裝配式鋼管密肋保溫復(fù)合墻體抗震性能試驗(yàn)研究

袁泉，董嘉林，朱洪磊

（1.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.江蘇省建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，江蘇南京 210019）

密肋復(fù)合板結(jié)構(gòu)作為一種新型裝配式混凝土結(jié)構(gòu)體系，具有生態(tài)環(huán)保、輕質(zhì)節(jié)能、整體工作性能好、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn).近30年來，在深入研究普通鋼筋密肋復(fù)合墻的基礎(chǔ)上，學(xué)者們對(duì)不同組成材料、不同結(jié)構(gòu)形式以及不同肋格形式的墻體進(jìn)行了初步探索和研究[1-7]，試驗(yàn)研究表明，采用鋼骨外框密肋復(fù)合剪力墻或?qū)w中鋼筋骨架用輕鋼骨架和型鋼骨架代替，試驗(yàn)墻體的極限承載力顯著提高，同時(shí)還具有良好的變形能力和耗能性能，抗震性能優(yōu)異.

然而，鋼筋密肋復(fù)合墻的實(shí)際工程應(yīng)用主要集中在多層建筑以及一些小高層住宅建筑，在18層以上的高層住宅幾乎未有應(yīng)用.如何將密肋復(fù)合板結(jié)構(gòu)體系應(yīng)用于高層住宅成為亟待解決的問題.

在結(jié)構(gòu)較高、豎向荷載較大的情況下，底部承重墻設(shè)計(jì)的控制因素是軸壓比的大小，為滿足規(guī)范要求，一般做法是增大建筑物底部墻體截面尺寸，但是這容易造成墻體自重增加，對(duì)抗震不利.研究發(fā)現(xiàn)[8-13]，在墻體中適當(dāng)?shù)夭贾娩摴埽纬射摴芑炷两M合墻體，由于鋼管的“套箍作用”以及鋼管與混凝土兩種材料性能的優(yōu)勢(shì)互補(bǔ)，提高承載力的同時(shí)又具有良好的延性，進(jìn)而改善了剪力墻構(gòu)件的抗震性能.

基于此，結(jié)合現(xiàn)階段研究成果，提出了一種改進(jìn)的密肋復(fù)合墻體——鋼管密肋保溫復(fù)合墻.為研究該墻體在豎向荷載作用下以及壓剪作用下的抗震性能，設(shè)計(jì)制作了4片1/2縮尺比例的墻體試件，并深入對(duì)比分析各墻體承載力、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化、變形和耗能等規(guī)律，為完善密肋復(fù)合板結(jié)構(gòu)體系以及將其應(yīng)用于高層建筑提供試驗(yàn)基礎(chǔ)和理論依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究肋柱鋼管不同的分布形式以及肋梁布置鋼管對(duì)鋼管密肋保溫復(fù)合墻體抗震性能的影響，本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了4個(gè)1/2比例的鋼管密肋保溫復(fù)合墻體試件，編號(hào)分別為GSW-1、GSW-2、GSW-3、GSW-4，各試件的編號(hào)及設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，相似關(guān)系見表2.試件GSW-1為所有肋柱布置鋼管，施加豎向荷載；試件GSW-2為邊框肋柱布置鋼管，施加低周往復(fù)荷載；試件GSW-3為所有肋柱布置鋼管，施加低周往復(fù)荷載；試件GSW-4為肋梁肋柱布置鋼管（管桁架），施加低周往復(fù)荷載.

表2 模型相似關(guān)系Tab.2 Similar relationship for the model

為保證墻板與地梁具有可靠的連接，試驗(yàn)墻板與地梁通過預(yù)埋鋼板焊接，如圖1所示，首先將3塊鋼板焊接成3邊封閉的連接件，上下表面開橢圓形洞口，連接件內(nèi)部填充混凝土，連接件上部與鋼管焊接，通過表面外貼鋼板與地梁焊接，形成可靠的連接形式.墻體下部的肋格節(jié)點(diǎn)，采用預(yù)埋件的方式與地梁預(yù)埋型鋼焊接.

