支杆混凝土砌块模型(1)

三支杆混凝土砌块模型-填充墙钢框架
摘要：在框架结构砌块填充板已久负盛名影响强度，刚度和延性复合结构。

在地震区，忽视了综合行动并非总是在安全方面，由于面板和之间的横向载荷作用下框架下的互动大大地改变刚度和复合结构的动力特性，因此，其应对地震荷载。

这项研究提出了一种估计刚度和混凝土砌块，填充墙钢框架结构侧向荷载能力（CMISFs）在角落里破碎模式的失败，以及在钢铁架杆的内力的简便方法。

在此方法中，每个小组砌体代替三个对砌体填充各向异性行为为基础的力变形特征支柱。

钢框架结构的简化模型，并给出基于该CMISF失败的记录模式。

该方法可以很容易地在电脑和非线性分析及三维结构的设计包括CMISF结构。

分类号：10.1061/(ASCE)0733-9445(2003)129:2(177)
CE数据库关键词：混凝土砌块，有限元法，钢框架;模型。

简介
砖混填充板可以发现在钢筋混凝土和钢架结构的内外墙。

由于它们通常是作为建筑元素考虑，往往忽视他们的存在是由结构工程师。

但是，他们往往与周围进行交互时，框架结构在地震荷载;所产生的系统被称为一个填充墙框架。

无视加劲加强周边帧的填充效果并不总是保守的态度，因为严厉的建筑物，通常情况下，更高的它吸引了地震荷载。

如果该小组是过分，因此部分或全部失败，高力所吸引，先前僵硬的框架填充墙进行会突然转移到更灵活的框架填充后的部分或全部损坏。

此外，刚度分布的变化可以带来更高的扭转效应，由于地震力。

由于问题的复杂性和现实的，而简单的分析模型的情况下，砌体，填充面板效果往往忽略了建筑结构的非线性分析。

这样的假设可能导致大量不准确预测横向刚度，强度和结构的延性。

这也将导致不经济的框架设计，因为对车架强度和刚度的需求可以大大减少。

对砖混转变填充板的刚度，极限承载力，框架结构和破坏模式的影响已经在过去五十年最有趣的研究课题之一。

已采取不同的做法开始从简单的材料强度的方法，通过试验结果传递到匹配使用简单的模型;为弹性，平衡和能量法理论为基础的方法，塑胶分析以及最近，量有限元法（FEM），被我们使用(Comite 1996)。

目前这项研究的目的是提出一个预测的刚度以及混凝土砖混填充墙钢框架（CMISFs）极限承载能力的简单方法。

该方法是很容易在设计或设计室中使用最简单的可用资源，例如系统的分析中。

这项技术可以被用来制造艾滋病，设计开发了这种系统的分析与设计的概念方法。

框架结构的失效模式
基于知识的分析和实验研究都取得了在过去五十年中，框架填充墙砌体不同破坏模式可归纳为五个不同的模式，即：
1。

角落的破碎（CC）模式，代表了填充粉碎至少在一个角落的加载，如图1（a）所示。

这种模式通常与砌体由弱弱关节和强大的成员框围绕块填充。

2。

滑动剪切（SS）的模式代表通过横向滑动床关节砖石填充，如图1（b）所示的剪切破坏。

这种模式是与弱砂浆填充接头和一个强大的框架。

3。

对角线压缩（DC）的模式代表破碎的填充在其中心区域，如图1（c）所示。

这种模式是与一个比较细长腾空，其中失败的结果，从外的平面屈曲加密井的不稳定。

4。

对角开裂（DK）模式被认为是在一个角落连接两个加载裂纹形式，如图所示。

图1：对砖混框架填充墙不同破坏模式：（a）角破碎模式;（b）滑动剪切模式;（c）对角压缩模式;（d）对角开裂模式;和（e）帧失效模式
1（d）。

这种模式是与一个弱弱帧或关节和较强的填充与填充墙框架强大的成员。

5。

该框架失败（FF）的模式出现在塑性铰的列或梁柱连接，如图1（e）所示的形式。

这种模式也与一帧或弱弱关节框架和强大的成员与一个相当强大的填充物填充。

值得一提的是，只有前两种模式，消委会和党卫军模式，具有一定的实际重要性，因为第三种模式（DC）的发生非常罕见，需要填充高的长细比导致了（Comite 1996）非平面的填充撑在平面内加载。

