門窗間砌體墻抗震性能試驗及轉動變形機理分析

郭 猛，徐 靖，范旭紅，袁 泉，李薇薇

（1.中國建筑科學研究院有限公司，北京 100013；2.江蘇大學土木工程與力學學院，江蘇 鎮江 212013；3.北京交通大學土木建筑工程學院，北京 100044）

引言

現行砌體結構抗震設計時，砌體墻受力分析采用層間墻體上下端無轉動的假定，即墻體視為下端固定并且上端為滑動支座的構件。該假定下的墻體變形機制為彎曲變形和剪切變形，破壞模式為剪切類破壞模式。砌體結構震害現象及砌體墻試驗中所表現的墻體破壞模式還存在轉動失效、滑移破壞等多種破壞模式［1－7］。變形機制方面，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，實際上同時存在著彎曲、剪切和轉動的兩種或者三種變形機制。

對于橫墻承重的低層砌體房屋外縱墻，其承擔的豎向荷載相對較小，一般不足以完全約束樓層砌體墻頂端的轉動。對于多層砌體房屋，當磚和砌筑砂漿材料強度高時，自身受剪承載能力高，也會出現窗間墻的轉動失效而不是受剪破壞情形。這些情況下，砌體墻出現水平裂縫之后，轉動變形在量級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［8］的試驗數據分析表明：以剪切變形和彎曲變形為主的彈性階段僅約占墻體受力全過程的20%，而同時存在剪切變形、彎曲變形和轉動變形三種變形機制（包括后期滑移變形）的階段約占受力全過程的80%。

砌體墻等效抗側剛度與墻體變形機制相關，僅考慮彈性階段彎曲變形和剪切變形的傳統彈性抗側剛度計算方法，難以真實反映彈塑性階段砌體墻出現轉動變形后抗側剛度的變化影響，按傳統彈性抗側剛度進行地震剪力分配時會出現較大誤差［9］。從承載力角度來看：轉動變形出現后，砌體墻的受力機制也會發生變化，影響其承載能力。

為研究砌體墻的轉動變形現象及其轉動變形機理，本文結合砌體墻文獻資料及前期試驗基礎，設計進行了3 片1/1 比例門窗間砌體墻抗震性能試驗，分析試件破壞過程中的轉動變形現象，探討門窗間砌體墻的轉動變形機理及材料強度、豎向荷載等因素對門窗間砌體墻轉動變形的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

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

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

文獻［8］完成了2組共5片砌體墻低周反復荷載試驗，其中：2.7 m 開間砌體墻試件3 片，分別對應第（1）類、第（4）類和第（6）類。本文設計制作了3片1/1比例和厚度370 mm 的足尺門窗間砌體墻進行低周反復荷載試驗，開間同樣設計為2.7 m，立面形狀及約束條件對應第（2）類、第（3）類和第（5）類，并與文獻［8］試驗結果進行合并分析。

門窗間砌體墻試件編號RW1、RW2和RW3，主要設計尺寸為窗洞口尺寸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的雙側窗下墻均未被約束，RW2右側窗下墻被約束。約束窗下墻用以模擬窗下墻連續設置的情況，而窗下墻未被約束則用以模擬門連窗洞口情況。試件RW2右側窗下墻邊緣頂部設置工字鋼梁，采用鋼筋將鋼梁與底梁的預埋鋼構件焊接，以達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，用于模擬一側門洞和一側門連窗情形。

綜合文獻［8］砌體墻試件及本文所選試件，已經基本涵蓋了砌體結構房屋外縱墻的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制頁巖磚，隨機抽取10塊磚進行抗壓試驗，實測抗壓強度平均值為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，實測抗壓強度平均值為13.8 MPa，各組試塊抗壓強度平均值的最小值為11.14 MPa，最大值為15.67 MPa。試件由實驗室熟練工人砌筑，采用一丁一順的方式砌筑，確保磚上下錯縫和內外搭砌。

1.2 加載方案

低周反復荷載試驗的加載裝置如圖3所示。試驗時首先施加豎向荷載，豎向荷載由液壓千斤頂提供，模擬承擔上部五層外縱墻的自重240 kN，千斤頂荷載作用點置于窗間墻中部，通過加載梁傳遞至墻體頂面。豎向荷載分級施加，每一級加載完畢穩定后進行下一級加載，達到預設值后固定。液壓千斤頂和反力梁之間設置滾動滑板。

