凍融環(huán)境下磚砌體組合墻的抗震性能試驗

鄭山鎖， 牛麗華， 程明超， 孫龍飛

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 西安 710055)

凍融環(huán)境下磚砌體組合墻的抗震性能試驗

鄭山鎖， 牛麗華， 程明超， 孫龍飛

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 西安 710055)

為研究凍融大氣環(huán)境下構(gòu)造柱-圈梁約束磚砌體墻的抗震性能，利用氣候模擬實驗室對4片組合單墻片和4片組合雙墻片試件進行了加速凍融試驗，進而對其進行了擬靜力加載試驗。試驗結(jié)果表明：試件在低周反復(fù)荷載作用下均表現(xiàn)為剪切破壞，凍融環(huán)境對磚砌體組合墻的破壞形態(tài)有一定影響；隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件的開裂荷載和極限荷載不斷降低，剛度及耗能能力逐漸退化，而開裂位移和極限位移逐漸增加；凍融循環(huán)次數(shù)相同時，組合雙墻片的承載能力、變形能力和耗能能力均高于組合單墻片，其滯回曲線更加飽滿，延性系數(shù)約為組合單墻片的1.2倍，剛度退化速率明顯降低,表明在凍融環(huán)境下設(shè)置多道構(gòu)造柱可有效提高磚砌體組合墻的抗震性能。建立了考慮凍融循環(huán)作用次數(shù)的磚砌體組合墻受剪承載力公式，且計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

凍融環(huán)境； 約束磚砌體組合墻； 擬靜力試驗； 抗震性能； 受剪承載力

砌體結(jié)構(gòu)因取材方便、造價低廉、施工工藝簡單等優(yōu)點而廣泛應(yīng)用于我國農(nóng)村及經(jīng)濟欠發(fā)達地區(qū)。砌體結(jié)構(gòu)在服役期間受所處環(huán)境、構(gòu)件施工缺陷以及其它人為因素等多因素耦合作用，結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能和抗震性能發(fā)生不同程度的劣化。而對于我國三北地區(qū)以及世界上其他寒冷地區(qū)，凍融循環(huán)是影響砌體結(jié)構(gòu)力學(xué)性能和抗震性能的最主要的因素[1]。目前，國內(nèi)學(xué)者對砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能研究眾多，得到了不同類型的砌塊[2-4]、不同構(gòu)造措施[5]、不同高寬比[6]、不同加固方法[7]對砌體墻抗震性能的影響。Gentilini等[8-9]基于材料層面研究了凍融、氯鹽腐蝕對砌體結(jié)構(gòu)抗震性能的劣化規(guī)律。但目前對于構(gòu)件層面上凍融砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能研究還鮮有報道。

鑒于此，為了研究組合單墻片和組合雙墻片在凍融環(huán)境下的抗震性能，得到結(jié)構(gòu)承載能力、強度、剛度和耗能能力隨凍融損傷程度增大的退化規(guī)律，本文對不同凍融程度的4片組合單墻片和4片組合雙墻片進行了擬靜力試驗，并建立了考慮凍融損傷的受剪承載力計算公式，為砌體結(jié)構(gòu)的地震易損性研究與地震損失評估提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1試件設(shè)計與制作

以構(gòu)造柱設(shè)置位置和凍融損傷程度作為研究參數(shù)，按1：4縮尺比例設(shè)計了8片磚砌體組合墻，試件設(shè)計參數(shù)見表1，其中WF-1～WF-4為組合單墻片，WZF-1～WZF-4為組合雙墻片，各試件豎向壓應(yīng)力均為0.5 MPa，試件幾何尺寸與配筋如圖1所示。

表1 試件主要設(shè)計參數(shù)

圖1 試件尺寸與配筋

1.2試件凍融方案

為縮短試驗時間并較真實地模擬凍融環(huán)境，試驗在西安建筑科技大學(xué)耐久性試驗室采用室內(nèi)加速凍融方法進行。凍融循環(huán)方案參考美國標準ASTM[10]及我國相關(guān)規(guī)范[11]，以經(jīng)受的凍融循環(huán)次數(shù)來表示磚砌體墻的抗凍性能，并將凍融循環(huán)次數(shù)定為0次、40次、80次和120次。

