郑山锁， 牛丽华， 程明超， 孙龙飞

(西安建筑科技大学 土木工程学院， 西安 710055)

冻融环境下砖砌体组合墙的抗震性能试验

郑山锁， 牛丽华， 程明超， 孙龙飞

(西安建筑科技大学 土木工程学院， 西安 710055)

为研究冻融大气环境下构造柱-圈梁约束砖砌体墙的抗震性能，利用气候模拟实验室对4片组合单墙片和4片组合双墙片试件进行了加速冻融试验，进而对其进行了拟静力加载试验。试验结果表明：试件在低周反复荷载作用下均表现为剪切破坏，冻融环境对砖砌体组合墙的破坏形态有一定影响；随着冻融循环次数的增加，试件的开裂荷载和极限荷载不断降低，刚度及耗能能力逐渐退化，而开裂位移和极限位移逐渐增加；冻融循环次数相同时，组合双墙片的承载能力、变形能力和耗能能力均高于组合单墙片，其滞回曲线更加饱满，延性系数约为组合单墙片的1.2倍，刚度退化速率明显降低,表明在冻融环境下设置多道构造柱可有效提高砖砌体组合墙的抗震性能。建立了考虑冻融循环作用次数的砖砌体组合墙受剪承载力公式，且计算结果与试验结果吻合较好。

冻融环境； 约束砖砌体组合墙； 拟静力试验； 抗震性能； 受剪承载力

砌体结构因取材方便、造价低廉、施工工艺简单等优点而广泛应用于我国农村及经济欠发达地区。砌体结构在服役期间受所处环境、构件施工缺陷以及其它人为因素等多因素耦合作用，结构的力学性能和抗震性能发生不同程度的劣化。而对于我国三北地区以及世界上其他寒冷地区，冻融循环是影响砌体结构力学性能和抗震性能的最主要的因素[1]。目前，国内学者对砌体结构的抗震性能研究众多，得到了不同类型的砌块[2-4]、不同构造措施[5]、不同高宽比[6]、不同加固方法[7]对砌体墙抗震性能的影响。Gentilini等[8-9]基于材料层面研究了冻融、氯盐腐蚀对砌体结构抗震性能的劣化规律。但目前对于构件层面上冻融砌体结构的抗震性能研究还鲜有报道。

鉴于此，为了研究组合单墙片和组合双墙片在冻融环境下的抗震性能，得到结构承载能力、强度、刚度和耗能能力随冻融损伤程度增大的退化规律，本文对不同冻融程度的4片组合单墙片和4片组合双墙片进行了拟静力试验，并建立了考虑冻融损伤的受剪承载力计算公式，为砌体结构的地震易损性研究与地震损失评估提供依据。

1 试验概况

1.1试件设计与制作

以构造柱设置位置和冻融损伤程度作为研究参数，按1：4缩尺比例设计了8片砖砌体组合墙，试件设计参数见表1，其中WF-1～WF-4为组合单墙片，WZF-1～WZF-4为组合双墙片，各试件竖向压应力均为0.5 MPa，试件几何尺寸与配筋如图1所示。

表1 试件主要设计参数

图1 试件尺寸与配筋

1.2试件冻融方案

为缩短试验时间并较真实地模拟冻融环境，试验在西安建筑科技大学耐久性试验室采用室内加速冻融方法进行。冻融循环方案参考美国标准ASTM[10]及我国相关规范[11]，以经受的冻融循环次数来表示砖砌体墙的抗冻性能，并将冻融循环次数定为0次、40次、80次和120次。

试件WF-1和试件WZF-1作为对比，不进行冻融试验，其余试件自然养护28天后移入人工气候模拟实验室进行快速冻融。为了加速试件的冻融速度，模拟干湿循环的实际环境，试验采用间断喷水的方式进行，单个循环的试验时间为8 h，气候模拟试验的冻融循环制度示意图见图2，气候实验室内的试件见图3。

图2 冻融循环制度

1.3材料性能

试验采用MU15烧结普通砖，规格尺寸为240 mm×115 mm×53 mm。采用M10的水泥砂浆，砂浆试块尺寸为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm。将水泥砂浆试块和砖试块与砖砌体组合墙一同放入气候模拟实验室并进行冻融试验，而后进行抗压试验，抗压强度实测值见表2所示。构造柱和圈梁均采用C30混凝土，抗压强度实测值见表2。根据《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T 228—2002)中规定的标准拉伸试验方法测得钢筋力学性能，实测结果见表3。