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Loading device

水平荷載施加在加載鋼梁上，由MTS電液伺服加載系統實現低周反復加載，采用位移控制加載，以1 mm為位移增量進行循環加載。每級位移單循環，加載至試件下降到極限承載力的85%或產生無法繼續承載的裂縫時停止試驗。水平向左加載（推）為正向，向右加載（拉）為負向。

試驗觀測記錄的內容主要包括荷載、位移、裂縫情況以及墻體轉動變形發展趨勢。

2 試驗結果分析

2.1 試件主要破壞過程

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

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

試件RW1 加載到+4 mm 時，窗間墻底部右側和窗下墻連接處砂漿產生肉眼可見的水平初裂縫；加載到-4 mm 時，窗間墻底部左側第1皮和第2皮磚連接處砂漿產生肉眼可見的水平初裂縫。繼續加載，裂縫主要在這兩個位置及鄰近區域開展，窗間墻開始出現轉動現象且愈發明顯。加載至正向和負向位移19 mm時，窗間墻底部水平裂縫最大張開幅度達到7～10 mm，脫開長度約0.9 m，結束試驗。

試件RW2 與RW1 的區別在于右側窗下墻端部設置了豎向約束，該裝置約束了右側窗下墻端部的豎向位移。從裂縫形成過程來看：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動現象明顯。加載至位移20 mm 時，窗間墻底部水平裂縫最大張開幅度達到5～10 mm，結束試驗。

試件RW3是“L”形砌體墻，正向加載到+5 mm時窗間墻右側底部偏上的位置出現水平裂縫，而負向加載到-5 mm時，左側窗下墻底部與底梁連接處砂漿出現水平裂縫。正向加載的轉動主體是窗間墻，而負向加載則是窗間墻連帶窗下墻。加載至位移20 mm時，左右兩條水平主裂縫最大張開幅度均達到10 mm，結束試驗。

砌體墻初始水平裂縫的產生使得彎矩作用下墻體拉應力得到釋放，后續增大位移時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，裂縫向另一側延伸并變寬，正負向裂縫連通形成通縫。試件RW3兩個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也會產生部分新的水平裂縫。

縱觀3片墻體的破壞過程和形態，均表現出明顯的轉動失效特征，屬于窗間墻或窗間墻連帶窗下墻的轉動失效破壞模式。

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律較為相似，在試驗加載初期，墻體基本處于彈性狀態，滯回環狹窄，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，滯回環的面積逐級增大，滯回環形狀接近梭形，表明墻體具有一定的塑性變形及耗能能力。隨著加載的進行，滯回環由梭形向弓形發展，在荷載零點出現捏攏現象，位移增長速度大于荷載增長速度，每級加載的荷載極值點變得密集，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，滯回曲線卸載時會出現垂直下降段，其原因在于水平作用卸載瞬間，墻體的轉動變形還沒有來得及復位，墻體內的裂縫仍處于張開狀態，因此墻體頂部側向位移并沒有在卸載瞬間降低。

砌體窗間墻發生轉動失效破壞時，具有明顯的延性破壞過程，骨架曲線表現為二折線特征。

2.3 承載力分析

各試件的屈服點、極限點和破壞點對應的水平荷載和位移見表1，表中屈服位移采用等能量法進行計算。該批試件存在形狀不對稱以及約束條件不對稱的情況，區分正和負加載方向分別給出數據。

表1 荷載特征點Table 1 Characteristic points of load

根據試驗現象和表1數據，該批門窗間砌體墻試驗均呈現窗間墻轉動失效破壞模式，水平承載力實測值為84.1～123.0 kN，平均值104 kN。試件RW1 的立面形狀為“凸”形，形狀及約束條件對稱，理論上該試件的正負向承載力應該基本相等，但由于砌體材料離散性以及試驗偶然性，導致墻體正負向承載力實測值存在差異。

試件RW2 和試件RW3 的極限承載力，均表現為負向加載對應的極限荷載大于正向加載對應的極限荷載。以試件RW2 為例，從轉動變形幾何角度分析，該試件右側窗下墻端部豎向位移受到約束，向左加載時其轉動主體為窗間墻，而向右加載時其主要轉動部位是窗間墻，窗下墻也發生了輕微翹起現象。圖6 為簡化模型，頂部水平位移量均為20 mm，窗間墻轉動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動時墻頂端部翹起量為10 mm。試件翹起時，對豎向千斤頂施加了向上的反向壓力，導致試件實際的豎向荷載大于初始加載的240 kN，翹起量越大，實際豎向荷載越大，位移加載時作用的水平荷載越大。

