0 引言

　　 由于砌体结构易取材、施工方便和经济实用的特点，目前仍然是我国广大村镇住宅建筑首选的结构形式。而混凝土砌块因具备很多优点，在砌体结构中的应用越来越广泛 ^[1]。

　　 国内很多学者 ^[2,3,4,5]对各类混凝土砌块砌体墙的抗震性能进行了试验研究，包括抗剪试验、拟静力试验和拟动力试验等 ^[6,7],积累了丰富的成果。但由于人工砌筑的砌块砌体墙存在着施工质量无法保证、成本高、耗费时间长以及易受天气影响等诸多缺点，在实际应用中出现了很多问题。而国家大力推行的装配式建筑可以很好地解决人工砌筑过程中的很多问题，但目前国内对于装配式混凝土砌块砌体墙的研究基本处于空白阶段，因此，需对混凝土砌块砌体墙的受力性能进行更加深入的研究。

　　 为解决上述存在的问题，本文对自动砌墙机(图1)生产的新型企口装配式砌块砌体墙的抗震性能进行了较为深入的研究，在课题组对该类空心混凝土砌块砌体基本力学性能研究的基础上，设计了6片缩尺的新型企口装配式砌块砌体墙，并对其进行了拟静力试验，探究竖向压应力和高宽比对该类新型企口装配式砌块砌体墙抗震性能的影响。

　　 图1 自动砌墙机  

　　  

　　 图2 主砌块示意图  

　　  

　　 图3 互锁示意图  

　　 图4 墙体示意图   

　　  

1 试验概述

1.1 试件设计与制作

　　 根据实际情况中纵墙和横墙的尺寸，采取1∶2的缩尺比例，并结合具体实验室条件，共设计了6个试件，编号为W1～W6,具体参数如表1所示。主砌块、互锁、墙体示意图分别见图2～4,砌块强度为MU7.5,提前对梁与墙体接触面进行凿毛处理，以增大梁与墙体间的摩擦力，防止试件提前开裂破坏。墙体与梁的接触面采用超高性能早强砂浆(2h内砂浆强度提高至20MPa),砌块间的水平灰缝砂浆强度等级均为Mb7.5,灰缝厚度为10mm, 底梁和顶梁的截面尺寸均为300mm×200mm, 梁内纵筋分别为816 和416,墙体构件制作时先完成底梁的制作，之后在底梁上砌墙，最后将顶梁与墙体连接部分采用超高性能早强砂浆连接。

 

　　  

　　 试件参数 表1

试件 编号	长度 L/mm	高度 H/mm	高宽比	竖向压应 力/MPa	构造 措施	砌块强度 (承重)	砂浆 强度
W1	1 000	1 400	1.40	0.3	无	MU7.5	Mb7.5
W2	1 400	1 400	1.00	0.3	无	MU7.5	Mb7.5
W3	1 800	1 400	0.78	0.9	无	MU7.5	Mb7.5
W4	1 000	1 400	1.40	0.9	无	MU7.5	Mb7.5
W5	1 400	1 400	1.00	0.9	无	MU7.5	Mb7.5
W6	1 800	1 400	0.78	1.2	无	MU7.5	Mb7.5

 

　　  

1.2 材料性能

　　 试验所采用的砌块砌体墙主砌块的截面尺寸为400mm×190mm×190mm, 辅砌块截面尺寸为200mm×190mm×190mm, 该类新型企口装配式主砌块的实际接触面面积占整体截面面积的48%,主砌块的强度等级为MU7.5,根据《砌体基本力学性能试验方法标准》(GB 50129—2011) ^[8]的要求，对制作墙体时的同一批次的4组砌块，共12个材性试样，进行了标准的抗压强度试验，试验测得主砌块的平均抗压强度为12.1MPa。

　　 同时，对6个普通砂浆试块和6个超高性能早强砂浆试块进行了强度测试，经过标准抗压试验，得出普通砂浆试块和超高性能早强砂浆试块的实际抗压强度平均值分别为7.6MPa和36.7MPa。

