摘要
基于ABAQUS建立砌体墙片有限元模型，与选取的试验墙片结果进行对比，验证有限元模拟的可信度；再利用有限元模型分别研究现浇楼板、砂浆强度、圈梁截面尺寸、墙顶竖向压应力、开洞率和墙片高宽比对砌体墙片抗震性能的影响。结果表明，现浇楼板、构造柱和圈梁共同构成整体，加强了对墙片的约束，减轻了墙片的损伤；提高砂浆强度等级，墙片的承载力和延性将增大；适当的圈梁截面尺寸能有效减轻墙片的破坏程度；适当的墙顶竖向压应力能显著降低墙片的破坏程度；墙片开洞会降低其承载力和位移延性；增大墙片的高宽比，墙片的承载力将减小，且墙片主要破坏形式从剪切型破坏转化成弯曲型破坏。
砌体结构在我国应用广泛，民用和工业建筑的基础、围护墙、内外墙、屋盖等结构构件均可由砌体结构砌
图1 砌体结构震害
Fig.1 Earthquake damage of masonry structure
近年来，国内外学者通过试验和有限元模拟开展了许多对砌体墙片抗震性能的分析。郑妮
在研究砌体墙片抗震性能时，已有的试验和有限元模
选取文献［
| 墙片编号 | 圈梁尺寸/mm×mm | 构造柱尺寸/mm×mm | 圈梁配筋 | 构造柱配筋 | 墙厚/mm | 混凝土强度/MPa | 砂浆强度/MPa | 烧结普通砖等级 | ||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 纵筋 | 箍筋 | 纵筋 | 箍筋 | |||||||
| W-1 | 240×120 | — | 4A10 | A6@250 | — | — | 240 | 16.8 | 2.8 | MU15 |
| W-2 | 240×120 | — | 4A10 | A6@250 | — | — | 240 | 16.8 | 4.5 | MU15 |
| BCW-1 | 240×120 | 240×240 | 4A10 | A6@250 | 4A10 | A6@200/100 | 240 | 16.9 | 3.0 | MU15 |
| BCW-2 | 240×120 | 240×240 | 4A10 | A6@250 | 4A10 | A6@200/100 | 240 | 16.8 | 3.4 | MU15 |
图2 试件示意图
Fig.2 Diagram of specimens
试验加载机制选用荷载-位移混合控制，在结构构件出现裂缝前采用荷载控制，当构件出现裂缝且加载曲线出现明显弯曲之后采用位移控制。墙顶竖向压应力均为0.5 MPa。具体加载装置以及加载机制如
图3 试验加载装置及加载制度
Fig.3 Loading device and loading procedure
进行有限元分析时，砌体以及混凝土通过ABAQUS中线性减缩积分单元C3D8R建立；钢筋通过桁架单元T3D2建立并嵌入到混凝土实体内；砌体墙片与构造柱、圈梁之间的连接选用Tie约束来建立，对马牙搓和拉结筋的作用进行有效模拟；网格单元划分控制系数均取60 mm；砌体、混凝土以及钢筋的质量密度分别取2 000 、2 500 、7 800 kg/m³，泊松比分别取0.15、0.2和0.3；施加的单调水平位移荷载位于加载钢梁的侧面几何中心。荷载-位移曲线取计算的不收敛点或荷载下降至85%峰值荷载对应点为最终点。
模型中混凝土以及砌体部分本构关系通过ABAQUS中的损伤塑性模型建立；其中，混凝土单轴受压和受拉的本构模型根据《混凝土结构设计规范》（GB50010—2010）提出的混凝土单轴受压（拉）应力-应变关系确定；砌体受压和受拉本构模型参照文献［
由于没有明确的统一标准，文中在数值上不对比开裂荷载，仅对峰值点、极限点以及骨架曲线进行对比，如
| 墙片编号 | 峰值点 | 极限点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Pm/kN | Δm/mm | Pu/kN | Δu/mm | ||
| W-1 | 试验值 | 264.0 | 2.50 | 227.0 | 7.23 |
| 模拟值 | 260.2 | 3.08 | 221.2 | 6.03 | |
| 误差/% | -1.4 | 23.20 | -2.6 | -16.60 | |
| W-2 | 试验值 | 254.0 | 2.10 | 217.0 | 3.87 |
| 模拟值 | 233.0 | 0.96 | 197.2 | 2.72 | |
| 误差/% | -8.3 | -54.30 | -9.1 | -29.70 | |
| BCW-1 | 试验值 | 349.0 | 2.30 | 297.0 | 9.00 |
