鄭山鎖，姬金銘，裴培，賀金川，張藝欣，董立國(.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西，西安70055；西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西，西安70055；.西安建筑科技大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院，陜西，西安70055)

寒冷氣候環(huán)境中，凍融循環(huán)作用是影響混凝土結(jié)構(gòu)耐久性的重要原因之一[1]。針對(duì)結(jié)構(gòu)凍融損傷現(xiàn)象，Powers 等[2 ? 3]先后提出了靜水壓理論及滲透壓理論以解釋混凝土發(fā)生凍融損傷的機(jī)理?；炷敛牧舷嚓P(guān)研究[4 ? 10]表明：凍融作用會(huì)導(dǎo)致混凝土抗壓與抗拉強(qiáng)度、彈性模量等多項(xiàng)力學(xué)性能發(fā)生退化，且隨凍融損傷程度增加，退化程度加劇。冀曉東[11]、曹芙波等[12]發(fā)現(xiàn)凍融作用會(huì)導(dǎo)致混凝土材料與鋼筋間粘結(jié)強(qiáng)度降低，滑移量增加。此外，各國學(xué)者還對(duì)凍融RC 構(gòu)件性能進(jìn)行試驗(yàn)研究。Xu 等[13]指出凍融損傷致使RC 柱的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力下降、剛度及承載能力退化、累積耗能能力下降；秦卿等[14]通過擬靜力試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)凍融損傷后RC 剪力墻的抗震性能發(fā)生退化；鄭捷等[15]發(fā)現(xiàn)隨著構(gòu)件凍融損傷程度的增加，低周反復(fù)荷載作用下節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變，承載力降低，組合體耗能能力下降；Toutanji 和Balaguru[16]研究了FRP 外裹混凝土柱受凍融作用后耐久性，結(jié)果表明凍融后柱試件的承載能力和延性顯著降低。

目前，針對(duì)凍融RC 梁的研究，多局限于靜載作用下凍融對(duì)梁試件抗彎性能的影響，如：曹大富等[17]研究了凍融損傷RC 梁的受彎性能，指出凍融作用可導(dǎo)致構(gòu)件破壞形態(tài)發(fā)生改變；Duan 等[18]研究了凍融次數(shù)對(duì)RC 梁極限荷載、延性、裂縫分布和中和軸變化過程的影響；Diao 等[19]研究了凍融循環(huán)和海水腐蝕對(duì)持續(xù)荷載作用下引氣RC 梁性能的影響；Green 等[20]研究了凍融對(duì)FRP 板加固混凝土梁性能的影響。以上研究雖然充分體現(xiàn)了凍融作用對(duì)于RC 梁性能的不利影響，卻不足以反映凍融RC 梁在低周反復(fù)荷載下的抗震性能。

綜上，本文設(shè)計(jì)并制作了6 榀剪跨比為2.6的RC 梁試件，通過人工氣候?qū)嶒?yàn)室技術(shù)對(duì)試件進(jìn)行了加速凍融循環(huán)試驗(yàn)，繼而進(jìn)行擬靜力加載，系統(tǒng)地研究了凍融循環(huán)作用及混凝土強(qiáng)度對(duì)低剪跨比RC 梁的承載力、延性、剛度及滯回耗能能力等抗震性能指標(biāo)的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本試驗(yàn)按照1∶2 的縮尺比例設(shè)計(jì)了6 榀剪跨比為2.6 的RC 梁試件，各試件尺寸及配筋均相同。試驗(yàn)設(shè)計(jì)凍融循環(huán)次數(shù)與混凝土強(qiáng)度為變量，以研究其對(duì)RC 梁抗震性能的影響。試件編號(hào)及設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，幾何尺寸與配筋見圖1，混凝土配合比、混凝土及鋼筋實(shí)測力學(xué)性能參數(shù)分別見表2、表3 及表4。在澆筑梁試件的同時(shí)澆筑每種強(qiáng)度等級(jí)的混凝土立方體試件(邊長150 mm)四組，每組3 個(gè)，用于測量凍融前后混凝土抗壓強(qiáng)度。澆筑尺寸為100 mm×100 mm×400 mm 的棱柱體試件用于測量混凝土相對(duì)動(dòng)彈性模量。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

