黃 靚，曹 陽，施楚賢，鄧 鵬，歐陽金秋

(1 湖南大學(xué)建筑安全與節(jié)能教育部重點實驗室， 長沙 410082； 2 貴州省建筑廢棄物裝配式墻體工程技術(shù)中心， 安順 561000)

0 引言

由于砌體結(jié)構(gòu)易取材、施工方便和經(jīng)濟實用的特點，目前仍然是我國廣大村鎮(zhèn)住宅建筑首選的結(jié)構(gòu)形式。而混凝土砌塊因具備很多優(yōu)點，在砌體結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用越來越廣泛[1]。

國內(nèi)很多學(xué)者[2-5]對各類混凝土砌塊砌體墻的抗震性能進行了試驗研究，包括抗剪試驗、擬靜力試驗和擬動力試驗等[6-7]，積累了豐富的成果。但由于人工砌筑的砌塊砌體墻存在著施工質(zhì)量無法保證、成本高、耗費時間長以及易受天氣影響等諸多缺點，在實際應(yīng)用中出現(xiàn)了很多問題。而國家大力推行的裝配式建筑可以很好地解決人工砌筑過程中的很多問題，但目前國內(nèi)對于裝配式混凝土砌塊砌體墻的研究基本處于空白階段，因此，需對混凝土砌塊砌體墻的受力性能進行更加深入的研究。

為解決上述存在的問題，本文對自動砌墻機(圖1)生產(chǎn)的新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗震性能進行了較為深入的研究，在課題組對該類空心混凝土砌塊砌體基本力學(xué)性能研究的基礎(chǔ)上，設(shè)計了6片縮尺的新型企口裝配式砌塊砌體墻，并對其進行了擬靜力試驗，探究豎向壓應(yīng)力和高寬比對該類新型企口裝配式砌塊砌體墻抗震性能的影響。

圖1 自動砌墻機

1 試驗概述

1.1 試件設(shè)計與制作

根據(jù)實際情況中縱墻和橫墻的尺寸，采取1∶2的縮尺比例，并結(jié)合具體實驗室條件，共設(shè)計了6個試件，編號為W1～W6，具體參數(shù)如表1所示。主砌塊、互鎖、墻體示意圖分別見圖2～4，砌塊強度為MU7.5，提前對梁與墻體接觸面進行鑿毛處理，以增大梁與墻體間的摩擦力，防止試件提前開裂破壞。墻體與梁的接觸面采用超高性能早強砂漿(2h內(nèi)砂漿強度提高至20MPa)，砌塊間的水平灰縫砂漿強度等級均為Mb7.5，灰縫厚度為10mm，底梁和頂梁的截面尺寸均為300mm×200mm，梁內(nèi)縱筋分別為816 和416，墻體構(gòu)件制作時先完成底梁的制作，之后在底梁上砌墻，最后將頂梁與墻體連接部分采用超高性能早強砂漿連接。

圖2 主砌塊示意圖

圖3 互鎖示意圖

圖4 墻體示意圖

試件參數(shù) 表1

1.2 材料性能

試驗所采用的砌塊砌體墻主砌塊的截面尺寸為400mm×190mm×190mm，輔砌塊截面尺寸為200mm×190mm×190mm，該類新型企口裝配式主砌塊的實際接觸面面積占整體截面面積的48%，主砌塊的強度等級為MU7.5，根據(jù)《砌體基本力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50129—2011)[8]的要求，對制作墻體時的同一批次的4組砌塊，共12個材性試樣，進行了標(biāo)準(zhǔn)的抗壓強度試驗，試驗測得主砌塊的平均抗壓強度為12.1MPa。

同時，對6個普通砂漿試塊和6個超高性能早強砂漿試塊進行了強度測試，經(jīng)過標(biāo)準(zhǔn)抗壓試驗，得出普通砂漿試塊和超高性能早強砂漿試塊的實際抗壓強度平均值分別為7.6MPa和36.7MPa。