1.4加载装置及测量内容

试验采用拟静力加载，加载装置如图4、5所示。竖向荷载由液压千斤顶施加，水平荷载由水平往复作动器提供。通过压梁及地脚螺栓相结合来固定试件竖向运动，并通过地脚撑的作用来防止试件水平方向的滑移。

表2 砂浆试块及烧结普通砖的力学性能

表3 实测钢筋力学性能

图4 试件加载装置

图5 试件加载现场

依据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101-96)[12]，采用荷载-位移混合控制加载制度。在试件出现裂缝前，按荷载控制分级加载，级差为20 kN，每级荷载循环一次；试件出现裂缝后，以其出现裂缝时对应位移为基准，每级位移增大2 mm，每级加载循环三次。当试件的承载力降至极限荷载的85%，停止继续加载。加载制度示意图如图6所示。

试验主要观察和测试试件裂缝发展过程、试件的荷载和水平位移。采用TSD-602静态数据采集系统与

图6 试件加载制度

观测相结合的方法采集数据。位移计在砖砌体组合墙的布置如图7所示，位移计布置在圈梁端部，用于测量试件的水平位移，并将所测数据作为位移控制加载的标准；考虑到实际加载过程中，试件可能会产生滑移，在地梁端部布置位移计；为量测组合墙的剪切变形，在试件顶部两侧设置斜向正交的附着式位移计。

图7 位移计布置图

2 试验结果与分析

2.1破坏特征分析

试件在低周反复荷载作用下均发生了剪切破坏，破坏形态见图8，且试件的受力过程均经历了弹性、弹塑性和破坏三个阶段。

对比不同冻融循环次数下墙体的破坏过程与形态可发现以下不同：经历120次冻融循环作用后的试件WF-4和WZF-4，其初裂缝出现的时间提前且裂缝的发展更为迅速；试件WF-4和WZF-4的破坏程度较未冻融试件更为严重，主斜裂缝附近伴有多条微裂缝，试件表面出现大面积剥落现象。经120次冻融循环作用试件的裂缝多数沿灰缝延伸，而未冻融试件的裂缝多数沿砖块延伸，说明经冻融循环作用后砂浆性能的劣化程度远高于砖块。

在相同冻融循环次数下，通过对比组合单墙片与组合双墙片的破坏过程可知：组合单墙片开裂后，裂缝沿主对角线方向延伸并迅速形成主裂缝，试件开裂到破坏的时间较短；对于组合双墙片，中间构造柱阻碍了裂缝的发展，形成多条次生裂缝，待裂缝穿过中间构造柱中部时形成主裂缝，因此，从开裂到破坏的时间较长。对比最终破坏状态图可知，组合双墙片的砌体作用得到充分的发挥，破坏时，砌体已布满裂缝；而组合单墙片砌体的大部分区域没有发生破坏。组合单墙片中间的摩擦滑移区域较长，而组合双墙片的摩擦滑移区域较短，表明组合双墙片的约束能力较强。

(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滞回曲线

滞回曲线是指结构或构件在低周反复荷载作用下的荷载-位移曲线，可以反映出构件的开裂、屈服、极限、破坏受力全过程，是评价结构或构件抗震性能优劣的重要指标[13]。试件滞回曲线如图9所示。

(a) WF-1试件

(b) WF-2试件

(c) WF-3试件

(d) WF-4试件

(e) WZF-1试件

(f) WZF-2试件

(g) WZF-3试件

(h) WZF-4试件

通过对比各个试件的滞回曲线，可发现以下相同特性：试件开裂之前，其力与位移呈线性关系，可认为墙体处于弹性阶段，该阶段的滞回环呈重叠的直线，加、卸载刚度基本不变，耗能能力较小。试件开裂后，随着组合墙内主裂缝的形成及构造柱内钢筋屈服，试件逐步进入弹塑性阶段，其滞回环逐步趋于饱满，加、卸载刚度退化亦愈来愈显著，卸载后的残余变形增大。随着位移的继续增加，试件达到极限承载力后，组合单墙片和组合双墙片分别形成“X”形和双“X”形裂缝，试件进入塑性工作阶段，此时滞回环面积进一步增大并出现“捏拢”现象，强度、刚度的衰减更加明显，耗能能力进一步增加。

