古砖塔子结构压剪复合受力性能分析

卢俊龙，范金鑫，王振山，贠作义

1) 西安理工大学土木建筑工程学院，西安 710048 2) 陕西省建筑科学研究院有限公司，西安 710082

砖石古塔是我国古建筑的主要形式之一，现存数量较多且具有极高的科学与文化价值.由于古塔结构自重较大，且大部分处于地震多发地区，在长期保存过程中持续受到自然与人为的破坏，导致结构存在不同程度的损伤，甚至发生倒塌.因此，对现存砖石古塔抗震能力进行研究，是制定古塔保护技术标准的重要基础，对古塔建筑保护具有突出意义.

砖石古塔高宽比大，竖向压力对砌体抗剪强度具有显著影响，在地震作用下，塔体内同时产生竖向压力与水平剪力，沿着主拉应力方向开裂，而后发生破坏，因而古塔砌体在压剪复合受力状态下的力学性能是进行古塔抗震能力分析的重要基础；同时，古塔结构平面多为筒体结构，地震时各墙肢上的应力分布不均匀，墙体破坏模式受到多种因素的影响，破坏规律复杂.因此，进行古塔结构压剪复合受力性能研究，对砖石古塔抗震能力评定具有重要意义.

历史震害表明，砖石古塔的典型震害有沿中轴线劈裂、顶部掉落等形式，结构破坏状态与抗震能力评估需要考虑多因素的影响[1−3]，其中砌体的力学性能是主要因素之一[4−5].针对砌体抗剪强度与抗震能力问题完成了一系列的研究[6−7]，文献[8～11]对石砌体及其灰缝的力学性能进行试验研究，试验结果分析竖向压应力对灰缝的抗剪强度有显著提高.王冬冬和彭斌[12]、王毅红等[13]通过对砌体试件进行压剪破坏试验研究，表明压应力水平对砌体材料的压剪破坏影响显著.蔡勇等[14]、杨娜和滕东宇[15]、信任和姚继涛[16]对砌体结构在压剪复合受力下的抗剪强度研究，表明竖向压应力的大小直接决定砌体的抗剪破坏形态.Haach等[17]、Banting和El-Dakhakhni[18]对砌体结构进行抗震试验，表明竖向压力是影响砌体结构抗震性能重要因素之一.陈伯望等[19]、王秋维等[20]、李忠献等[21]对砌体墙进行大量拟静力试验研究，结果表明竖向压力提升对结构承载能力与刚度等抗震性能有明显提升.张望喜等[22]、付亚男等[23]采用ABAQUS有限元软件对不同竖向压应力下的砌体墙进行模拟，结果表明，增大竖向压力能够提高墙体峰值荷载，但过高的竖向压应力会使结构的抗震能力严重降低.

因古塔结构墙体较厚，水平截面内墙体相互约束形成筒体而具有一定的空间效应.普通砌体结构以墙体为受力单元，抗震机制与古塔区别较大.古塔筒体在压剪复合受力状态下多发生剪切破坏，且砌体抗剪强度与法向压力密切相关，故竖向压应力对结构的破坏模式与极限承载力具有显著影响.为此，本文结合古塔墙体材料力学性能试验，确定其力学计算参数进行数值分析，并进行古塔子结构在不同竖向压力下的低周反复加载试验，将计算与试验结果对比，研究古塔子结构的受力性能及压剪比（截面竖向压力与水平剪力的比值）对其抗震能力的影响，为砖石古塔抗震能力评定提供依据.

1 工程材料与方法

1.1 试件设计与制作

以西安兴教寺玄奘塔为原型，该塔为唐代高僧玄奘法师的遗骨灵塔，为楼阁式砖塔，共5层，通高 21 m，平面为正方形，底层边长 5.6 m，沿高度方向塔体收分明显，楼层平面尺寸及层高逐层递减，见图1.模型试件缩尺比例为1/8，采用模型砖及糯米灰浆砌筑，选用龄期约40 a的青砖作为块体母材，按缩尺比例切割后制作模型砖.分别以塔体底部、中部及顶部的3个楼层子结构为原型结构，制作3个模型试件，具体尺寸见图2所示.