圖1 試件尺寸及配筋 /mm Fig. 1 Size and reinforcement arrangement of specimens

表2 混凝土配合比Table 2 Mix proportion of concrete

表3 混凝土力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of concrete

表4 鋼材力學(xué)性能Table 4 Material properties of reinforcement

1.2 人工氣候凍融循環(huán)試驗(yàn)方案

受限于試件及凍融試驗(yàn)箱尺寸，難以采用“快凍法”[21]模擬水凍水融過程，因此，本次試驗(yàn)利用人工氣候模擬實(shí)驗(yàn)室對(duì)RC 梁試件進(jìn)行加速凍融循環(huán)試驗(yàn)。養(yǎng)護(hù)28 d 后，將梁試件與伴隨混凝土試塊置于溫度為15 ℃～20 ℃的水中浸泡7 d，浸泡時(shí)保持水面高出試件頂面20 mm[21]，浸泡結(jié)束后開展凍融循環(huán)試驗(yàn)。為實(shí)現(xiàn)較好的凍融效果，每次凍融循環(huán)開始前，試驗(yàn)箱內(nèi)部噴淋裝置會(huì)向試件表面噴水，以保證試件盡量處于飽和水狀態(tài)。本試驗(yàn)人工氣候單次加速凍融循環(huán)方案見圖2。

圖2 單次凍融循環(huán)方案Fig. 2 Single freeze-thaw cycle scheme

1.3 試驗(yàn)加載及量測方案

本次試驗(yàn)采用位移控制方法，對(duì)梁試件進(jìn)行懸臂式擬靜力加載。梁頂水平荷載由電液伺服作動(dòng)器施加，梁頂水平位移由傳感器控制，試驗(yàn)數(shù)據(jù)由數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集。加載制度如下：以理論計(jì)算屈服位移δy為單位，試件屈服前，按照0.1δy、0.2δy、0.3δy等小位移限值逐漸加載；試件屈服后，以δy、1.5δy、2δy、2.5δy等大位移限值加載至試件破壞明顯。加載系統(tǒng)及加載制度見圖3與圖4。

圖3 加載系統(tǒng)及測點(diǎn)布置Fig. 3 Loading system and measuring point arrangement

圖4 加載制度示意圖Fig. 4 Loading system diagram

試驗(yàn)主要量測內(nèi)容有：試件加載端水平荷載及位移、塑形鉸區(qū)剪切變形、裂縫發(fā)生的位置及尺寸，測點(diǎn)布置見圖3。

2 凍融試驗(yàn)現(xiàn)象與分析

2.1 凍融后梁試件形態(tài)

凍融結(jié)束后，各試件表面形態(tài)如圖5 所示，對(duì)比圖5(a)～圖5(d)中不同凍融次數(shù)后試件表面形態(tài)發(fā)現(xiàn)：未凍融試件表面均勻平整，無明顯裂縫；凍融循100 次后，試件表面產(chǎn)生少量微裂縫，長度較短，分布稀疏，且多分布于試件端部。隨著凍融次數(shù)增加，試件表面微裂縫增多，裂縫寬度逐漸變大；同時(shí)，試件外表皮變酥，表面趨于凹凸不平。凍融循環(huán)達(dá)到300 次時(shí)，試件表面裂縫加寬并向中間延伸，裂縫呈網(wǎng)狀分布，試件端部混凝土松散，其損傷程度顯著高于中間區(qū)段，即試件整體凍融損傷程度具有明顯的不均勻性，其原因在于試件端部除側(cè)面外，還有頂面直接與空氣接觸，溫度傳遞較中間段更快。分析圖5(d)～圖5(f)發(fā)現(xiàn)：隨著混凝土強(qiáng)度的增大，試件表面裂縫相對(duì)減少?；炷了冶鹊臏p小使得混凝土內(nèi)部微孔數(shù)量減少，密實(shí)度增大，凍融前混凝土的飽和面吸水率較低，內(nèi)部水含量少，凍融作用造成的的損傷更小[22]，因而試件表面裂縫較少。

