郭 猛，徐 靖，范旭紅，袁 泉，李薇薇

（1.中國(guó)建筑科學(xué)研究院有限公司，北京 100013；2.江蘇大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；3.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044）

引言

現(xiàn)行砌體結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時(shí)，砌體墻受力分析采用層間墻體上下端無(wú)轉(zhuǎn)動(dòng)的假定，即墻體視為下端固定并且上端為滑動(dòng)支座的構(gòu)件。該假定下的墻體變形機(jī)制為彎曲變形和剪切變形，破壞模式為剪切類破壞模式。砌體結(jié)構(gòu)震害現(xiàn)象及砌體墻試驗(yàn)中所表現(xiàn)的墻體破壞模式還存在轉(zhuǎn)動(dòng)失效、滑移破壞等多種破壞模式［1－7］。變形機(jī)制方面，水平與豎向荷載作用下砌體墻受力全過程中的大部分階段，實(shí)際上同時(shí)存在著彎曲、剪切和轉(zhuǎn)動(dòng)的兩種或者三種變形機(jī)制。

對(duì)于橫墻承重的低層砌體房屋外縱墻，其承擔(dān)的豎向荷載相對(duì)較小，一般不足以完全約束樓層砌體墻頂端的轉(zhuǎn)動(dòng)。對(duì)于多層砌體房屋，當(dāng)磚和砌筑砂漿材料強(qiáng)度高時(shí)，自身受剪承載能力高，也會(huì)出現(xiàn)窗間墻的轉(zhuǎn)動(dòng)失效而不是受剪破壞情形。這些情況下，砌體墻出現(xiàn)水平裂縫之后，轉(zhuǎn)動(dòng)變形在量級(jí)上明顯超過剪切和彎曲變形，是砌體墻開裂后變形的主要組成部分。文獻(xiàn)［8］的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析表明：以剪切變形和彎曲變形為主的彈性階段僅約占?jí)w受力全過程的20%，而同時(shí)存在剪切變形、彎曲變形和轉(zhuǎn)動(dòng)變形三種變形機(jī)制（包括后期滑移變形）的階段約占受力全過程的80%。

砌體墻等效抗側(cè)剛度與墻體變形機(jī)制相關(guān)，僅考慮彈性階段彎曲變形和剪切變形的傳統(tǒng)彈性抗側(cè)剛度計(jì)算方法，難以真實(shí)反映彈塑性階段砌體墻出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形后抗側(cè)剛度的變化影響，按傳統(tǒng)彈性抗側(cè)剛度進(jìn)行地震剪力分配時(shí)會(huì)出現(xiàn)較大誤差［9］。從承載力角度來(lái)看：轉(zhuǎn)動(dòng)變形出現(xiàn)后，砌體墻的受力機(jī)制也會(huì)發(fā)生變化，影響其承載能力。

為研究砌體墻的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象及其轉(zhuǎn)動(dòng)變形機(jī)理，本文結(jié)合砌體墻文獻(xiàn)資料及前期試驗(yàn)基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)進(jìn)行了3 片1/1 比例門窗間砌體墻抗震性能試驗(yàn)，分析試件破壞過程中的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象，探討門窗間砌體墻的轉(zhuǎn)動(dòng)變形機(jī)理及材料強(qiáng)度、豎向荷載等因素對(duì)門窗間砌體墻轉(zhuǎn)動(dòng)變形的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

對(duì)于普通住宅類和辦公類砌體結(jié)構(gòu)房屋，橫墻承重時(shí)，外縱墻的典型立面形狀及約束條件包括：（1）雙側(cè)窗下墻的砌體窗間墻；（2）雙側(cè)門連窗的砌體窗間墻；（3）一側(cè)窗下墻和一側(cè)門連窗的砌體窗間墻；（4）一側(cè)門洞和一側(cè)窗下墻的砌體窗間墻；（5）一側(cè)門洞和一側(cè)門連窗的砌體窗間墻；（6）兩側(cè)均開門洞的砌體窗間墻。上述各個(gè)類型如圖1 所示，門窗洞口上方墻體部分連續(xù)布置，不考慮窗上墻對(duì)砌體墻變形機(jī)制的影響。

圖1 典型砌體墻立面形狀Fig.1 Typical masonry wall facade shape

文獻(xiàn)［8］完成了2組共5片砌體墻低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，其中：2.7 m 開間砌體墻試件3 片，分別對(duì)應(yīng)第（1）類、第（4）類和第（6）類。本文設(shè)計(jì)制作了3片1/1比例和厚度370 mm 的足尺門窗間砌體墻進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，開間同樣設(shè)計(jì)為2.7 m，立面形狀及約束條件對(duì)應(yīng)第（2）類、第（3）類和第（5）類，并與文獻(xiàn)［8］試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行合并分析。