| 模拟值 | 322.7 | 2.03 | 274.3 | 8.73 | |
| 误差/% | -7.5 | -11.70 | -7.6 | -3.00 | |
| BCW-2 | 试验值 | 280.0 | 2.14 | 236.0 | 6.70 |
| 模拟值 | 274.3 | 1.81 | 233.0 | 2.70 | |
| 误差/% | -2.0 | -15.40 | -1.3 | -59.70 | |
注： Pm为峰值荷载；Δm为峰值位移；Pu为极限荷载；Δu为极限位移；误差=（（模拟值-试验值）/试验值）×100%。
图4 墙片骨架曲线
Fig.4 Skeleton curve of walls
由
由
综上所述，通过有限元软件ABAQUS模拟和试验获得的峰值荷载和极限荷载接近，而对应的位移在部分墙片上存在较大误差，考虑到砌体材料的离散性较大，模拟结果尚在接受范围内；模拟得到的骨架曲线与试验得到的骨架曲线有较好的一致性。因此，基于有限元软件ABAQUS的砌体墙片地震破坏模拟具有较高的可信度。
利用ABAQUS建立了16个砌体墙片有限元模型分组对比，主要从峰值荷载、位移延性、层间位移以及墙片应力应变值等方面分析其抗震性能。砌体墙片取3层，层高3 m，墙厚240 mm；构造柱截面尺寸取240 mm×240 mm；过梁截面尺寸取240 mm×120 mm；单侧翼缘宽度取6倍现浇板板厚；砌体墙片模型选用的烧结普通砖和混凝土强度分别为MU15和C20；构造柱中纵筋和箍筋分别为4A12和A6@150，圈梁和过梁中纵筋和箍筋分别为4A12和A6@200，板中配筋为A6@150，A8@150。墙片参数如
| 墙片编号 | 圈梁尺寸/mm | 板厚/mm | 砂浆强度/MPa | 竖向压应力/MPa | 墙片高宽比 | 开洞尺寸/mm |
|---|---|---|---|---|---|---|
| W-3 | 240×120 | — | M5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WA-1 | 240×120 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WA-2 | 240×120 | 80 | M7.5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WA-3 | 240×120 | 80 | M10 | 0.6 | 1.5 | — |
| WB-1 | 240×80 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WB-2 | 240×100 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WB-3 | 240×140 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WB-4 | 240×160 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | — |
| WC-1 | 240×120 | 80 | M5 | 0.2 | 1.5 | — |
| WC-2 | 240×120 | 80 | M5 | 0.4 | 1.5 | — |
| WC-3 | 240×120 | 80 | M5 | 0.8 | 1.5 | — |
| WC-4 | 240×120 | 80 | M5 | 1.0 | 1.5 | — |
| WD-1 | 240×120 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | 窗洞(1 200×1 500) |
| WD-2 | 240×120 | 80 | M5 | 0.6 | 1.5 | 窗洞(1 200×1 500)×2 |
| WE-1 | 240×120 | 80 | M5 | 0.6 | 1.125 | — |
| WE-2 | 240×120 | 80 | M5 | 0.6 | 2.25 | — |
图5 墙片WA-1示意图
Fig.5 Diagram of wall WA-1
选取墙片W-3和WA-1，分别为不带现浇板翼缘的墙片和带现浇板翼缘的墙片，施加单向水平力，对比分析现浇楼板对砌体墙片抗震性能的影响。有限元分析结果如表
墙片 编号 | 屈服点 | 峰值点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Py/kN | Δy/mm | Pm/kN | Δm/mm | ||
