凍融環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 土木工程學院， 西安 710055)

凍融環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 土木工程學院， 西安 710055)

為研究凍融大氣環境下構造柱-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。試驗結果表明：試件在低周反復荷載作用下均表現為剪切破壞，凍融環境對磚砌體組合墻的破壞形態有一定影響；隨著凍融循環次數的增加，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；凍融循環次數相同時，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,表明在凍融環境下設置多道構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作用次數的磚砌體組合墻受剪承載力公式，且計算結果與試驗結果吻合較好。

凍融環境； 約束磚砌體組合墻； 擬靜力試驗； 抗震性能； 受剪承載力

砌體結構因取材方便、造價低廉、施工工藝簡單等優點而廣泛應用于我國農村及經濟欠發達地區。砌體結構在服役期間受所處環境、構件施工缺陷以及其它人為因素等多因素耦合作用，結構的力學性能和抗震性能發生不同程度的劣化。而對于我國三北地區以及世界上其他寒冷地區，凍融循環是影響砌體結構力學性能和抗震性能的最主要的因素[1]。目前，國內學者對砌體結構的抗震性能研究眾多，得到了不同類型的砌塊[2-4]、不同構造措施[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、氯鹽腐蝕對砌體結構抗震性能的劣化規律。但目前對于構件層面上凍融砌體結構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境下的抗震性能，得到結構承載能力、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，為砌體結構的地震易損性研究與地震損失評估提供依據。

1 試驗概況

1.1試件設計與制作

以構造柱設置位置和凍融損傷程度作為研究參數，按1：4縮尺比例設計了8片磚砌體組合墻，試件設計參數見表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 試件主要設計參數

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境，試驗在西安建筑科技大學耐久性試驗室采用室內加速凍融方法進行。凍融循環方案參考美國標準ASTM[10]及我國相關規范[11]，以經受的凍融循環次數來表示磚砌體墻的抗凍性能，并將凍融循環次數定為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，模擬干濕循環的實際環境，試驗采用間斷噴水的方式進行，單個循環的試驗時間為8 h，氣候模擬試驗的凍融循環制度示意圖見圖2，氣候實驗室內的試件見圖3。

圖2 凍融循環制度

1.3材料性能

試驗采用MU15燒結普通磚，規格尺寸為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。構造柱和圈梁均采用C30混凝土，抗壓強度實測值見表2。根據《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228—2002)中規定的標準拉伸試驗方法測得鋼筋力學性能，實測結果見表3。

1.4加載裝置及測量內容

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作動器提供。通過壓梁及地腳螺栓相結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 砂漿試塊及燒結普通磚的力學性能

表3 實測鋼筋力學性能

圖4 試件加載裝置

圖5 試件加載現場

依據《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ101-96)[12]，采用荷載-位移混合控制加載制度。在試件出現裂縫前，按荷載控制分級加載，級差為20 kN，每級荷載循環一次；試件出現裂縫后，以其出現裂縫時對應位移為基準，每級位移增大2 mm，每級加載循環三次。當試件的承載力降至極限荷載的85%，停止繼續加載。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展過程、試件的荷載和水平位移。采用TSD-602靜態數據采集系統與

圖6 試件加載制度

觀測相結合的方法采集數據。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，并將所測數據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，在試件頂部兩側設置斜向正交的附著式位移計。

圖7 位移計布置圖

2 試驗結果與分析

2.1破壞特征分析

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

對比不同凍融循環次數下墻體的破壞過程與形態可發現以下不同：經歷120次凍融循環作用后的試件WF-4和WZF-4，其初裂縫出現的時間提前且裂縫的發展更為迅速；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，試件表面出現大面積剝落現象。經120次凍融循環作用試件的裂縫多數沿灰縫延伸，而未凍融試件的裂縫多數沿磚塊延伸，說明經凍融循環作用后砂漿性能的劣化程度遠高于磚塊。

在相同凍融循環次數下，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，中間構造柱阻礙了裂縫的發展，形成多條次生裂縫，待裂縫穿過中間構造柱中部時形成主裂縫，因此，從開裂到破壞的時間較長。對比最終破壞狀態圖可知，組合雙墻片的砌體作用得到充分的發揮，破壞時，砌體已布滿裂縫；而組合單墻片砌體的大部分區域沒有發生破壞。組合單墻片中間的摩擦滑移區域較長，而組合雙墻片的摩擦滑移區域較短，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

滯回曲線是指結構或構件在低周反復荷載作用下的荷載-位移曲線，可以反映出構件的開裂、屈服、極限、破壞受力全過程，是評價結構或構件抗震性能優劣的重要指標[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，可發現以下相同特性：試件開裂之前，其力與位移呈線性關系，可認為墻體處于彈性階段，該階段的滯回環呈重疊的直線，加、卸載剛度基本不變，耗能能力較小。試件開裂后，隨著組合墻內主裂縫的形成及構造柱內鋼筋屈服，試件逐步進入彈塑性階段，其滯回環逐步趨于飽滿，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，此時滯回環面積進一步增大并出現“捏攏”現象，強度、剛度的衰減更加明顯，耗能能力進一步增加。