門窗間砌體墻試件編號(hào)RW1、RW2和RW3，主要設(shè)計(jì)尺寸為窗洞口尺寸1 500 mm×1 500 mm，窗下墻高900 mm，窗間墻寬1 200 mm，墻體總高2 400 mm，厚度370 mm具體尺寸參數(shù)見圖2。

圖2 砌體墻試件（單位：mm）Fig.2 Masonry wall specimens（uint：mm）

試件RW1和RW2形狀相同，試件RW1的雙側(cè)窗下墻均未被約束，RW2右側(cè)窗下墻被約束。約束窗下墻用以模擬窗下墻連續(xù)設(shè)置的情況，而窗下墻未被約束則用以模擬門連窗洞口情況。試件RW2右側(cè)窗下墻邊緣頂部設(shè)置工字鋼梁，采用鋼筋將鋼梁與底梁的預(yù)埋鋼構(gòu)件焊接，以達(dá)到約束窗下墻端部豎向位移的目的如圖2（b）所示。試件RW3為“L”形立面墻體，RW3的窗下墻未被約束，用于模擬一側(cè)門洞和一側(cè)門連窗情形。

綜合文獻(xiàn)［8］砌體墻試件及本文所選試件，已經(jīng)基本涵蓋了砌體結(jié)構(gòu)房屋外縱墻的6種典型立面形狀及約束條件。

砌體墻試件所用黏土磚為機(jī)制頁(yè)巖磚，隨機(jī)抽取10塊磚進(jìn)行抗壓試驗(yàn)，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為15.3 MPa，最小值為13.30 MPa，最大值為18.71 MPa。制作砌筑砂漿試塊5 組共15 塊，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為13.8 MPa，各組試塊抗壓強(qiáng)度平均值的最小值為11.14 MPa，最大值為15.67 MPa。試件由實(shí)驗(yàn)室熟練工人砌筑，采用一丁一順的方式砌筑，確保磚上下錯(cuò)縫和內(nèi)外搭砌。

1.2 加載方案

低周反復(fù)荷載試驗(yàn)的加載裝置如圖3所示。試驗(yàn)時(shí)首先施加豎向荷載，豎向荷載由液壓千斤頂提供，模擬承擔(dān)上部五層外縱墻的自重240 kN，千斤頂荷載作用點(diǎn)置于窗間墻中部，通過加載梁傳遞至墻體頂面。豎向荷載分級(jí)施加，每一級(jí)加載完畢穩(wěn)定后進(jìn)行下一級(jí)加載，達(dá)到預(yù)設(shè)值后固定。液壓千斤頂和反力梁之間設(shè)置滾動(dòng)滑板。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Loading device

水平荷載施加在加載鋼梁上，由MTS電液伺服加載系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)低周反復(fù)加載，采用位移控制加載，以1 mm為位移增量進(jìn)行循環(huán)加載。每級(jí)位移單循環(huán)，加載至試件下降到極限承載力的85%或產(chǎn)生無(wú)法繼續(xù)承載的裂縫時(shí)停止試驗(yàn)。水平向左加載（推）為正向，向右加載（拉）為負(fù)向。

試驗(yàn)觀測(cè)記錄的內(nèi)容主要包括荷載、位移、裂縫情況以及墻體轉(zhuǎn)動(dòng)變形發(fā)展趨勢(shì)。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試件主要破壞過程

試驗(yàn)中3片門窗間砌體墻試件的破壞過程有所差異，但大致的破壞經(jīng)歷較為相似，各片試件的試驗(yàn)破壞照片見圖4。試驗(yàn)加載初期的彈性階段，砌體墻表面均沒有出現(xiàn)裂縫。

圖4 各試件破壞情況Fig.4 Failure patterns of specimens

試件RW1 加載到+4 mm 時(shí)，窗間墻底部右側(cè)和窗下墻連接處砂漿產(chǎn)生肉眼可見的水平初裂縫；加載到-4 mm 時(shí)，窗間墻底部左側(cè)第1皮和第2皮磚連接處砂漿產(chǎn)生肉眼可見的水平初裂縫。繼續(xù)加載，裂縫主要在這兩個(gè)位置及鄰近區(qū)域開展，窗間墻開始出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象且愈發(fā)明顯。加載至正向和負(fù)向位移19 mm時(shí)，窗間墻底部水平裂縫最大張開幅度達(dá)到7～10 mm，脫開長(zhǎng)度約0.9 m，結(jié)束試驗(yàn)。