| W-3 | 319.6 | 5.5 | 354.3 | 12.9 | 2.35 |
| WA-1 | 330.2 | 5.4 | 367.3 | 11.2 | 2.07 |
注： Py为屈服荷载；Δy为屈服位移；μ为延性系数。
| 墙片编号 | 一层层间位移 | 二层层间位移 | 三层层间位移 |
|---|---|---|---|
| W-3 | 3.8 | 4.0 | 5.1 |
| WA-1 | 3.4 | 3.5 | 4.3 |
墙片 编号 | 墙片 Mises应力 最大值/Pa | 墙片 等效塑性应变 PEEQ最大值 | 钢筋 Mises应力 最大值/Pa | 钢筋 等效塑性应变 PEEQ最大值 |
|---|---|---|---|---|
| W-3 |
2.484×1 |
3.602×1 |
4.200×1 |
2.873×1 |
| WA-1 |
2.110×1 |
3.015×1 |
4.200×1 |
2.686×1 |
图6 能量等值法求屈服点
Fig. 6 Energy equivalence method for yield point
图7 有无现浇板翼缘的墙片荷载-位移曲线和刚度退化曲线
Fig. 7 Load-deformation curves and stiffness degradation curves of walls with or without cast-in-situ slab flanges
砌体墙片延性系数μ可以表示为某一特征点位移和基准点位移的比
由
综上所述，现浇板翼缘能有效提高墙片的峰值荷载，但峰值位移和延性有所下降；同时，现浇板和圈梁、构造柱构成整体，加强了对墙片的约束，减轻了墙片的损伤。
WA组墙片为3片不同砂浆强度的墙片，有限元分析结果如表
墙片 编号 | 屈服点 | 峰值点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Py/kN | Δy/mm | Pm/kN | Δm/mm | ||
| WA-1 | 330.2 | 5.4 | 367.3 | 11.2 | 2.07 |
| WA-2 | 360.6 | 5.7 | 401.5 | 13.9 | 2.43 |
| WA-3 | 395.8 | 4.9 | 428.4 | 13.1 | 2.67 |
| 墙片编号 | 一层层间位移 | 二层层间位移 | 三层层间位移 |
|---|---|---|---|
| WA-1 | 3.4 | 3.5 | 4.3 |
| WA-2 | 4.2 | 4.6 | 5.1 |
| WA-3 | 4.1 | 4.2 | 4.8 |
墙片 编号 | 墙片 Mises应力 最大值/Pa | 墙片 等效塑性应变 PEEQ最大值 | 钢筋 Mises应力 最大值/Pa | 钢筋 等效塑性应变 PEEQ最大值 |
|---|---|---|---|---|
| WA-1 |
2.110×1 |
3.015×1 |
4.200×1 |
2.686×1 |
| WA-2 |
2.559×1 |
2.894×1 |
4.200×1 |
4.837×1 |
| WA-3 |
2.518×1 |
2.147×1 |
4.200×1 |
4.326×1 |
图8 不同砂浆强度的墙片荷载-位移曲线和刚度退化曲线
Fig.8 Load-deformation curves and stiffness degradation curves of walls with diffIerent mortar strength
可以看出，1）墙片峰值荷载和延性系数随砂浆强度的提高而增大，相较墙片WA-1，墙片WA-2和WA-3的峰值荷载分别增大了9.3%和16.6%，延性系数分别增大了17.4%和29.0%，表明墙片的承载力和位移延性随砂浆强度的提高而增大。在设计阶段，为保证墙片具有足够的抗震性能，应避免使用强度等级过低的砂浆；2）提高砂浆强度，墙片各层层间位移呈先增大后减小的趋势；3）墙片的等效塑性应变最大值随砂浆强度的提高而减小。墙片WA-2和WA-3的等效塑性应变最大值相较WA-1分别减小了4.1%和28.8%，表明砂浆强度的提高在一定程度上减轻墙片的破坏；4）墙片的初始刚度随砂浆强度的提高而增大，但在退化阶段具有一致的趋势。
WB组墙片和墙片WA-1为5片不同圈梁截面尺寸的墙片，有限元分析结果如表
墙片 编号 | 屈服点 | 峰值点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Py/kN | Δy/mm | Pm/kN | Δm/mm | ||