圖5 凍融循環(huán)后試件表面形態(tài)Fig. 5 Specimen surface states after freeze-thaw cycles

2.2 凍融后混凝土材料性能

各立方體伴隨試件抗壓強(qiáng)度測量結(jié)果及棱柱體試件相對(duì)動(dòng)彈性模量計(jì)算值列于表5[14]。由表5可知，凍融作用顯著削弱了混凝土抗壓強(qiáng)度及相對(duì)動(dòng)彈性模量，經(jīng)歷300 次凍融循環(huán)后，各等級(jí)混凝土強(qiáng)度損失均超過30%，相對(duì)動(dòng)彈性模量損失超過20%。隨著強(qiáng)度等級(jí)提高，混凝土抗壓強(qiáng)度損傷減輕。

表5 凍融后混凝土性能參數(shù)Table 5 Concrete properties after freeze-thaw cycles

為研究凍融條件下混凝土的損傷積累過程，采用掃描電子顯微鏡對(duì)凍融前后混凝土試樣的微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行觀察(圖6)，可以發(fā)現(xiàn)，未凍融混凝土中凝膠體連接較為緊密，水泥水化產(chǎn)物相互膠

圖6 混凝土試樣掃描電鏡照片(5000 倍)Fig. 6 SEM images of concrete (magnified by 5000 times)

結(jié)，混凝土內(nèi)部結(jié)構(gòu)均勻、密實(shí)，無明顯裂縫。凍融300 次后，混凝土中的凝膠體逐漸松散、水化產(chǎn)物逐漸疏松，混凝土內(nèi)部結(jié)構(gòu)由塊狀向針狀轉(zhuǎn)變，孔隙率變大，同時(shí)伴有細(xì)微裂縫出現(xiàn)，其主要是由混凝土內(nèi)部孔隙中的水凍融循環(huán)所產(chǎn)生的周期性凍漲壓力所致。此外，C30 強(qiáng)度等級(jí)混凝土試樣水泥水化產(chǎn)物密實(shí)度較低，在300 次凍融循環(huán)作用下內(nèi)部呈稀疏針狀結(jié)構(gòu)，而C50 強(qiáng)度等級(jí)混凝土的內(nèi)部孔隙率較小，混凝土水化產(chǎn)物相對(duì)密實(shí)，在300 次凍融循環(huán)作用下其內(nèi)部結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)網(wǎng)狀分布，由此可見較高強(qiáng)度等級(jí)的混凝土的抗凍能力較強(qiáng)。

3 擬靜力試驗(yàn)現(xiàn)象與分析

3.1 試件加載破壞狀態(tài)

各梁試件加載后破壞狀態(tài)見圖7。整個(gè)加載過程中，各試件的破壞過程相似，均經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞三個(gè)階段。以未凍融試件DL-1 為例，總體破壞過程概述如下：加載初期，因施加荷載較小，試件仍處于彈性工作狀態(tài)，表面無明顯裂縫出現(xiàn)；當(dāng)試件頂部位移達(dá)到1.2 mm 時(shí)，距試件底部約75 mm 處受拉側(cè)出現(xiàn)第一條水平彎曲裂縫，試件進(jìn)入開裂階段；隨著水平位移的不斷增加，在距梁端底部大約200 mm 范圍內(nèi)相繼出現(xiàn)若干條水平裂縫，并沿水平方向不斷延伸；而當(dāng)水平位移達(dá)到4 mm 時(shí)，梁端縱向受拉鋼筋屈服，并逐步形成塑性鉸，試件進(jìn)入彈塑性階段；此后，隨著頂端位移繼續(xù)增大，部分水平裂縫轉(zhuǎn)為斜向發(fā)展，并在梁端部形成數(shù)條交叉的剪切斜裂縫，且斜裂縫寬度不斷增大，最終在梁底形成兩道交叉的“X”形主斜裂縫，同時(shí)在頂部位移達(dá)到峰值位移前，箍筋已屈服；當(dāng)頂部位移達(dá)到20 mm左右時(shí)，塑性鉸區(qū)域的箍筋裸露且能觀察到明顯變形，剪切斜裂縫數(shù)量不再增加，但寬度繼續(xù)增大，梁頂水平荷載迅速降低，試件宣告破壞，喪失承載能力。試件在加載中經(jīng)歷了底部縱筋屈服，塑性鉸形成、箍筋屈服等過程，最終核心區(qū)混凝土剪切破壞，整體表現(xiàn)出剪切特征清晰的彎剪破壞模式。