这绝不是面板尺寸时，实际使用情况下，面板厚度设计，以满足隔声和防火要求。

第四种模式（DC）不应该被认为是失败模式下，由于这一事实，即仍然可以进行加密井裂缝后，更多的负载。

虽然第五模式（FF）的可能值得在钢筋混凝土案件（RC）的帧，当涉及到与无筋钢框架混凝土空心砌块填充墙考虑，这种模式几乎没有发生。

本文的模型进行研究的CC模式下，这是最常见的故障模式。

为了确定故障模式的理事，由该方法获得的填充板容量应比下的SS模式的能力，这可能是估计使用方法Paulay和Priestley （1992）建议。

混凝土砌块的发展-填充墙钢框架模型
遭受一裸砖石面板的对角线加载中通常会导致沿对角线加载启动了加强打击突发故障，划分成两个独立的部分领导小组，并立即向试样由于联合国禁闭崩溃。

这种行为进行了研究，ElDakhakhni（2000）利用ANSYS 5.3有限元程序（ANSYS软件，Houston, Pa., 1996）。

美国519（ASTM 1996b）标准对角拉伸试验试样，表示此加载的情况下，和有限元法（FE）用于重复实验破坏机理模型都显示在图2。

不同的是潜水小组，尽快制定一个斜裂缝填充面板内（通常以低得多的负载，比最终偏转水平），小组发现自己周围的框架内和轴承反对触点长度所示，在图3所示。

接触长度提供足够的隔离，以防止失败，并允许携带更多的面板负载，直至现时斜裂缝继续扩大，导致出现新的裂缝，最终，最终失败。

据报道此行为在许多研究文献（Polyakov 1956; Stafford-Smith and Carter 1969; Flanagan et al. 1992; Saneinejad and Hobbs 1995; Seah 1998）。

图 2：对角拉伸试样：（a）美国电子测试设置519（ASTM1996b），（b）利用ANSYS5.3有
限元模型而得到得剪应力等值线及破坏模式
图3：填充物为两个对角地区面板分离
为了模拟这种行为是合理的，考虑到是两条对角线区域组成小组，如图3所示。

一个地区连接的顶梁的背风柱和其他连接迎风列下梁。

据报道，许多研究人员（Re- flak 和 Fajfar 1991 Saneinejad 和 Hobbs 1995; Mosalam等人1997年a，b，c ；Buonopane和White 1999），弯矩在框架成员剪切力不能复制使用单一斜支撑（虽然已经被频繁使用）连接两个加载角落。

在此基础上，建议至少有两个额外的非对角线支柱在瞬间最大场点设在梁和柱都必须再现这些时刻，如图4所示。

此外，由于从框架成员负荷转移到填充的接触长度，而这又是由刚度和框架成员偏转形状的影响而有所不同，一个多支杆模型的使用将允许不同的互动关系小组在多层建筑物。

这是由于这一事实，一些梁（和/或柱）会被载入由上，下板在跨度内（或高度），这将影响他们的偏转形状不同的地点（或左，右面板），以及因此，小组的压力，因此，改变破坏载荷。

利用ANSYS5.3有限元程序，ElDakhakhni （2000）为蓝本一个面板填充墙框架使用PLANE42平面应力与CONTACT12连接到接触单元帧成员元素。

在强调部分面板，如图5所示。

在一个角区域的形式。

一个多支柱模式，而不是一个单一支柱的使用将更好地代表实际强调区域内的填充物，也将促进在角落逐步接触区发生的故障建模，不仅在角点。

图4：弯曲成多层框架建筑填充墙为不同的海湾弯矩图
填充墙框架的分析模型的发展分为两个部分。

同一个模型在结构系统的系统组件的几何表征的发展第一部分的交易，即钢框架和填充面板。

在这个几何模型，在进入以前的分析和实验工作密切洞察发现虽然作为一个整体框架的行为非线性注册失败，然而，非线性来源是梁柱连接，而不是集中的跨度范围内的被成员。

因此，只在其中的非线性预期的立场，非线性元件的使用。

对角支撑区域的概念提出，专家组作为连接两个对角线加载的角落支撑的行为。

这不单是一个支撑线连接这些角落，相反，它是一个连接在两个弯道附近装框部分小组强调区域。

该小组用三个支柱是仿照拥有若干物业及在框架内的某些点位置。

与材料模型的第二部分涉及建议对钢铁和砖石。

简化的应力应变和负载变形关系被用于钢铁和砌筑材料。

该小组正在砌体各向异性的复杂性，首先是克服逼近它是正交各向异性;然后使用本构关系和轴转换矩阵来获得载荷方向的面板属性。

图5：ANSYS5.3有限元模型的一个面板填充墙框架：（a）原理图;（b）主应力等值线
钢框架几何模型
钢架成员为蓝本利用ANSYS5.3有限元的BEAM3，旋转弹性梁的非线性弹簧单元，COMBIN39相连的元素方案，在梁柱接头。