| WB-1 | 316.6 | 5.5 | 351.0 | 9.9 | 1.80 |
| WB-2 | 318.1 | 5.4 | 352.6 | 10.1 | 1.87 |
| WA-1 | 330.2 | 5.4 | 367.3 | 11.2 | 2.07 |
| WB-3 | 319.4 | 5.4 | 355.2 | 9.9 | 1.83 |
| WB-4 | 318.9 | 5.5 | 357.1 | 10.4 | 1.89 |
| 墙片编号 | 一层层间位移 | 二层层间位移 | 三层层间位移 |
|---|---|---|---|
| WB-1 | 2.9 | 3.1 | 3.9 |
| WB-2 | 3.0 | 3.1 | 4.0 |
| WA-1 | 3.4 | 3.5 | 4.3 |
| WB-3 | 3.0 | 3.1 | 3.8 |
| WB-4 | 3.1 | 3.3 | 4.0 |
墙片 编号 | 墙片 Mises应力 最大值/Pa | 墙片 等效塑性应变 PEEQ最大值 | 钢筋 Mises应力 最大值/Pa | 钢筋 等效塑性应变 PEEQ最大值 |
|---|---|---|---|---|
| WB-1 |
1.858×1 |
4.330×1 |
4.200×1 |
1.521×1 |
| WB-2 |
1.880×1 |
4.038×1 |
4.200×1 |
1.729×1 |
| WA-1 |
2.110×1 |
3.015×1 |
4.200×1 |
2.686×1 |
| WB-3 |
1.961×1 |
3.248×1 |
4.200×1 |
1.622×1 |
| WB-4 |
1.985×1 |
3.310×1 |
4.200×1 |
2.019×1 |
图9 不同圈梁截面尺寸的墙片荷载-位移曲线和刚度退化曲线
Fig. 9 Load-deformation curves and stiffness degradation curves of walls with different cross-sectional dimensions of ring beams
可以看出，1）墙片的峰值荷载和延性系数与圈梁截面高度有关，在圈梁截面高度为120 mm时，均达到最大；而在小于120 mm或大于120 mm时，均有不同程度的减小；2）墙片的各层层间位移在圈梁截面高度为120 mm时达到最大，在其他范围内均比较接近；3）墙片的等效塑性应变最大值在圈梁截面高度为120 mm时最小，而在其他高度下均有一定的增大，相较墙片WA-1，墙片WB-1、WB-2、WB-3、WB-4分别增大了43.6%、33.9%、7.7%和9.8%，表明适当的圈梁截面尺寸能有效减轻墙片的破坏程度。在设计阶段，应严格限制圈梁的截面尺寸，避免使用截面高度过大或过小的圈梁；4）墙片的初始刚度随圈梁截面高度的增大而不断增大，但在退化阶段其总体趋势是相似的。
WC组墙片和墙片WA-1为5片不同墙顶竖向压应力的墙片，有限元分析结果如表
墙片 编号 | 屈服点 | 峰值点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Py/kN | Δy/mm | Pm/kN | Δm/mm | ||
| WC-1 | 173.1 | 3.3 | 191.0 | 13.1 | 3.97 |
| WC-2 | 251.2 | 4.2 | 277.3 | 12.8 | 3.05 |
| WA-1 | 330.2 | 5.4 | 367.3 | 11.2 | 2.07 |
| WC-3 | 360.9 | 6.0 | 397.2 | 9.6 | 1.60 |
| WC-4 | 374.1 | 6.3 | 412.5 | 9.4 | 1.50 |
| 墙片编号 | 一层层间位移 | 二层层间位移 | 三层层间位移 |
|---|---|---|---|
| WC-1 | 4.2 | 4.4 | 4.5 |
| WC-2 | 4.0 | 4.3 | 4.5 |
| WA-1 | 3.4 | 3.5 | 4.3 |
| WC-3 | 2.3 | 3.1 | 4.2 |
| WC-4 | 2.1 | 3.1 | 4.2 |
墙片 编号 | 墙片Mises应力 最大值/Pa | 墙片等效塑性应变 PEEQ最大值 | 钢筋Mises应力 最大值/Pa | 钢筋等效塑性应变 PEEQ最大值 |
|---|---|---|---|---|
| WC-1 |
2.002×1 |
2.760×1 |
4.200×1 |
5.513×1 |
