门窗间砌体墙抗震性能试验及转动变形机理分析

郭 猛，徐 靖，范旭红，袁 泉，李薇薇

（1.中国建筑科学研究院有限公司，北京 100013；
2.江苏大学土木工程与力学学院，江苏 镇江 212013；
3.北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044）

现行砌体结构抗震设计时，砌体墙受力分析采用层间墙体上下端无转动的假定，即墙体视为下端固定并且上端为滑动支座的构件。该假定下的墙体变形机制为弯曲变形和剪切变形，破坏模式为剪切类破坏模式。砌体结构震害现象及砌体墙试验中所表现的墙体破坏模式还存在转动失效、滑移破坏等多种破坏模式［1－7］。变形机制方面，水平与竖向荷载作用下砌体墙受力全过程中的大部分阶段，实际上同时存在着弯曲、剪切和转动的两种或者三种变形机制。

对于横墙承重的低层砌体房屋外纵墙，其承担的竖向荷载相对较小，一般不足以完全约束楼层砌体墙顶端的转动。对于多层砌体房屋，当砖和砌筑砂浆材料强度高时，自身受剪承载能力高，也会出现窗间墙的转动失效而不是受剪破坏情形。这些情况下，砌体墙出现水平裂缝之后，转动变形在量级上明显超过剪切和弯曲变形，是砌体墙开裂后变形的主要组成部分。文献［8］的试验数据分析表明：以剪切变形和弯曲变形为主的弹性阶段仅约占墙体受力全过程的20%，而同时存在剪切变形、弯曲变形和转动变形三种变形机制（包括后期滑移变形）的阶段约占受力全过程的80%。

砌体墙等效抗侧刚度与墙体变形机制相关，仅考虑弹性阶段弯曲变形和剪切变形的传统弹性抗侧刚度计算方法，难以真实反映弹塑性阶段砌体墙出现转动变形后抗侧刚度的变化影响，按传统弹性抗侧刚度进行地震剪力分配时会出现较大误差［9］。从承载力角度来看：转动变形出现后，砌体墙的受力机制也会发生变化，影响其承载能力。

为研究砌体墙的转动变形现象及其转动变形机理，本文结合砌体墙文献资料及前期试验基础，设计进行了3 片1/1 比例门窗间砌体墙抗震性能试验，分析试件破坏过程中的转动变形现象，探讨门窗间砌体墙的转动变形机理及材料强度、竖向荷载等因素对门窗间砌体墙转动变形的影响。

1.1 试件设计

对于普通住宅类和办公类砌体结构房屋，横墙承重时，外纵墙的典型立面形状及约束条件包括：（1）双侧窗下墙的砌体窗间墙；
（2）双侧门连窗的砌体窗间墙；
（3）一侧窗下墙和一侧门连窗的砌体窗间墙；
（4）一侧门洞和一侧窗下墙的砌体窗间墙；
（5）一侧门洞和一侧门连窗的砌体窗间墙；
（6）两侧均开门洞的砌体窗间墙。上述各个类型如图1 所示，门窗洞口上方墙体部分连续布置，不考虑窗上墙对砌体墙变形机制的影响。

图1 典型砌体墙立面形状Fig.1 Typical masonry wall facade shape

文献［8］完成了2组共5片砌体墙低周反复荷载试验，其中：2.7 m 开间砌体墙试件3 片，分别对应第（1）类、第（4）类和第（6）类。本文设计制作了3片1/1比例和厚度370 mm 的足尺门窗间砌体墙进行低周反复荷载试验，开间同样设计为2.7 m，立面形状及约束条件对应第（2）类、第（3）类和第（5）类，并与文献［8］试验结果进行合并分析。

门窗间砌体墙试件编号RW1、RW2和RW3，主要设计尺寸为窗洞口尺寸1 500 mm×1 500 mm，窗下墙高900 mm，窗间墙宽1 200 mm，墙体总高2 400 mm，厚度370 mm具体尺寸参数见图2。