图1 古塔原型及其子结构模型.（a）兴教寺玄奘塔；（b）子结构模型Fig.1 Prototype of ancient pagoda and its substructure model: (a)Xuanzang Pagoda in Xingjiao Temple; (b) substructure model

图2 子结构试件尺寸（单位：m）.（a）顶部结构；（b）中部结构；（c）底部结构Fig.2 Dimensions of substructure specimens (Unit: m): (a) top structure; (b) central structure; (c) bottom structure

古塔属于高耸结构，不同楼层墙体承受的竖向压力沿高度方向变化较大.因竖向压力是影响古塔砌体抗剪强度的主要因素之一，故不同压剪比条件下塔体破坏的模式亦不同.考虑古塔平面筒体的构造特征及各楼层竖向压力的变化，并满足试验加载要求，以塔体楼层子结构为对象，制作塔体顶部（第3层至第5层）、中部（第2层至第4层）、底部（第1层至第3层）的模型试件各1个，分别记为T1、T2和T3，其中T1和T3采用糯米灰浆砌筑，T2试件采用糯米灰土浆砌筑；T1、T2试件为第1、3层开洞，T3试件为2层开洞.

1.2 试验方案

1.2.1 试验加载装置

采用MTS伺服作动器进行加载，如图3所示.试件底部通过反力钢梁和地锚螺栓固定，试件顶部安装加载连接件，与水平作动器之间通过螺栓连接，并在顶部通过千斤顶施加竖向荷载，完成后施加水平往复荷载.

图3 加载方案Fig.3 Loading test scheme

1.2.2 测点布置

在东立面一层与二层布置竖向千分表(图中测点7、8)，量测竖向位移；在东立面底层布置横向千分表(图中测点9)，量测横向位移；在南立面与北立面每层分别沿对角布置一个千分表(图中测点1～6)，测量子结构的剪切变形.测点布置如图4所示.加载后采集水平、竖向荷载及位移，并记录千分表的读数、试件的破坏情况以及裂缝发展状况.

图4 测点布置示意图.（a）南立面；（b）东立面；（c）北立面Fig.4 Loading test scheme: (a) south facade; (b) east facade; (c) west facade

1.2.3 加载制度

塔体不同楼层所受竖向荷载值不同，因竖向压力对砌体抗剪强度影响显著，故竖向加载采用10、20与30 kN三个荷载值进行加载.将试件底板、千斤顶、作动器与连接头可靠固定后，一次施加到预先设定的竖向荷载值，并确保千斤顶与试件居中对齐，保持加载全过程竖向荷载值恒定；而后施加水平荷载，因古塔砌体脆性较强，故全程采用位移加载方式，每级加载增量为1 mm，加载至结构开裂破坏后，增大竖向荷载，按位移重新进行加载，直至结构最终破坏.

2 试验结果与分析

2.1 破坏现象

2.1.1 顶部结构 (T1 试件)

当竖向荷载为10 kN时，施加水平荷载初期无明显裂缝，随着水平加载位移的增大，首先在塔檐附近沿灰缝开裂，沿着塔体边角区逐渐扩展形成少量斜裂缝，见图5（a）.位移加载至 11 mm 时，北立面出现较长的斜裂缝，第一阶段加载结束.当竖向荷载增加至20 kN时，压剪比随之增大，塔体开裂较作用10 kN竖向压力时略有滞后，新增裂缝主要分布于券洞附近，而后逐渐形成细小的贯通裂缝，见图5（b）.持续加载后砌筑灰浆亦持续掉落，于北立面形成“X”型裂缝，均沿砌筑缝开展，同时主裂缝周边出现数条细微裂缝.裂缝的产生与扩展伴随加载全过程，呈明显的剪压破坏形态.当水平位移加载至16 mm时，裂缝沿全截面贯通.

图5 试件局部破坏.（a）加载初期开裂；（b）北立面 X 型裂缝；（c）砖块脱落；（d）交叉贯通裂缝；（e）X 型贯通裂缝；（f）南立面开裂错层Fig.5 Local failure of substructure specimens: (a) cracking at initial loading stage; (b) X-type crack in north facade; (c) brick fell off; (d) cross through fracture; (e) X-type through fracture; (f) cracking and staggered floor of south facade

2.1.2 中部结构 (T2 试件)

当竖向荷载为10 kN时，试件在加载初期无裂缝产生.当水平荷载增加至5 kN后，塔体灰缝处开始出现裂缝，逐渐形成阶梯型裂缝；见图5（c）.随着水平位移的增加，裂缝开展过程与T1试件相同.当位移加载至12 mm时，北立面二层券洞砖块脱落，随后南、北立面塔体裂缝逐渐完全贯通，加载结束.当竖向荷载增加至20 kN而使试件的初始压剪比增大，新裂缝的产生较竖向荷载为10 kN时略有延缓，水平位移加载至8 mm时，南、北立面首先在灰缝处出现新裂缝；随着位移的持续加载，塔体原有裂缝逐渐扩展并延伸，见图5（d）.当加载位移达到13 mm后，北立面三层与一层券洞顶部砖块先后脱落，但砖块均未出现断裂现象，塔体裂缝沿砌筑灰缝逐渐贯通，位移加载至20 mm时，塔体完全破坏.