圖6 轉動-翹起示意Fig.6 Rotating and tilting

從3 片試件6 個單向加載的骨架曲線來看：位移加載至6～8 mm 時，水平荷載即達到了極限荷載的82%～90%，后續加載至試驗結束的過程中，水平荷載總體呈現緩慢增長的趨勢。這個過程中，伴隨著窗間墻轉動，窗間墻底部裂縫長度及裂縫張開幅度持續增加。

下面結合此次試驗及相關砌體墻文獻試驗現象，對砌體墻的轉動變形機理及影響因素進行分析探討。

3 砌體墻轉動變形機理及其影響因素分析

3.1 轉動變形機理分析

砌體墻的轉動變形與彎曲變形存在著明顯區別，彎曲變形以彎曲為特點，其彎曲大致均勻且連續地分布在最大彎矩對應的局部范圍內；而轉動變形以轉動為特點，是彎曲開裂后的后續階段，主裂縫一般只有一條，開裂后裂縫兩側的砌體墻基本不會再發生彎曲變形，該裂縫處的開裂和閉合與砌體墻頂部水平位移相對應。

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-受剪破壞和轉動失效，發生何種破壞模式的關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。在砌體材料強度較低時，隨著豎向荷載的增大，砌體墻的受剪能力及抗轉動能力均在增加，由于砌體墻轉動過程中豎向荷載作用合力點會向翹起端移動，導致抗轉動能力增加幅度超過受剪能力增加幅度，此時容易發生受剪破壞；反之，砌體材料強度較高和豎向荷載較小時，則容易發生轉動失效的破壞模式。本文所討論的情況均指窗間墻受剪能力超過所承擔水平荷載的情況。

首先分析相對簡單的矩形立面砌體墻。水平荷載在墻底面位置產生彎矩，使得墻底兩側處于拉（壓）狀態，形成主拉（壓）應力。砌體墻所能承受的拉應力大小主要由砂漿與磚的界面粘結強度控制，相對于抗壓強度，砂漿與磚界面的抗拉強度要小的多。砌體墻底部水平灰縫處率先達到極限拉應變而開裂，出現水平裂縫。水平裂縫產生之后，砌體墻開始表現出剛體轉動變形特征。

當水平力負向加載時，原受拉區域與受壓區域的受力狀態變化，原受拉區域的水平裂縫閉合，墻體底部另一側出現負向初始水平裂縫，墻體轉動變形隨之反向。

接下來分析立面形狀較復雜的“凸”形砌體墻和“L”形砌體墻，轉動變形與是否設置窗下墻、窗下墻類型等因素有關，相對較為復雜。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，僅在窗間墻處發生轉動。帶有門聯窗的“凸”形砌體墻和“L”形砌體墻，窗下墻端部可視為自由狀態，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，砌體墻有兩種轉動模式：窗間墻轉動模式和窗間墻連帶窗下墻整體轉動模式，在此次試驗和文獻［8］試驗中均有體現。

帶門聯窗砌體墻的簡化分析模型如圖7所示，根據材料力學和結構力學概念，已知豎向荷載、水平荷載、材料強度以及窗間墻、窗下墻截面尺寸，能夠計算出上述兩個位置的截面抵抗矩和端部拉應力。顯然，拉應力最大的位置會首先開裂。假定豎向荷載單獨作用形成的壓應力在兩個位置截面均勻分布，窗間墻底部A點與窗下墻底部B點的應力表達式見式（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

砌體墻到底出現何種轉動模式，理論上與水平荷載作用下窗間墻底部（A 點）拉應力和窗下墻底部（B點）拉應力的相對大小有關。窗下墻B 點處水平截面所受彎矩較大，且豎向荷載產生的壓應力較小，但截面抵抗矩較大；窗間墻底部A 點處所受彎矩較小，且豎向荷載產生的壓應力較大，但截面抵抗矩較小。當窗間墻底部A點拉應力相對B點較大時，發生窗間墻轉動模式，反之，則出現窗間墻連帶窗下墻整體轉動模式。