图2 砌体墙试件（单位：mm）Fig.2 Masonry wall specimens（uint：mm）

试件RW1和RW2形状相同，试件RW1的双侧窗下墙均未被约束，RW2右侧窗下墙被约束。约束窗下墙用以模拟窗下墙连续设置的情况，而窗下墙未被约束则用以模拟门连窗洞口情况。试件RW2右侧窗下墙边缘顶部设置工字钢梁，采用钢筋将钢梁与底梁的预埋钢构件焊接，以达到约束窗下墙端部竖向位移的目的如图2（b）所示。试件RW3为“L”形立面墙体，RW3的窗下墙未被约束，用于模拟一侧门洞和一侧门连窗情形。

综合文献［8］砌体墙试件及本文所选试件，已经基本涵盖了砌体结构房屋外纵墙的6种典型立面形状及约束条件。

砌体墙试件所用黏土砖为机制页岩砖，随机抽取10块砖进行抗压试验，实测抗压强度平均值为15.3 MPa，最小值为13.30 MPa，最大值为18.71 MPa。制作砌筑砂浆试块5 组共15 块，实测抗压强度平均值为13.8 MPa，各组试块抗压强度平均值的最小值为11.14 MPa，最大值为15.67 MPa。试件由实验室熟练工人砌筑，采用一丁一顺的方式砌筑，确保砖上下错缝和内外搭砌。

1.2 加载方案

低周反复荷载试验的加载装置如图3所示。试验时首先施加竖向荷载，竖向荷载由液压千斤顶提供，模拟承担上部五层外纵墙的自重240 kN，千斤顶荷载作用点置于窗间墙中部，通过加载梁传递至墙体顶面。竖向荷载分级施加，每一级加载完毕稳定后进行下一级加载，达到预设值后固定。液压千斤顶和反力梁之间设置滚动滑板。

图3 试验加载装置Fig.3 Loading device

水平荷载施加在加载钢梁上，由MTS电液伺服加载系统实现低周反复加载，采用位移控制加载，以1 mm为位移增量进行循环加载。每级位移单循环，加载至试件下降到极限承载力的85%或产生无法继续承载的裂缝时停止试验。水平向左加载（推）为正向，向右加载（拉）为负向。

试验观测记录的内容主要包括荷载、位移、裂缝情况以及墙体转动变形发展趋势。

2.1 试件主要破坏过程

试验中3片门窗间砌体墙试件的破坏过程有所差异，但大致的破坏经历较为相似，各片试件的试验破坏照片见图4。试验加载初期的弹性阶段，砌体墙表面均没有出现裂缝。

图4 各试件破坏情况Fig.4 Failure patterns of specimens

试件RW1 加载到+4 mm 时，窗间墙底部右侧和窗下墙连接处砂浆产生肉眼可见的水平初裂缝；
加载到-4 mm 时，窗间墙底部左侧第1皮和第2皮砖连接处砂浆产生肉眼可见的水平初裂缝。继续加载，裂缝主要在这两个位置及邻近区域开展，窗间墙开始出现转动现象且愈发明显。加载至正向和负向位移19 mm时，窗间墙底部水平裂缝最大张开幅度达到7～10 mm，脱开长度约0.9 m，结束试验。

试件RW2 与RW1 的区别在于右侧窗下墙端部设置了竖向约束，该装置约束了右侧窗下墙端部的竖向位移。从裂缝形成过程来看：两片试件的裂缝形成位置大致相同，即主要在窗间墙底部（窗下墙顶部）位置水平开展，加载过程中窗间墙的转动现象明显。加载至位移20 mm 时，窗间墙底部水平裂缝最大张开幅度达到5～10 mm，结束试验。