1.3 加載方案與測點布置

本次試驗加載方式采用低周反復(fù)加載，采用MAS-5000電液伺服加載系統(tǒng)進行水平加載，墻體的豎向荷載由型號為RSC-3050的千斤頂施加，加載范圍為0～300 kN。本試驗加載采用力-位移混合控制制度，先通過預(yù)加載來檢查墻體的安裝情況以及千斤頂、位移傳感器、力傳感器等儀表的工作情況，當(dāng)預(yù)加載檢查和調(diào)試完畢后，便開始正式加載。首次開裂前采用力加載制度，每級力加載只循環(huán)1次，墻體首次出現(xiàn)裂縫后，便將加載制度調(diào)整為位移加載，每級位移加載所采取的位移值取墻體首次開裂時所對應(yīng)位移的整數(shù)倍，逐級遞增，位移加載每級加載2次，當(dāng)墻體水平承載力達到最大值并逐漸減小到最大荷載的85%以下時，繼續(xù)加載到規(guī)定位移，之后先將水平作用力卸載至0，得出殘余變形，再將位移加載到0，停止試驗。

墻體底梁兩端采用兩根大鋼梁壓緊，并用螺桿和螺栓錨緊，在一側(cè)墻面對稱貼上混凝土應(yīng)變片，在頂梁中間位置布置位移傳感器LVDT1，在墻體頂部位置布置位移傳感器LVDT2，在墻體中部位置布置位移傳感器LVDT3，在墻體底梁中間位置布置一個百分表，用來監(jiān)測墻體底梁滑移，見圖5。試驗加載裝置見圖6、圖7。

圖5 測點布置示意圖

圖6 加載裝置示意圖

圖7 實際加載裝置照片

2 試驗現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試件W1

當(dāng)荷載加載到P=7.5kN時，第2層(從下到上)水平砂漿右側(cè)出現(xiàn)裂縫。首次出現(xiàn)裂縫后采用位移加載，隨著位移的進一步增加，墻體水平砂漿裂縫逐漸呈階梯狀形態(tài)，水平砂漿裂縫的寬度在加載過程中也略有增大。當(dāng)位移加載到Δ=9.51mm時，第4皮水平砂漿灰縫徹底破壞，形成通縫，此時承載力下降到極限荷載的85%。當(dāng)位移加載到Δ=-10.86mm時，墻體右下角出現(xiàn)受拉破壞的斜裂縫，墻體的主要破壞形式為剪摩破壞，見圖8(a)。

2.2 試件W2

當(dāng)荷載加載到P=19kN時，第2層水平砂漿出現(xiàn)了裂縫。改用位移加載后，隨著位移的增加，試件W2的破壞過程與試件W1類似，先形成階梯狀的水平砂漿裂縫。但在加載過程中，墻體水平裂縫和豎向企口的寬度都略有增大。當(dāng)位移加載到Δ=6.10mm時，第2，3層水平灰縫以及第2，3皮砌塊間企口形成水平通縫，墻體達到破壞荷載，負向加載出現(xiàn)斜裂縫，整體破壞形式為剪摩破壞，見圖8(b)。

2.3 試件W3

當(dāng)荷載加載到P=-48kN時，第2層水平砂漿右側(cè)出現(xiàn)裂縫。改用位移加載后，當(dāng)位移加載到Δ=3.20mm時，墻體出現(xiàn)一條從上至下的階梯狀水平砂漿裂縫，并伴隨出現(xiàn)一些斜裂縫。當(dāng)位移加載到Δ=-3.20mm時，墻體出現(xiàn)另外一條交叉的階梯狀水平砂漿裂縫，同時有更多的斜裂縫出現(xiàn)，第3皮右側(cè)砌塊和第4皮中間砌塊的企口被顯著拉開，并伴隨部分砂漿剝落，第3皮右側(cè)砌塊出現(xiàn)了垂直墻面方向的凸出現(xiàn)象，墻體出現(xiàn)的裂縫主要以斜裂縫為主，隨著斜裂縫長度、寬度及數(shù)量的不斷增加，墻面最終呈“X形”破壞，破壞形式主要為剪壓破壞+剪摩破壞，見圖8(c)。

2.4 試件W4

當(dāng)荷載加載到P=-20.2kN時，第2層水平砂漿左側(cè)出現(xiàn)裂縫，水平砂漿裂縫的數(shù)量隨位移的增加也逐漸增多。改用位移加載后，當(dāng)位移加載到Δ=8.70mm時，墻體出現(xiàn)單向階梯狀水平砂漿裂縫，此時正向荷載達到最大值，之后第2皮砌塊上出現(xiàn)受拉破壞產(chǎn)生的斜裂縫，此時負向荷載也達到最大值。當(dāng)位移加載到Δ=-10.05mm時，墻體左下側(cè)出現(xiàn)貫通斜裂縫，此時荷載下降到最大荷載的85%以下，破壞形態(tài)為下部交叉狀的階梯狀破壞，破壞形式為剪壓破壞，見圖8(d)。