對(duì)于凍融試件，初始凍脹裂縫使得各試件開裂較早發(fā)生。隨著凍融次數(shù)增加(圖7(a)～圖7(d))，試件開裂時(shí)對(duì)應(yīng)水平荷載減小，開裂后水平裂縫數(shù)量減少、斜裂縫發(fā)展迅速，裂縫間距變大且寬度增加。同時(shí)，受凍融作用影響，表層混凝土變“酥”變“脆”，保護(hù)層混凝土外鼓、脫落，在凍融循環(huán)300 次時(shí)，底部“X”形斜裂縫下三角范圍內(nèi)混凝土幾乎全部脫落，破壞時(shí)受壓區(qū)混凝土酥碎，箍筋外露、變形。

凍融次數(shù)相同時(shí)(圖7(d)～圖7(f))，隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的降低，進(jìn)入彈塑性階段后，梁底部斜裂縫的發(fā)展速率加快，裂縫寬度增大，最終破壞時(shí)剪切特征更加顯著，其原因?yàn)榛炷翉?qiáng)度的降低導(dǎo)致材料密實(shí)度減小，引發(fā)試件抗凍性能下降，進(jìn)而造成試件抗剪性能不斷劣化。

圖7 試件破壞狀態(tài)圖Fig. 7 Failure modes of specimens

3.2 滯回曲線

對(duì)比各試件頂部P-Δ滯回曲線(圖8)發(fā)現(xiàn)，所有試件滯回曲線變化趨勢相似，即：開裂前，試件基本為彈性工作狀態(tài)，滯回曲線呈往復(fù)重疊的直線，加、卸載剛度基本無退化，卸載后殘余變形很小，包絡(luò)面積接近于零；繼續(xù)加載，試件逐漸進(jìn)入彈塑性階段，加、卸載剛度開始發(fā)生退化，卸載后出現(xiàn)少量殘余變形，滯回環(huán)呈窄小的梭形；試件屈服后，加、卸載剛度退化顯著，滯回曲線形狀逐漸飽滿，包絡(luò)面積逐漸增大；加載到峰值荷載后，隨著控制位移的增大，試件承載力迅速降低，卸載后殘余變形增大，滯回曲線呈現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象。

圖8 試件滯回曲線Fig. 8 Force-displacement responses of specimens

當(dāng)凍融循環(huán)次數(shù)和混凝土強(qiáng)度等級(jí)發(fā)生改變時(shí)，不同試件在滯回特性上呈現(xiàn)出以下差異：比較圖8(a)～圖8(d)發(fā)現(xiàn)，隨著凍融次數(shù)增加，試件的峰值承載力逐漸降低，加、卸載剛度退化速率加快，滯回曲線包絡(luò)面積減小，說明凍融次數(shù)增加造成試件的承載力、剛度以及滯回耗能能力發(fā)生退化；此外，當(dāng)加載至峰值荷載后，隨著凍融次數(shù)增加，試件滯回曲線的捏攏現(xiàn)象加劇、破壞時(shí)梁頂水平位移逐漸減小，表明梁試件的變形能力隨著凍融損傷程度的增大不斷發(fā)生退化。比較圖8(d)～圖8(f)發(fā)現(xiàn)，混凝土強(qiáng)度提高時(shí)，試件受凍融循環(huán)作用造成的損傷程度有所減輕，試件的峰值荷載略微增大。

根據(jù)靜水壓力理論[2]，凍融作用使得混凝土材料內(nèi)部結(jié)構(gòu)疏松，微孔隙增多，混凝土吸水率增大，凍融時(shí)，孔隙遷移出的孔隙水量較大，混凝土內(nèi)部的靜水壓力增大，直至超過混凝土抗拉強(qiáng)度，導(dǎo)致混凝土損傷，力學(xué)性能削弱。而高強(qiáng)度混凝土由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)密實(shí)，孔隙細(xì)小，吸水率低，凍融時(shí)，內(nèi)部靜水壓力較小，使得其抗凍性能較強(qiáng)。