试件RW3是“L”形砌体墙，正向加载到+5 mm时窗间墙右侧底部偏上的位置出现水平裂缝，而负向加载到-5 mm时，左侧窗下墙底部与底梁连接处砂浆出现水平裂缝。正向加载的转动主体是窗间墙，而负向加载则是窗间墙连带窗下墙。加载至位移20 mm时，左右两条水平主裂缝最大张开幅度均达到10 mm，结束试验。

砌体墙初始水平裂缝的产生使得弯矩作用下墙体拉应力得到释放，后续增大位移时墙体破坏主要集中在水平初裂缝位置。试件RW1和RW2的水平初裂缝均集中在窗间墙底部，逐渐成为主裂缝，裂缝向另一侧延伸并变宽，正负向裂缝连通形成通缝。试件RW3两个加载方向下的水平裂缝则分别集中在窗间墙底部和窗下墙底部。除了主裂缝的延伸变宽，墙体主裂缝周围以及窗下墙范围内也会产生部分新的水平裂缝。

纵观3片墙体的破坏过程和形态，均表现出明显的转动失效特征，属于窗间墙或窗间墙连带窗下墙的转动失效破坏模式。

2.2 滞回曲线分析

试件RW1、RW2和RW3的滞回曲线、骨架曲线见图5。3 片试件的滞回曲线变化规律较为相似，在试验加载初期，墙体基本处于弹性状态，滞回环狭窄，面积较小，基本重合为一条直线，刚度变化不大，此阶段墙体的侧向位移主要由墙体试件各组成部分的弹性变形引起，残余变形较小。

图5 滞回曲线和骨架曲线Fig.5 Hysteretic curves and Skeleton curve

墙体试件初裂后，滞回环的面积逐级增大，滞回环形状接近梭形，表明墙体具有一定的塑性变形及耗能能力。随着加载的进行，滞回环由梭形向弓形发展，在荷载零点出现捏拢现象，位移增长速度大于荷载增长速度，每级加载的荷载极值点变得密集，滞回曲线整体偏向位移轴。

试件在接近最大承载力加载阶段时，滞回曲线卸载时会出现垂直下降段，其原因在于水平作用卸载瞬间，墙体的转动变形还没有来得及复位，墙体内的裂缝仍处于张开状态，因此墙体顶部侧向位移并没有在卸载瞬间降低。

砌体窗间墙发生转动失效破坏时，具有明显的延性破坏过程，骨架曲线表现为二折线特征。

2.3 承载力分析

各试件的屈服点、极限点和破坏点对应的水平荷载和位移见表1，表中屈服位移采用等能量法进行计算。该批试件存在形状不对称以及约束条件不对称的情况，区分正和负加载方向分别给出数据。

表1 荷载特征点Table 1 Characteristic points of load

根据试验现象和表1数据，该批门窗间砌体墙试验均呈现窗间墙转动失效破坏模式，水平承载力实测值为84.1～123.0 kN，平均值104 kN。试件RW1 的立面形状为“凸”形，形状及约束条件对称，理论上该试件的正负向承载力应该基本相等，但由于砌体材料离散性以及试验偶然性，导致墙体正负向承载力实测值存在差异。

试件RW2 和试件RW3 的极限承载力，均表现为负向加载对应的极限荷载大于正向加载对应的极限荷载。以试件RW2 为例，从转动变形几何角度分析，该试件右侧窗下墙端部竖向位移受到约束，向左加载时其转动主体为窗间墙，而向右加载时其主要转动部位是窗间墙，窗下墙也发生了轻微翘起现象。图6 为简化模型，顶部水平位移量均为20 mm，窗间墙转动模式下的墙顶端部翘起量为16 mm，而窗间墙连带窗下墙整体转动时墙顶端部翘起量为10 mm。试件翘起时，对竖向千斤顶施加了向上的反向压力，导致试件实际的竖向荷载大于初始加载的240 kN，翘起量越大，实际竖向荷载越大，位移加载时作用的水平荷载越大。