試件RW2 與RW1 的區(qū)別在于右側(cè)窗下墻端部設(shè)置了豎向約束，該裝置約束了右側(cè)窗下墻端部的豎向位移。從裂縫形成過程來(lái)看：兩片試件的裂縫形成位置大致相同，即主要在窗間墻底部（窗下墻頂部）位置水平開展，加載過程中窗間墻的轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象明顯。加載至位移20 mm 時(shí)，窗間墻底部水平裂縫最大張開幅度達(dá)到5～10 mm，結(jié)束試驗(yàn)。

試件RW3是“L”形砌體墻，正向加載到+5 mm時(shí)窗間墻右側(cè)底部偏上的位置出現(xiàn)水平裂縫，而負(fù)向加載到-5 mm時(shí)，左側(cè)窗下墻底部與底梁連接處砂漿出現(xiàn)水平裂縫。正向加載的轉(zhuǎn)動(dòng)主體是窗間墻，而負(fù)向加載則是窗間墻連帶窗下墻。加載至位移20 mm時(shí)，左右兩條水平主裂縫最大張開幅度均達(dá)到10 mm，結(jié)束試驗(yàn)。

砌體墻初始水平裂縫的產(chǎn)生使得彎矩作用下墻體拉應(yīng)力得到釋放，后續(xù)增大位移時(shí)墻體破壞主要集中在水平初裂縫位置。試件RW1和RW2的水平初裂縫均集中在窗間墻底部，逐漸成為主裂縫，裂縫向另一側(cè)延伸并變寬，正負(fù)向裂縫連通形成通縫。試件RW3兩個(gè)加載方向下的水平裂縫則分別集中在窗間墻底部和窗下墻底部。除了主裂縫的延伸變寬，墻體主裂縫周圍以及窗下墻范圍內(nèi)也會(huì)產(chǎn)生部分新的水平裂縫。

縱觀3片墻體的破壞過程和形態(tài)，均表現(xiàn)出明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)失效特征，屬于窗間墻或窗間墻連帶窗下墻的轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞模式。

2.2 滯回曲線分析

試件RW1、RW2和RW3的滯回曲線、骨架曲線見圖5。3 片試件的滯回曲線變化規(guī)律較為相似，在試驗(yàn)加載初期，墻體基本處于彈性狀態(tài)，滯回環(huán)狹窄，面積較小，基本重合為一條直線，剛度變化不大，此階段墻體的側(cè)向位移主要由墻體試件各組成部分的彈性變形引起，殘余變形較小。

圖5 滯回曲線和骨架曲線Fig.5 Hysteretic curves and Skeleton curve

墻體試件初裂后，滯回環(huán)的面積逐級(jí)增大，滯回環(huán)形狀接近梭形，表明墻體具有一定的塑性變形及耗能能力。隨著加載的進(jìn)行，滯回環(huán)由梭形向弓形發(fā)展，在荷載零點(diǎn)出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象，位移增長(zhǎng)速度大于荷載增長(zhǎng)速度，每級(jí)加載的荷載極值點(diǎn)變得密集，滯回曲線整體偏向位移軸。

試件在接近最大承載力加載階段時(shí)，滯回曲線卸載時(shí)會(huì)出現(xiàn)垂直下降段，其原因在于水平作用卸載瞬間，墻體的轉(zhuǎn)動(dòng)變形還沒有來(lái)得及復(fù)位，墻體內(nèi)的裂縫仍處于張開狀態(tài)，因此墻體頂部側(cè)向位移并沒有在卸載瞬間降低。

砌體窗間墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞時(shí)，具有明顯的延性破壞過程，骨架曲線表現(xiàn)為二折線特征。

2.3 承載力分析

各試件的屈服點(diǎn)、極限點(diǎn)和破壞點(diǎn)對(duì)應(yīng)的水平荷載和位移見表1，表中屈服位移采用等能量法進(jìn)行計(jì)算。該批試件存在形狀不對(duì)稱以及約束條件不對(duì)稱的情況，區(qū)分正和負(fù)加載方向分別給出數(shù)據(jù)。

表1 荷載特征點(diǎn)Table 1 Characteristic points of load

根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象和表1數(shù)據(jù)，該批門窗間砌體墻試驗(yàn)均呈現(xiàn)窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞模式，水平承載力實(shí)測(cè)值為84.1～123.0 kN，平均值104 kN。試件RW1 的立面形狀為“凸”形，形狀及約束條件對(duì)稱，理論上該試件的正負(fù)向承載力應(yīng)該基本相等，但由于砌體材料離散性以及試驗(yàn)偶然性，導(dǎo)致墻體正負(fù)向承載力實(shí)測(cè)值存在差異。