对比不同冻融循环次数下试件滞回曲线可发现以下不同：试件开裂前，冻融试件的滞回曲线与未冻融试件基本一致，但开裂荷载随着冻融循环次数的增加逐渐降低；试件开裂后，经历40次冻融循环作用试件(WF-2、WZF-2)的滞回曲线与未冻融试件差别不大，而经历80次、120次冻融循环作用后的试件，其强度、刚度退化随冻融循环次数的增加而逐步加重，滞回曲线的“捏拢”现象越来越明显，滞回环的面积逐渐减小，说明试件的整体耗能能力逐渐降低，且试件的冻融损伤越严重，其耗能能力越差。

在相同冻融循环次数下，通过对比组合单墙片与组合双墙片的滞回曲线可发现以下不同：试件开裂后，组合单墙片的刚度明显降低，荷载位移曲线的斜率明显低于组合双墙片，滞回环面积变化较快；组合双墙片开裂后，刚度逐渐降低，但降低速率较慢，滞回环面积变化缓慢，试件仍有较高的恢复力，只有当中间构造柱被两侧砌体的裂缝贯穿后，滞回环面积才开始明显减小。试件达到极限承载力后，组合单墙片荷载下降较快，裂缝迅速开展延伸，而组合双墙片的荷载下降较慢，裂缝的发展过程缓慢，这与试验现象一致。

2.3骨架曲线及其特征参数

各试件骨架曲线如图10所示。通过对比各个试件的骨架曲线，可发现以下相同特性：不同冻融损伤程度试件的变形可分为弹性、弹塑性和破坏三个阶段。在弹性阶段，冻融对试件抗震性能的影响不明显，不同冻融程度试件的骨架曲线均呈直线；试件进入弹塑性阶段后，骨架曲线开始弯曲，且刚度开始下降；试件达到极限荷载之后，骨架曲线下降，试件承载力降低并表现出明显的刚度退化，该过程表明试件在低周反复荷载作用下，损伤不断累积。

(a) 不同冻融循环作用下试件骨架曲线

(b) 组合双墙片试件骨架曲线

(c) 不同构造形式下试件骨架曲线

对比不同冻融循环次数下试件骨架曲线可发现以下不同：随着冻融循环次数的增加，试件的开裂荷载、极限荷载不断降低，极限荷载降低幅度大于开裂荷载，说明试件开裂前，冻融环境对砖砌体组合墙的抗震性能影响不大，开裂后，随着冻融次数的增加，试件承载力降幅增大。

在相同冻融循环次数下，通过对比组合单墙片与组合双墙片的骨架曲线可发现以下不同：组合双墙片的承载能力和变形能力相对较高，骨架曲线的下降段比较平缓，表明试件的延性较好。由试件骨架曲线下降段形状可以看出，组合双墙片的骨架曲线下降段存在拐点(图中A、B)，表明墙体抗力机制出现转变[3]，即试件主裂缝形成后，墙片逐渐退出工作，荷载主要由构造柱和圈梁的约束作用承担，构造柱-圈梁体系在该阶段发挥较大的作用，形成一定的“弱框架”效应，而该现象在组合单墙片中表现不太明显，进一步说明组合双墙片对墙体的约束作用高于组合单墙片。

试件各个特征点的荷载位移实测值见表4，其值为正、负方向的平均值。在表中Pcr、Pu、Pf、Δcr、Δu、Δf分别表示开裂荷载、极限荷载、破坏荷载、开裂位移、极限位移、破坏位移。

表4 试件特征点荷载位移实测值

对比不同冻融循环次数下试件特征点的荷载位移值可发现以下不同：随着冻融循环次数的增加，试件的开裂荷载、极限荷载和刚度等逐渐减小，试件的开裂位移和极限位移逐渐增大。其原因为试件开裂之前，荷载主要由墙体来承担，随着冻融循环次数的增加，墙体内砂浆空隙内部水分冻融应力增强，砂浆的强度不断下降，导致试件的开裂荷载逐渐降低。试件开裂之后，水平荷载主要由构造柱、已形成裂缝之间的摩擦以及不断形成和发展的新裂缝来承担，由于冻融循环次数的增加，使得裂缝之间摩擦力不断降低，新裂缝的开展也变得容易，因此试件的极限荷载也呈下降的趋势。

在相同冻融循环次数下，通过对比组合单墙片与组合双墙片特征点荷载位移实测值可发现以下不同：

(1) 组合双墙片的承载能力和变形能力均高于组合单墙片，组合双墙片WZF-1的开裂荷载为179.8 kN，比组合单墙片WF-1提高了7.5%，极限荷载为267.1 kN，比组合单墙片提高了21%，开裂位移为2.61，比组合单墙片WF-1提高了11.5%，极限位移为7.99，比组合单墙片WF-1提高了62%。其原因为墙体内的应力状态分布不同，组合单墙片的应力集中分布在主对角线上，组合双墙片的应力均匀分布在墙体内(该推断可由组合双墙片在破坏时墙体内的多道细裂缝证明)，因此推迟了试件初裂缝出现的时间，避免裂缝出现后迅速发展形成主裂缝而导致试件丧失承载力。