對比不同凍融循環次數下試件滯回曲線可發現以下不同：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次數的增加逐漸降低；試件開裂后，經歷40次凍融循環作用試件(WF-2、WZF-2)的滯回曲線與未凍融試件差別不大，而經歷80次、120次凍融循環作用后的試件，其強度、剛度退化隨凍融循環次數的增加而逐步加重，滯回曲線的“捏攏”現象越來越明顯，滯回環的面積逐漸減小，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。

在相同凍融循環次數下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的滯回曲線可發現以下不同：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，滯回環面積變化緩慢，試件仍有較高的恢復力，只有當中間構造柱被兩側砌體的裂縫貫穿后，滯回環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，裂縫的發展過程緩慢，這與試驗現象一致。

2.3骨架曲線及其特征參數

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，可發現以下相同特性：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出明顯的剛度退化，該過程表明試件在低周反復荷載作用下，損傷不斷累積。

(a) 不同凍融循環作用下試件骨架曲線

(b) 組合雙墻片試件骨架曲線

(c) 不同構造形式下試件骨架曲線

對比不同凍融循環次數下試件骨架曲線可發現以下不同：隨著凍融循環次數的增加，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，隨著凍融次數的增加，試件承載力降幅增大。

在相同凍融循環次數下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的骨架曲線可發現以下不同：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轉變[3]，即試件主裂縫形成后，墻片逐漸退出工作，荷載主要由構造柱和圈梁的約束作用承擔，構造柱-圈梁體系在該階段發揮較大的作用，形成一定的“弱框架”效應，而該現象在組合單墻片中表現不太明顯，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

對比不同凍融循環次數下試件特征點的荷載位移值可發現以下不同：隨著凍融循環次數的增加，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，隨著凍融循環次數的增加，墻體內砂漿空隙內部水分凍融應力增強，砂漿的強度不斷下降，導致試件的開裂荷載逐漸降低。試件開裂之后，水平荷載主要由構造柱、已形成裂縫之間的摩擦以及不斷形成和發展的新裂縫來承擔，由于凍融循環次數的增加，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。

在相同凍融循環次數下，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現以下不同：

(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%。其原因為墻體內的應力狀態分布不同，組合單墻片的應力集中分布在主對角線上，組合雙墻片的應力均勻分布在墻體內(該推斷可由組合雙墻片在破壞時墻體內的多道細裂縫證明)，因此推遲了試件初裂縫出現的時間，避免裂縫出現后迅速發展形成主裂縫而導致試件喪失承載力。

(2) 組合雙墻片的恢復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，經多次遞增加載才達到極限承載力。

(3) 經歷120次凍融循環作用后，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造柱面積之比大于組合雙墻片，該現象說明構件的凍融損傷主要發生在砌體墻片內部，對構造柱的影響較弱。因此對于嚴寒地區，采用中間增設構造柱是良好的加固方法。

2.4延性系數

試件位移延性系數μ可表示為

μ=Δf/Δcr

(1)

由表4可知，隨著凍融循環次數的增加，試件的延性系數無明顯規律，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可知，組合單墻片延性系數平均值為3.64，組合雙墻片的延性系數平均值為4.20，比組合單墻片增加了15.4%。其原因為組合雙墻片內中間構造柱延緩了主裂縫的發展，使子墻片內產生大量的次生裂縫，次生裂縫的產生將消耗一部分變形能，降低裂縫擴展驅動能，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，可發現以下相同點：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部微裂縫逐漸發展所致；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，剛度逐漸趨于穩定，其原因為試件內主裂縫已形成，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) 不同構造形式下試件剛度退化曲線

對比不同凍融循環次數下試件剛度退化曲線可發現以下不同：隨著凍融循環次數的增加，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120次凍融循環作用試件WZF-4的初始剛度較未凍融試件WZF-1下降55%。經凍融循環作用后試件的剛度退化速度快于未凍融的試件，且隨凍融循環次數的增加，剛度退化的速度相應加快，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。

在相同凍融循環次數下，通過對比組合單墻片與組合雙墻片的剛度退化曲線可發現以下不同：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

結構或構件的能量耗散能力是衡量結構抗震性能的一個重要特性，本文通過等效黏滯阻尼系數和總耗能[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和總耗能見表5，通過對比各個試件等效黏滯阻尼系數可發現以下相同點：試件加載至破壞荷載點的過程中，等效黏滯阻尼系數逐漸增大，以試件WZF-1為例，其等效黏滯阻尼系數由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次數下試件的等效黏滯阻尼系數和總耗能可發現以下不同：隨著凍融循環次數的增加，試件極限荷載所對應的等效黏滯阻尼系數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為0.117，總耗能為32 914.88，經歷120次凍融循環作用試件WZF-4極限荷載點的等效黏滯阻尼系數降低35%，總耗能降低83%。

在相同凍融循環次數下，對比組合單墻片與組合雙墻片的等效黏滯阻尼系數和總耗能可知：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%。說明在凍融環境下，中間增設構造柱同樣可提高構件的耗能能力。