試件WF-1和試件WZF-1作為對比，不進行凍融試驗，其余試件自然養(yǎng)護28天后移入人工氣候模擬實驗室進行快速凍融。為了加速試件的凍融速度，模擬干濕循環(huán)的實際環(huán)境，試驗采用間斷噴水的方式進行，單個循環(huán)的試驗時間為8 h，氣候模擬試驗的凍融循環(huán)制度示意圖見圖2，氣候?qū)嶒炇覂?nèi)的試件見圖3。

圖2 凍融循環(huán)制度

1.3材料性能

試驗采用MU15燒結(jié)普通磚，規(guī)格尺寸為240 mm×115 mm×53 mm。采用M10的水泥砂漿，砂漿試塊尺寸為70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm。將水泥砂漿試塊和磚試塊與磚砌體組合墻一同放入氣候模擬實驗室并進行凍融試驗，而后進行抗壓試驗，抗壓強度實測值見表2所示。構(gòu)造柱和圈梁均采用C30混凝土，抗壓強度實測值見表2。根據(jù)《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228—2002)中規(guī)定的標準拉伸試驗方法測得鋼筋力學(xué)性能，實測結(jié)果見表3。

1.4加載裝置及測量內(nèi)容

試驗采用擬靜力加載，加載裝置如圖4、5所示。豎向荷載由液壓千斤頂施加，水平荷載由水平往復(fù)作動器提供。通過壓梁及地腳螺栓相結(jié)合來固定試件豎向運動，并通過地腳撐的作用來防止試件水平方向的滑移。

表2 砂漿試塊及燒結(jié)普通磚的力學(xué)性能

表3 實測鋼筋力學(xué)性能

圖4 試件加載裝置

圖5 試件加載現(xiàn)場

依據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ101-96)[12]，采用荷載-位移混合控制加載制度。在試件出現(xiàn)裂縫前，按荷載控制分級加載，級差為20 kN，每級荷載循環(huán)一次；試件出現(xiàn)裂縫后，以其出現(xiàn)裂縫時對應(yīng)位移為基準，每級位移增大2 mm，每級加載循環(huán)三次。當試件的承載力降至極限荷載的85%，停止繼續(xù)加載。加載制度示意圖如圖6所示。

試驗主要觀察和測試試件裂縫發(fā)展過程、試件的荷載和水平位移。采用TSD-602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)與

圖6 試件加載制度

觀測相結(jié)合的方法采集數(shù)據(jù)。位移計在磚砌體組合墻的布置如圖7所示，位移計布置在圈梁端部，用于測量試件的水平位移，并將所測數(shù)據(jù)作為位移控制加載的標準；考慮到實際加載過程中，試件可能會產(chǎn)生滑移，在地梁端部布置位移計；為量測組合墻的剪切變形，在試件頂部兩側(cè)設(shè)置斜向正交的附著式位移計。

圖7 位移計布置圖

2 試驗結(jié)果與分析

2.1破壞特征分析

試件在低周反復(fù)荷載作用下均發(fā)生了剪切破壞，破壞形態(tài)見圖8，且試件的受力過程均經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞三個階段。

對比不同凍融循環(huán)次數(shù)下墻體的破壞過程與形態(tài)可發(fā)現(xiàn)以下不同：經(jīng)歷120次凍融循環(huán)作用后的試件WF-4和WZF-4，其初裂縫出現(xiàn)的時間提前且裂縫的發(fā)展更為迅速；試件WF-4和WZF-4的破壞程度較未凍融試件更為嚴重，主斜裂縫附近伴有多條微裂縫，試件表面出現(xiàn)大面積剝落現(xiàn)象。經(jīng)120次凍融循環(huán)作用試件的裂縫多數(shù)沿灰縫延伸，而未凍融試件的裂縫多數(shù)沿磚塊延伸，說明經(jīng)凍融循環(huán)作用后砂漿性能的劣化程度遠高于磚塊。