在该框架节点非线性浓度不仅是基于
这样一个事实，由于有限的填充延性，从而在有限的框架，除了在高峰负荷加载角变形，最大场的时刻，以及在卸载弯矩关节是不是在装接头低，已被发现，最多的20节（Saneinejad 和 Hobbs 1995）瞬间胶％的运力。

不同的是模型所建议于Seah （1998年），允许在连接之间的轴向和剪切力和弯矩相互作用的三泉，泉水是没有翻译在建议的模式，而是联合使用的程度自由（自由度）耦合在ANSYS5.3
的选项是用来提供夫妻双方的光束，并在两个平面梁柱连接节点的平移自由度列，迫使他们接受相同的位移。

填充面板几何模型
Saneinejad 和Hobbs （1995）表明，对于平面钢框架混凝土面板成员填充，最大领域内的成员开发框架目前所在的点大约在年底的接触长度，并在距离距离梁柱连接给予
∝c ℎ=√2(M pj +βc M pc )σc t ≪0.4ℎ
∝b l =√2(M pj +βb M pb )
σb t ≪0.4l
其中∝c = 比列的接触长度列和∝b = 梁的接触长度梁的跨度比高度，高度为h =柱和L = 梁跨度。

Mpj =最低柱列，梁的或连接的塑料时刻的能力，最低简称联合瞬间胶的能力; M pc 和M pb = 柱和梁塑性弯矩的能力，σc 和 σb = 正常接触应力对柱和梁， βc and βb = 之间的比例最大弹性领域内发展的时刻了高度的柱列 Mpc =而内制定了向Mpb ，分别为梁跨度，最后，t = 面板厚度
值得一提的是，这些接触长度不固定，他们在整个加载历史有所不同。

Saneinejad 和Hobbs （1995）建议，附近的失败，要么σc 和b c 或σb 和βb 将达到各自的σco 和β0 或r σbo 和 β0 ，这取决于是否填充失败是对列的或梁的脸，分别启动。

他们提出了一个方法来确定σc 和 σb ，并表明，基于有限元分析，于是 β0= 0.2 。

为简单起见，假设中的加载失败的角落附近区域填充充分塑化，有人建议是 βc ,βb0, σc ,和 σb 已达到其各自的上限数值。

上层绑定值的 σb 和 σb ，即：σco 和 σbo , 通过Saneinejad 和Hobbs （1995）建议给的。

σco =
c ′√1+3μ2r 4 (3)
σbo =
c ′√1+3μ2 (4)
其中：f c ′= 抗压强度混凝土板的平面; μ= 系数之间的钢框架和混凝土面板摩擦; 和 当r=h /l<1，r=面板的高宽比的定义。

为了修改方程.(3) 及（4），以适应混凝土砌块，f c ′ 应改为 f m−0′ 和 f m−90
′ 8在及格(3) 及（4），分别，其中f m−0′ 和 f m−90
′是砖石面板平行的抗压强度和正常的床联合，因为不同于各向同性平面混凝土，混凝土砌块是各向异性的，或者在最好的，正交异性。

此外，因为钢与砌体μ为小（通常，约0.3），和混凝土的收缩可能会导致填充之间的框架和面板分离，一个合理的假设将是忽视钢架之间的摩擦和砖石。

类似的假设有Liauw and Kwan (1982)假设摩擦是一种力量的储备。

还值得一提的是，最近的一项研究通过Flanagan （1999年）等人进行得出结论方法Saneinejad 和 Hobbs (1995)建议估计的两倍，从试点工作取得的
最好结果与μ=0获得的能力。

此外，当r<1 ，r 4 非常小，可以忽略不计。

综合以上的假设和简化，因此建议从梁柱连接距离在框架柱的最大场的时刻
点和梁（也大致接触长度）要由方程(5)及（6），分别：
∝c ℎ=√2(M pj +0.2c M pc )tf m−0′≤0.4ℎ
∝b l =√2(M pj +0.2M pb )
tf m−90′≤0.4l
参考图3，它是更实际使用板单元支撑，而不是代表小组的两个地区。