此次試驗中，對于試件RW1和試件RW2，正向或負向加載時窗間墻底部截面端部的垂直拉應力大于窗下墻底部截面右側的垂直拉應力，水平初裂縫出現在窗間墻底部，窗間墻產生繞其底部受壓區的轉動變形現象，如圖8（a）和圖8（b）所示。文獻［8］中第1 組3.3 m 開間試件，“凸”形砌體墻兩側窗下墻未設置端部豎向約束，但窗間墻寬度為1.8 m，發生的是窗間墻連帶窗下墻的整體轉動現象。

圖8 試驗試件的轉動變形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現：當窗間墻寬度較小而窗下墻總寬度較大時，窗下墻端部是否設置約束對轉動主體影響不大。從細節來看：由于壓梁對窗下墻的剛性約束作用，試件RW2窗下墻范圍內的次生水平裂縫多數集中于窗下墻的中上部區域，而試件RW1窗下墻范圍內的次生水平裂縫多數集中于窗下墻的下部區域。

試件RW3 為“L”形立面，窗下墻端部未約束豎向位移。同理分析，正向加載時窗間墻發生轉動變形，負向加載時整片墻體產生繞窗下墻底部右側受壓區的順時針轉動變形，如圖8（c）所示。與文獻［8］相比，此次試驗豎向荷載集中加載于砌體墻頂面中心點，試件的轉動變形現象更為明顯。

對于非立面對稱砌體墻，無論發生的是窗間墻自身轉動以及窗間墻連帶窗下墻的整體轉動，還是發生的窗間墻連帶底部三角形區域的轉動，均表明了轉動失效也是該類砌體墻的一種典型破壞模式。

3.2 轉動變形影響因素分析

影響轉動變形的因素主要包括砌體材料強度、豎向荷載、高寬比、立面形狀、約束條件及水平力作用方向等。水平力作用方向對砌體墻轉動變形的影響是與非對稱立面形狀、非對稱約束條件因素聯合產生的影響，本節不單獨進行分析。分析轉動變形影響因素時，參考了部分相關砌體墻抗震試驗文獻，由于文獻有著各自的研究目的，所給出的試驗破壞過程不一定描述試件的轉動變形現象，但可從轉動變形特點、最終破壞照片或破壞示意圖等對試件是否存在轉動變形進行綜合分析判斷。

（1）砌體材料強度

如4.1 節所述，砌體材料強度是決定砌體墻發生受剪破壞或是轉動失效的一個重要因素。砌體材料強度較小時，隨著水平荷載的增加，窗間墻并未達到克服豎向荷載及窗間墻底部截面抵抗拒而產生轉動時，即可能發生剪切破壞。大量老舊砌體房屋受建造時期設計標準、施工質量等影響，砌筑砂漿實際強度很差，發生受剪破壞的概率相對更高［9］。

當砌體材料強度較高時，窗間墻自身的實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砌體達到極限拉應變，窗間墻即發生底部水平開裂現象，水平裂縫出現后，前階段的彎曲變形隨即轉變為轉動變形。砌體材料強度越高，砌體墻越容易出現轉動變形現象。

此次試驗磚的實測抗壓強度平均值為15.3 MPa，砌筑砂漿為13.8 MPa，砌體墻的實際受剪承載能力遠大于所施加的水平荷載，發生的是窗間墻或窗間墻連帶窗下墻的轉動失效模式。

（2）豎向荷載及作用方式

豎向荷載越小，砌體墻越容易出現轉動變形，最終出現轉動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，但同時其抗轉動能力也在增加，且因豎向荷載作用點向翹起端移動導致抗轉動能力的增加幅度更大，也即越不容易出現轉動變形。

文獻［10］進行了多組砌塊墻抗震性能試驗，試件W-8、試件W-9 和W-10 為一組不同豎向壓應力（0.1 MPa、0.3 MPa 和0.5 MPa）和無構造柱的試件。根據破壞過程描述及照片，軸壓應力較小的試件W-8 存在轉動變形過程，至加載結束時未出現對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較長的下降段，與受剪破壞的脆性特點不太相符，判斷該試件也存在著一定程度轉動變形現象。

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

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，上層外縱墻傳遞下來的荷載呈偏心分布，而樓面梁傳遞的荷載仍然為集中分布。

砌體墻發生轉動時，頂面一端翹起，豎向荷載由均布方式轉變為梯形分布甚至三角形分布，合力作用點向翹起端移動，抑制砌體墻的轉動。墻體一端翹起幅度越大，合力點越靠近翹起端的端部，對轉動的約束程度越大。樓面梁傳遞至窗間墻的集中荷載作用點始終位于窗間墻的中心位置，對墻體轉動影響的變化程度較小。此次試驗豎向荷載采用單點加載方式，作用于墻體頂面中心位置，最終均發生了轉動失效模式。