在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的破壞過程可知：組合單墻片開裂后，裂縫沿主對角線方向延伸并迅速形成主裂縫，試件開裂到破壞的時間較短；對于組合雙墻片，中間構(gòu)造柱阻礙了裂縫的發(fā)展，形成多條次生裂縫，待裂縫穿過中間構(gòu)造柱中部時形成主裂縫，因此，從開裂到破壞的時間較長。對比最終破壞狀態(tài)圖可知，組合雙墻片的砌體作用得到充分的發(fā)揮，破壞時，砌體已布滿裂縫；而組合單墻片砌體的大部分區(qū)域沒有發(fā)生破壞。組合單墻片中間的摩擦滑移區(qū)域較長，而組合雙墻片的摩擦滑移區(qū)域較短，表明組合雙墻片的約束能力較強。

(a) WF-1

(b) WF-2

(c) WF-3

(d) WF-4

(e) WZF-1

(f) WZF-2

(g) WZF-3

(h) WZF-4

2.2滯回曲線

滯回曲線是指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在低周反復(fù)荷載作用下的荷載-位移曲線，可以反映出構(gòu)件的開裂、屈服、極限、破壞受力全過程，是評價結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能優(yōu)劣的重要指標[13]。試件滯回曲線如圖9所示。

(a) WF-1試件

(b) WF-2試件

(c) WF-3試件

(d) WF-4試件

(e) WZF-1試件

(f) WZF-2試件

(g) WZF-3試件

(h) WZF-4試件

通過對比各個試件的滯回曲線，可發(fā)現(xiàn)以下相同特性：試件開裂之前，其力與位移呈線性關(guān)系，可認為墻體處于彈性階段，該階段的滯回環(huán)呈重疊的直線，加、卸載剛度基本不變，耗能能力較小。試件開裂后，隨著組合墻內(nèi)主裂縫的形成及構(gòu)造柱內(nèi)鋼筋屈服，試件逐步進入彈塑性階段，其滯回環(huán)逐步趨于飽滿，加、卸載剛度退化亦愈來愈顯著，卸載后的殘余變形增大。隨著位移的繼續(xù)增加，試件達到極限承載力后，組合單墻片和組合雙墻片分別形成“X”形和雙“X”形裂縫，試件進入塑性工作階段，此時滯回環(huán)面積進一步增大并出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象，強度、剛度的衰減更加明顯，耗能能力進一步增加。

對比不同凍融循環(huán)次數(shù)下試件滯回曲線可發(fā)現(xiàn)以下不同：試件開裂前，凍融試件的滯回曲線與未凍融試件基本一致，但開裂荷載隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加逐漸降低；試件開裂后，經(jīng)歷40次凍融循環(huán)作用試件(WF-2、WZF-2)的滯回曲線與未凍融試件差別不大，而經(jīng)歷80次、120次凍融循環(huán)作用后的試件，其強度、剛度退化隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而逐步加重，滯回曲線的“捏攏”現(xiàn)象越來越明顯，滯回環(huán)的面積逐漸減小，說明試件的整體耗能能力逐漸降低，且試件的凍融損傷越嚴重，其耗能能力越差。

在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的滯回曲線可發(fā)現(xiàn)以下不同：試件開裂后，組合單墻片的剛度明顯降低，荷載位移曲線的斜率明顯低于組合雙墻片，滯回環(huán)面積變化較快；組合雙墻片開裂后，剛度逐漸降低，但降低速率較慢，滯回環(huán)面積變化緩慢，試件仍有較高的恢復(fù)力，只有當中間構(gòu)造柱被兩側(cè)砌體的裂縫貫穿后，滯回環(huán)面積才開始明顯減小。試件達到極限承載力后，組合單墻片荷載下降較快，裂縫迅速開展延伸，而組合雙墻片的荷載下降較慢，裂縫的發(fā)展過程緩慢，這與試驗現(xiàn)象一致。