假设等效均匀加载面板的对角线区域是面积相等为A ，其中A 是待定，每个在图3中所示的面板区域将成为面积 = A / 2的。

此外，假设均匀接触沿接触面的应力分布，每个区域将被替换的两个支柱，面积A 1= 1/ 2(A /2)=A /4, 坐落在开始和结束的接触长度。

结合这两个支柱来自这两个地区连接加载一个角落，成一个面积支撑A 2=2A 1=A /2结果在代表整个面板的三个支柱，一上支撑面积A 1=连接的A /4,的背风柱上梁，一上支撑连接柱与背风区上梁A 1=A /4,中间支撑连接两区的角落里装A 2=A /2, 最后，较低的地区支柱A 1=A /4连接与下梁迎风柱，其中A=2A 1+A 2。

提议的一个典型CMISF 几何模型如图所示。

6。

Saneinejad 和Hobbs （1995）替换为一个单一支撑与所给予的面板面积广告
A d =(1−∝c )∝c ℎt ∝c ′f c +∝b lt T b f c
cosθ (7)
其中f c =强度降低到了最终设计极限状态帐户混凝土; θ=tan −1 θ =(h /l ); 和τb =等效均匀剪应力制定了关于梁填充接口，并θ=tan −1 θ =(h /l ); 当 τb =μσb .
同样，根据前面的讨论，因此建议忽略了方程7的 τb 。

此外，由于填充墙框架与行为研究到故障处理，无料减少因素将是就业。

然后，f c 将被假定为达到其最大值为砖石平行的床素
f m−0′.关节。

破坏时，指的是讨论方程（3）和（4），σc 将其σco 也达到最大值 ，这大约等于
混凝土砌块f m−0′。

这将导致减少的f c /σco
因子的统一。

在这种假设下，在附近的角落里填充双轴应力状态的影响被忽视的简单。

图6：建议混凝土砌块，填充墙钢框架模型
在此基础上，建议对角线支柱的总面积，A ，是要计算
A =(1−∝c )∝c ℎt
cosθ (8)
钢框架材料模型
采用弹性架元素需要的面积和惯性的会员部分以及钢的杨氏模量的时刻是为框架的部分，形成刚度矩阵只需要输入属性，这消除了需要修改的刚度矩阵以及在迭代过程中占了钢框架的非线性行为。

弹性元件的使用是合理的基础上，对钢框架的几何模型前面的讨论。

转动的非线性弹簧抗弯承载力，代表梁柱接头，被定义为列的，最小的光束，或者连接的极限承载力，M pj ，这将被称为联合瞬间胶的能力，前面所定义的方程（1）和（2）。

弹簧的转动刚度进行校准，使横向刚度的框架模型相匹配的实际裸框架，它可在试验或使用半刚性连接的成员一样简单的弹性分析，或者，利用现有的数据建模（Chen 和Lui 1991）半刚性连接。

联合行为如图7 , 其中Фe1是最大弹性旋转，联合可以进行不屈服; Фp1 是最大的共同经历前一刻以下M_pj 减少塑料旋转; 和Фu1t 是最大塑性转角超过这一联合不能维持任何时刻。

图7:梁柱连接材料模型行为
裸露的框架极限承载力，H u ,，可以非常准确地进行检查使用塑料采用以下简单分析：
H u =∑M pj
4n=1ℎ (9)
其中求和是采取所有的四个框架节点。

面板材料填充模型
根据现有文献的基础上，很明显，该小组强调部分是连接两个区域的对角线加载的角落。

这是，因此，有理由认为在对角线方向的属性面板属性是加密井管小组的行为。

砌体小组已被认定各向异性（Hamid 和 Drysdale 1980; Khattab 和 Drysdale 1992; Mosalam 等人. 1997c; Seah 1998）。

一个近似的，是考虑各向异性的砖石小组，将正交异性。

由于这样的事实，该小组的行为，仿佛它是对角加载，本构关系的正交异性板（Shames 和 Cozzarelli 1992）和轴转换矩阵，用于获取的杨氏模量，E θ中的对角线方向面板使用下列公式：
E θ=1
1E 0cos 4θ+[1G +2v 0−90E 0]cos 2θsin 2θ+1E 90sin 4θ (10) 其中E 0 和 E 90= 在方向平行和垂直于床关节杨氏模量，分别; v 0−90= 泊松比去罚款作为正常的方向在床上，由于关节的方向平行于床关节应变应变率; 和G = 剪切模量。