(2) 组合双墙片的恢复力特性高于组合单墙片，试件WF-1的初裂荷载与极限荷载之比为0.75，试件WZF-1的初裂荷载与极限荷载之比为0.67，说明组合双墙片开裂之后，经多次递增加载才达到极限承载力。

(3) 经历120次冻融循环作用后，组合单墙片承载力下降幅度高于组合双墙片，试件WF-4与WZF-4的极限承载力较试件WF-1与WZF-1(未冻融试件)分别下降了40%和38%。组合单墙片与组合双墙片的不同之处为组合单墙片的墙体面积与构造柱面积之比大于组合双墙片，该现象说明构件的冻融损伤主要发生在砌体墙片内部，对构造柱的影响较弱。因此对于严寒地区，采用中间增设构造柱是良好的加固方法。

2.4延性系数

试件位移延性系数μ可表示为

μ=Δf/Δcr

(1)

由表4可知，随着冻融循环次数的增加，试件的延性系数无明显规律，其原因为试件初裂荷载难以精确测量。

通过对比组合单墙片和组合双墙片的延性系数可知，组合单墙片延性系数平均值为3.64，组合双墙片的延性系数平均值为4.20，比组合单墙片增加了15.4%。其原因为组合双墙片内中间构造柱延缓了主裂缝的发展，使子墙片内产生大量的次生裂缝，次生裂缝的产生将消耗一部分变形能，降低裂缝扩展驱动能，减缓裂缝延伸速度。

2.5刚度衰减

等效刚度为第i级荷载作用下正、反两方向峰值点荷载绝对值之和与正反两方向峰值位移绝对值之和的比值，即：

(2)

试件刚度退化曲线如图11所示，通过对比各个试件特征点刚度值和退化曲线，可发现以下相同点：试件的初始刚度很大，随着荷载的增加，刚度逐渐降低。试件开裂前，刚度退化曲线陡峭，刚度下降速度较快，降幅较大，其原因为试件在荷载作用下内部微裂缝逐渐发展所致；试件开裂后，刚度下降速度减慢，此时宏观裂缝是引起试件刚度退化的主要原因；试件达到极限承载力后，刚度逐渐趋于稳定，其原因为试件内主裂缝已形成，次生裂缝对墙体刚度退化影响不大。

(a) 不同冻融循环作用下试件刚度退化曲线

(b) 组合双墙片试件刚度退化曲线

(c) 不同构造形式下试件刚度退化曲线

对比不同冻融循环次数下试件刚度退化曲线可发现以下不同：随着冻融循环次数的增加，试件刚度退化曲线呈降低趋势，其中初始刚度下降最为明显，经120次冻融循环作用试件WZF-4的初始刚度较未冻融试件WZF-1下降55%。经冻融循环作用后试件的刚度退化速度快于未冻融的试件，且随冻融循环次数的增加，刚度退化的速度相应加快，由图11(b)可明显看出，试件WZF-4的刚度退化速率快于其他试件。

在相同冻融循环次数下，通过对比组合单墙片与组合双墙片的刚度退化曲线可发现以下不同：组合双墙片的刚度退化曲线位于组合双墙片之上，说明组合双墙片的刚度大于组合单墙片。试件开裂前，组合单墙片的刚度退化速率与组合双墙片差别不大；试件开裂后，组合单墙片刚度退化曲线较陡，退化速率较快，说明组合单墙片出现裂缝后，裂缝迅速延伸并贯通，而组合双墙片的刚度退化曲线较为平缓，破坏位移较大，由此可见，组合双墙片的刚度退化不如组合单墙片迅速。

2.6耗能特征

结构或构件的能量耗散能力是衡量结构抗震性能的一个重要特性，本文通过等效黏滞阻尼系数和总耗能[14]两个指标对砖砌体组合墙的耗能能力进行分析。

各个试件在开裂点、极限点和破坏点的等效黏滞阻尼系数和总耗能见表5，通过对比各个试件等效黏滞阻尼系数可发现以下相同点：试件加载至破坏荷载点的过程中，等效黏滞阻尼系数逐渐增大，以试件WZF-1为例，其等效黏滞阻尼系数由0.112增加到0.122，说明试件在加载过程中耗能能力不断增强。