2.3骨架曲線及其特征參數(shù)

各試件骨架曲線如圖10所示。通過對比各個試件的骨架曲線，可發(fā)現(xiàn)以下相同特性：不同凍融損傷程度試件的變形可分為彈性、彈塑性和破壞三個階段。在彈性階段，凍融對試件抗震性能的影響不明顯，不同凍融程度試件的骨架曲線均呈直線；試件進入彈塑性階段后，骨架曲線開始彎曲，且剛度開始下降；試件達到極限荷載之后，骨架曲線下降，試件承載力降低并表現(xiàn)出明顯的剛度退化，該過程表明試件在低周反復(fù)荷載作用下，損傷不斷累積。

(a) 不同凍融循環(huán)作用下試件骨架曲線

(b) 組合雙墻片試件骨架曲線

(c) 不同構(gòu)造形式下試件骨架曲線

對比不同凍融循環(huán)次數(shù)下試件骨架曲線可發(fā)現(xiàn)以下不同：隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件的開裂荷載、極限荷載不斷降低，極限荷載降低幅度大于開裂荷載，說明試件開裂前，凍融環(huán)境對磚砌體組合墻的抗震性能影響不大，開裂后，隨著凍融次數(shù)的增加，試件承載力降幅增大。

在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的骨架曲線可發(fā)現(xiàn)以下不同：組合雙墻片的承載能力和變形能力相對較高，骨架曲線的下降段比較平緩，表明試件的延性較好。由試件骨架曲線下降段形狀可以看出，組合雙墻片的骨架曲線下降段存在拐點(圖中A、B)，表明墻體抗力機制出現(xiàn)轉(zhuǎn)變[3]，即試件主裂縫形成后，墻片逐漸退出工作，荷載主要由構(gòu)造柱和圈梁的約束作用承擔(dān)，構(gòu)造柱-圈梁體系在該階段發(fā)揮較大的作用，形成一定的“弱框架”效應(yīng)，而該現(xiàn)象在組合單墻片中表現(xiàn)不太明顯，進一步說明組合雙墻片對墻體的約束作用高于組合單墻片。

試件各個特征點的荷載位移實測值見表4，其值為正、負方向的平均值。在表中Pcr、Pu、Pf、Δcr、Δu、Δf分別表示開裂荷載、極限荷載、破壞荷載、開裂位移、極限位移、破壞位移。

表4 試件特征點荷載位移實測值

對比不同凍融循環(huán)次數(shù)下試件特征點的荷載位移值可發(fā)現(xiàn)以下不同：隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件的開裂荷載、極限荷載和剛度等逐漸減小，試件的開裂位移和極限位移逐漸增大。其原因為試件開裂之前，荷載主要由墻體來承擔(dān)，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，墻體內(nèi)砂漿空隙內(nèi)部水分凍融應(yīng)力增強，砂漿的強度不斷下降，導(dǎo)致試件的開裂荷載逐漸降低。試件開裂之后，水平荷載主要由構(gòu)造柱、已形成裂縫之間的摩擦以及不斷形成和發(fā)展的新裂縫來承擔(dān)，由于凍融循環(huán)次數(shù)的增加，使得裂縫之間摩擦力不斷降低，新裂縫的開展也變得容易，因此試件的極限荷載也呈下降的趨勢。

在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片特征點荷載位移實測值可發(fā)現(xiàn)以下不同：

(1) 組合雙墻片的承載能力和變形能力均高于組合單墻片，組合雙墻片WZF-1的開裂荷載為179.8 kN，比組合單墻片WF-1提高了7.5%，極限荷載為267.1 kN，比組合單墻片提高了21%，開裂位移為2.61，比組合單墻片WF-1提高了11.5%，極限位移為7.99，比組合單墻片WF-1提高了62%。其原因為墻體內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)分布不同，組合單墻片的應(yīng)力集中分布在主對角線上，組合雙墻片的應(yīng)力均勻分布在墻體內(nèi)(該推斷可由組合雙墻片在破壞時墻體內(nèi)的多道細裂縫證明)，因此推遲了試件初裂縫出現(xiàn)的時間，避免裂縫出現(xiàn)后迅速發(fā)展形成主裂縫而導(dǎo)致試件喪失承載力。