同時(shí)，凍融作用還削弱了混凝土與鋼筋間的粘結(jié)性能：一方面粘結(jié)界面上鋼筋肋周圍混凝土強(qiáng)度下降，導(dǎo)致材料間的機(jī)械咬合力降低；另一方面，粘結(jié)界面上的毛細(xì)孔在凍融時(shí)所產(chǎn)生的靜水壓力，將垂直作用于鋼筋表面，迫使毛細(xì)孔周圍的材料分離，破壞材料間的化學(xué)膠著力。

凍融作用造成的混凝土力學(xué)性能削弱、混凝土與鋼筋間粘結(jié)性能劣化，將共同導(dǎo)致RC 梁構(gòu)件的承載力、延性、剛度及耗能能力等抗震性能指標(biāo)劣化，影響構(gòu)件抗震性能。后文將具體分析凍融循環(huán)次數(shù)與混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)各指標(biāo)的影響。

3.3 骨架曲線與特征點(diǎn)參數(shù)

根據(jù)試驗(yàn)滯回曲線，得到各試件骨架曲線及其特征點(diǎn)參數(shù)，如圖9 和表6 所示，其中等效屈服點(diǎn)根據(jù)能量等值法[23]確定，極限荷載Pu取為試件峰值荷載Pc的85%，試件的變形能力采用延性系數(shù)μ(μ=?u/?y)衡量。

由圖9(a)和表6 可知：隨著凍融次數(shù)增加，試件屈服后的骨架曲線平臺(tái)段變短，滯回環(huán)包圍范圍逐漸減少，試件的屈服、峰值、極限荷載均呈下降趨勢，對(duì)應(yīng)的屈服位移增大，峰值、極限位移有所減小，延性系數(shù)先略微增長后顯著下降。凍融循環(huán)300 次后，試件峰值荷載降低7.3%，極限位移減小了8.7%，延性系數(shù)降幅達(dá)31.2%，表明凍融損傷對(duì)梁試件的延性影響顯著，致使梁試件脆性增加、變形能力變差，耗能能力降低；由圖9(b)和表6 可以看出：隨著混凝土強(qiáng)度提高，滯回曲線包絡(luò)范圍增大，各試件屈服、峰值、極限荷載均有所提高，延性系數(shù)基本不變，變形能力無明顯變化。

圖9 試件骨架曲線Fig. 9 Skeleton curves of specimens

3.4 剛度退化

剛度退化是結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能退化的一個(gè)主要因素，構(gòu)件在低周循環(huán)荷載作用下的剛度可采割線剛度[24]表示，其表達(dá)式為：

式中：+Pi、?Pi分別為試件第i次加載時(shí)正、反向峰值荷載；+Δi、?Δi分別為試件第i次加載時(shí)正、反向峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移。

各梁試件剛度退化對(duì)比曲線見圖10，由圖10 可知：試件剛度隨加載位移的增大而減小，加載初期，試件尚處于彈性階段，剛度較大；開裂后，試件剛度急速退化；至峰值位移后，損傷充分發(fā)展，剛度退化趨于穩(wěn)定。

隨著凍融次數(shù)增加，加載過程中，相同位移下試件剛度因凍融損傷程度的增加而減小，尤其是在屈服段與峰值段間，伴隨著試件內(nèi)部裂縫的發(fā)展，這種退化現(xiàn)象尤為顯著；同時(shí)，隨著凍融過程的深入，同級(jí)位移幅值下試件剛度退化速率加快。隨著混凝土強(qiáng)度提高，在屈服段前后，試件剛度退化速率有所減緩，加載后期各試件內(nèi)部均嚴(yán)重破壞，剛度變化趨勢相近。

表6 骨架曲線特征參數(shù)Table 6 Characteristic parameters of the skeleton curves

3.5 耗能能力

耗能能力能夠直觀反映構(gòu)件在往復(fù)循環(huán)加載過程中所消耗的總能量。采用累積滯回耗能E為指標(biāo)，定量分析凍融作用及混凝土強(qiáng)度對(duì)RC 梁試件耗能能力的影響。累積滯回耗能采用式(2)計(jì)算：