本文試驗(yàn)設(shè)計(jì)的鋼管密肋保溫復(fù)合墻為裝配式墻體，在實(shí)際工程中，墻板在預(yù)制構(gòu)件廠加工制作，在工地現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拼裝，立柱內(nèi)的鋼管在上下墻板分別伸出墻體，通過法蘭連接.

1.2 試件制作

墻體試件均為鋼管密肋保溫復(fù)合墻，參照鋼筋混凝土密肋復(fù)合墻進(jìn)行設(shè)計(jì)加工.

圖1 墻板與地梁連接Fig.1 The joint of wall and beam

試件在加工廠制作和養(yǎng)護(hù).加工工序?yàn)?，首先將保溫混凝土填入鋼管中，并振搗密實(shí).下一步將鋼管焊接成鋼管骨架，并在鋼管外圍綁扎鋼筋網(wǎng)，然后在邊框肋柱以及墻體中間下部焊接預(yù)埋鋼板.并支好模板后將鋼管骨架放入模板，定位并在框格中放入填充砌塊試件，最后澆筑保溫混凝土.GSW-1、GSW-2、GSW-3肋柱均采用壁厚為3 mm、外徑為60 mm的無縫鋼管，肋梁采用普通鋼筋混凝土肋梁；試件GSW-4肋柱采用鋼管壁厚為3 mm、外徑為60 mm的無縫鋼管，其肋梁的鋼管采用壁厚為3 mm、外徑為45 mm的無縫鋼管，肋梁鋼管與肋柱鋼管之間進(jìn)行焊接固定，從而組成鋼管骨架（管桁架）.為了減少鋼管與混凝土之間的滑移，保證兩者之間的共同工作，在鋼管徑向焊接4個(gè)短鉚釘，并沿軸向以間距200 mm進(jìn)行布置焊接的構(gòu)造方式來滿足要求；同時(shí)為了防止混凝土的自收縮開裂以及在試驗(yàn)過程中過早剝落，在外包混凝土中布置了一定的構(gòu)造鋼筋網(wǎng).各墻體試件所使用的砌塊類型為蒸壓加氣混凝土砌塊，尺寸規(guī)格為300 mm×300 mm×100 mm.試件的詳細(xì)尺寸及配筋信息如表3及圖2所示.

表3 試件鋼管設(shè)置及配筋Tab.3 Thesteel pipe setting and reinforcement of specimens

圖2 試件配筋圖Fig.2 The reinforcement of specimens

1.3 材料性能

各試驗(yàn)墻體混凝土采用課題組自主研制的C25級(jí)珍珠巖?；⒅楸鼗炷?，填充砌塊采用蒸壓加氣混凝土砌塊，在墻體試驗(yàn)前一天測(cè)得與墻體同條件養(yǎng)護(hù)的混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度為27.6 MPa，填充砌塊的抗壓強(qiáng)度為3.2 MPa.鋼管采用壁厚為3 mm的Q235級(jí)無縫鋼管.對(duì)于布置鋼管的肋柱（梁），其構(gòu)造鋼筋選用直徑為4 mm的HPB300級(jí)鋼筋；對(duì)于無鋼管的邊肋柱（梁），其縱筋選用直徑為10 mm的HRB335級(jí)鋼筋，對(duì)于無鋼管的中肋柱（梁），其縱筋選用直徑為6 mm的HPB300級(jí)鋼筋.鋼材力學(xué)性能見表4.

表4 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 The test results of steel properties

1.4 加載裝置

針對(duì)GSW-1試件，采用豎向加載方式進(jìn)行加載，豎向荷載采用一臺(tái)200 t的液壓千斤頂通過作用在剛度較大的分配梁上進(jìn)行加載，從而對(duì)墻體施加均勻的豎向荷載.如圖3（a）所示.

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test loading device

對(duì)于GSW-2、GSW-3、GSW-4試件，采用低周往復(fù)加載方式，對(duì)墻體試件先施加軸向壓力，然后在墻體頂端施加往復(fù)位移.本次墻體的軸壓力通過固定在反力梁上的液壓千斤頂施加，通過分配梁的傳遞模擬墻體承受均布豎向荷載.水平位移通過固定在反力墻的50 t液壓伺服作動(dòng)器進(jìn)行加載，試驗(yàn)前通過4根長(zhǎng)螺桿夾住墻體試件頂部，另一端同時(shí)與作動(dòng)器端頭相連.如圖3（b）所示.試驗(yàn)的試件加載實(shí)物圖見圖4.