試件RW2 和試件RW3 的極限承載力，均表現(xiàn)為負(fù)向加載對(duì)應(yīng)的極限荷載大于正向加載對(duì)應(yīng)的極限荷載。以試件RW2 為例，從轉(zhuǎn)動(dòng)變形幾何角度分析，該試件右側(cè)窗下墻端部豎向位移受到約束，向左加載時(shí)其轉(zhuǎn)動(dòng)主體為窗間墻，而向右加載時(shí)其主要轉(zhuǎn)動(dòng)部位是窗間墻，窗下墻也發(fā)生了輕微翹起現(xiàn)象。圖6 為簡(jiǎn)化模型，頂部水平位移量均為20 mm，窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)模式下的墻頂端部翹起量為16 mm，而窗間墻連帶窗下墻整體轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)墻頂端部翹起量為10 mm。試件翹起時(shí)，對(duì)豎向千斤頂施加了向上的反向壓力，導(dǎo)致試件實(shí)際的豎向荷載大于初始加載的240 kN，翹起量越大，實(shí)際豎向荷載越大，位移加載時(shí)作用的水平荷載越大。

圖6 轉(zhuǎn)動(dòng)-翹起示意Fig.6 Rotating and tilting

從3 片試件6 個(gè)單向加載的骨架曲線來(lái)看：位移加載至6～8 mm 時(shí)，水平荷載即達(dá)到了極限荷載的82%～90%，后續(xù)加載至試驗(yàn)結(jié)束的過程中，水平荷載總體呈現(xiàn)緩慢增長(zhǎng)的趨勢(shì)。這個(gè)過程中，伴隨著窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)，窗間墻底部裂縫長(zhǎng)度及裂縫張開幅度持續(xù)增加。

下面結(jié)合此次試驗(yàn)及相關(guān)砌體墻文獻(xiàn)試驗(yàn)現(xiàn)象，對(duì)砌體墻的轉(zhuǎn)動(dòng)變形機(jī)理及影響因素進(jìn)行分析探討。

3 砌體墻轉(zhuǎn)動(dòng)變形機(jī)理及其影響因素分析

3.1 轉(zhuǎn)動(dòng)變形機(jī)理分析

砌體墻的轉(zhuǎn)動(dòng)變形與彎曲變形存在著明顯區(qū)別，彎曲變形以彎曲為特點(diǎn)，其彎曲大致均勻且連續(xù)地分布在最大彎矩對(duì)應(yīng)的局部范圍內(nèi)；而轉(zhuǎn)動(dòng)變形以轉(zhuǎn)動(dòng)為特點(diǎn)，是彎曲開裂后的后續(xù)階段，主裂縫一般只有一條，開裂后裂縫兩側(cè)的砌體墻基本不會(huì)再發(fā)生彎曲變形，該裂縫處的開裂和閉合與砌體墻頂部水平位移相對(duì)應(yīng)。

水平與豎向荷載作用下，“凸”形和“L”形砌體墻的窗間墻存在兩種主要破壞模式-受剪破壞和轉(zhuǎn)動(dòng)失效，發(fā)生何種破壞模式的關(guān)鍵在于窗間墻水平截面的受剪能力是否大于其受到的水平荷載。在砌體材料強(qiáng)度較低時(shí)，隨著豎向荷載的增大，砌體墻的受剪能力及抗轉(zhuǎn)動(dòng)能力均在增加，由于砌體墻轉(zhuǎn)動(dòng)過程中豎向荷載作用合力點(diǎn)會(huì)向翹起端移動(dòng)，導(dǎo)致抗轉(zhuǎn)動(dòng)能力增加幅度超過受剪能力增加幅度，此時(shí)容易發(fā)生受剪破壞；反之，砌體材料強(qiáng)度較高和豎向荷載較小時(shí)，則容易發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)失效的破壞模式。本文所討論的情況均指窗間墻受剪能力超過所承擔(dān)水平荷載的情況。

首先分析相對(duì)簡(jiǎn)單的矩形立面砌體墻。水平荷載在墻底面位置產(chǎn)生彎矩，使得墻底兩側(cè)處于拉（壓）狀態(tài)，形成主拉（壓）應(yīng)力。砌體墻所能承受的拉應(yīng)力大小主要由砂漿與磚的界面粘結(jié)強(qiáng)度控制，相對(duì)于抗壓強(qiáng)度，砂漿與磚界面的抗拉強(qiáng)度要小的多。砌體墻底部水平灰縫處率先達(dá)到極限拉應(yīng)變而開裂，出現(xiàn)水平裂縫。水平裂縫產(chǎn)生之后，砌體墻開始表現(xiàn)出剛體轉(zhuǎn)動(dòng)變形特征。

當(dāng)水平力負(fù)向加載時(shí)，原受拉區(qū)域與受壓區(qū)域的受力狀態(tài)變化，原受拉區(qū)域的水平裂縫閉合，墻體底部另一側(cè)出現(xiàn)負(fù)向初始水平裂縫，墻體轉(zhuǎn)動(dòng)變形隨之反向。

