu)式墻體。

圖8 各試件剛度退化曲線Fig. 8 Stiffness degradation curves of specimens

2.6 耗能能力

以試件的累積滯回耗能作為指標(biāo)來評價(jià)其耗能能力，即滯回曲線越飽滿，其包絡(luò)面積越大，累積滯回耗能越高，試件耗散地震能量的能力越好。各試件累積耗能-頂點(diǎn)位移（

E

-δ）曲線如圖9所示。試件破壞前一級荷載作用下各試件累積耗能值列于表6。

圖9 各試件累積耗能Fig. 9 Accumulated energy dissipation of specimens

表6 各試件累計(jì)耗能能力比較
Tab. 6 Comparison of cumulative energy dissipation

試件編號 累積耗能E/(kN·mm) 相對值NW1 23 282 1.000 NW2 14 072 0.604 W3 7 923 0.340

由圖9和表6可知：

1）相同位移下，試件NW1、NW2、W3的累計(jì)耗能依次降低。

2）與試件NW2相比，試件NW1的累計(jì)耗能提高了65%，表明模殼及其裂縫的開展，可有效提高復(fù)合墻體的耗能能力。

3）與試件W3相比，試件NW2的累計(jì)耗能提高了194%，表明增設(shè)斜向肋格可顯著提高墻體的耗能能力。

3 結(jié) 論

1）不同格構(gòu)形式的復(fù)合墻體試件（NW1、W3），雖均表現(xiàn)出相同的剪切破壞模式，但增加斜向肋格，提高了復(fù)合墻體的抗震性能，結(jié)果表明在格構(gòu)式混凝土墻體中雖然沒有改變格構(gòu)式混凝土墻體的破壞模式，但可進(jìn)一步充分利用格構(gòu)混凝土的抗壓性能。

2）增設(shè)斜向肋格能提高了格構(gòu)式混凝土墻體的承載力，改善墻體的延性和抗側(cè)性能，且能大幅提高墻體初始剛度和耗能能力。

3）與帶模殼試件NW1相比，剔除模殼試件NW2的墻體裂縫更早出現(xiàn)，墻體更快進(jìn)入損傷破壞狀態(tài)。說明模殼和混凝土骨架具有一定的協(xié)同工作能力，模殼對提高復(fù)合墻體的彈塑性變形能力和承載力有一定貢獻(xiàn)，能延緩墻體損傷過程。而且EPSC上裂縫開展可耗散部分能力，使得有EPSC試件耗能能力顯著提高。對于新型墻體，剔除模殼有可能會(huì)影響墻體試件的力學(xué)性能及破壞模式。

帶斜向肋格的新型米字格構(gòu)式混凝土墻體和傳統(tǒng)型田字格構(gòu)式混凝土墻體的動(dòng)力特性試驗(yàn)結(jié)果，展示兩種格構(gòu)式墻體具有類似的動(dòng)力特性，且在單位面積墻體的混凝土和鋼筋用量基本一致的情況下，新型米字格構(gòu)式墻體的動(dòng)力性能優(yōu)于傳統(tǒng)田字格構(gòu)式的。另外，模殼和混凝土骨架之間具有一定的協(xié)同工作能力，能提高格構(gòu)式混凝土墻體的抗震性能。這一研究結(jié)果對在格構(gòu)式墻體和相應(yīng)結(jié)構(gòu)抗震性能的數(shù)值模擬中忽略模殼影響且能給出保守性分析結(jié)果提供了依據(jù)，并便于數(shù)值模型的簡化。本文對新型米字格構(gòu)式混凝土墻體的研究結(jié)果有助于揭示這一新型墻體的抗震性能，并有助于其推廣應(yīng)用。