1.3 加载方案与测点布置

　　 本次试验加载方式采用低周反复加载，采用MAS-5000电液伺服加载系统进行水平加载，墙体的竖向荷载由型号为RSC-3050的千斤顶施加，加载范围为0～300 kN。本试验加载采用力-位移混合控制制度，先通过预加载来检查墙体的安装情况以及千斤顶、位移传感器、力传感器等仪表的工作情况，当预加载检查和调试完毕后，便开始正式加载。首次开裂前采用力加载制度，每级力加载只循环1次，墙体首次出现裂缝后，便将加载制度调整为位移加载，每级位移加载所采取的位移值取墙体首次开裂时所对应位移的整数倍，逐级递增，位移加载每级加载2次，当墙体水平承载力达到最大值并逐渐减小到最大荷载的85%以下时，继续加载到规定位移，之后先将水平作用力卸载至0,得出残余变形，再将位移加载到0,停止试验。

　　 墙体底梁两端采用两根大钢梁压紧，并用螺杆和螺栓锚紧，在一侧墙面对称贴上混凝土应变片，在顶梁中间位置布置位移传感器LVDT1,在墙体顶部位置布置位移传感器LVDT2,在墙体中部位置布置位移传感器LVDT3,在墙体底梁中间位置布置一个百分表，用来监测墙体底梁滑移，见图5。试验加载装置见图6、图7。

　　 图5 测点布置示意图  

　　  

　　 图6 加载装置示意图   

　　  

　　 图7 实际加载装置照片  

　　  

2 试验现象及结果分析

2.1 试件W1

　　 当荷载加载到P=7.5kN时，第2层(从下到上)水平砂浆右侧出现裂缝。首次出现裂缝后采用位移加载，随着位移的进一步增加，墙体水平砂浆裂缝逐渐呈阶梯状形态，水平砂浆裂缝的宽度在加载过程中也略有增大。当位移加载到Δ=9.51mm时，第4皮水平砂浆灰缝彻底破坏，形成通缝，此时承载力下降到极限荷载的85%。当位移加载到Δ=-10.86mm时，墙体右下角出现受拉破坏的斜裂缝，墙体的主要破坏形式为剪摩破坏，见图8(a)。

2.2 试件W2

　　 当荷载加载到P=19kN时，第2层水平砂浆出现了裂缝。改用位移加载后，随着位移的增加，试件W2的破坏过程与试件W1类似，先形成阶梯状的水平砂浆裂缝。但在加载过程中，墙体水平裂缝和竖向企口的宽度都略有增大。当位移加载到Δ=6.10mm时，第2,3层水平灰缝以及第2,3皮砌块间企口形成水平通缝，墙体达到破坏荷载，负向加载出现斜裂缝，整体破坏形式为剪摩破坏，见图8(b)。

2.3 试件W3

　　 当荷载加载到P=-48kN时，第2层水平砂浆右侧出现裂缝。改用位移加载后，当位移加载到Δ=3.20mm时，墙体出现一条从上至下的阶梯状水平砂浆裂缝，并伴随出现一些斜裂缝。当位移加载到 Δ=-3.20mm时，墙体出现另外一条交叉的阶梯状水平砂浆裂缝，同时有更多的斜裂缝出现，第3皮右侧砌块和第4皮中间砌块的企口被显著拉开，并伴随部分砂浆剥落，第3皮右侧砌块出现了垂直墙面方向的凸出现象，墙体出现的裂缝主要以斜裂缝为主，随着斜裂缝长度、宽度及数量的不断增加，墙面最终呈“X形”破坏，破坏形式主要为剪压破坏+剪摩破坏，见图8(c)。

2.4 试件W4

　　 当荷载加载到P=-20.2kN时，第2层水平砂浆左侧出现裂缝，水平砂浆裂缝的数量随位移的增加也逐渐增多。改用位移加载后，当位移加载到Δ=8.70mm时，墙体出现单向阶梯状水平砂浆裂缝，此时正向荷载达到最大值，之后第2皮砌块上出现受拉破坏产生的斜裂缝，此时负向荷载也达到最大值。当位移加载到Δ=-10.05mm时，墙体左下侧出现贯通斜裂缝，此时荷载下降到最大荷载的85%以下，破坏形态为下部交叉状的阶梯状破坏，破坏形式为剪压破坏，见图8(d)。

2.5 试件W5

　　 当荷载加载到P=39kN时，第2层水平砂浆左侧出现裂缝。改用位移加载后，当位移加载到Δ=3.93mm时，第2层灰缝形成通缝裂缝。当位移加载到Δ=-3.99mm时，墙体出现单向阶梯状水平砂浆裂缝，并且第2皮砌块和第1皮砌块上出现受拉破坏的斜裂缝，此时负向荷载达到最大值。当位移加载到Δ=-4.82mm时，第1皮左下角砌块出现多条斜裂缝而彻底破坏，破坏形式为剪摩破坏+剪压破坏，见图8(e)(由于左下角砌块破坏较为严重，试验结束后工人的暴力吊装导致其完全脱落)。