接下來(lái)分析立面形狀較復(fù)雜的“凸”形砌體墻和“L”形砌體墻，轉(zhuǎn)動(dòng)變形與是否設(shè)置窗下墻、窗下墻類型等因素有關(guān)，相對(duì)較為復(fù)雜。帶有普通窗下墻的“凸”形砌體墻和“L”形砌體墻，窗下墻端部豎向位移受到約束，僅在窗間墻處發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。帶有門聯(lián)窗的“凸”形砌體墻和“L”形砌體墻，窗下墻端部可視為自由狀態(tài)，其水平主裂縫形成的位置可能位于窗間墻的底部，也可能位于窗下墻的底部。此時(shí)，砌體墻有兩種轉(zhuǎn)動(dòng)模式：窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)模式和窗間墻連帶窗下墻整體轉(zhuǎn)動(dòng)模式，在此次試驗(yàn)和文獻(xiàn)［8］試驗(yàn)中均有體現(xiàn)。

帶門聯(lián)窗砌體墻的簡(jiǎn)化分析模型如圖7所示，根據(jù)材料力學(xué)和結(jié)構(gòu)力學(xué)概念，已知豎向荷載、水平荷載、材料強(qiáng)度以及窗間墻、窗下墻截面尺寸，能夠計(jì)算出上述兩個(gè)位置的截面抵抗矩和端部拉應(yīng)力。顯然，拉應(yīng)力最大的位置會(huì)首先開裂。假定豎向荷載單獨(dú)作用形成的壓應(yīng)力在兩個(gè)位置截面均勻分布，窗間墻底部A點(diǎn)與窗下墻底部B點(diǎn)的應(yīng)力表達(dá)式見式（1）和式（2），式中：δ為砌體墻厚度。

圖7 砌體墻受力分析示意Fig.7 Analysis of force acting on masonry wall

砌體墻到底出現(xiàn)何種轉(zhuǎn)動(dòng)模式，理論上與水平荷載作用下窗間墻底部（A 點(diǎn)）拉應(yīng)力和窗下墻底部（B點(diǎn)）拉應(yīng)力的相對(duì)大小有關(guān)。窗下墻B 點(diǎn)處水平截面所受彎矩較大，且豎向荷載產(chǎn)生的壓應(yīng)力較小，但截面抵抗矩較大；窗間墻底部A 點(diǎn)處所受彎矩較小，且豎向荷載產(chǎn)生的壓應(yīng)力較大，但截面抵抗矩較小。當(dāng)窗間墻底部A點(diǎn)拉應(yīng)力相對(duì)B點(diǎn)較大時(shí)，發(fā)生窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)模式，反之，則出現(xiàn)窗間墻連帶窗下墻整體轉(zhuǎn)動(dòng)模式。

此次試驗(yàn)中，對(duì)于試件RW1和試件RW2，正向或負(fù)向加載時(shí)窗間墻底部截面端部的垂直拉應(yīng)力大于窗下墻底部截面右側(cè)的垂直拉應(yīng)力，水平初裂縫出現(xiàn)在窗間墻底部，窗間墻產(chǎn)生繞其底部受壓區(qū)的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象，如圖8（a）和圖8（b）所示。文獻(xiàn)［8］中第1 組3.3 m 開間試件，“凸”形砌體墻兩側(cè)窗下墻未設(shè)置端部豎向約束，但窗間墻寬度為1.8 m，發(fā)生的是窗間墻連帶窗下墻的整體轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象。

圖8 試驗(yàn)試件的轉(zhuǎn)動(dòng)變形Fig.8 Rotational deformation of test specimens

從試件RW1和試件RW2的正向裂縫分布情況可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)窗間墻寬度較小而窗下墻總寬度較大時(shí)，窗下墻端部是否設(shè)置約束對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)主體影響不大。從細(xì)節(jié)來(lái)看：由于壓梁對(duì)窗下墻的剛性約束作用，試件RW2窗下墻范圍內(nèi)的次生水平裂縫多數(shù)集中于窗下墻的中上部區(qū)域，而試件RW1窗下墻范圍內(nèi)的次生水平裂縫多數(shù)集中于窗下墻的下部區(qū)域。

試件RW3 為“L”形立面，窗下墻端部未約束豎向位移。同理分析，正向加載時(shí)窗間墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)變形，負(fù)向加載時(shí)整片墻體產(chǎn)生繞窗下墻底部右側(cè)受壓區(qū)的順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)變形，如圖8（c）所示。與文獻(xiàn)［8］相比，此次試驗(yàn)豎向荷載集中加載于砌體墻頂面中心點(diǎn)，試件的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象更為明顯。