| WC-2 |
2.225×1 |
2.655×1 |
4.200×1 |
4.314×1 |
| WA-1 |
2.110×1 |
3.015×1 |
4.200×1 |
2.686×1 |
| WC-3 |
1.763×1 |
5.621×1 |
4.200×1 |
1.021×1 |
| WC-4 |
1.714×1 |
7.272×1 |
3.983×1 |
7.374×1 |
图10 不同墙顶竖向压应力的墙片荷载-位移曲线和刚度退化曲线
Fig.10 Load-deformation curves and stiffness degradation curves of walls with different vertical compressive stress
可以看出，1）竖向压应力越大，墙片的峰值荷载越大，而峰值位移越小，墙片WC-2、墙片WA-1、墙片WC-3和墙片WC-4相较墙片WC-1峰值荷载分别增大了45.2%、92.3%、108.0%和116.0%，峰值位移分别减小了2.3%、14.5%、26.7%和28.2%；2）竖向压应力越大，墙片的延性系数越小，与墙片WC-1相比，墙片WC-2、墙片WA-1、墙片WC-3和墙片WC-4分别减小了23.2%、47.9%、59.7%和62.2%，因此，在设计时应严格控制其最大层数；3）墙片的各层层间位移随竖向压应力的增大而减小；4）墙片的等效塑性应变最大值在竖向压应力小于0.6 MPa时比较接近，而当竖向压应力从0.6 MPa增大到0.8 MPa和1.0 MPa时，其增大幅度较大，墙片WC-3和WC-4相较墙片WA-1分别增大了86.4%和141.2%，表明适当的墙顶竖向压应力能显著降低砌体墙片的破坏程度；5）竖向压应力的增加会减慢墙片刚度的退化。
WD组墙片和墙片WA-1为3片不同开洞率的墙片，有限元分析结果如表
墙片 编号 | 屈服点 | 峰值点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Py/kN | Δy/mm | Pm/kN | Δm/mm | ||
| WA-1 | 330.2 | 5.4 | 367.3 | 11.2 | 2.07 |
| WD-1 | 195.4 | 6.2 | 225.2 | 10.5 | 1.69 |
| WD-2 | 149.1 | 7.4 | 173.6 | 10.1 | 1.36 |
| 墙片编号 | 一层层间位移 | 二层层间位移 | 三层层间位移 |
|---|---|---|---|
| WA-1 | 3.4 | 3.5 | 4.3 |
| WD-1 | 2.1 | 3.7 | 4.7 |
| WD-2 | 1.9 | 3.6 | 4.6 |
墙片 编号 | 墙片Mises应力 最大值/Pa | 墙片等效塑性应变 PEEQ最大值 | 钢筋Mises应力 最大值/Pa | 钢筋等效塑性应变 PEEQ最大值 |
|---|---|---|---|---|
| WA-1 |
2.110×1 |
3.015×1 |
4.200×1 |
2.686×1 |
| WD-1 |
1.587×1 |
9.413×1 |
3.741×1 |
3.755×1 |
| WD-2 |
1.336×1 |
1.077×1 |
3.606×1 |
1.752×1 |
图11 不同开洞率的墙片荷载-位移曲线和刚度退化曲线
Fig.11 Load-deformation curves and stiffness degradation curves of walls with different opening ratios
可以看出：1）开洞率越大，墙片的峰值荷载和延性系数越小，相较墙片WA-1，墙片WD-1及墙片WD-2的峰值荷载分别减小了38.7%和52.7%，延性系数分别减小了18.4%和34.3%，所以，在设计阶段，为保证墙片具有足够的承载力和延性，应对开洞率加以限制；2）与未开洞墙片相比，墙片开洞后一层层间位移减小，二、三层层间位移增大；3）墙片的等效塑性应变最大值随开洞率的增大显著增大，主要出现在洞口周边尤其是角落区域，相较墙片WA-1，墙片WD-1及墙片WD-2分别增大了212.2%和257.2%，表明墙片在开洞后，洞口周边尤其是角落区域属于薄弱区，在地震中会过早破坏从而降低墙片的抗震性能；4）钢筋应力最大值随开洞率的增加而减小，相较墙片WA-1，墙片WD-1及墙片WD-2分别减小了10.9%和14.1%，墙片WA-1的部分钢筋已达到抗拉强度，而墙片WD-1及墙片WD-2的钢筋均未达到抗拉强度，表明开洞会使钢筋强度的发挥不充分；5）开洞率的增大会显著减小墙片的刚度。