2.6 试件W6

　　 当荷载加载到P=56kN时，第2皮水平砂浆左侧出现裂缝。改用位移加载后，随着位移的逐渐增大，墙体上的水平砂浆裂缝和砌块的斜裂缝也逐渐增多，之后出现了多组阶梯状水平砂浆裂缝。当位移加载到Δ=3.50mm时，墙体左上角和右下角都出现了受拉破坏的斜裂缝，此时正向荷载达到最大值，随着位移的继续增加，墙体的裂缝宽度和数量不断增大，部分斜裂缝贯通，最终墙体发生剪压破坏，墙面呈“X形”裂缝，见图8(f)。

　　 图8 墙体破坏形态  

　　  

　　 由上述破坏过程及形态可以得到以下结论：

　　 (1)与带有竖向砂浆的砌块砌体墙不同，当墙体在低周反复荷载作用下发生破坏时，普通带竖向砂浆的砌块砌体墙会产生竖向砂浆裂缝，进而同一皮相邻砌块间的相互作用会逐渐消失，而该类新型企口装配式砌块砌体墙不会产生竖向砂浆裂缝，较为常见的是部分相邻互锁砌块的企口缝隙宽度增大，但是绝大部分相邻砌块间仍然保留着“齿轮状”企口的咬合作用，进而会提高垂直于墙面方向的稳定性，改善墙体的抗震性能。

　　 (2)竖向压应力越大，墙体破坏得越彻底，裂缝数量也越多，墙体的主要破坏形式逐渐由剪摩破坏发展成剪压破坏，比如试件W6相比于试件W3破坏得越彻底。虽然试件W6斜裂缝的数量较试件W3要少，但其出现了多个阶梯状的水平砂浆裂缝，墙体“X形”的破坏形态越明显，主要是因为竖向压应力越大，墙体所受到的约束也越大，进而裂缝之间的骨料咬合作用和摩擦力也更大，所以破坏也越严重。

　　 (3)高宽比越小，墙体发生破坏的形式也越倾向于剪压破坏，主要是因为高宽比越小，墙体的稳定性越强，一旦发生破坏会导致较高的破坏程度，产生更大范围的阶梯状水平砂浆裂缝和斜裂缝，破坏的形态也越丰富。比如部分墙体破坏过程中，企口砌块甚至发生了垂直于墙面方向的凸出现象，主要是因为在某一次正向加载时，该企口砌块上面的水平砂浆裂缝与其他水平裂缝、斜裂缝及竖向企口形成了一个近似于三角形的活动整体，加载时会拉动该整体致使该企口砌块上部水平砂浆彻底被破坏，提高了该砌块的自由度，在下一次正向加载时，该企口砌块下方出现了斜裂缝，形成了包含该企口砌块的活动整体，达到位移加载最大值时，该企口已被彻底拉开，互锁作用基本失效，之后往负向加载时，由于自由度提高，该企口砌块底部回落的位置出现了偏差，最终导致该企口砌块出现突出平面外的现象。

3 抗震性能分析

3.1 试验结果

　　 6片墙体试件的抗震试验结果如表2所示，从表2中可以得到以下结论：

　　 新型企口装配式砌块砌体墙抗震性能试验结果 表2

试件编号	Pcr/kN	Pmax/kN	Pu/kN	Δcr/mm	Δmax/mm	Δu/mm	Δu/Δcr
W1	7.50	24.8	21.1	1.81	9.05	9.51	5.28
W2	19.0	34.9	29.2	1.28	5.12	6.10	4.77
W3	48.0	95.0	81.0	0.80	3.20	3.38	4.23
W4	20.2	39.6	33.6	2.20	8.70	10.05	4.57
W5	39.0	70.2	58.7	1.33	3.93	4.82	3.68
W6	56.0	120.1	101.8	0.88	3.50	3.10	3.52

 

　　 注：P_cr为首次开裂荷载；P_max为最大荷载；P_u为破坏荷载；Δ_cr为墙体首次开裂位移；Δ_max为墙体达到最大荷载时的位移；Δ_u为墙体下降到破坏荷载时的位移；Δ_u/Δ_cr为墙体的延性系数。

　　  