對(duì)于非立面對(duì)稱砌體墻，無(wú)論發(fā)生的是窗間墻自身轉(zhuǎn)動(dòng)以及窗間墻連帶窗下墻的整體轉(zhuǎn)動(dòng)，還是發(fā)生的窗間墻連帶底部三角形區(qū)域的轉(zhuǎn)動(dòng)，均表明了轉(zhuǎn)動(dòng)失效也是該類砌體墻的一種典型破壞模式。

3.2 轉(zhuǎn)動(dòng)變形影響因素分析

影響轉(zhuǎn)動(dòng)變形的因素主要包括砌體材料強(qiáng)度、豎向荷載、高寬比、立面形狀、約束條件及水平力作用方向等。水平力作用方向?qū)ζ鲶w墻轉(zhuǎn)動(dòng)變形的影響是與非對(duì)稱立面形狀、非對(duì)稱約束條件因素聯(lián)合產(chǎn)生的影響，本節(jié)不單獨(dú)進(jìn)行分析。分析轉(zhuǎn)動(dòng)變形影響因素時(shí)，參考了部分相關(guān)砌體墻抗震試驗(yàn)文獻(xiàn)，由于文獻(xiàn)有著各自的研究目的，所給出的試驗(yàn)破壞過程不一定描述試件的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象，但可從轉(zhuǎn)動(dòng)變形特點(diǎn)、最終破壞照片或破壞示意圖等對(duì)試件是否存在轉(zhuǎn)動(dòng)變形進(jìn)行綜合分析判斷。

（1）砌體材料強(qiáng)度

如4.1 節(jié)所述，砌體材料強(qiáng)度是決定砌體墻發(fā)生受剪破壞或是轉(zhuǎn)動(dòng)失效的一個(gè)重要因素。砌體材料強(qiáng)度較小時(shí)，隨著水平荷載的增加，窗間墻并未達(dá)到克服豎向荷載及窗間墻底部截面抵抗拒而產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，即可能發(fā)生剪切破壞。大量老舊砌體房屋受建造時(shí)期設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)、施工質(zhì)量等影響，砌筑砂漿實(shí)際強(qiáng)度很差，發(fā)生受剪破壞的概率相對(duì)更高［9］。

當(dāng)砌體材料強(qiáng)度較高時(shí)，窗間墻自身的實(shí)際受剪能力大于所受到的水平荷載，而彎矩作用下底面受拉側(cè)砌體達(dá)到極限拉應(yīng)變，窗間墻即發(fā)生底部水平開裂現(xiàn)象，水平裂縫出現(xiàn)后，前階段的彎曲變形隨即轉(zhuǎn)變?yōu)檗D(zhuǎn)動(dòng)變形。砌體材料強(qiáng)度越高，砌體墻越容易出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象。

此次試驗(yàn)磚的實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為15.3 MPa，砌筑砂漿為13.8 MPa，砌體墻的實(shí)際受剪承載能力遠(yuǎn)大于所施加的水平荷載，發(fā)生的是窗間墻或窗間墻連帶窗下墻的轉(zhuǎn)動(dòng)失效模式。

（2）豎向荷載及作用方式

豎向荷載越小，砌體墻越容易出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形，最終出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)失效而不是受剪破壞。隨著豎向荷載的增加，砌體墻的受剪能力增加，但同時(shí)其抗轉(zhuǎn)動(dòng)能力也在增加，且因豎向荷載作用點(diǎn)向翹起端移動(dòng)導(dǎo)致抗轉(zhuǎn)動(dòng)能力的增加幅度更大，也即越不容易出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形。

文獻(xiàn)［10］進(jìn)行了多組砌塊墻抗震性能試驗(yàn)，試件W-8、試件W-9 和W-10 為一組不同豎向壓應(yīng)力（0.1 MPa、0.3 MPa 和0.5 MPa）和無(wú)構(gòu)造柱的試件。根據(jù)破壞過程描述及照片，軸壓應(yīng)力較小的試件W-8 存在轉(zhuǎn)動(dòng)變形過程，至加載結(jié)束時(shí)未出現(xiàn)對(duì)角斜裂縫等受剪破壞特征。試件W-9 的破壞照片存在斜向裂縫，但其滯回曲線有著相對(duì)較長(zhǎng)的下降段，與受剪破壞的脆性特點(diǎn)不太相符，判斷該試件也存在著一定程度轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象。