WE组墙片和墙片WA-1为3片不同高宽比的墙片，有限元分析结果如表
墙片 编号 | 屈服点 | 峰值点 | |||
|---|---|---|---|---|---|
| Py/kN | Δy/mm | Pm/kN | Δm/mm | ||
|
WE-1 WA-1 WE-2 |
500.5 330.2 160.1 |
5.3 5.4 5.6 |
549.3 367.3 178.0 |
7.8 11.2 13.1 |
1.47 2.07 2.34 |
| 墙片编号 | 一层层间位移 | 二层层间位移 | 三层层间位移 |
|---|---|---|---|
| WE-1 | 2.5 | 2.9 | 2.4 |
| WA-1 | 3.4 | 3.5 | 4.3 |
| WE-2 | 3.8 | 4.2 | 5.1 |
墙片 编号 | 墙片Mises应力 最大值/Pa | 墙片等效塑性应变 PEEQ最大值 | 钢筋Mises应力 最大值/Pa | 钢筋等效塑性应变 PEEQ最大值 |
|---|---|---|---|---|
| WE-1 |
1.731×1 |
3.266×1 |
3.961×1 |
1.091×1 |
| WA-1 |
2.110×1 |
3.015×1 |
4.200×1 |
2.686×1 |
| WE-2 |
1.912×1 |
2.869×1 |
4.200×1 |
2.959×1 |
图12 不同高宽比的墙片荷载-位移曲线和刚度退化曲线
Fig.12 Load-deformation curves and stiffness degradation curves of walls with different aspect ratios
可以看出：1）墙片高宽比的增大会降低墙片的承载力，相较墙片WE-1，墙片WA-1和墙片WE-2的峰值荷载分别减小了33.1%和67.6%。在进行设计时，应避免大高宽比墙片的出现；2）墙片的峰值位移和延性系数与墙片高宽比成正比，相较墙片WE-1，墙片WA-1和WE-2的峰值位移分别增大了43.6%和67.9%，延性系数分别增大了40.8%和59.2%；3）墙片高宽比的增大会导致墙片的最大层间位移从中间层向上层转移，表明墙片的破坏形式受到墙片高宽比的影响，增大墙片的高宽比，墙片主要破坏形式将从剪切型破坏转化成弯曲型破坏；4）墙片WA-1和墙片WE-2的部分钢筋已达到抗拉强度，而墙片WE-1的钢筋均未达到抗拉强度，表明钢筋强度的利用率在墙片高宽比过小时开始降低，考虑到经济性，不宜使用高宽比过小的墙片；5）高宽比的增大会减小墙片的初始刚度，但墙片的刚度退化会有所减慢。
由有限元分析结果可知，对于峰值位移、延性系数以及等效塑性应变最大值而言，与无现浇板翼缘的墙片相比，带现浇板翼缘的墙片分别降低了13.2%、11.9%和16.3%；带现浇板翼缘的墙片一层、二层和三层层间位移也分别减小了10.5%、12.5%和15.7%。从本质上分析，在带现浇板翼缘的砌体墙片中，现浇板的存在，一方面与墙片中的构造柱、圈梁构成一个整体，相互形成约束作用，增强了砌体墙片的整体性，发挥普通墙片具体的约束砌体的性能；另一方面，现浇板的平面内刚度较大，能有效传递应力，使得水平地震作用能够分布在各个墙片上，单片墙体分担的水平荷载减小，从而提高结构整体的抗震能力。
在圈梁截面高度为120 mm时，墙片的延性系数最大且等效塑性应变最大值最小；而在小于120 mm或大于120 mm时，墙片的延性系数不同程度的减小，等效塑性应变最大值不同程度的增大。由此可见，当圈梁的截面尺寸适当，现浇板与圈梁形成T形截面梁，与不带现浇板翼缘的墙片相比，有效地提高了圈梁的约束刚度和承载能力，此时，现浇板对提高砌体墙片的抗震性能贡献较大；当圈梁截面较小时，其刚度和承载力较小，随着圈梁截面尺寸的增大，圈梁的约束刚度和承载能力有所提高，此时，现浇板和圈梁形成的T形截面梁对砌体墙片的约束也会增大，进而提高墙片的抗震性能；当圈梁截面较大时，砌体墙片在构造柱和圈梁的约束下已具备较好的整体性，此时，现浇板与圈梁形成的T形截面梁对提高墙片的抗震性能的贡献较小，甚至不明显。
1）算例带现浇板翼缘的墙片与无现浇板翼缘的墙片相比，峰值荷载有所增大，延性系数和等效塑性应变最大值分别减小了11.9%和16.3%。表明现浇楼板能提高墙片的承载力，但会降低其位移延性；现浇楼板与圈梁、构造柱能共同构成整体，加强对墙片的约束，有效减轻其破坏程度。
2）算例墙片随着砂浆强度的提高，峰值荷载增大了9.3%和16.6%，延性系数增大了17.4%和29.0%。表明墙片的承载力和位移延性随砂浆强度的提高而提高。在设计阶段，为保证墙片具有足够的抗震性能，应避免使用强度等级过低的砂浆。