(2) 組合雙墻片的恢復(fù)力特性高于組合單墻片，試件WF-1的初裂荷載與極限荷載之比為0.75，試件WZF-1的初裂荷載與極限荷載之比為0.67，說明組合雙墻片開裂之后，經(jīng)多次遞增加載才達到極限承載力。

(3) 經(jīng)歷120次凍融循環(huán)作用后，組合單墻片承載力下降幅度高于組合雙墻片，試件WF-4與WZF-4的極限承載力較試件WF-1與WZF-1(未凍融試件)分別下降了40%和38%。組合單墻片與組合雙墻片的不同之處為組合單墻片的墻體面積與構(gòu)造柱面積之比大于組合雙墻片，該現(xiàn)象說明構(gòu)件的凍融損傷主要發(fā)生在砌體墻片內(nèi)部，對構(gòu)造柱的影響較弱。因此對于嚴寒地區(qū)，采用中間增設(shè)構(gòu)造柱是良好的加固方法。

2.4延性系數(shù)

試件位移延性系數(shù)μ可表示為

μ=Δf/Δcr

(1)

由表4可知，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件的延性系數(shù)無明顯規(guī)律，其原因為試件初裂荷載難以精確測量。

通過對比組合單墻片和組合雙墻片的延性系數(shù)可知，組合單墻片延性系數(shù)平均值為3.64，組合雙墻片的延性系數(shù)平均值為4.20，比組合單墻片增加了15.4%。其原因為組合雙墻片內(nèi)中間構(gòu)造柱延緩了主裂縫的發(fā)展，使子墻片內(nèi)產(chǎn)生大量的次生裂縫，次生裂縫的產(chǎn)生將消耗一部分變形能，降低裂縫擴展驅(qū)動能，減緩裂縫延伸速度。

2.5剛度衰減

等效剛度為第i級荷載作用下正、反兩方向峰值點荷載絕對值之和與正反兩方向峰值位移絕對值之和的比值，即：

(2)

試件剛度退化曲線如圖11所示，通過對比各個試件特征點剛度值和退化曲線，可發(fā)現(xiàn)以下相同點：試件的初始剛度很大，隨著荷載的增加，剛度逐漸降低。試件開裂前，剛度退化曲線陡峭，剛度下降速度較快，降幅較大，其原因為試件在荷載作用下內(nèi)部微裂縫逐漸發(fā)展所致；試件開裂后，剛度下降速度減慢，此時宏觀裂縫是引起試件剛度退化的主要原因；試件達到極限承載力后，剛度逐漸趨于穩(wěn)定，其原因為試件內(nèi)主裂縫已形成，次生裂縫對墻體剛度退化影響不大。

(a) 不同凍融循環(huán)作用下試件剛度退化曲線

(b) 組合雙墻片試件剛度退化曲線

(c) 不同構(gòu)造形式下試件剛度退化曲線

對比不同凍融循環(huán)次數(shù)下試件剛度退化曲線可發(fā)現(xiàn)以下不同：隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件剛度退化曲線呈降低趨勢，其中初始剛度下降最為明顯，經(jīng)120次凍融循環(huán)作用試件WZF-4的初始剛度較未凍融試件WZF-1下降55%。經(jīng)凍融循環(huán)作用后試件的剛度退化速度快于未凍融的試件，且隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加，剛度退化的速度相應(yīng)加快，由圖11(b)可明顯看出，試件WZF-4的剛度退化速率快于其他試件。