文獻(xiàn)［11］進(jìn)行了3組9片帶構(gòu)造柱砌體墻的抗震性能試驗(yàn)，每組中試件的豎向壓應(yīng)力分別為0.13 MPa、0.51 MPa和1.20 MPa（第3組W3-b為0.32 MPa）。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象描述，端部構(gòu)造柱約束下各試件的最終破壞模式均為砌體墻出現(xiàn)X 形裂縫受剪破壞，但對(duì)于豎向壓應(yīng)力最小的試件，其底部截面存在水平通縫，表明即使有端部構(gòu)造柱的約束，加載過程中試件仍存在轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象；相應(yīng)地，豎向壓應(yīng)力0.51 MPa和1.20 MPa則未出現(xiàn)水平通縫。

豎向荷載作用方式：砌體房屋外縱墻中，窗間墻頂部的豎向荷載分布方式主要是均布荷載和集中荷載兩種方式。上層外縱墻傳遞下來(lái)的荷載是均布荷載，樓面大梁傳遞給窗間墻的荷載是集中荷載。水平地震作用時(shí)，上層外縱墻傳遞下來(lái)的荷載呈偏心分布，而樓面梁傳遞的荷載仍然為集中分布。

砌體墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，頂面一端翹起，豎向荷載由均布方式轉(zhuǎn)變?yōu)樘菪畏植忌踔寥切畏植?，合力作用點(diǎn)向翹起端移動(dòng)，抑制砌體墻的轉(zhuǎn)動(dòng)。墻體一端翹起幅度越大，合力點(diǎn)越靠近翹起端的端部，對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)的約束程度越大。樓面梁傳遞至窗間墻的集中荷載作用點(diǎn)始終位于窗間墻的中心位置，對(duì)墻體轉(zhuǎn)動(dòng)影響的變化程度較小。此次試驗(yàn)豎向荷載采用單點(diǎn)加載方式，作用于墻體頂面中心位置，最終均發(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)失效模式。

砌體墻的抗震試驗(yàn)中，四連桿加載裝置的加載梁可以強(qiáng)制約束墻體轉(zhuǎn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)試件嚴(yán)格按照受剪機(jī)制破壞的試驗(yàn)?zāi)康?。L 形加載裝置相當(dāng)于在墻體頂部額外施加一個(gè)與試件轉(zhuǎn)動(dòng)方向反向的彎矩，一定程度上減弱試件的轉(zhuǎn)動(dòng)變形。從砌體房屋外縱墻的實(shí)際受力狀態(tài)來(lái)看：在層數(shù)不多、豎向壓應(yīng)力較小以及材料強(qiáng)度較高等情況下，窗間墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞的概率更大一些。也就是說，對(duì)于這些情況下的砌體墻，強(qiáng)制其發(fā)生剪切破壞是與實(shí)際受力和變形機(jī)制不相符的。

（3）高寬比

高寬比越小，墻體剪切變形成分越多；高寬比越大，墻體的彎曲變形成分越多，相應(yīng)地，墻體底部出現(xiàn)水平裂縫之后，變形機(jī)制轉(zhuǎn)變?yōu)橐赞D(zhuǎn)動(dòng)變形為主，即越容易出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形。文獻(xiàn)［12］進(jìn)行了3 片1/5 比例聯(lián)肢砌體墻抗震性能試驗(yàn)，各試件帶有2個(gè)窗洞口或門洞口。從試驗(yàn)結(jié)果照片來(lái)看：試件W-2右側(cè)墻肢（高寬比2.41）和試件W-3 左右兩側(cè)墻肢（高寬比2.21）屬于高寬比較大的墻肢，其破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為轉(zhuǎn)動(dòng)失效；而試件W-1 中間墻肢（高寬比0.82）、試件W-2 左側(cè)（高寬比0.79）及中間墻肢（高寬比0.64）、試件W-3 中間墻肢（高寬比1.22）屬于高寬比較小的墻肢，其破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為受剪破壞。從破壞過程描述來(lái)看：出現(xiàn)水平裂縫或洞口角點(diǎn)斜向上方裂縫的出現(xiàn)，均是墻肢存在轉(zhuǎn)動(dòng)變形的特征。

（4）立面形狀

砌體房屋層間外縱墻的典型立面形狀是“凸”形、“L”形和矩形。廠房層高較高，同一層內(nèi)的縱墻及山墻往往設(shè)置兩層門窗洞口，洞口尺寸或者上下對(duì)應(yīng)位置變化時(shí)，增大了墻體立面的復(fù)雜程度。

立面形狀是影響砌體墻轉(zhuǎn)動(dòng)主體的一個(gè)重要因素，就單個(gè)墻肢而言，立面對(duì)稱性越差，砌體墻越容易出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象。除此次試驗(yàn)及文獻(xiàn)［8］試驗(yàn)現(xiàn)象，文獻(xiàn)［13-16］進(jìn)行的帶窗洞口砌體墻試驗(yàn)中，洞口兩側(cè)墻肢均為“L”形，存在由窗間墻與窗下墻頂面交點(diǎn)向斜下方開裂現(xiàn)象，表明其轉(zhuǎn)動(dòng)主體為窗間墻連帶著下部的三角形區(qū)域。