式中：i為往復(fù)循環(huán)加載的圈數(shù)；Ei為第i圈的滯回耗能。計(jì)算得到各試件累積滯回耗能對(duì)比曲線如圖11 所示。

由圖11 可知，隨著凍融次數(shù)增多，各試件總累積滯回耗能呈減小趨勢，且累積耗能隨加載循環(huán)的增加，增長速率逐漸變緩。主要原因?yàn)椋簝鋈谧饔脤?dǎo)致混凝土性能下降，并進(jìn)一步弱化了混凝土與縱筋間的粘結(jié)性能，降低了二者的協(xié)同工作能力，試件承載力下降；同時(shí)，凍融損傷作用亦使得試件的延性降低，脆性增加，最終導(dǎo)致梁整體耗能能力退化。而相同凍融次數(shù)下，強(qiáng)度等級(jí)提高時(shí)，混凝土抗凍性能增強(qiáng)，混凝土與鋼筋間的粘結(jié)力削弱較少，試件整體耗能能力增強(qiáng)。

圖10 試件剛度退化曲線Fig. 10 Stiffness degradation of specimens

3.6 剪切變形

在水平荷載作用下，梁試件的橫向變形一般由三個(gè)部分組成，即塑性鉸區(qū)彎曲變形、節(jié)點(diǎn)縱筋滑移和塑性鉸區(qū)剪切變形。本次試驗(yàn)中，試件的破壞過程經(jīng)歷了縱筋與箍筋的先后屈服，最終表現(xiàn)出剪切變形明顯的彎剪破壞模式，因此，本節(jié)重點(diǎn)關(guān)注試件加載過程中的剪切響應(yīng)，并分析其對(duì)橫向總變形的貢獻(xiàn)。如圖12 所示，假設(shè)剪切變形主要集中在梁塑性鉸區(qū)，根據(jù)幾何關(guān)系及梁塑性鉸區(qū)所設(shè)位移計(jì)記錄數(shù)據(jù)，用式(3)估算塑性鉸區(qū)剪切位移：

式中： ?sh為梁塑性鉸區(qū)剪切位移；l為梁塑性鉸區(qū)高度；d為塑性鉸區(qū)對(duì)角線長度，由l與梁截面寬度h計(jì)算所得； δ1與 δ2分別為塑性鉸區(qū)兩對(duì)角線處位移計(jì)所測位移。

圖11 累積耗能曲線Fig. 11 Cumulative energy dissipation curves

圖12 剪切位移計(jì)算示意圖Fig. 12 Calculation diagram of shear displacement

圖13 剪切位移占總側(cè)向位移比例Fig. 13 Ratio of shear displacement to total lateral displacement

在屈服、峰值和極限荷載下分別計(jì)算了各試件剪切位移分量占總側(cè)向位移的比例。如圖13 所示，在屈服荷載以前的彈性工作階段，以及屈服后至峰值荷載前的彈塑性工作階段，剪切斜裂縫發(fā)展并不充分，試件仍保存有較好的抵抗剪切變形的能力，彎曲變形較多，此時(shí)剪切位移占梁頂總位移比例較小，且在屈服點(diǎn)與峰值點(diǎn)的剪切占比相近，均在0.2 上下；當(dāng)荷載繼續(xù)增加至極限荷載期間，試件內(nèi)部“X”形主斜裂縫逐漸形成且裂縫數(shù)量及寬度增加，試件趨于破壞，剪切變形持續(xù)增大，剪切占比急劇提高，在極值點(diǎn)處，除未凍融的試件DL-1 外，剪切位移占比均超過0.4，凍損嚴(yán)重的試件DL-5，剪切占比高達(dá)0.6；荷載繼續(xù)增加，試件最終破壞。

各試件屈服點(diǎn)與峰值點(diǎn)剪切位移占比隨凍融次數(shù)的增加而略微增大，隨混凝土強(qiáng)度的提高而略微減?。粯O限點(diǎn)處剪切位移占比則受凍融作用與混凝土強(qiáng)度影響較大，對(duì)比試件DL-1 與試件DL-4，凍融300 次后，極限荷載處剪切位移占比增加了47.1%，對(duì)比試件DL5 與試件DL-6，混凝土強(qiáng)度由C30 提高至C50 后，極限荷載處剪切位移占比降低了31.6%。一方面，這主要是由于凍融損傷使得混凝土內(nèi)部凝膠體松散、微裂縫增多，在荷載作用下，混凝土材料更容易發(fā)生開裂，導(dǎo)致試件抗剪能力下降，剪切變形占比增加；另一方面，混凝土強(qiáng)度的提高使得試件的截面抗剪能力增強(qiáng)，剪切變形占比減小。