图6 转动-翘起示意Fig.6 Rotating and tilting

从3 片试件6 个单向加载的骨架曲线来看：位移加载至6～8 mm 时，水平荷载即达到了极限荷载的82%～90%，后续加载至试验结束的过程中，水平荷载总体呈现缓慢增长的趋势。这个过程中，伴随着窗间墙转动，窗间墙底部裂缝长度及裂缝张开幅度持续增加。

下面结合此次试验及相关砌体墙文献试验现象，对砌体墙的转动变形机理及影响因素进行分析探讨。

3.1 转动变形机理分析

砌体墙的转动变形与弯曲变形存在着明显区别，弯曲变形以弯曲为特点，其弯曲大致均匀且连续地分布在最大弯矩对应的局部范围内；
而转动变形以转动为特点，是弯曲开裂后的后续阶段，主裂缝一般只有一条，开裂后裂缝两侧的砌体墙基本不会再发生弯曲变形，该裂缝处的开裂和闭合与砌体墙顶部水平位移相对应。

水平与竖向荷载作用下，“凸”形和“L”形砌体墙的窗间墙存在两种主要破坏模式-受剪破坏和转动失效，发生何种破坏模式的关键在于窗间墙水平截面的受剪能力是否大于其受到的水平荷载。在砌体材料强度较低时，随着竖向荷载的增大，砌体墙的受剪能力及抗转动能力均在增加，由于砌体墙转动过程中竖向荷载作用合力点会向翘起端移动，导致抗转动能力增加幅度超过受剪能力增加幅度，此时容易发生受剪破坏；
反之，砌体材料强度较高和竖向荷载较小时，则容易发生转动失效的破坏模式。本文所讨论的情况均指窗间墙受剪能力超过所承担水平荷载的情况。

首先分析相对简单的矩形立面砌体墙。水平荷载在墙底面位置产生弯矩，使得墙底两侧处于拉（压）状态，形成主拉（压）应力。砌体墙所能承受的拉应力大小主要由砂浆与砖的界面粘结强度控制，相对于抗压强度，砂浆与砖界面的抗拉强度要小的多。砌体墙底部水平灰缝处率先达到极限拉应变而开裂，出现水平裂缝。水平裂缝产生之后，砌体墙开始表现出刚体转动变形特征。

当水平力负向加载时，原受拉区域与受压区域的受力状态变化，原受拉区域的水平裂缝闭合，墙体底部另一侧出现负向初始水平裂缝，墙体转动变形随之反向。

接下来分析立面形状较复杂的“凸”形砌体墙和“L”形砌体墙，转动变形与是否设置窗下墙、窗下墙类型等因素有关，相对较为复杂。带有普通窗下墙的“凸”形砌体墙和“L”形砌体墙，窗下墙端部竖向位移受到约束，仅在窗间墙处发生转动。带有门联窗的“凸”形砌体墙和“L”形砌体墙，窗下墙端部可视为自由状态，其水平主裂缝形成的位置可能位于窗间墙的底部，也可能位于窗下墙的底部。此时，砌体墙有两种转动模式：窗间墙转动模式和窗间墙连带窗下墙整体转动模式，在此次试验和文献［8］试验中均有体现。

带门联窗砌体墙的简化分析模型如图7所示，根据材料力学和结构力学概念，已知竖向荷载、水平荷载、材料强度以及窗间墙、窗下墙截面尺寸，能够计算出上述两个位置的截面抵抗矩和端部拉应力。显然，拉应力最大的位置会首先开裂。假定竖向荷载单独作用形成的压应力在两个位置截面均匀分布，窗间墙底部A点与窗下墙底部B点的应力表达式见式（1）和式（2），式中：δ为砌体墙厚度。

图7 砌体墙受力分析示意Fig.7 Analysis of force acting on masonry wall

砌体墙到底出现何种转动模式，理论上与水平荷载作用下窗间墙底部（A 点）拉应力和窗下墙底部（B点）拉应力的相对大小有关。窗下墙B 点处水平截面所受弯矩较大，且竖向荷载产生的压应力较小，但截面抵抗矩较大；
窗间墙底部A 点处所受弯矩较小，且竖向荷载产生的压应力较大，但截面抵抗矩较小。当窗间墙底部A点拉应力相对B点较大时，发生窗间墙转动模式，反之，则出现窗间墙连带窗下墙整体转动模式。