圖4 加載實(shí)物圖Fig.4 Physical drawing of loading device

1.5 加載方案

對(duì)于軸壓試件，豎向荷載采用液壓千斤頂施加，通過分配梁均勻分配到墻體上.正式加載之前先進(jìn)行預(yù)加載，豎向荷載為100 kN，核實(shí)儀器的工作性能及試驗(yàn)墻體的受力狀態(tài).而后將荷載卸載至0，軸壓試驗(yàn)正式開始.試驗(yàn)按有限元初步模擬荷載的1/18（100 kN）分級(jí)加載，待墻體受力平穩(wěn)后，采集數(shù)據(jù)，隨后觀察墻體破壞情況.然后繼續(xù)加載.當(dāng)墻體位移急劇增大而承載力變化不大時(shí)，認(rèn)為試件發(fā)生破壞，試驗(yàn)結(jié)束.

對(duì)于擬靜力加載試件，豎向荷載的取值以某一實(shí)際18層住宅樓為原型，計(jì)算首層最不利墻體的重力荷載標(biāo)準(zhǔn)值為1 280 kN，按原型換算后，得到豎向荷載值320 kN，結(jié)合試件GSW-1豎向荷載的加載破壞過程，同時(shí)考慮到課題組之前已做正交鋼筋混凝土密肋復(fù)合墻的軸壓比，最終確定試件GSW-2、GSW-3、GSW-4的豎向荷載施加值，試件GSW-2豎向荷載取270 kN，GSW-3、GSW-4豎向荷載取320 kN.水平方向施加低周往復(fù)荷載，采用位移控制加載，在加載水平位移的過程中，保持豎向荷載不變，從零開始分別施加位移為1 mm（1/1 500）、1.4 mm（1/1 000）、1.75 mm（1/800）、2.8 mm（1/500）、4 mm（1/350）、5 mm（1/280）、7 mm（1/200）、10 mm（1/140）、14 mm（1/100）、20 mm（1/70）、25 mm（1/56）、28 mm（1/50）、35 mm（1/40）、40 mm（1/35）、50 mm（1/28），每級(jí)循環(huán)2次，直至墻體發(fā)生破壞不能繼續(xù)加載為止.

1.6 測(cè)點(diǎn)布置

為了研究各墻體試件在豎向荷載以及低周往復(fù)荷載的作用下鋼管和鋼筋的受力情況，分別在肋柱底部、中部以及上部的同一位置布置應(yīng)變片，分別在肋梁所處肋格中部的同一位置布置應(yīng)變片.對(duì)于鋼管，為了全面了解其在荷載作用下的受力變化，在鋼管豎向和橫向各布置一個(gè)應(yīng)變片.

墻體GSW-1共布置了5個(gè)位移計(jì)，位移計(jì)D1、D2測(cè)量墻體中部水平方向的位移；D3、D4測(cè)量墻體上部豎直方向的位移；D5測(cè)量墻體上部平面外方向的位移.墻體GSW-1應(yīng)變片及位移計(jì)布置如圖5所示.墻體GSW-2、GSW-3、GSW-4共布置了7個(gè)位移計(jì)，位移計(jì)D1測(cè)量地梁水平方向相對(duì)地面的位移；D2、D3測(cè)量地梁豎直方向相對(duì)于地面方向的位移；D4測(cè)量墻體試件底部水平方向的位移；D5測(cè)量墻體試件中部水平方向的位移；D6測(cè)量墻體試件上部水平方向的位移；D7測(cè)量墻體試件平面外方向的位移，墻體GSW-2、GSW-3、GSW-4應(yīng)變片及位移計(jì)布置如圖6所示.

圖5 軸壓試件應(yīng)變片及位移計(jì)布置圖Fig.5 The layout of strain gauges and displacement meters for axially compressed specimens

圖6 低周往復(fù)荷載試件應(yīng)變片及位移計(jì)布置圖Fig.6 The layout of strain gauges and displacement meters for specimens under low cyclic reciprocating loads

2 破壞過程及破壞形態(tài)

根據(jù)對(duì)各墻體試件破壞過程及最終破壞形態(tài)的對(duì)比分析，盡管受力形式不同，但其破壞過程均經(jīng)歷了彈性、彈塑性以及破壞階段.在低周往復(fù)荷載作用下，盡管墻體內(nèi)部鋼骨組成形式不同，但其破壞過程和形式有著相似的規(guī)律.