對(duì)于所設(shè)計(jì)RC 梁試件，抗剪承載力隨著試件變形的增大而不斷減小，其實(shí)質(zhì)是混凝土開裂導(dǎo)致剪壓區(qū)混凝土所能提供的抗剪承載力變小，最終達(dá)不到抗剪需求而發(fā)生剪切破壞。梁整體破壞模式為介于彎曲破壞與剪切破壞之間的彎剪破壞，剪切變形與彎曲變形占總側(cè)向變形的比例均較大，當(dāng)梁抗剪性能下降時(shí)，梁破壞形態(tài)將向剪切破壞“偏移”，剪切變形占比因此增大。

以上試驗(yàn)數(shù)據(jù)受剪切位移測量方法及試驗(yàn)操作等因素影響，雖然存在一定誤差，但也能反映出凍融作用會(huì)導(dǎo)致RC 梁的脆性增加，延性降低，從而影響結(jié)構(gòu)整體抗震性能。

3.7 峰值荷載與極限位移修正系數(shù)

本節(jié)結(jié)合課題組試驗(yàn)研究成果[14, 25]，以相對(duì)動(dòng)彈性模量為凍融損傷指標(biāo)，通過定義凍融損傷參數(shù)D，定量表征混凝土凍融損傷程度；同時(shí)，定義峰值荷載修正系數(shù)f(D,fcu)和極限位移修正系數(shù)g(D,fcu)，對(duì)凍融后梁試件的峰值荷載和極限位移進(jìn)行修正：

式中：kD、kf分別為凍融損傷變量和混凝土強(qiáng)度單因素下試件的特征點(diǎn)荷載修正系數(shù)；mD、mf為單因素極限位移修正系數(shù)；P0、Δ0為完好試件特征點(diǎn)參數(shù)。由表6 可知，混凝土強(qiáng)度變化下梁極限位移無明顯變化，因此，本文中mf值等于1。

由表4 及文獻(xiàn)[14]得到以C40 強(qiáng)度等級(jí)混凝土為基準(zhǔn)的凍融損傷變量：

分別以完好試件DL-1(凍融損傷變量D=0)及凍融損傷試件DL-4(混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40)為基準(zhǔn)，對(duì)試件DL-1～試件DL-4 及試件DL-4～試件DL-6 的特征點(diǎn)參數(shù)分別進(jìn)行歸一化處理，進(jìn)而擬合得到單因素下峰值荷載修正系數(shù)表達(dá)式及極限位移修正系數(shù)表達(dá)式：

4 結(jié)論

本文通過擬靜力試驗(yàn)，研究凍融循環(huán)次數(shù)和混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)低剪跨比RC 梁各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)的影響，得到如下結(jié)論：

(1) 凍融循環(huán)作用使得梁試件表面產(chǎn)生細(xì)微裂縫。凍融后混凝土抗壓強(qiáng)度降低，混凝土內(nèi)部中的凝膠體逐漸松散、水化產(chǎn)物逐漸疏松，孔隙率變大，同時(shí)伴有細(xì)微裂縫出現(xiàn)。

(2) 各試件在加載結(jié)束后均呈現(xiàn)出剪切變形明顯的彎剪破壞模式，其剪切破壞特征隨著凍融次數(shù)的增加、混凝土強(qiáng)度的降低愈加顯著。

(3) 凍融循環(huán)作用削弱了RC 梁試件各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)：隨著凍融次數(shù)的增加，試件的承載能力、變形能力、剛度及耗能能力不斷退化。提高混凝土強(qiáng)度，試件承載力有所增加，耗能能力增強(qiáng)。

(4) 通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的回歸分析，基于完好構(gòu)件性能建立了凍融RC 梁峰值荷載和極限位移修正公式。

(5) 在嚴(yán)寒地區(qū)，建議對(duì)服役齡期較長的RC建筑定期進(jìn)行檢測與加固；對(duì)于新建建筑，提高混凝土強(qiáng)度有助于增強(qiáng)結(jié)構(gòu)抗凍性及抗震性能。