2.1.3 底部结构 (T3 试件)

当竖向荷载为20 kN时，在加载初期，T3试件与T1、T2试件的破坏现象相似.水平位移加载至8 mm时，南立面中部塔檐附近开裂较为明显.随着加载位移增大，塔体券洞及塔檐附近裂缝产生较频繁，灰浆持续脱落，裂缝延伸并逐渐形成贯通裂缝；位移加载至13 mm时，北立面底部塔檐处砖缝开裂较大，南立面最终形成“X”型全截面贯通裂缝，见图5（e），加载完成.而当竖向荷载提高至30 kN时，加载初期灰浆开始缓慢脱落，未见明显新裂缝产生.当加载位移达到8 mm后，原有裂缝开始扩展延伸并伴随有新裂缝不断出现.而后随着继续加载，南立面中部塔檐处破坏严重，砖块外突并出现错层现象，见图5（f），北立面券洞砖块出现裂缝，并扩展至断裂，先后有三块砖块脱落；加载后期，试件既有裂缝不断延伸至全截面贯通.水平位移加载至18 mm后，结构达到破坏.

对比3个试件的破坏过程可发现相同的现象：加载初期，在塔檐与券洞附近灰缝出现裂缝，并逐渐向塔体边角处呈阶梯状扩展延伸.随着水平加载位移的增大，裂缝进一步扩展，斜裂缝逐渐贯穿全截面；加载后期，裂缝宽度增大，砖块间有错位现象，最终导致试件破坏.当竖向压力增大后，试件的开裂略有滞后，承载能力有一定提高.其中底部结构(T3试件)与T1、T2试件相比所受竖向压力更大，T3试件抵抗变形能力提高，极限承载力显著增大，在加载后期，沿裂缝错动现象更为明显，呈典型的斜压破坏形态.

2.2 试验加载压剪比曲线

古塔砌体的抗剪切承载力受竖向压力的影响较为显著，以下结合压剪比（竖向压力与剪力的比值），并绘制压剪比曲线，由此作为砖石古塔结构在压剪复合受力状态下发生破坏的依据，压剪比曲线如图6所示，图中，∆为加载位移，∆u为试件破坏的极限位移值.

根据试验结果，绘制出三个试件的压剪比曲线于图6.可以看出：

图6 子结构试件压剪比曲线.（a）T1 试件；（b）T2 试件；（c）T3 试件Fig.6 Compression-shear ratio curve of substructure specimen: (a) T1 specimen; (b) T2 specimen; (c) T3 specimen

（1）随着加载位移的增大，压剪比曲线呈逐渐减小趋势，曲线可分为3段.在位移加载达到开裂位移之前，压剪比大小迅速降低；在裂缝开展阶段，压剪比曲线的减小较为平缓；位移加载达到极限位移附近，压剪比大小有略微的增加.

（2）三组试件试验结果曲线的变化趋势一致，即在塔体开裂之前，三组试件的压剪比曲线下降迅速，塔体处于弹性状态，剪力增加较快；塔体开裂后，压剪比曲线缓慢减小，塔体处于弹塑性阶段；到达极限荷载后，承载力与刚度有明显的退化，剪力作用变化较小，压剪比曲线较为平缓.

（3）同一组试件中，当试件受到的竖向压力较大时，加载过程中压剪比明显大于受竖向压力较小的试件，相应压剪比曲线中3个阶段均比压剪比较小时有一定的滞后，可见，在塔体不发生受压破坏时，压剪比的增大能够适当提高结构的开裂及极限荷载.

2.3 滞回曲线

试验子结构试件水平荷载-位移滞回曲线如图7所示，可以看出：

（1）在子结构试件开裂之前，荷载-位移基本呈直线关系，此时压剪比变化较快，试件处于弹性阶段，残余变形小，刚度未出现明显的退化.