此次试验中，对于试件RW1和试件RW2，正向或负向加载时窗间墙底部截面端部的垂直拉应力大于窗下墙底部截面右侧的垂直拉应力，水平初裂缝出现在窗间墙底部，窗间墙产生绕其底部受压区的转动变形现象，如图8（a）和图8（b）所示。文献［8］中第1 组3.3 m 开间试件，“凸”形砌体墙两侧窗下墙未设置端部竖向约束，但窗间墙宽度为1.8 m，发生的是窗间墙连带窗下墙的整体转动现象。

图8 试验试件的转动变形Fig.8 Rotational deformation of test specimens

从试件RW1和试件RW2的正向裂缝分布情况可以发现：当窗间墙宽度较小而窗下墙总宽度较大时，窗下墙端部是否设置约束对转动主体影响不大。从细节来看：由于压梁对窗下墙的刚性约束作用，试件RW2窗下墙范围内的次生水平裂缝多数集中于窗下墙的中上部区域，而试件RW1窗下墙范围内的次生水平裂缝多数集中于窗下墙的下部区域。

试件RW3 为“L”形立面，窗下墙端部未约束竖向位移。同理分析，正向加载时窗间墙发生转动变形，负向加载时整片墙体产生绕窗下墙底部右侧受压区的顺时针转动变形，如图8（c）所示。与文献［8］相比，此次试验竖向荷载集中加载于砌体墙顶面中心点，试件的转动变形现象更为明显。

对于非立面对称砌体墙，无论发生的是窗间墙自身转动以及窗间墙连带窗下墙的整体转动，还是发生的窗间墙连带底部三角形区域的转动，均表明了转动失效也是该类砌体墙的一种典型破坏模式。

3.2 转动变形影响因素分析

影响转动变形的因素主要包括砌体材料强度、竖向荷载、高宽比、立面形状、约束条件及水平力作用方向等。水平力作用方向对砌体墙转动变形的影响是与非对称立面形状、非对称约束条件因素联合产生的影响，本节不单独进行分析。分析转动变形影响因素时，参考了部分相关砌体墙抗震试验文献，由于文献有着各自的研究目的，所给出的试验破坏过程不一定描述试件的转动变形现象，但可从转动变形特点、最终破坏照片或破坏示意图等对试件是否存在转动变形进行综合分析判断。

（1）砌体材料强度

如4.1 节所述，砌体材料强度是决定砌体墙发生受剪破坏或是转动失效的一个重要因素。砌体材料强度较小时，随着水平荷载的增加，窗间墙并未达到克服竖向荷载及窗间墙底部截面抵抗拒而产生转动时，即可能发生剪切破坏。大量老旧砌体房屋受建造时期设计标准、施工质量等影响，砌筑砂浆实际强度很差，发生受剪破坏的概率相对更高［9］。

当砌体材料强度较高时，窗间墙自身的实际受剪能力大于所受到的水平荷载，而弯矩作用下底面受拉侧砌体达到极限拉应变，窗间墙即发生底部水平开裂现象，水平裂缝出现后，前阶段的弯曲变形随即转变为转动变形。砌体材料强度越高，砌体墙越容易出现转动变形现象。

此次试验砖的实测抗压强度平均值为15.3 MPa，砌筑砂浆为13.8 MPa，砌体墙的实际受剪承载能力远大于所施加的水平荷载，发生的是窗间墙或窗间墙连带窗下墙的转动失效模式。

（2）竖向荷载及作用方式

竖向荷载越小，砌体墙越容易出现转动变形，最终出现转动失效而不是受剪破坏。随着竖向荷载的增加，砌体墙的受剪能力增加，但同时其抗转动能力也在增加，且因竖向荷载作用点向翘起端移动导致抗转动能力的增加幅度更大，也即越不容易出现转动变形。