在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的剛度退化曲線可發(fā)現(xiàn)以下不同：組合雙墻片的剛度退化曲線位于組合雙墻片之上，說明組合雙墻片的剛度大于組合單墻片。試件開裂前，組合單墻片的剛度退化速率與組合雙墻片差別不大；試件開裂后，組合單墻片剛度退化曲線較陡，退化速率較快，說明組合單墻片出現(xiàn)裂縫后，裂縫迅速延伸并貫通，而組合雙墻片的剛度退化曲線較為平緩，破壞位移較大，由此可見，組合雙墻片的剛度退化不如組合單墻片迅速。

2.6耗能特征

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的能量耗散能力是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的一個重要特性，本文通過等效黏滯阻尼系數(shù)和總耗能[14]兩個指標對磚砌體組合墻的耗能能力進行分析。

各個試件在開裂點、極限點和破壞點的等效黏滯阻尼系數(shù)和總耗能見表5，通過對比各個試件等效黏滯阻尼系數(shù)可發(fā)現(xiàn)以下相同點：試件加載至破壞荷載點的過程中，等效黏滯阻尼系數(shù)逐漸增大，以試件WZF-1為例，其等效黏滯阻尼系數(shù)由0.112增加到0.122，說明試件在加載過程中耗能能力不斷增強。

表5 試件的耗能指標

對比分析不同凍融循環(huán)次數(shù)下試件的等效黏滯阻尼系數(shù)和總耗能可發(fā)現(xiàn)以下不同：隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件極限荷載所對應(yīng)的等效黏滯阻尼系數(shù)和總耗能均逐漸減小，表明凍融損傷使得試件的耗能能力逐漸退化。以組合雙墻片為例，未凍融試件WZF-1極限荷載點的等效黏滯阻尼系數(shù)為0.117，總耗能為32 914.88，經(jīng)歷120次凍融循環(huán)作用試件WZF-4極限荷載點的等效黏滯阻尼系數(shù)降低35%，總耗能降低83%。

在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，對比組合單墻片與組合雙墻片的等效黏滯阻尼系數(shù)和總耗能可知：組合雙墻片WZF-1、WZF-2、WZF-3 和WZF-4的總耗能分別為組合單墻片WF-1、WF-2、WF-3和WF-4總耗能的61%、58%、57%和29%。說明在凍融環(huán)境下，中間增設(shè)構(gòu)造柱同樣可提高構(gòu)件的耗能能力。

3 考慮凍融損傷的受剪承載力計算

構(gòu)造柱-圈梁約束磚砌體組合墻開裂后，由于構(gòu)造柱、上部圈梁以及豎向壓應(yīng)力的共同約束作用，磚砌體組合墻仍能承受剪力。因此，本文將組合墻的受剪承載力分為三個部分：砌體墻片Pm、構(gòu)造柱Pc及縱向鋼筋Ps，不考慮圈梁的直接抗剪作用，其表達式如下：

Pu=Pm+Pc+Ps

(3)

參考GB50003—2010《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中設(shè)置構(gòu)造柱的磚砌體組合墻受剪承載力公式，結(jié)合本課題組得到的凍融循環(huán)作用下砌體抗剪強度的劣化規(guī)律，提出了考慮凍融循環(huán)次數(shù)的組合墻受剪承載力公式如下：

Vu=ηcfv(n)Am+ζcftAc+0.08fyAsc

(4)

fv(n)=(-1.012 9×10-5n2- 1.090 0×10-3n+0.997 8)ζNfv

(5)

式中：fv(n)為考慮凍融循環(huán)次數(shù)影響的砌體沿階梯形截面破壞的抗剪強度；fv為未考慮凍融的砌體抗剪強度；ζN表示砌體抗震抗剪強度正應(yīng)力影響系數(shù)，可由表6查得；為墻體約束修正系數(shù)，一般情況下可取1.0，當構(gòu)造柱間距不大于3.0 m時取1.1；ζc為中間構(gòu)造柱參與工作系數(shù)，居中設(shè)一根時取0.5，多于一根時取0.4；為混凝土軸心抗拉強度；為縱向鋼筋屈服強度；Am為墻體的截面面積；Ac為構(gòu)造柱的截面面積；Asc構(gòu)造柱內(nèi)縱向鋼筋截面面積。