（2）随着水平位移的加载，试件出现裂缝并逐渐扩展，塑性变形增大，滞回环面积增加，中部出现捏拢现象，耗能能力逐渐增强，结构刚度有明显退化，试件进入弹塑性阶段.加载到峰值荷载后，试件进入破坏阶段，承载力缓慢下降，残余变形增大，表现出脆性破坏特征.由于裂缝的增多以及受到塔体灰缝滑移的影响，结构刚度大幅下降，滞回曲线呈反S型，耗能能力减弱.

（3）分别对比图7（a）、图7（b）和图7（c），可以看出：试件处于弹性阶段时，每个试件在相同的位移加载下，其变形程度接近，处于较大压剪比下的试件变形略小：由于墙体开裂后，发生剪切变形和滑移，当压剪比较小时，滞回曲线捏拢现象更为明显，卸载后残余变形较大，而当竖向压力增大后，在相同的水平荷载作用下，压剪比曲线还处于缓慢下降状态，并未趋于平缓；不同压剪比下的试件刚度也有明显差异，压剪比大的试件其变形小于压剪比小的试件的相应变形值.

2.4 骨架曲线

将试件各特征荷载汇总于表1，骨架曲线见图8.通过对比可以发现，虽然3个试件的承载能力不同，但变化规律大致相同.

图8 试件骨架曲线Fig.8 Specimen skeleton curves

（1）骨架曲线在塔体开裂之前基本为直线，随着水平位移的增加试件产生大量裂缝时，骨架曲线开始弯曲，进入弹塑性阶段，加载至峰值荷载后，骨架曲线出现下降段，试件进入破坏阶段.

（2）当竖向压力增大后，T1试件开裂、峰值、极限荷载在推拉两个方向分别提高了24.3%和59.3%、19.4%和58.2%、10.9%和39.5%；T2试件开裂、峰值、极限荷载在推拉两个方向分别提高了73.7%和76.6%、24.5%和93.2%；T3试件开裂、峰值、极限荷载在推拉两个方向分别提高了47.8%和42.8%、20.6%和16.4%、16%和3.8%.可见，增大压剪比后结构水平承载力有明显提升.

（3）对比不同压剪比条件下的骨架曲线发现，在加载初期，试件初始压剪比的增大，使骨架曲线斜率增大，说明提升试件的压剪比可以增强试件的初始刚度，且试件的水平承载力有所提高，但水平荷载达到峰值荷载后，结构的承载力下降更快，表明增大压剪比可提高结构的抗剪强度，同时对结构的变形能力有一定限制作用，从而延缓塔体的开裂，但试件到达峰值荷载后的承载力下降速率更快.

2.5 延性

采用位移延性系数ƞ表示试件的延性，表2中列出各试件的开裂位移、峰值位移、极限位移.延性系数ƞ表示为：

表2 试件特征点位移值与延性系数Table 2 Displacement and ductility of specimen characteristic points

对比表2中不同压剪比下试件的延性系数发现，各砌体试件的延性系数较小.随着压剪比的增大，试件的延性系数有所降低，其中T1试件降低了9.5%，T2试件降低了5.4%，T3试件降低了1.6%.结构在压剪复合受力状态下，竖向压力增大使压剪比提高，有效延缓裂缝的开展，结构在弹塑性阶段的塑性变形能力受到一定影响，延性略有降低.

2.6 耗能分析

依据子结构试件在特征点处对应的滞回环的面积，计算各试件的滞回耗能量W与等效黏滞阻尼系数ηe，如表3所示.

表3 耗能及等效黏滞阻尼系数Table 3 Energy consumption and equivalent viscous damping coefficient

可以看出，3个试件特征点的等效黏滞阻尼系数从开裂、峰值到极限点的值有不同程度的增大.T1试件极限阶段较开裂阶段的等效阻尼系数分别增加了15.6%和25%；T2试件分别增加了35.4%和3.5%；T3试件分别提高1.1%和11.5%.可见，虽然古塔砌体黏结强度较低，但在其开裂后仍表现出一定的延性能力.

加载中古塔砌体主要通过砖块与灰缝间的摩擦滑移进行耗能，摩擦力与竖向压力成正比关系.对比不同压剪比下的试件可以看出：随着压剪比的增大，对于子结构试件T1与T2在各特征点时的等效黏滞阻尼系数分别有所提升，表明随着压剪比的增大，结构的耗能能力有所提高.而T3试件的等效黏滞阻尼系数却有所降低，表明当压剪比过大时，结构的耗能能力会有一定的削弱.