2.5 試件W5

當(dāng)荷載加載到P=39kN時，第2層水平砂漿左側(cè)出現(xiàn)裂縫。改用位移加載后，當(dāng)位移加載到Δ=3.93mm時，第2層灰縫形成通縫裂縫。當(dāng)位移加載到Δ=-3.99mm時，墻體出現(xiàn)單向階梯狀水平砂漿裂縫，并且第2皮砌塊和第1皮砌塊上出現(xiàn)受拉破壞的斜裂縫，此時負向荷載達到最大值。當(dāng)位移加載到Δ=-4.82mm時，第1皮左下角砌塊出現(xiàn)多條斜裂縫而徹底破壞，破壞形式為剪摩破壞+剪壓破壞，見圖8(e)(由于左下角砌塊破壞較為嚴(yán)重，試驗結(jié)束后工人的暴力吊裝導(dǎo)致其完全脫落)。

2.6 試件W6

當(dāng)荷載加載到P=56kN時，第2皮水平砂漿左側(cè)出現(xiàn)裂縫。改用位移加載后，隨著位移的逐漸增大，墻體上的水平砂漿裂縫和砌塊的斜裂縫也逐漸增多，之后出現(xiàn)了多組階梯狀水平砂漿裂縫。當(dāng)位移加載到Δ=3.50mm時，墻體左上角和右下角都出現(xiàn)了受拉破壞的斜裂縫，此時正向荷載達到最大值，隨著位移的繼續(xù)增加，墻體的裂縫寬度和數(shù)量不斷增大，部分斜裂縫貫通，最終墻體發(fā)生剪壓破壞，墻面呈“X形”裂縫，見圖8(f)。

圖8 墻體破壞形態(tài)

由上述破壞過程及形態(tài)可以得到以下結(jié)論：

(1)與帶有豎向砂漿的砌塊砌體墻不同，當(dāng)墻體在低周反復(fù)荷載作用下發(fā)生破壞時，普通帶豎向砂漿的砌塊砌體墻會產(chǎn)生豎向砂漿裂縫，進而同一皮相鄰砌塊間的相互作用會逐漸消失，而該類新型企口裝配式砌塊砌體墻不會產(chǎn)生豎向砂漿裂縫，較為常見的是部分相鄰互鎖砌塊的企口縫隙寬度增大，但是絕大部分相鄰砌塊間仍然保留著“齒輪狀”企口的咬合作用，進而會提高垂直于墻面方向的穩(wěn)定性，改善墻體的抗震性能。

(2)豎向壓應(yīng)力越大，墻體破壞得越徹底，裂縫數(shù)量也越多，墻體的主要破壞形式逐漸由剪摩破壞發(fā)展成剪壓破壞，比如試件W6相比于試件W3破壞得越徹底。雖然試件W6斜裂縫的數(shù)量較試件W3要少，但其出現(xiàn)了多個階梯狀的水平砂漿裂縫，墻體“X形”的破壞形態(tài)越明顯，主要是因為豎向壓應(yīng)力越大，墻體所受到的約束也越大，進而裂縫之間的骨料咬合作用和摩擦力也更大，所以破壞也越嚴(yán)重。

(3)高寬比越小，墻體發(fā)生破壞的形式也越傾向于剪壓破壞，主要是因為高寬比越小，墻體的穩(wěn)定性越強，一旦發(fā)生破壞會導(dǎo)致較高的破壞程度，產(chǎn)生更大范圍的階梯狀水平砂漿裂縫和斜裂縫，破壞的形態(tài)也越豐富。比如部分墻體破壞過程中，企口砌塊甚至發(fā)生了垂直于墻面方向的凸出現(xiàn)象，主要是因為在某一次正向加載時，該企口砌塊上面的水平砂漿裂縫與其他水平裂縫、斜裂縫及豎向企口形成了一個近似于三角形的活動整體，加載時會拉動該整體致使該企口砌塊上部水平砂漿徹底被破壞，提高了該砌塊的自由度，在下一次正向加載時，該企口砌塊下方出現(xiàn)了斜裂縫，形成了包含該企口砌塊的活動整體，達到位移加載最大值時，該企口已被徹底拉開，互鎖作用基本失效，之后往負向加載時，由于自由度提高，該企口砌塊底部回落的位置出現(xiàn)了偏差，最終導(dǎo)致該企口砌塊出現(xiàn)突出平面外的現(xiàn)象。