　　 (1)提高墙体的竖向压应力，会使墙体的开裂荷载得到显著提升，试件W4相对于试件W1,试件W5相对于试件W2,试件W6相对于试件W3,其开裂荷载分别提升2.70倍、2.05倍、1.17倍，最大抗剪承载力分别提升1.60倍、2.01倍、1.26倍。同时，墙体所受的竖向压应力与开裂位移具有较为明显的正相关关系，但其破坏位移和极限位移与竖向压应力的关系则呈负相关，增大竖向压应力会显著降低墙体延性。

　　 (2)高宽比的减小对墙体的抗剪承载力有着显著的改善作用，试件W2相对于试件W1,试件W3相对于试件W4,试件W3相对于试件W5,其开裂荷载分别提升2.53倍、2.38倍、1.23倍，最大抗剪承载力分别提升1.41倍、2.40倍、1.35倍，墙体的开裂位移和破坏位移也随墙体高宽比减小而下降，墙体的延性也显著降低。

　　 (3)企口互锁对墙体的水平抗剪承载力影响不大，因为墙体的抗剪承载力主要来自于水平砂浆与砌块间的相互作用力，竖向砂浆或同一皮相邻砌块的其他连接对墙体的水平抗剪承载力影响较小。

3.2 滞回曲线

　　 6片墙体试件的滞回曲线如图9所示，从图中可以得到以下结论：

　　 (1)首次开裂前，该类新型企口装配式砌块砌体墙墙体近乎保持弹性的受力特征，滞回曲线为近似的直线形态，围成的面积很小，墙体耗能很少；随着位移的增加，新型企口装配式砌块砌体墙墙体逐渐表现出弹塑性的受力特征，滞回曲线由狭长的形状逐渐转变为梭形，滞回曲线所围的面积也逐渐增大，出现了明显的残余变形，刚度退化显著；随着墙体破坏程度进一步加重，部分墙体滞回曲线的形状逐渐发展成反S形，滞回面积进一步增大，表现出一定程度的捏拢现象；由于在砌体与顶梁、底梁连接处采用了超高性能早强砂浆，所以砌体与顶梁、底梁的连接性能良好，因此极大地限制了加载过程中墙体的滑移现象。

　　 (2)高宽比越小，滞回曲线所围面积也越大，但滞回圈数较少。当滞回曲线达到峰值承载力后，荷载下降速度也较快，后期滞回曲线表现出的反S形现象较不明显，这是因为高宽比越小的墙体，破坏得越彻底，所以其承载力下降较快。且在加载后期，高宽比越小，墙体越稳定，滑移程度也越轻，所以也限制了滞回曲线向反S形发展的趋势，墙体耗能能力得到了更充分的发挥。

　　 (3)竖向压应力越大，墙体初期和中期的滞回曲线也越饱满，所围的面积也越大，较大的竖向压应力也会增加墙体受到的约束，较好地限制了墙体的滑移，从而限制了滞回曲线向反S形发展的趋势，而部分竖向压应力较小的墙体如试件W1,因滑移较大，其滞回曲线形状向着Z形发展。

　　 图9 墙体滞回曲线  

　　  

3.3 骨架曲线

　　 6片墙体试件的骨架曲线如图10所示，从图中可以得到以下结论：

　　 图10 墙体骨架曲线  

　　  

　　 (1)6片墙体刚度的退化趋势基本一致：墙体首次出现裂缝前，基本保持弹性受力特征，其骨架曲线的斜率基本无明显变化；墙体首次出现裂缝后，随着加载位移的增加，墙体表现出明显的弹塑性受力特征，骨架曲线的斜率不断下降，曲线逐渐弯折，随着位移的进一步增加，当墙体达到最大水平承载力并进入破坏阶段时，骨架曲线在最大荷载对应的位移处出现明显的拐点，骨架曲线斜率变为负值。

　　 (2)增加墙体所受的竖向压应力，会使其刚度提升显著，试件W4相对于试件W1、试件W5相对于试件W2、试件W6相对于试件W3,墙体首次出现开裂时的刚度分别提升了2.35倍、1.78倍和1.12倍，抗震承载力也得到提高。同时，墙体的破坏位移也有一定程度的增大。这是因为墙体所受的竖向压应力越大，其所受到的约束也越强，水平裂缝和斜裂缝之间的骨料咬合力和摩擦作用也得以加强，因此，墙体的抗震承载力、抗剪承载力也得以提升。