2.1 GSW-1試件

在加載初期，墻體處于彈性階段，加載至300 kN時(shí)，僅肋柱出現(xiàn)了少量的豎向裂縫，如圖7（a）所示，此時(shí)墻體位移較小，肋梁鋼筋應(yīng)變也很小，墻體可視為一個(gè)整體工作的等效彈性墻板.

隨著豎向荷載的增加，墻體進(jìn)入彈塑性階段，加載至500 kN時(shí)，肋梁開始出現(xiàn)細(xì)微的短裂縫，裂縫長(zhǎng)度逐漸增加，見圖7（b）.隨著墻體裂縫的開展和延伸，橫向位移開始增大，肋梁鋼筋由開始的壓應(yīng)變迅速轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，并開始突增.肋柱鋼管受力基本均勻，豎向荷載仍主要由肋柱承擔(dān)，肋梁在此階段開始處于全截面受拉狀態(tài)，逐步在墻體起到“拉桿拱”作用.

隨著荷載的持續(xù)增加，墻體不斷損傷和破壞，加載至1 450 kN時(shí)，肋柱鋼管開始屈服，并達(dá)到實(shí)際屈服強(qiáng)度，多數(shù)砌塊開始出現(xiàn)大面積裂縫并與肋梁貫通，角部混凝土被壓碎，墻體發(fā)生破壞，如圖7（c）（d）所示.

圖7 GSW-1破壞過程及形態(tài)Fig.7 The failure process and pattern of GSW-1

在豎向荷載作用下，鋼管密肋保溫復(fù)合墻的肋柱起到主要受力作用，肋梁的作用主要是與肋柱形成“弱框架”，將墻體肋柱中的縱向鋼筋和鋼管拉結(jié)為整體，使墻體變形相協(xié)調(diào).

2.2 GSW-2、GSW-3、GSW-4試件

當(dāng)墻體頂端施加較小的水平位移時(shí)，各組成材料處于彈性階段.在此階段，墻體內(nèi)力較小，肋格與砌塊之間的內(nèi)力傳遞較為均勻且協(xié)調(diào)變形，砌塊與肋格黏結(jié)良好，各墻體無明顯破壞現(xiàn)象.

隨著墻體頂端施加水平位移的增大，各組成材料受力不再呈線性變化，開始進(jìn)入彈塑性階段.如圖8～圖10所示.當(dāng)GSW-2層間位移角θ=1/800，GSW-3、GSW-4層間位移角θ=1/1 000時(shí)，砌塊開始產(chǎn)生沿其主對(duì)角線的45°斜裂縫，砌塊逐漸被分割成若干個(gè)“斜向短柱”，并向肋格延伸，肋格與砌塊之間開始有輕微的脫離，變形未能相互協(xié)調(diào)一致.當(dāng)θ=1/140～1/100時(shí)，砌塊中的斜裂縫持續(xù)延伸和發(fā)展，開始大量延伸至肋梁肋柱，墻體肋格混凝土破壞較為嚴(yán)重，砌塊表面開始逐漸掉落，裂縫急劇加寬延伸.

圖8 GSW-2加載與破壞Fig.8 Loading and failure of GSW-2

圖9 GSW-3加載與破壞Fig.9 Loading and failure of GSW-3

圖10 GSW-4加載與破壞Fig.10 Loading and failure of GSW-4

隨著墻體水平位移的持續(xù)增加，墻體塑性損傷不斷累積，當(dāng)θ=1/56時(shí)，砌塊裂縫持續(xù)發(fā)展增多，砌塊表面斜裂縫交叉處脫落，與肋格黏結(jié)面出現(xiàn)嚴(yán)重分離，砌塊角部混凝土開始鼓起；墻體邊肋柱開始出現(xiàn)斜裂縫；當(dāng)θ=1/28時(shí)，墻體混凝土和填充砌塊大面積掉落，角部混凝土壓碎，部分砌塊斜裂縫已前后貫通，試件破壞.