3 考慮凍融損傷的受剪承載力計算

構造柱-圈梁約束磚砌體組合墻開裂后，由于構造柱、上部圈梁以及豎向壓應力的共同約束作用，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《砌體結構設計規范》中設置構造柱的磚砌體組合墻受剪承載力公式，結合本課題組得到的凍融循環作用下砌體抗剪強度的劣化規律，提出了考慮凍融循環次數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)為考慮凍融循環次數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力影響系數，可由表6查得；為墻體約束修正系數，一般情況下可取1.0，當構造柱間距不大于3.0 m時取1.1；ζc為中間構造柱參與工作系數，居中設一根時取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為構造柱的截面面積；Asc構造柱內縱向鋼筋截面面積。

表6 砌體抗震抗剪強度正應力影響系數

表7為磚砌體組合墻經凍融循環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果接近。

4 結 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，系統研究了不同凍融循環次數對組合單墻片和組合雙墻片各抗震性能指標的影響規律，結論如下：

(1) 凍融對磚砌體組合墻的破壞形態有一定影響，隨著凍融循環次數的增加，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生不同程度的退化。當凍融循環次數達到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果對比

(2) 在相同凍融循環次數下，組合雙墻片的承載能力、變形能力、恢復力特性和耗能能力均優于組合單墻片，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轉變，該階段中構造柱-圈梁體系發揮作用較大，且組合雙墻片的“弱框架”現象更加明顯，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，將計算結果與試驗結果比較，兩者吻合較好。

[1] 苑振芳,劉斌,苑磊. 砌體結構的耐久性[J]. 建筑結構,2011,41(4):117-121.

YUAN Zhenfang, LIU Bin，YUAN Lei. Durability of masonry structures[J]. Building Structures, 2011,41(4):117-121.

[2] 白國良,浮廣明,權宗剛,等.頁巖燒結保溫砌塊超薄灰縫墻體抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報,2014,35(10)： 111-121.

BAI Guoliang, FU Guangming. QUAN Zonggang, et al. Experimental Study on seismic behavior of shale fired heat-insulation block walls with ultra-thin mortar joint[J]. Journal of Building Structures,2014,35(10)：111-121.

[3] 肖建莊,黃江德,姚燕.再生混凝土砌塊墻體抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報,2012,33(2):100-109.

XIAO Jianzhuang, HUANG Jiangde, YAO Yan. Test on seismic behavior of recycled concrete block walls[J].Journal of Building Structures,2012,33(2):100-109.

[4] 楊軍偉,陳利群,祝曉慶.混凝土多孔磚墻體抗震性能試驗研究[J].工程力學,2008,25(9):126-133.

YANG Junwei, CHEN Liqun, ZHU Xiaoqing. Experimental study on seismic behavior of concrete[J] Engineering Mechanics, 2008,25(9):126-133.

[5] 周洋,郭訊,孫麗,等.鋼筋混凝土構造柱約束磚砌體墻片抗震性能試驗研究[J]地震工程與工程震動,2014,34(6):160-168.

ZHOU Yang, GUO Xun, SUN Li et al. Experimental investigation on seismic performance of confined masonry wall with reinforced tied columns[J].Earthquake Engineering and Engineering Dynamics, 2014,34(6):160-168.

[6] GAVILAN J J P, FLORES L E, ALCOCER S M. An experimental study of confined masonry walls with varying aspect ratios[J].Earthquake Spectra, 2015, 31(2):945-968.

[7] 鄧明科，樊鑫淼，高曉軍,等. ECC面層加固受損磚砌體墻抗震性能試驗研究[J].工程力學，2015，32(4)：121-129.

DENG Mingke, FAN Xinmiao, GAO Xiaojun, et al. Experimental investigation on seismic performance of damaged brick masonry wall strengthened with ECC splint[J]. Engineering Mechanics, 2015,32(4):121-129.

[8] GENTILINI C, FRANZONI E, BANDINI S, et al. Effect of salt crystallization on the shear behavior of masonry walls: An experimental study[J]. Construction and Building Materials, 2012,37:181-189.

[9] BOCCAL P, GRAZZINI A. Mechanical properties and freeze-thaw durability of strengthening mortars[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2013, 25(2): 274-280.

[10] ASTM C67-14 Standard test methods for sampling and testing brick and structural clay tile[S]. West Conshohocken, PA: American Society for Testing and Materials(ASTM),2007.

[11] 建筑砂漿基本性能試驗方法標準:JGJ/T70—2009[S].北京：中國建筑工業出版社，2009.

[12] 建筑抗震試驗方法規程:JGJ101—96[S].北京:中國建筑工業出版社，1996.

[13] 鄭山鎖,孫龍飛,劉小銳,等.近海大氣環境下銹蝕RC框架節點抗震性能試驗研究[J].土木工程學報,2015,48(12):63-71.

ZHENG Shansuo, SUN Longfei, LIU Xiaorui, et al. Experimental research on seismic behaviors of beam-column joints of corroded RC frame in the coastal atmosphere[J]. China Civil Engineering Journal, 2015,48(12):63-71.

[14] 姚謙峰.土木工程結構試驗[M].2版. 北京：中國建筑工業出版社,2008.

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);教育部高等學校博士學科點專項科研基金(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