3 抗震性能分析

3.1 試驗結(jié)果

6片墻體試件的抗震試驗結(jié)果如表2所示，從表2中可以得到以下結(jié)論：

新型企口裝配式砌塊砌體墻抗震性能試驗結(jié)果 表2

(1)提高墻體的豎向壓應(yīng)力，會使墻體的開裂荷載得到顯著提升，試件W4相對于試件W1，試件W5相對于試件W2，試件W6相對于試件W3，其開裂荷載分別提升2.70倍、2.05倍、1.17倍，最大抗剪承載力分別提升1.60倍、2.01倍、1.26倍。同時，墻體所受的豎向壓應(yīng)力與開裂位移具有較為明顯的正相關(guān)關(guān)系，但其破壞位移和極限位移與豎向壓應(yīng)力的關(guān)系則呈負相關(guān)，增大豎向壓應(yīng)力會顯著降低墻體延性。

(2)高寬比的減小對墻體的抗剪承載力有著顯著的改善作用，試件W2相對于試件W1，試件W3相對于試件W4，試件W3相對于試件W5，其開裂荷載分別提升2.53倍、2.38倍、1.23倍，最大抗剪承載力分別提升1.41倍、2.40倍、1.35倍，墻體的開裂位移和破壞位移也隨墻體高寬比減小而下降，墻體的延性也顯著降低。

(3)企口互鎖對墻體的水平抗剪承載力影響不大，因為墻體的抗剪承載力主要來自于水平砂漿與砌塊間的相互作用力，豎向砂漿或同一皮相鄰砌塊的其他連接對墻體的水平抗剪承載力影響較小。

3.2 滯回曲線

6片墻體試件的滯回曲線如圖9所示，從圖中可以得到以下結(jié)論：

圖9 墻體滯回曲線

(1)首次開裂前，該類新型企口裝配式砌塊砌體墻墻體近乎保持彈性的受力特征，滯回曲線為近似的直線形態(tài)，圍成的面積很小，墻體耗能很少；隨著位移的增加，新型企口裝配式砌塊砌體墻墻體逐漸表現(xiàn)出彈塑性的受力特征，滯回曲線由狹長的形狀逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樗笮?，滯回曲線所圍的面積也逐漸增大，出現(xiàn)了明顯的殘余變形，剛度退化顯著；隨著墻體破壞程度進一步加重，部分墻體滯回曲線的形狀逐漸發(fā)展成反S形，滯回面積進一步增大，表現(xiàn)出一定程度的捏攏現(xiàn)象；由于在砌體與頂梁、底梁連接處采用了超高性能早強砂漿，所以砌體與頂梁、底梁的連接性能良好，因此極大地限制了加載過程中墻體的滑移現(xiàn)象。

(2)高寬比越小，滯回曲線所圍面積也越大，但滯回圈數(shù)較少。當(dāng)滯回曲線達到峰值承載力后，荷載下降速度也較快，后期滯回曲線表現(xiàn)出的反S形現(xiàn)象較不明顯，這是因為高寬比越小的墻體，破壞得越徹底，所以其承載力下降較快。且在加載后期，高寬比越小，墻體越穩(wěn)定，滑移程度也越輕，所以也限制了滯回曲線向反S形發(fā)展的趨勢，墻體耗能能力得到了更充分的發(fā)揮。

(3)豎向壓應(yīng)力越大，墻體初期和中期的滯回曲線也越飽滿，所圍的面積也越大，較大的豎向壓應(yīng)力也會增加墻體受到的約束，較好地限制了墻體的滑移，從而限制了滯回曲線向反S形發(fā)展的趨勢，而部分豎向壓應(yīng)力較小的墻體如試件W1，因滑移較大，其滯回曲線形狀向著Z形發(fā)展。