3個(gè)墻體試件基本按照“填充砌塊—肋格—邊框柱”三道抗震防線的順序破壞，且呈整體剪切破壞模式.其破壞特征主要是墻體砌塊首先出現(xiàn)45°對(duì)角斜裂縫，隨著水平位移的增大，斜裂縫延伸至肋格混凝土，填充砌塊逐漸開始掉落，繼續(xù)加大位移，墻體邊框柱開始出現(xiàn)裂縫，最終墻體角部混凝土被壓碎，鋼管和鋼筋屈服，試件破壞.3片墻體破壞過程及最終破壞形態(tài)如圖8、圖9、圖10所示，局部破壞現(xiàn)象如圖11所示.

圖11 墻體局部破壞現(xiàn)象Fig.11 Partial failure of wall

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線

根據(jù)試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)，得到試件GSW-1在豎向荷載作用下的荷載-位移曲線如圖12所示，在加載至1200 kN附近時(shí)，墻體的位移大約在3 mm左右，此時(shí)墻體進(jìn)入屈服，繼續(xù)加載至1 450 kN，墻體已完全屈服，在加載至1 500 kN過程中，墻體發(fā)生破壞.

圖12 GSW-1荷載-位移曲線Fig.12 Load-displacement curves of GSW-1

通過觀察應(yīng)變數(shù)據(jù)可看出，如圖13所示（圖中圖例為應(yīng)變片的編號(hào)，其位置參見圖5所示），鋼管橫向和縱向的荷載-應(yīng)變曲線幾乎呈對(duì)稱狀態(tài)，且走勢(shì)與墻體的荷載-位移曲線幾乎一致，在墻體發(fā)生破壞時(shí)，鋼管兩個(gè)方向均已發(fā)生屈服.肋梁鋼筋在加載過程中，先處于受壓狀態(tài)，當(dāng)豎向荷載加載至600 kN左右時(shí)，肋梁鋼筋逐漸變?yōu)槭芾?，無論鋼筋受壓還是受拉，其應(yīng)變數(shù)值很小.可以得出結(jié)論：鋼管密肋保溫復(fù)合墻在軸向壓力作用下，肋柱起到主要作用，肋梁承受的荷載很小，可以忽略肋梁對(duì)鋼管密肋保溫復(fù)合墻豎向承載力的直接貢獻(xiàn).

圖13 試件GSW-1應(yīng)變-荷載曲線Fig.13 Strain-load curve of GSW-1

3.2 滯回曲線

通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理，得到墻體試件GSW-2、GSW-3、GSW-4的滯回曲線如圖14所示.圖14（a）所示滯回曲線是課題組前期普通鋼筋密肋復(fù)合墻試驗(yàn)結(jié)果[7]，本文加以引用做對(duì)比分析.

圖14 各試件滯回曲線Fig.14 The hysteresis curves of specimens

滯回環(huán)的形態(tài)和面積大小可以用來分析研究試件的耗能能力和破壞機(jī)制，從圖14可知：在墻體加載前期，試件的滯回曲線基本呈直線，墻體處于彈性階段，殘余變形較小.隨著水平位移的增大，墻體進(jìn)入彈塑性階段，砌塊開始出現(xiàn)交叉斜裂縫，滯回曲線逐漸變?yōu)椤八笮巍保霈F(xiàn)少量的殘余變形.繼續(xù)增大水平位移，試件的滯回曲線變?yōu)椤肮巍保瑴丨h(huán)面積開始增大，出現(xiàn)明顯的“捏攏”現(xiàn)象.達(dá)到屈服荷載后，砌塊裂縫發(fā)展充分，混凝土裂縫增多，滯回環(huán)更加飽滿，殘余變形增大，剛度退化明顯，滯回曲線發(fā)展為“反S形”，“捏攏”現(xiàn)象越發(fā)明顯.試件達(dá)到峰值荷載后，砌塊和混凝土基本退出工作，部分鋼筋已屈服，鋼骨架滑移現(xiàn)象比較明顯，出現(xiàn)了嚴(yán)重的剛度退化和強(qiáng)度降低現(xiàn)象，“捏攏”現(xiàn)象更加明顯，滯回曲線發(fā)展為“Z”形.由于MW-1是鋼筋骨架密肋復(fù)合墻，裂縫發(fā)展不夠充分，鋼筋相較于鋼管滑移量減少，試件的滯回曲線最終只發(fā)展至反“S”形.綜上，隨著位移的增加，滯回線的斜率減小，滯回環(huán)較飽滿，包絡(luò)的面積也在不斷增大，隨著試件變形的增大，其耗能能力在不斷增強(qiáng).