　　 (3)墙体竖向压应力一定时，其刚度与其高宽比大小成反比，因为高宽比小的墙体，其整体性更强。

3.4 刚度退化曲线

　　 本文的刚度退化曲线依据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015) ^[9],割线刚度取每一级加载时，首次循环加载所出现的正向和负向最大荷载值的绝对值之和，之后再计算出每一级首次循环加载时正负向最大荷载分别对应的水平位移，对正负向水平位移绝对值进行求和，正负向荷载绝对值的和除以对应位移绝对值的和即为割线刚度K_i ^[10],具体如下式：

　　
|+Κi=|+Ρi|+|-Ρi||+Δi|+|-Δi|         (1)

　　 6片墙体试件的刚度退化曲线如图11所示，从图中可以得到以下结论：

　　 图11 墙体刚度退化曲线  

　　  

　　 (1)6片墙体刚度的退化趋势基本一致：墙体首次开裂前，随着加载荷载的逐渐增加，墙体刚度逐渐开始下降，且下降速率较快；墙体首次出现裂缝后，加载位移进一步递增，处于弹塑性阶段墙体的刚度退化速度较首次开裂前慢，墙体刚度退化趋势逐渐趋于稳定。

　　 (2)墙体的竖向压应力增大时，其刚度提升较为显著，试件W4相对试件W1,试件W5相对于试件W2,试件W6相对于试件W3,墙体首次出现开裂时的刚度分别提升了2.35倍、1.78倍和1.12倍，首次开裂前的刚度减小速率较快，首次开裂后，改用位移加载，位移进一步增加，此时，提高墙体的竖向压应力，会明显降低墙体刚度退化的速率，主要是由于墙体所受的竖向压应力越大，其整体会受到更大的约束作用，从而加强裂缝间的骨料咬合作用，较大的约束力限制了墙体裂缝的继续发展，从而使墙体承载力的减小速度降低。

　　 (3)墙体刚度受高宽比的影响较为明显，增加墙体的高宽比，会使墙体首次开裂前的刚度衰减的速度变慢，但是首次出现裂缝后，墙体进入弹塑性阶段时，随着加载位移的进一步增加，墙体刚度退化曲线的斜率变化速度在逐渐下降，其刚度退化整体向平稳的趋势发展，高宽比对这阶段墙体刚度影响较小。

　　 图12 等效黏滞阻尼系数 计算示意图  

　　  

3.5 耗能性能

　　 本文墙体的耗能性能是通过等效黏滞阻尼系数ζ_e来表示，试件等效黏滞阻尼系数ζ_e计算示意图见图12,具体公式如下 ^[11]:

　　 ζe=12π⋅SABC(+SADC(SΔBOE+SΔFOD         (2)ζe=12π⋅SABC(+SADC(SΔBΟE+SΔFΟD         (2)

　　 式中：SABC(SABC(和SADC(SADC(分别为ABCABC⌢和ADCADC⌢的面积；S_ΔBOE和S_ΔFOD分别为ΔBOE和ΔFOD的面积。

　　 6片墙体的等效黏滞阻尼系数ζ_e见表3。由墙体等效黏滞阻尼系数(表3)可以看出：

　　 (1)提高墙体的竖向压应力，会降低其等效黏滞阻尼系数ζ_e,所以新型企口装配式砌块砌体墙的耗能能力也随之下降；降低墙体的高宽比，会使等效黏滞阻尼系数ζ_e逐渐变大，墙体的耗能能力也随之增强，这是因为提升墙体的高宽比，会导致其剪摩破坏效应成为更为主要的破坏形式，墙体的稳定性较差，降低了墙体的耗能能力。

　　 (2)新型企口装配式砌块砌体墙的等效黏滞阻尼系数ζ_e要高于一般的无筋砌体墙，主要是因为该类墙体同一皮砌块采取企口互锁的形式相接触，砌

　　 等效黏滞阻尼系数ζ_e表3

试件编号	竖向压应力/MPa	高宽比	ζe
W1	0.3	1.40	0.190 5
W2	0.3	1.00	0.205 4
W3	0.9	0.78	0.231 6
W4	0.9	1.40	0.172 8
W5	0.9	1.00	0.187 9
W6	1.2	0.78	0.230 8

 

　　  

　　 块与砌块间并无水平作用力，同一皮砌块的整体性要低于普通竖向砂浆连接砌块的整体性，所以更容易形成阶梯状裂缝，抑制了墙体剪摩破坏和滑移破坏，墙体破坏得更为彻底，耗能能力发挥得更充分。