3）算例墙片随着圈梁截面高度的增大，峰值荷载和延性系数先增大后减小，等效塑性应变最大值先减小后增大。表明适当的圈梁截面尺寸能提高墙片的承载力和位移延性并减轻砌体墙片的破坏程度。在设计阶段，应严格控制圈梁截面尺寸，避免使用截面高度过大或过小的圈梁。
4）算例墙片随着竖向压应力的增大，峰值荷载增大了45.2%、92.3%、108.0%和116.0%，延性系数减小了23.2%、47.9%、59.7%和62.2%；当竖向压应力较大时，等效塑性应变最大值显著增大。表明墙顶竖向压应力的增大会提高砌体墙片的承载力，但会显著降低其位移延性，适当的墙顶竖向压应力能显著降低砌体墙片的破坏程度。在设计阶段，应严格控制砌体结构的最大层数。
5）算例墙片随着开洞率的增大，峰值荷载减小了38.7%和52.7%，延性系数减小了18.4%和34.3%，等效塑性应变最大值增大了212.2%和257.2%。表明在开洞后，墙片的承载力和位移延性会降低，其破坏程度会显著加剧。在设计阶段，应对开洞率加以限制。
6）算例墙片随着高宽比的增大，峰值荷载减小了33.1%和67.6%。表明墙片高宽比的增大会显著降低墙片的承载力。在设计阶段，应避免大高宽比的墙片。同时，墙片高宽比也影响着墙片的破坏形态，随着墙片高宽比的增大，墙片的主要破坏形式将从剪切型破坏转化成弯曲型破坏。
参考文献
黄学志. 浅谈多层砌体结构房屋的抗震设计［J］. 城市建设理论研究, 2015(25): 2147-2149. [百度学术]
Huang X Z. On the seismic design of multi-story masonry building［J］. Theoretical Research in Urban Conduction, 2015(25): 2147-2149. (in Chinese) [百度学术]
刘秦, 王涛. 多层砌体结构房屋震害分析及抗震设计要点［J］. 城市建筑, 2015(21): 65. [百度学术]
Liu Q, Wang T. Seismic damage analysis and key points of seismic design of multi-storey masonry buildings［J］. Urbanism and Architecture, 2015(21): 65. (in Chinese) [百度学术]
郑展展, 刘姗姗. 浅谈砌体结构设计中的抗震设计［J］. 建筑工程技术与设计, 2015(6): 344. [百度学术]
Zheng Z Z, Liu S S. Discussion on seismic design in masonry structure design［J］. Architectural Engineering Technology and Design, 2015(6): 344 .(in Chinese) [百度学术]
郑杰. 砌体结构房屋震害情况与抗震构造设计［J］. 城市建设理论研究, 2015(16): 937. [百度学术]
Zheng J. Earthquake damage and seismic structure design of masonry buildings［J］. Theoretical Research in Urban Construction, 2015(16): 937. (in Chinese) [百度学术]
郑妮娜. 装配式构造柱约束砌体结构抗震性能研究［D］. 重庆: 重庆大学, 2010. [百度学术]
Zheng N N. Research on seismic behavior of masonry structures with fabricated Tie-columns［D］. Chongqing: Chongqing University, 2010. (in Chinese) [百度学术]
Zhang W X, Huang Y H, Zheng K Y, et al. Experimental study on lateral bearing capacity of brick walls with R. C. flange columns and ring beams［J］. Civil Engineering and Architecture, 2013, 2(2): 31-37. [百度学术]