2.7 刚度退化

古塔砌体的离散性较强，砌筑施工难以保证其材料性能完全均匀，裂缝的产生具有随机性，因而造成结构在正负两个方向的刚度不同，为了减小随机因素引起的误差，以下分析取试件在同一个循环荷载中，正、反两个方向的荷载绝对值之和与位移绝对值之和的比值来计算割线刚度，具体如下：

其中：Ki为 第i级加载时的刚度；Pi、−Pi为第i级加载时峰值点荷载值；为第i级加载时峰值点位移值.

按式（2）计算各试件的刚度退化曲线，如图9所示.

图9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves

由图9可见，试验中每个试件的刚度退化趋势大致相同.随着压剪比的减小，各试件刚度均逐渐降低.当压剪比减小至5左右，刚度退化速率较快；试件开裂后，刚度退化速率减缓，退化曲线斜率越来越平缓，与压剪比曲线发展趋势一致.

对比分析不同竖向压力下试件的刚度退化曲线发现，随着压剪比的增大，试件初始刚度明显增强，其值均增加1.5倍左右，压剪比对试件初始刚度具有提高作用；在试件开裂后，刚度退化速率均较快，且当压剪比较大时刚度退化现象更加明显，达到峰值荷载后，刚度退化均趋于平缓.

3 数值模拟及结果分析

3.1 数值模型

采用通用有限元软件ABAQUS，以整体式建模方式，计算单元为8节点六面体单元，建立计算模型，见图10.加载制度为：首先在塔体顶部施加竖向荷载；并在塔体顶部施加递增的往复水平位移荷载.

图10 有限元模型Fig.10 Finite element model

3.2 材料力学参数

砖砌体的材料参数根据力学性能试验确定，采用杨卫忠砌体结构受压本构模型[24]以及修正后的混凝土受拉本构模型[25]，并引入损伤因子[26]，依据古塔砌体试块的单轴受压试验结果，确定材料的弹性模量、强度及受拉损伤等计算参数，泊松比取0.15.

进行了砌筑灰浆试块及砖砌体试块轴心抗压试验，其中灰浆试块尺寸为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm，砌体试块尺寸为 115 mm×115 mm×115 mm.根据试验结果绘制灰浆与砌体试块的应力−应变曲线，见图11，其中，σ、ε分别为试块的应力及应变.

图11 应力−应变曲线.（a）灰浆试块；（b）砖砌体试块Fig.11 Stress strain curve: (a) mortar test block; (b) brick masonry test block

依据试验结果确定古塔砌体的弹性模量如下[27]：

其中：fm为 砌体抗压强度平均值，MPa；f1为块体抗压强度等级或平均值，MPa；f2为砂浆抗压强度平均值，MPa；α为与块体高度及砌体类别相关的参数，α=0.5；k1为砌体类别有关的参数，对砖一般k1=0.78；k2为根据砂浆强度的高低对砌体抗压强度的修正系数，对砖f2<1时，k2=0.6+0.4f2；当f2≥1时，k2=1.

取两组试块的平均值作为计算参数，根据上式计算出，古塔砌体弹性模量为773 MPa，抗压强度值为1.64 MPa.损伤参数通过定义膨胀角、偏心率、双轴与单轴极限抗压强度比值、拉压子午线上第二应力不变量的比值和黏性参数，依次对五个参数取值为 30、0.1、1.16、0.6667、0.005.

3.3 计算结果

计算所得骨架曲线如图12所示，3个子结构模型的骨架曲线变化趋势大致相似.在加载初期，荷载−位移基本呈直线关系；进入弹塑性阶段，骨架曲线斜率开始下降，拐点逐渐出现，达到峰值荷载后，承载力开始下降.对比3组曲线，随着初始压剪比的增大，模型的初始刚度也随之增大；随着水平位移的增加，骨架曲线的下降速率也随之增大.同时可见：子结构模型的承载能力随着压剪比的增加有不同程度地提升；T1试件在不同竖向压力下的水平特征荷载分别提高了33%、20.4%、18%；T2试件分别提高了 36%、15.5%、4.59%；T3试件分别提高了34.5%、29.2%、20.6%.表明随着压剪比增加，试件抵抗开裂能力及极限承载力均有所提高.

图12 子结构试件模拟骨架曲线.（a）T1 试件；（b）T2 试件；（c）T3 试件Fig.12 Simulation skeleton curve of substructure specimen: (a) T1 specimen; (b) T2 specimen; (c) T3 specimen

计算得到3个试件在极限位移时的等效塑性应变（PEEQ）如图13所示，将计算结果与试验裂缝图对比发现：塔体塑性应变值较大的区域与试验的破坏规律基本一致.在加载初期，塔檐及塔身边角处塑性应力较大而首先开裂，随着位移的增大，开裂区的塑性应变发展较快，裂缝分布较多，裂缝扩展延伸，出现斜向交叉裂缝；在加载后期，洞口附近的塑性应变较高且分布范围扩大，表明该阶段裂缝发展较快，主要破坏区域与试验现象相符.