3.3 骨架曲線

骨架曲線能夠直接反映出墻體承載力與位移的關(guān)系，同時(shí)根據(jù)骨架曲線，很容易判斷出墻體試件在水平位移作用下開裂、屈服、極限以及破壞狀態(tài)等參數(shù).各試件的骨架曲線如圖15所示.墻體的屈服荷載根據(jù)等能量法來確定，表5給出了各墻體試件主要特征點(diǎn)對(duì)應(yīng)荷載值和相應(yīng)的位移.

圖15 各試件骨架曲線Fig.15 The skeleton curves of specimens

從圖15可知：所有試件的破壞規(guī)律基本一致，均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段.在加載初期，骨架曲線基本為直線段，且?guī)缀踔睾?隨著位移的增加，骨架曲線出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，試件進(jìn)入彈塑性階段，繼續(xù)加載，水平荷載持續(xù)增加，墻體剛度開始迅速下降，直至荷載增加至峰值荷載.繼續(xù)加大位移，荷載開始下降，出現(xiàn)負(fù)剛度，墻體進(jìn)入破壞階段.試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，GSW-2水平荷載下降到峰值荷載的73.6%，GSW-3水平荷載下降到峰值荷載的79.1%，GSW-4水平荷載下降到峰值荷載的83.7%.3個(gè)試件荷載均下降到峰值荷載的85%.

表5 各試件結(jié)果最終值Tab.5 The final results of specimens

從表5可發(fā)現(xiàn)：1）與試件MW-1的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載相比，試件GSW-2分別提高了15%、54%、61%；試件GSW-3分別提高了52%、58%、64%；試件GSW-4分別提高了60%、103%、112%.以上數(shù)據(jù)說明用鋼管骨架來代替鋼筋骨架可以顯著提高密肋復(fù)合墻各階段的承載力.

2）與試件GSW-2相比，試件GSW-3的開裂荷載和屈服荷載分別提高了32%和2%，峰值荷載和破壞荷載提高了2%.說明在墻體中肋柱布置鋼管不能顯著提高墻體的各階段荷載，通過查看中肋柱應(yīng)變片數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，在墻體破壞時(shí)，兩中肋柱鋼管并未屈服，因此，在中肋柱布置鋼管對(duì)墻體承載力作用不顯著.與試件GSW-3相比，試件GSW-4的開裂荷載和屈服荷載分別提高了5%和29%，峰值荷載和破壞荷載提高了30%.說明，在肋梁布置鋼管可以使墻體抵抗更大的水平剪力，從各階段荷載對(duì)應(yīng)的位移看出，在肋梁布置鋼管可以提高墻體的耗能能力.

3.4 變形性能

根據(jù)文獻(xiàn)[14]，試件變形性能用位移延性系數(shù)μ表示，其值等于試件的極限位移Δu與屈服位移Δy的比值，即μ=Δu/Δy.試件的變形能力可以用層間位移角θ 表示，其值等于試件的極限位移Δu與層高H的比值，即θ=Δu/H.各試件的位移延性系數(shù)和層間位移角見表6.

從表6可知：

1）與試件MW-1相比，試件GSW-2、GSW-3和GSW-4的極限位移角分別提高了8.5%、16%、37.8%，表明在密肋復(fù)合墻中布置鋼管可以顯著提高試件的變形能力.對(duì)比試件GSW-2和GSW-3可知，墻體極限層間位移角提高了6.8%，對(duì)比試件GSW-3和GSW-4可知，墻體極限層間位移角提高了19%，表明在中肋柱中布置鋼管對(duì)墻體極限位移角的提高幅度有限，但在肋梁中布置鋼管可以有效地提高墻體的變形能力.