3.3 骨架曲線

6片墻體試件的骨架曲線如圖10所示，從圖中可以得到以下結(jié)論：

圖10 墻體骨架曲線

(1)6片墻體剛度的退化趨勢基本一致：墻體首次出現(xiàn)裂縫前，基本保持彈性受力特征，其骨架曲線的斜率基本無明顯變化；墻體首次出現(xiàn)裂縫后，隨著加載位移的增加，墻體表現(xiàn)出明顯的彈塑性受力特征，骨架曲線的斜率不斷下降，曲線逐漸彎折，隨著位移的進一步增加，當(dāng)墻體達到最大水平承載力并進入破壞階段時，骨架曲線在最大荷載對應(yīng)的位移處出現(xiàn)明顯的拐點，骨架曲線斜率變?yōu)樨撝怠?/p>

(2)增加墻體所受的豎向壓應(yīng)力，會使其剛度提升顯著，試件W4相對于試件W1、試件W5相對于試件W2、試件W6相對于試件W3，墻體首次出現(xiàn)開裂時的剛度分別提升了2.35倍、1.78倍和1.12倍，抗震承載力也得到提高。同時，墻體的破壞位移也有一定程度的增大。這是因為墻體所受的豎向壓應(yīng)力越大，其所受到的約束也越強，水平裂縫和斜裂縫之間的骨料咬合力和摩擦作用也得以加強，因此，墻體的抗震承載力、抗剪承載力也得以提升。

(3)墻體豎向壓應(yīng)力一定時，其剛度與其高寬比大小成反比，因為高寬比小的墻體，其整體性更強。

3.4 剛度退化曲線

本文的剛度退化曲線依據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[9]，割線剛度取每一級加載時，首次循環(huán)加載所出現(xiàn)的正向和負向最大荷載值的絕對值之和，之后再計算出每一級首次循環(huán)加載時正負向最大荷載分別對應(yīng)的水平位移，對正負向水平位移絕對值進行求和，正負向荷載絕對值的和除以對應(yīng)位移絕對值的和即為割線剛度Ki[10]，具體如下式:

(1)

6片墻體試件的剛度退化曲線如圖11所示，從圖中可以得到以下結(jié)論：

圖11 墻體剛度退化曲線

(1)6片墻體剛度的退化趨勢基本一致：墻體首次開裂前，隨著加載荷載的逐漸增加，墻體剛度逐漸開始下降，且下降速率較快；墻體首次出現(xiàn)裂縫后，加載位移進一步遞增，處于彈塑性階段墻體的剛度退化速度較首次開裂前慢，墻體剛度退化趨勢逐漸趨于穩(wěn)定。

(2)墻體的豎向壓應(yīng)力增大時，其剛度提升較為顯著，試件W4相對試件W1，試件W5相對于試件W2，試件W6相對于試件W3，墻體首次出現(xiàn)開裂時的剛度分別提升了2.35倍、1.78倍和1.12倍，首次開裂前的剛度減小速率較快，首次開裂后，改用位移加載，位移進一步增加，此時，提高墻體的豎向壓應(yīng)力，會明顯降低墻體剛度退化的速率，主要是由于墻體所受的豎向壓應(yīng)力越大，其整體會受到更大的約束作用，從而加強裂縫間的骨料咬合作用，較大的約束力限制了墻體裂縫的繼續(xù)發(fā)展，從而使墻體承載力的減小速度降低。

(3)墻體剛度受高寬比的影響較為明顯，增加墻體的高寬比，會使墻體首次開裂前的剛度衰減的速度變慢，但是首次出現(xiàn)裂縫后，墻體進入彈塑性階段時，隨著加載位移的進一步增加，墻體剛度退化曲線的斜率變化速度在逐漸下降，其剛度退化整體向平穩(wěn)的趨勢發(fā)展，高寬比對這階段墻體剛度影響較小。

3.5 耗能性能

本文墻體的耗能性能是通過等效黏滯阻尼系數(shù)ζe來表示，試件等效黏滯阻尼系數(shù)ζe計算示意圖見圖12，具體公式如下[11]:

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)計算示意圖

(2)