文献［10］进行了多组砌块墙抗震性能试验，试件W-8、试件W-9 和W-10 为一组不同竖向压应力（0.1 MPa、0.3 MPa 和0.5 MPa）和无构造柱的试件。根据破坏过程描述及照片，轴压应力较小的试件W-8 存在转动变形过程，至加载结束时未出现对角斜裂缝等受剪破坏特征。试件W-9 的破坏照片存在斜向裂缝，但其滞回曲线有着相对较长的下降段，与受剪破坏的脆性特点不太相符，判断该试件也存在着一定程度转动变形现象。

文献［11］进行了3组9片带构造柱砌体墙的抗震性能试验，每组中试件的竖向压应力分别为0.13 MPa、0.51 MPa和1.20 MPa（第3组W3-b为0.32 MPa）。根据试验现象描述，端部构造柱约束下各试件的最终破坏模式均为砌体墙出现X 形裂缝受剪破坏，但对于竖向压应力最小的试件，其底部截面存在水平通缝，表明即使有端部构造柱的约束，加载过程中试件仍存在转动变形现象；
相应地，竖向压应力0.51 MPa和1.20 MPa则未出现水平通缝。

竖向荷载作用方式：砌体房屋外纵墙中，窗间墙顶部的竖向荷载分布方式主要是均布荷载和集中荷载两种方式。上层外纵墙传递下来的荷载是均布荷载，楼面大梁传递给窗间墙的荷载是集中荷载。水平地震作用时，上层外纵墙传递下来的荷载呈偏心分布，而楼面梁传递的荷载仍然为集中分布。

砌体墙发生转动时，顶面一端翘起，竖向荷载由均布方式转变为梯形分布甚至三角形分布，合力作用点向翘起端移动，抑制砌体墙的转动。墙体一端翘起幅度越大，合力点越靠近翘起端的端部，对转动的约束程度越大。楼面梁传递至窗间墙的集中荷载作用点始终位于窗间墙的中心位置，对墙体转动影响的变化程度较小。此次试验竖向荷载采用单点加载方式，作用于墙体顶面中心位置，最终均发生了转动失效模式。

砌体墙的抗震试验中，四连杆加载装置的加载梁可以强制约束墙体转动，实现试件严格按照受剪机制破坏的试验目的。L 形加载装置相当于在墙体顶部额外施加一个与试件转动方向反向的弯矩，一定程度上减弱试件的转动变形。从砌体房屋外纵墙的实际受力状态来看：在层数不多、竖向压应力较小以及材料强度较高等情况下，窗间墙发生转动失效破坏的概率更大一些。也就是说，对于这些情况下的砌体墙，强制其发生剪切破坏是与实际受力和变形机制不相符的。

（3）高宽比

高宽比越小，墙体剪切变形成分越多；
高宽比越大，墙体的弯曲变形成分越多，相应地，墙体底部出现水平裂缝之后，变形机制转变为以转动变形为主，即越容易出现转动变形。文献［12］进行了3 片1/5 比例联肢砌体墙抗震性能试验，各试件带有2个窗洞口或门洞口。从试验结果照片来看：试件W-2右侧墙肢（高宽比2.41）和试件W-3 左右两侧墙肢（高宽比2.21）属于高宽比较大的墙肢，其破坏形态主要表现为转动失效；
而试件W-1 中间墙肢（高宽比0.82）、试件W-2 左侧（高宽比0.79）及中间墙肢（高宽比0.64）、试件W-3 中间墙肢（高宽比1.22）属于高宽比较小的墙肢，其破坏形态主要表现为受剪破坏。从破坏过程描述来看：出现水平裂缝或洞口角点斜向上方裂缝的出现，均是墙肢存在转动变形的特征。