尽管它惯例使用顺砖砌合在石工填充，该技术的使用建议也适用于墙壁上堆积的债券。

上述方程的无筋混凝土砌块墙体的使用降低了倾斜方向的杨氏模量的大约80％左右的方向垂直于床关
节。

这是常见的涉及如混凝土和砖石其极限抗压强度的quasibrittle 材料的初
始弹性模量。

因此，似乎合理的假设，不仅杨氏模数会改变，但也是砌体小组在
θ方向的极限强度，f m−θ′ 。

一个简单的方法来解释这个方向变化，是涉及E θ到f m−θ′使用相同的因素有关E 90以f m−90′而忽视了剪应力的影响，因斯在CC 的模式是失败的填充物，
以及作为双轴应力状态下的填充角附近的效果。

对于选择E 90和f m−90′的原因是，它是一种常
见的做法，以及一个标准的测试[ASTM E −447 (ASTM 1996a)] ，获得棱镜砌体强度的方向垂直于床关节，即垂直方向，这通常是在承重墙加载方向。

假定该砌体抗压
强度根据不同的荷载角是由Hamid 和 Drysdale (1980)调查了 f m−0′=0.7f m−90′建议是
Seah (1998)图8显示面板的砌体正交异性模型。

基于非线性有限元分析，Saneinejad 和Hobbs （1995）建议的框架填充墙在高峰负
荷割线刚度初始刚度的一半。

这可能是直接口译成的砖石面板应力应变关系的假设，在高峰负荷E p 割线杨氏模量的一半初始弹性模量，E θ，即E p =0.5E θ.
图8：正交异性模型混凝土砌块
这个假设是有道理的，因为该框架填充墙刚度影响的填充（Dhanasekar 和 Page 1986）
刚度为主。

如图9（a ）所示，知道E p 和f m−θ′，在是一件容易的事，以确定相应的应变高峰负荷εp 的。

抛物而不是使用应力应变关系如图9（a ）所示，建议将近似成一个三线性关系，它更简单，更实际的分析如在图9（a ）粗线所示除非更准确的数据，在图9（a ）中的参数，将根据以下假设：
ε1 =εp −0.001 (11a)
ε2 =εp +0.001 (11b)
εu =0.01 (11c)
随着了解该地区的应力应变关系[由式（8）]和三个支柱各有【它可以很容易地计算知道面板尺寸和接触的方程给出的长度。

方程 （5）及（6）】使我们能够为每一个获得支撑力变形的关系。

如图9（b ）所示，通过简单的乘以在获得ε1 ， ε2 ， εu 分别为每杆长度的结果
株δ1 , δ2 , 和 δu 。

莱索托，乘以应力，f m−θ′ ，由每个支柱领域取得成果F u 每个支柱。

事实上，假设E θ 和f m−θ′是相同的所有支柱，忽视在倾角之间的中间支撑和两个上，下支撑
微小的差别，将导致只发现两个不同的力变形的关系，一个是上下支柱和另一中间支撑。

值得一提的是，一个宏，这既不是一个单一的支撑板，也不是代表面板中，使用了先前一些研究者建议。

Chrysostomou (1991)和Mander和Nair(1994)提出多支柱模式。

Mosalam 等。

（1997c），用于与接触单元桁架。

图 9：简化的三线性关系：（a）应力应变混凝土砌块的关系;（b）典型受力变形为支柱的关
系
由于问题的复杂性，这些宏模型的大部分属性是由不同的研究者认为没有正当理由的物质层面，不同的是建议的模式。

事实上，领域和代表小组成员的刚度，一般选择匹配要么喜欢的刚度一些实验结果和/或最终负载或震动作用下的自然频率。

在其他情况下的性能进行了选择宏只是为了匹配一个更复杂的微观模型的一些性质。

试样建模的方法
建议的方法用于模型五CMISF标本。

四的标本进行了测试在新不伦瑞克大学的Yong（1984），McBride (1984) ， Amos(1986)，Richardson（1986）单调货架负荷。

第五个样本进行了测试，在康奈尔大学的Mosalam等（1997年）在准静态位移控制加载。

前四个标本等同采用不同的砌体强度单面板CMISF选择这些标本的原因主要是对实验结果的一致性测试方案以及核查的转变对CMISF模型的行为砌体强度的影响，因为这些实验结果进行重复Seah（1998）用一个非常精密微型铁模型的平面应力元素组成的系列
图11：样品WA3负载变形关系（McBride 1984）
图12：样品WC7负载变形关系（Amos 1986）
十点连接，每个节点弹簧。