砌體墻的抗震試驗中，四連桿加載裝置的加載梁可以強制約束墻體轉動，實現試件嚴格按照受剪機制破壞的試驗目的。L 形加載裝置相當于在墻體頂部額外施加一個與試件轉動方向反向的彎矩，一定程度上減弱試件的轉動變形。從砌體房屋外縱墻的實際受力狀態來看：在層數不多、豎向壓應力較小以及材料強度較高等情況下，窗間墻發生轉動失效破壞的概率更大一些。也就是說，對于這些情況下的砌體墻，強制其發生剪切破壞是與實際受力和變形機制不相符的。

（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，相應地，墻體底部出現水平裂縫之后，變形機制轉變為以轉動變形為主，即越容易出現轉動變形。文獻［12］進行了3 片1/5 比例聯肢砌體墻抗震性能試驗，各試件帶有2個窗洞口或門洞口。從試驗結果照片來看：試件W-2右側墻肢（高寬比2.41）和試件W-3 左右兩側墻肢（高寬比2.21）屬于高寬比較大的墻肢，其破壞形態主要表現為轉動失效；而試件W-1 中間墻肢（高寬比0.82）、試件W-2 左側（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，其破壞形態主要表現為受剪破壞。從破壞過程描述來看：出現水平裂縫或洞口角點斜向上方裂縫的出現，均是墻肢存在轉動變形的特征。

（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，同一層內的縱墻及山墻往往設置兩層門窗洞口，洞口尺寸或者上下對應位置變化時，增大了墻體立面的復雜程度。

立面形狀是影響砌體墻轉動主體的一個重要因素，就單個墻肢而言，立面對稱性越差，砌體墻越容易出現轉動現象。除此次試驗及文獻［8］試驗現象，文獻［13-16］進行的帶窗洞口砌體墻試驗中，洞口兩側墻肢均為“L”形，存在由窗間墻與窗下墻頂面交點向斜下方開裂現象，表明其轉動主體為窗間墻連帶著下部的三角形區域。

文獻［16］進行了1片帶窗洞口砌體墻和2片體外預應力加固帶窗洞口砌體墻的抗震性能試驗。分析試驗現象可知：無論未加固試件還是加固試件，其洞口兩側“L”形墻肢均存在轉動變形現象，如圖9所示。需要說明的是：窗間墻與窗下墻相交的區域內，其裂縫形狀雖呈斜向，但并非受剪形成，而是隨著窗間墻轉動，由窗間墻與窗下墻交點處斜向下開展形成。

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

文獻［17］進行了4片復雜立面形狀砌體墻的抗震性能試驗，所有試件均為非對稱立面，開裂至破壞全過程砌體墻伴有明顯的轉動變形現象，正負方向的轉動變形主體不同或不完全相同。以試件MQ3為例，該試件一側帶門洞口另一側帶窗洞口，且窗下墻和窗上墻端部均設置約束，其兩個方向下的轉動主體如圖10所示。

圖10 文獻［17］試件MQ3轉動主體示意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窗窗下墻，兩種窗下墻的約束條件不同，約束與否會改變墻體的受力狀態，進而影響墻體的轉動變形機制。

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

4 結論

（1）進行了3片足尺門窗間砌體墻低周反復荷載試驗，試件形狀為“凸”形和“L”形，試件均表現出明顯的轉動失效特征，屬于窗間墻轉動或窗間墻連帶窗下墻整體轉動失效的破壞模式。門窗間砌體墻發生轉動失效破壞時，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”形砌體墻發生窗間墻轉動或窗間墻連帶窗下墻整體轉動時，同樣側移條件下前者墻頂端部翹起量大于后者，導致其承擔的豎向荷載相對更大，對應的水平荷載也越大。

（3）水平與豎向荷載作用下，門窗間砌體墻發生受剪破壞和轉動失效的關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）影響轉動變形的因素主要包括砌體材料強度、豎向荷載、高寬比、立面形狀、約束條件及水平力作用方向等。砌體材料強度越高、高寬比越大以及立面對稱性越差，砌體墻越容易出現轉動變形現象以及發生轉動失效，反之則容易發生受剪破壞。試驗結果為進一步研究砌體墻的轉動變形問題提供了試驗數據與參考。