表5 试件的耗能指标

对比分析不同冻融循环次数下试件的等效黏滞阻尼系数和总耗能可发现以下不同：随着冻融循环次数的增加，试件极限荷载所对应的等效黏滞阻尼系数和总耗能均逐渐减小，表明冻融损伤使得试件的耗能能力逐渐退化。以组合双墙片为例，未冻融试件WZF-1极限荷载点的等效黏滞阻尼系数为0.117，总耗能为32 914.88，经历120次冻融循环作用试件WZF-4极限荷载点的等效黏滞阻尼系数降低35%，总耗能降低83%。

在相同冻融循环次数下，对比组合单墙片与组合双墙片的等效黏滞阻尼系数和总耗能可知：组合双墙片WZF-1、WZF-2、WZF-3 和WZF-4的总耗能分别为组合单墙片WF-1、WF-2、WF-3和WF-4总耗能的61%、58%、57%和29%。说明在冻融环境下，中间增设构造柱同样可提高构件的耗能能力。

3 考虑冻融损伤的受剪承载力计算

构造柱-圈梁约束砖砌体组合墙开裂后，由于构造柱、上部圈梁以及竖向压应力的共同约束作用，砖砌体组合墙仍能承受剪力。因此，本文将组合墙的受剪承载力分为三个部分：砌体墙片Pm、构造柱Pc及纵向钢筋Ps，不考虑圈梁的直接抗剪作用，其表达式如下：

Pu=Pm+Pc+Ps

(3)

参考GB50003—2010《砌体结构设计规范》中设置构造柱的砖砌体组合墙受剪承载力公式，结合本课题组得到的冻融循环作用下砌体抗剪强度的劣化规律，提出了考虑冻融循环次数的组合墙受剪承载力公式如下：

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)为考虑冻融循环次数影响的砌体沿阶梯形截面破坏的抗剪强度；fv为未考虑冻融的砌体抗剪强度；ζN表示砌体抗震抗剪强度正应力影响系数，可由表6查得；为墙体约束修正系数，一般情况下可取1.0，当构造柱间距不大于3.0 m时取1.1；ζc为中间构造柱参与工作系数，居中设一根时取0.5，多于一根时取0.4；为混凝土轴心抗拉强度；为纵向钢筋屈服强度；Am为墙体的截面面积；Ac为构造柱的截面面积；Asc构造柱内纵向钢筋截面面积。

表6 砌体抗震抗剪强度正应力影响系数

表7为砖砌体组合墙经冻融循环作用后的受剪承载力计算值与实测值的对比，可见采用该公式计算的受剪承载力与试验结果接近。

4 结 论

本文对8个砖砌体组合墙试件进行了人工气候快速冻融试验，进而进行了拟静力加载试验，系统研究了不同冻融循环次数对组合单墙片和组合双墙片各抗震性能指标的影响规律，结论如下：

(1) 冻融对砖砌体组合墙的破坏形态有一定影响，随着冻融循环次数的增加，砖砌体组合墙的破坏程度加重，加载后期的承载力降幅较大。试件的强度、刚度及耗能能力均发生不同程度的退化。当冻融循环次数达到120次时，组合单墙片WF-1与组合双墙片WZF-1的极限承载力分别下降了40%和38%，初始刚度分别下降了41%和55%，累计耗能分别降低69%和83%。

表7 砖砌体组合墙受剪承载力结果对比

(2) 在相同冻融循环次数下，组合双墙片的承载能力、变形能力、恢复力特性和耗能能力均优于组合单墙片，刚度退化速率慢于组合单墙片，且组合双墙片在荷载作用下的应力分布均匀，更有利于抗震。

(3) 由组合墙骨架曲线下降段形状可以看出，骨架曲线下降段存在拐点，表明墙片抗力机制出现转变，该阶段中构造柱-圈梁体系发挥作用较大，且组合双墙片的“弱框架”现象更加明显，进一步说明组合双墙片对墙体的约束作用高于组合单墙片。

(4) 建立了考虑冻融损伤的砖砌体组合墙受剪承载力计算式，将计算结果与试验结果比较，两者吻合较好。

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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

国家科技支撑计划(2013BAJ08B03);教育部高等学校博士学科点专项科研基金(20136120110003)；陕西省科研项目(2012K12-03-01;2011KTCQ03-05;2013JC16)

2016-03-30 修改稿收到日期：2016-06-30

郑山锁 男，博士后，教授，博士生导师，1960年生

牛丽华 女，博士生，1991年生

TU365； TU317.1

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.024