同时由图13（a）、（c）、（e）可知，当压剪比较小时，等效塑性应变值较小，仅在券洞附近其值较为明显；当增大压剪比后，塔体开裂较之前有所滞后，极限位移下的等效塑性应变值增大，表明随压剪比的增大结构的破坏程度更为严重，破坏区域面积扩大，剪压破坏的特征更为明显，见图13（b）、（d）、（f）.可见，压剪比的大小对古塔砌体的抗剪强度以及破坏形态均有显著影响.

图13 极限位移下子结构等效塑性应变云图.（a）T1，10 kN，11 mm；（b）T1，20 kN，12 mm；（c）T2，10 kN，13 mm；（d）T2，20 kN，20 mm；（e）T3，20 kN，13 mm；（f）T3，30 kN，18 mmFig.13 Equivalent plastic strain nephogram of substructure at ultimate displacement: (a) T1，10 kN，11 mm; (b) T1，20 kN，12 mm; (c) T2，10 kN，13 mm; (d) T2，20 kN，20 mm; (e) T3，20 kN，13 mm; (f) T3，30 kN，18 mm

3.4 计算与试验结果对比

将模拟计算和试验所得荷载−位移曲线进行对比，见图14，在加载至开裂荷载之前，模拟与试验曲线较为接近；随着施加位移的增大，数值模拟所得荷载值开始大于试验数值，其原因在于，采用整体式建模不能反映灰缝的影响，3个模型在荷载达到峰值荷载后的骨架曲线与试验结果并不完全一致，计算所得曲线下降幅度小于试验结果，但基本受力特征与整体趋势基本一致.对试验和数值模拟所得峰值荷载进行对比，见表4.虽然受砌体材料的离散性、砌筑质量、模型与材料参数等因素的影响，计算值与试验值有一定的误差，但误差均在21%以内，能较好反映古塔子结构的受力过程.

表4 试验与模拟峰值荷载对比Table 4 Comparison of test and simulated peak load

图14 荷载−位移曲线对比.（a）T1, 10 kN；（b）T1, 20 kN；（c）T2, 10 kN；（d）T2, 20 kN；（e）T3, 20 kN；（f）T3, 30 kNFig.14 Load-displacement curve comparison: (a) T1, 10 kN; (b) T1, 20 kN; (c) T2, 10 kN; (d) T2, 20 kN; (e) T3, 20 kN; (f) T3, 30 kN

将试验与计算结果对比分析表明，在压剪复合受力状态下，压剪比是影响古塔结构破坏模式及承载能力的重要因素，可作为古塔砌体结构复合受力下破坏状态的重要判断依据.当压剪比较小时，水平承载力主要由水平灰缝的抗剪强度决定，沿通缝剪切滑移发生剪摩破坏；随着竖向压力的提高当压剪比增大后，结构产生阶梯型裂缝，砖块与灰浆均发生破坏，呈现剪压破坏，且竖向压力增大后相应的摩阻力能够抵抗剪切滑移，延缓塔体开裂，提高古塔结构的极限承载能力、刚度及耗能能力，但因结构变形受到一定约束，其延性降低；当压剪比过大时因塔体发生压剪破坏，承载力略有降低.

4 结论

通过进行古塔子结构试件在不同竖向压力下的低周反复荷载试验及数值模拟，研究了其受力性能，主要结论如下：

（1）古砖塔砌体结构在压剪复合受力状态下，随着竖向压力的增大，试件破坏模式由剪摩破坏转变为压剪破坏，压剪比对塔体破坏模式有显著影响.

（2）在加载初期，增大压剪比可提高结构的初始刚度，延缓塔体的开裂；开裂后，提高压剪比可约束塔体变形，提高结构抗剪承载力及耗能能力，但会降低结构的延性系数，加快刚度退化速率.

（3）数值计算所得特征荷载值略大于试验值，等效塑性应变结果与试验结果具有一致性.

（4）当塔体结构压剪比在一定范围内，竖向压力产生的摩擦力能够延缓塔体开裂，有利于塔体抵抗水平剪力作用；而当压剪比过大，会使砖块压碎、脱落，加速塔体的破坏.