Quiroz L G, Maruyama Y, Zavala C. Cyclic behavior of Peruvian confined masonry walls and calibration of numerical model using genetic algorithms［J］. Engineering Structures, 2014, 75: 561-576. [百度学术]
王啸霆, 张永群, 王涛. 采用预制RC墙片双面加固的砌体墙片试验研究［J］. 自然灾害学报, 2017, 26(2): 1-10. [百度学术]
Wang X T, Zhang Y Q, Wang T. Experimental study on masonry walls retrofitted by prefabricated RC panels on both surfaces［J］. Journal of Natural Disasters, 2017, 26(2): 1-10. (in Chinese) [百度学术]
邓明科, 杨铄, 梁兴文. 高延性混凝土单面加固构造柱约束砖砌体墙抗震性能试验研究［J］. 土木工程学报, 2018, 51(4): 10-19. [百度学术]
Deng M K, Yang S, Liang X W. Experimental studies on seismic behavior of confined masonry walls strengthened with single HDC layer［J］. China Civil Engineering Journal, 2018, 51(4): 10-19. (in Chinese) [百度学术]
Tripathy D, Singhal V. Estimation of in-plane shear capacity of confined masonry walls with and without openings using strut-and-Tie analysis［J］. Engineering Structures, 2019, 188: 290-304. [百度学术]
褚少辉, 赵士永, 梁耀哲, 等. 玄武岩纤维布加固砌体墙抗震性能试验研究与数值分析［J］. 建筑结构, 2020, 50(9): 133-136, 85. [百度学术]
Chu S H, Zhao S Y, Liang Y Z, et al. Experimental research and numerical analysis on seismic performance of masonry walls with externally bonded BFRP sheets［J］. Building Structure, 2020, 50(9): 133-136, 85. (in Chinese) [百度学术]
Zhang S, Yang D M, Sheng Y, et al. Numerical modelling of FRP-reinforced masonry walls under in-plane seismic loading［J］. Construction and Building Materials, 2017, 134: 649-663. [百度学术]
Zhou X J, Du J P, Peng Q M, et al. Hollow block masonry wall reinforced by built-in structural configuration: Seismic behavior analysis ［J］. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2019, 126: 105815. [百度学术]
Bagheri B, Lee J H, Kim H G, et al. Experimental evaluation of the seismic performance of retrofitted masonry walls［J］. Composite Structures, 2020, 240: 111997. [百度学术]
杨卫忠. 砌体受压本构关系模型［J］. 建筑结构, 2008, 38(10): 80-82. [百度学术]
Yang W Z. Constitutive relationship model for masonry materials in compression ［J］. Building Structure, 2008, 38(10): 80-82. (in Chinese) [百度学术]