第五标本是一个四分之一的规模，两湾，单层与半刚性连接CMISF，这个标本被选为验证了该方法的有效性来模拟半刚性连接，以及不断变化的三个支柱上使用效果的弯曲弯矩图的CMISF，以及模型的能力，以估计的循环负载偏转环（能力曲线）的信封。

在这些标本所涉及的有限元计算模型的细节，可以发现在别处（ElDakhakhni2000）。

在ANSYS有限元程序5.3用于生成测试样品-挠度关系由Yong（1984）测试样本WB2，利用提出的方法。

对于裸露的填充墙和框架模型的负载挠度关系如图10所示。

随着测试结果进行比较。

这个标本是加载，直到横向位移约达20毫米，在它被假定标本失败。

负载的斜曲
线突然下降发生在大约312.0千牛由于先前讨论的斜裂缝的发展。

对角裂缝的开展既不影响的刚度也不是填充墙框架的极限承载能力，并将结果，只有在突然漂移，影响了系统的，这超出了本研究的范围是全面的延展性。

图10显示了该方法的预测能力，同时刚度和极限承载能力可达失败。

图13：样品WD7负载变形关系（Richardson 1986）
图14：负载挠度关系样品Q21SSB（Mosalam 1997）
这个模型似乎高估了约9％可以接受的极限承载力和刚度估计平均高达失败。

样品WA3（McBride 1984）和标本WC7（Amos 1986）负载变形关系图11和12所示，分别。

在该模型非常接近的CMISF刚度注册失败，高估了14％的标本WA3的力量，低估的试样WC73％。

第一次停止了三个标本量为尽快建立失败，通常是根据在20毫米范围位移。

第四标本WD7，由Richardson测试（1986年），是装了60毫米。

这个标本是模仿使用相同的技术利用有限元ANSYS软件5.3的方案，并裸露的填充墙框架模型和负载挠度关系在图13所示一起进行比较测试结果。

再次，该模型是在重复测试结果中失败效率。

该模型低估了10％的破坏载荷和实验测试数据表明，填充墙范围内逐渐降低，最终在某个时候将达到极限承载力
的裸露画面。

值得一提的是，该模型可以预测的刚度和强度的有效注册失败，但高峰期后的行为和CMISF系统的延展性是高度不明朗，将需要进一步研究，目前正由作者在德雷克塞尔大学进行。

标本Q21SSB，测试由Mosalam等人（1997年）为蓝本使用相同的技术;图14显示了裸露的框架模型载荷挠度关系和随着加载后纠正它来测试循环信封填充墙框架模型排除之间的框架和填充缺乏适合的效果。

图15弯矩图获得使用ANSYS的5.3样品Q21SSB模型（Mosalam等人，1997年）绘制的张力
侧
该模型准确地代表了填充墙框架最多为6毫米的挠度，在该模型低估了不到2％的样本容量。

在此之后位移，故障发生在试样但模型继续进行更多的负载，但是非常低刚度，然后逐渐失去了它的实力和失败。

图15显示了该模型在一个成员的41.5 kN载荷弯矩，以前的失败。

这些瞬间都得到了相同的趋势Mosalam等人（1997年b）和Reflak和Fajfar（1991），Saneinejad和Hobbs（1995），Buonopane 和 White (（1999）建议。

结论与建议
本文提出了一种预测的刚度和极限承载能力CMISF恒流模式失败的分析方法。

就目前研究的基础上，可以推断出以下结论：
1．拟议的预测分析技术的横向刚度注册失败，和混凝土砌块，填充墙钢框架极限承载能力的精确度可以接受的程度。

对非线性行为，无论在钢框架（由于塑性铰的形成）发生的技术帐户和砌体面板（由于粉碎）。

认为该技术的对角线紧张破裂的砖石缝作为正常使用极限状态而已。

2．三个支柱之一，而不是一个单一的合理使用是基于观察到的弯曲框架的成员，不能使用单一支柱产生的时刻。

此外，这三个支柱不同时出现故障，这是在实际填充板的情况下，因为在弯道中的破碎启动并保持在角落里导致了面板的故障区域传播。

这三个支柱的使用也将促进建模的多层建筑之间的不同小组的互动。

3．该技术提出了一个宏是比较容易和实际应用和技术需要更少的时间比当作一个板块，中观模式，或作为一个离散平面应力元素由一系列相互关联的系列弹簧或面板的面板接触单元，微观模型。