表6 砌體抗震抗剪強度正應(yīng)力影響系數(shù)

表7為磚砌體組合墻經(jīng)凍融循環(huán)作用后的受剪承載力計算值與實測值的對比，可見采用該公式計算的受剪承載力與試驗結(jié)果接近。

4 結(jié) 論

本文對8個磚砌體組合墻試件進行了人工氣候快速凍融試驗，進而進行了擬靜力加載試驗，系統(tǒng)研究了不同凍融循環(huán)次數(shù)對組合單墻片和組合雙墻片各抗震性能指標的影響規(guī)律，結(jié)論如下：

(1) 凍融對磚砌體組合墻的破壞形態(tài)有一定影響，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，磚砌體組合墻的破壞程度加重，加載后期的承載力降幅較大。試件的強度、剛度及耗能能力均發(fā)生不同程度的退化。當凍融循環(huán)次數(shù)達到120次時，組合單墻片WF-1與組合雙墻片WZF-1的極限承載力分別下降了40%和38%，初始剛度分別下降了41%和55%，累計耗能分別降低69%和83%。

表7 磚砌體組合墻受剪承載力結(jié)果對比

(2) 在相同凍融循環(huán)次數(shù)下，組合雙墻片的承載能力、變形能力、恢復(fù)力特性和耗能能力均優(yōu)于組合單墻片，剛度退化速率慢于組合單墻片，且組合雙墻片在荷載作用下的應(yīng)力分布均勻，更有利于抗震。

(3) 由組合墻骨架曲線下降段形狀可以看出，骨架曲線下降段存在拐點，表明墻片抗力機制出現(xiàn)轉(zhuǎn)變，該階段中構(gòu)造柱-圈梁體系發(fā)揮作用較大，且組合雙墻片的“弱框架”現(xiàn)象更加明顯，進一步說明組合雙墻片對墻體的約束作用高于組合單墻片。

(4) 建立了考慮凍融損傷的磚砌體組合墻受剪承載力計算式，將計算結(jié)果與試驗結(jié)果比較，兩者吻合較好。

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Testsforaseismicperformancesofcompositewallsunderfreeze-thawenvironment

ZHENG Shansuo, NIU Lihua, CHENG Mingchao, SUN Longfei

(School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China)

In order to study aseismic behaviors of composite walls under freeze-thaw environment, accelerated freeze-thaw tests for 4 pieces of single-span combined walls and 4 pieces of double-span combined walls were conducted by applying the technique of accelerated freeze-thaw artificial climate lab, and then their quasi-static loading tests were conducted. The results showed that the specimens’ damage mode is shear failure under lower cyclic loadings, the freeze-thaw environment has an influence on the failure mode of composite walls; with increase in freeze-thaw cycles, the specimens’ crack load and ultimate load drop, their stiffness and energy-dissipating capacity are degenerated gradually, their cracking displacements and ultimate displacements increase gradually; under the same freeze-thaw cycles, the load-bearing ability and energy-dissipating capacity of double-span combined walls are relatively higher than those of single-span combined walls，the former’s hysteretic curve is more fat, their ductility coefficient is 1.2 times of that for single-span composite walls, the former’s stiffness degenerating rate drops obviously; their ultimate load-bearing capacity, deformation capacity and aseismic behaviors are effectively improved using tied columns. Finally，the formula for shear-bearing capacity of composite walls was derived under freeze-thaw cycles, the calculation results agreed well with test data．

freeze-thaw environment; composite walls; pseudo-static test; aseismic performance; shear-bearing capacity

國家科技支撐計劃(2013BAJ08B03);教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研基金(20136120110003)；陜西省科研項目(2012K12-03-01;2011KTCQ03-05;2013JC16)

2016-03-30 修改稿收到日期：2016-06-30

鄭山鎖 男，博士后，教授，博士生導(dǎo)師，1960年生

牛麗華 女，博士生，1991年生

TU365； TU317.1

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.024