（4）立面形状

砌体房屋层间外纵墙的典型立面形状是“凸”形、“L”形和矩形。厂房层高较高，同一层内的纵墙及山墙往往设置两层门窗洞口，洞口尺寸或者上下对应位置变化时，增大了墙体立面的复杂程度。

立面形状是影响砌体墙转动主体的一个重要因素，就单个墙肢而言，立面对称性越差，砌体墙越容易出现转动现象。除此次试验及文献［8］试验现象，文献［13-16］进行的带窗洞口砌体墙试验中，洞口两侧墙肢均为“L”形，存在由窗间墙与窗下墙顶面交点向斜下方开裂现象，表明其转动主体为窗间墙连带着下部的三角形区域。

文献［16］进行了1片带窗洞口砌体墙和2片体外预应力加固带窗洞口砌体墙的抗震性能试验。分析试验现象可知：无论未加固试件还是加固试件，其洞口两侧“L”形墙肢均存在转动变形现象，如图9所示。需要说明的是：窗间墙与窗下墙相交的区域内，其裂缝形状虽呈斜向，但并非受剪形成，而是随着窗间墙转动，由窗间墙与窗下墙交点处斜向下开展形成。

图9 文献［16］砌体墙破坏示意Fig.9 Schematic diagram of masonry wall failure in［16］

文献［17］进行了4片复杂立面形状砌体墙的抗震性能试验，所有试件均为非对称立面，开裂至破坏全过程砌体墙伴有明显的转动变形现象，正负方向的转动变形主体不同或不完全相同。以试件MQ3为例，该试件一侧带门洞口另一侧带窗洞口，且窗下墙和窗上墙端部均设置约束，其两个方向下的转动主体如图10所示。

图10 文献［17］试件MQ3转动主体示意Fig.10 Schematic diagram of rotating main body of MQ3 in［17］

（5）约束条件

约束条件指的是窗下墙端部的约束情况，“凸”形和“L”形墙体左右窗下墙从使用功能上分为普通窗下墙和门联窗窗下墙，两种窗下墙的约束条件不同，约束与否会改变墙体的受力状态，进而影响墙体的转动变形机制。

普通窗下墙的跨中位置为反弯点，水平荷载作用时，理论上不会产生竖向位移，而门联窗的窗下墙其端部为自由状态。以“L”形砌体墙为例：当窗下墙属于门联窗类型且水平荷载由窗侧向门侧方向作用时，其开裂部位可能位于窗下墙底部，此时为窗间墙连带窗下墙的整体转动变形；
也可能位于窗下墙顶部，此时为窗间墙局部转动变形，如此次试验试件RW3。而当窗下墙受到约束时，则只可能出现窗间墙的局部转动变形或窗间墙连带部分下侧墙体的转动变形，如文献［8］试件。

（1）进行了3片足尺门窗间砌体墙低周反复荷载试验，试件形状为“凸”形和“L”形，试件均表现出明显的转动失效特征，属于窗间墙转动或窗间墙连带窗下墙整体转动失效的破坏模式。门窗间砌体墙发生转动失效破坏时，具有明显的延性破坏过程，骨架曲线具有二折线特征。

（2）“凸”形和“L”形砌体墙发生窗间墙转动或窗间墙连带窗下墙整体转动时，同样侧移条件下前者墙顶端部翘起量大于后者，导致其承担的竖向荷载相对更大，对应的水平荷载也越大。

（3）水平与竖向荷载作用下，门窗间砌体墙发生受剪破坏和转动失效的关键在于窗间墙水平截面的受剪能力是否大于其受到的水平荷载。

（4）影响转动变形的因素主要包括砌体材料强度、竖向荷载、高宽比、立面形状、约束条件及水平力作用方向等。砌体材料强度越高、高宽比越大以及立面对称性越差，砌体墙越容易出现转动变形现象以及发生转动失效，反之则容易发生受剪破坏。试验结果为进一步研究砌体墙的转动变形问题提供了试验数据与参考。

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