4 受剪承载力计算

　　 根据《砌体结构设计规范》(GB 50003—2011) ^[12]和《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[13],本文砌块砌体墙的抗剪承载力采取下面方法计算：

　　 先计算出本文砌块砌体墙抗剪强度的平均值f_{v, m}:

　　 fv,m=k5f2−−√         (3)fv,m=k5f2         (3)

　　 式中：f_{v, m},f₂分别为墙体抗剪强度平均值和砂浆抗压强度平均值；k₅为分项系数，混凝土砌块取0.069。

　　 为保证本文砌体墙体设计的安全性，取砌体墙抗剪强度的平均值代入抗震强度计算公式，则砌体墙抗剪强度设计值f_v为：

　　 fv=fv,m=k5f2−−√=0.19MPa         (4)fv=fv,m=k5f2=0.19ΜΡa         (4)

　　 混凝土砌块沿阶梯形裂缝破坏的抗剪强度设计值V应按下式计算：

　　 V≤fvEA/γRE         (5)V≤fvEA/γRE         (5)

　　 式中：f_vE为砌块砌体破坏的抗震抗剪强度设计值，f_vE=ζ_Nf_v,其中ζ_N为砌块砌体抗震抗剪强度的应力影响系数，按《砌体结构设计规范》(GB 50003—2011)中表10.3.1取值；A为单皮砌体的实际受剪面积；γ_RE为承载力抗震调整系数，本文取1.0。

　　 哈尔滨工程大学的韩有鹏 ^[14]在统计了国内不同类型混凝土砌块砌体的抗剪强度后，推导出了考虑孔洞率影响的混凝土砌体的抗剪强度平均值f¹_{v, m},计算公式如下：

　　 f1v,m=0.13ξP(1−α)f2−−√         (6)fv,m1=0.13ξΡ(1-α)f2         (6)

　　 式中：f1v,mv,m1为沿通缝抗剪强度的平均值；α为单个砌块的孔洞率；ξ_P为砌体的销键影响系数，本文为空心砌块，所以此处ξ_P取1;f₂为砂浆抗压强度平均值。再按照规范的公式(5)进行计算，具体计算结果见表4。

　　 试件拟合结果与公式计算结果对比 表4

构件 编号	试验值V试 /kN	式(1)计算值 V1/kN	V试/V1	式(2)计算值 V2/kN	V试/V2
W1	24.8	24.4	1.016	22.0	1.127
W2	34.9	34.1	1.023	30.8	1.133
W3	103.6	65.2	1.589	62.1	1.668
W4	39.6	36.2	1.094	34.5	1.148
W5	70.2	50.7	1.385	48.3	1.453
W6	120.1	75.1	1.599	72.4	1.658

 

　　  

　　 从表4可以看出，无论是按规范公式计算还是按试验拟合公式计算，新型企口装配式砌块砌体墙都有一定的安全强度储备，随着高宽比的减小和竖向压应力的增大，墙体的安全强度储备也逐渐增大，因此新型企口装配式砌块砌体墙可以在抗震烈度较低的广大村镇地区推广使用。

5 结论

　　 (1)当所受竖向压应力较小时，新型企口装配式砌块砌体墙的破坏形态以剪摩破坏为主，竖向压应力较大时以剪压破坏为主，且新型企口装配式砌块砌体墙的抗剪承载力能满足规范要求，具有较大的安全强度储备，适合在抗震烈度较低的广大村镇地区推广使用。

　　 (2)对于新型企口装配式砌块砌体墙，墙体所受的竖向压应力越大，墙体会受到更强的约束作用，进而各种裂缝之间的骨料咬合作用和摩擦力也得以提升，从而使墙体的抗震承载力提升。同时，墙体的开裂位移和破坏位移也越大，但延性越差，耗能能力也越差。

　　 (3)高宽比越小，新型企口装配式砌块砌体墙的抗剪承载力也越大，其开裂位移和破坏位移略有减小，延性变差，耗能能力变强。

　　 (4)随着竖向压应力的增大和高宽比的减小，墙体在首次开裂前，其刚度减小的速度较快；墙体首次开裂后，随着加载位移的增加，墙体刚度减小的速度逐渐变慢，趋于平稳。

　　 (5)企口的互锁作用对于无竖向砂浆企口砌块砌体墙的抗震抗剪承载力无明显影响，但是会增加墙体在垂直于墙面方向的稳定性。同时，也会让墙体破坏得更为彻底，提升了墙体的耗能能力。