6片墻體的等效黏滯阻尼系數(shù)ζe見表3。由墻體等效黏滯阻尼系數(shù)(表3)可以看出：

(1)提高墻體的豎向壓應(yīng)力，會降低其等效黏滯阻尼系數(shù)ζe，所以新型企口裝配式砌塊砌體墻的耗能能力也隨之下降；降低墻體的高寬比，會使等效黏滯阻尼系數(shù)ζe逐漸變大，墻體的耗能能力也隨之增強，這是因為提升墻體的高寬比，會導(dǎo)致其剪摩破壞效應(yīng)成為更為主要的破壞形式，墻體的穩(wěn)定性較差，降低了墻體的耗能能力。

(2)新型企口裝配式砌塊砌體墻的等效黏滯阻尼系數(shù)ζe要高于一般的無筋砌體墻，主要是因為該類墻體同一皮砌塊采取企口互鎖的形式相接觸，砌塊與砌塊間并無水平作用力，同一皮砌塊的整體性要低于普通豎向砂漿連接砌塊的整體性，所以更容易形成階梯狀裂縫，抑制了墻體剪摩破壞和滑移破壞，墻體破壞得更為徹底，耗能能力發(fā)揮得更充分。

等效黏滯阻尼系數(shù)ζe 表3

4 受剪承載力計算

根據(jù)《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50003—2011)[12]和《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)[13]，本文砌塊砌體墻的抗剪承載力采取下面方法計算：

先計算出本文砌塊砌體墻抗剪強度的平均值fv,m：

(3)

式中：fv,m，f2分別為墻體抗剪強度平均值和砂漿抗壓強度平均值；k5為分項系數(shù)，混凝土砌塊取0.069。

為保證本文砌體墻體設(shè)計的安全性，取砌體墻抗剪強度的平均值代入抗震強度計算公式，則砌體墻抗剪強度設(shè)計值fv為：

(4)

混凝土砌塊沿階梯形裂縫破壞的抗剪強度設(shè)計值V應(yīng)按下式計算：

V≤fvEA/γRE

(5)

式中：fvE為砌塊砌體破壞的抗震抗剪強度設(shè)計值，fvE=ζNfv，其中ζN為砌塊砌體抗震抗剪強度的應(yīng)力影響系數(shù)，按《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50003—2011)中表10.3.1取值；A為單皮砌體的實際受剪面積；γRE為承載力抗震調(diào)整系數(shù)，本文取1.0。

(6)

試件擬合結(jié)果與公式計算結(jié)果對比 表4

從表4可以看出，無論是按規(guī)范公式計算還是按試驗擬合公式計算，新型企口裝配式砌塊砌體墻都有一定的安全強度儲備，隨著高寬比的減小和豎向壓應(yīng)力的增大，墻體的安全強度儲備也逐漸增大，因此新型企口裝配式砌塊砌體墻可以在抗震烈度較低的廣大村鎮(zhèn)地區(qū)推廣使用。

5 結(jié)論

(1)當(dāng)所受豎向壓應(yīng)力較小時，新型企口裝配式砌塊砌體墻的破壞形態(tài)以剪摩破壞為主，豎向壓應(yīng)力較大時以剪壓破壞為主，且新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗剪承載力能滿足規(guī)范要求，具有較大的安全強度儲備，適合在抗震烈度較低的廣大村鎮(zhèn)地區(qū)推廣使用。

(2)對于新型企口裝配式砌塊砌體墻，墻體所受的豎向壓應(yīng)力越大，墻體會受到更強的約束作用，進而各種裂縫之間的骨料咬合作用和摩擦力也得以提升，從而使墻體的抗震承載力提升。同時，墻體的開裂位移和破壞位移也越大，但延性越差，耗能能力也越差。

(3)高寬比越小，新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗剪承載力也越大，其開裂位移和破壞位移略有減小，延性變差，耗能能力變強。

(4)隨著豎向壓應(yīng)力的增大和高寬比的減小，墻體在首次開裂前，其剛度減小的速度較快；墻體首次開裂后，隨著加載位移的增加，墻體剛度減小的速度逐漸變慢，趨于平穩(wěn)。

(5)企口的互鎖作用對于無豎向砂漿企口砌塊砌體墻的抗震抗剪承載力無明顯影響，但是會增加墻體在垂直于墻面方向的穩(wěn)定性。同時，也會讓墻體破壞得更為徹底，提升了墻體的耗能能力。