文獻(xiàn)［16］進(jìn)行了1片帶窗洞口砌體墻和2片體外預(yù)應(yīng)力加固帶窗洞口砌體墻的抗震性能試驗(yàn)。分析試驗(yàn)現(xiàn)象可知：無(wú)論未加固試件還是加固試件，其洞口兩側(cè)“L”形墻肢均存在轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象，如圖9所示。需要說明的是：窗間墻與窗下墻相交的區(qū)域內(nèi)，其裂縫形狀雖呈斜向，但并非受剪形成，而是隨著窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)，由窗間墻與窗下墻交點(diǎn)處斜向下開展形成。

圖9 文獻(xiàn)［16］砌體墻破壞示意Fig.9 Schematic diagram of masonry wall failure in［16］

文獻(xiàn)［17］進(jìn)行了4片復(fù)雜立面形狀砌體墻的抗震性能試驗(yàn)，所有試件均為非對(duì)稱立面，開裂至破壞全過程砌體墻伴有明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象，正負(fù)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)變形主體不同或不完全相同。以試件MQ3為例，該試件一側(cè)帶門洞口另一側(cè)帶窗洞口，且窗下墻和窗上墻端部均設(shè)置約束，其兩個(gè)方向下的轉(zhuǎn)動(dòng)主體如圖10所示。

圖10 文獻(xiàn)［17］試件MQ3轉(zhuǎn)動(dòng)主體示意Fig.10 Schematic diagram of rotating main body of MQ3 in［17］

（5）約束條件

約束條件指的是窗下墻端部的約束情況，“凸”形和“L”形墻體左右窗下墻從使用功能上分為普通窗下墻和門聯(lián)窗窗下墻，兩種窗下墻的約束條件不同，約束與否會(huì)改變墻體的受力狀態(tài)，進(jìn)而影響墻體的轉(zhuǎn)動(dòng)變形機(jī)制。

普通窗下墻的跨中位置為反彎點(diǎn)，水平荷載作用時(shí)，理論上不會(huì)產(chǎn)生豎向位移，而門聯(lián)窗的窗下墻其端部為自由狀態(tài)。以“L”形砌體墻為例：當(dāng)窗下墻屬于門聯(lián)窗類型且水平荷載由窗側(cè)向門側(cè)方向作用時(shí)，其開裂部位可能位于窗下墻底部，此時(shí)為窗間墻連帶窗下墻的整體轉(zhuǎn)動(dòng)變形；也可能位于窗下墻頂部，此時(shí)為窗間墻局部轉(zhuǎn)動(dòng)變形，如此次試驗(yàn)試件RW3。而當(dāng)窗下墻受到約束時(shí)，則只可能出現(xiàn)窗間墻的局部轉(zhuǎn)動(dòng)變形或窗間墻連帶部分下側(cè)墻體的轉(zhuǎn)動(dòng)變形，如文獻(xiàn)［8］試件。

4 結(jié)論

（1）進(jìn)行了3片足尺門窗間砌體墻低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，試件形狀為“凸”形和“L”形，試件均表現(xiàn)出明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)失效特征，屬于窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)或窗間墻連帶窗下墻整體轉(zhuǎn)動(dòng)失效的破壞模式。門窗間砌體墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)失效破壞時(shí)，具有明顯的延性破壞過程，骨架曲線具有二折線特征。

（2）“凸”形和“L”形砌體墻發(fā)生窗間墻轉(zhuǎn)動(dòng)或窗間墻連帶窗下墻整體轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，同樣側(cè)移條件下前者墻頂端部翹起量大于后者，導(dǎo)致其承擔(dān)的豎向荷載相對(duì)更大，對(duì)應(yīng)的水平荷載也越大。

（3）水平與豎向荷載作用下，門窗間砌體墻發(fā)生受剪破壞和轉(zhuǎn)動(dòng)失效的關(guān)鍵在于窗間墻水平截面的受剪能力是否大于其受到的水平荷載。

（4）影響轉(zhuǎn)動(dòng)變形的因素主要包括砌體材料強(qiáng)度、豎向荷載、高寬比、立面形狀、約束條件及水平力作用方向等。砌體材料強(qiáng)度越高、高寬比越大以及立面對(duì)稱性越差，砌體墻越容易出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形現(xiàn)象以及發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)失效，反之則容易發(fā)生受剪破壞。試驗(yàn)結(jié)果為進(jìn)一步研究砌體墻的轉(zhuǎn)動(dòng)變形問題提供了試驗(yàn)數(shù)據(jù)與參考。