表6 各試件的層間位移角及延性系數(shù)Tab.6 The interlayer displacement angle and ductility coefficient of specimens

2）一般情況下，位移延性系數(shù)大，結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下可以承受大的塑性變形而不破壞倒塌，可以減小地震效應(yīng)，因而通常要求位移延性系數(shù)＞3.本次試驗(yàn)所有墻體試件的位移延性系數(shù)均滿足要求，且試驗(yàn)過程無倒塌，表明鋼管密肋保溫復(fù)合墻設(shè)計(jì)合理，屬于延性破壞，變形能力較強(qiáng).

4 破壞機(jī)理分析

4.1 受壓機(jī)理分析

在墻體加載初期，各組成材料處于彈性階段，僅墻體肋柱產(chǎn)生些許微小的豎向裂縫，砌塊和肋梁均未產(chǎn)生裂縫，墻體各方向位移較小，肋梁鋼筋的應(yīng)變也很小，幾乎不承擔(dān)荷載；肋柱鋼管的應(yīng)變呈直線增長(zhǎng)趨勢(shì)，受力作用明顯.墻體可視為一個(gè)整體工作的等效彈性墻板，豎向荷載主要由肋柱承擔(dān).

隨著軸向壓力的增大，墻體進(jìn)入彈塑性階段，肋梁和肋柱仍能變形協(xié)調(diào)，肋梁開始出現(xiàn)細(xì)微的短裂縫，裂縫長(zhǎng)度逐漸增加.隨著墻體裂縫的開展和延伸，橫向位移開始增大，肋梁鋼筋由開始的壓應(yīng)變迅速轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，并開始突增.肋柱鋼管應(yīng)變上升曲線與墻體受壓承載力曲線走勢(shì)基本相同，肋柱鋼管受力基本均勻，應(yīng)變大小相差不大.豎向荷載仍主要由肋柱承擔(dān)，肋梁在此階段開始處于全截面受拉狀態(tài)，逐步在墻體中起到拉桿作用.

隨著荷載的持續(xù)增加，墻體不斷損傷和破壞，肋柱鋼管開始屈服，并達(dá)到實(shí)際屈服強(qiáng)度，角部混凝土被壓碎，多數(shù)砌塊開始出現(xiàn)大面積裂縫并與肋梁貫通，墻體發(fā)生破壞.另外，肋梁鋼筋拉應(yīng)變迅速增加，當(dāng)墻體破壞時(shí)，肋梁鋼筋遠(yuǎn)未達(dá)到實(shí)際屈服強(qiáng)度，說明肋梁在墻體受軸壓作用下僅能承擔(dān)小部分荷載.

在軸向壓力作用下，鋼管密肋保溫復(fù)合墻的肋柱起到主要受力作用，肋梁是次要受力構(gòu)件，但肋梁的存在使肋格像是一個(gè)個(gè)“框架”，能夠?qū)w肋柱中的縱向鋼筋和鋼管拉結(jié)為整體，使墻體變形相協(xié)調(diào)；另外，還能在一定程度上抑制填充砌塊和墻體發(fā)生水平向位移，延緩和減弱砌塊和肋梁裂縫的發(fā)展和延伸.

鋼管密肋保溫復(fù)合墻在軸向壓力作用下，破壞模式基本按照“肋柱開裂—肋梁開裂—肋柱鋼筋和鋼管屈服—砌塊開裂—肋柱角部混凝土壓碎”的順序進(jìn)行.墻體肋柱縱向鋼筋、鋼管以及混凝土是主要受力材料，承擔(dān)絕大部分的豎向荷載，肋梁主要起到“拉桿拱”的作用，間接提高墻體承載力.

4.2 受剪機(jī)理分析

鋼管密肋保溫復(fù)合墻在壓剪荷載作用下，肋梁、肋柱和填充砌塊受力較為復(fù)雜，肋梁肋柱在承擔(dān)剪力的同時(shí)，由于墻體協(xié)調(diào)變形，又能傳遞剪力給砌塊，且傳遞荷載的大小隨著墻體水平位移的增大而不斷發(fā)生變化.

當(dāng)墻體頂端施加較小的水平位移時(shí)，各組成材料處于彈性階段.在這一階段，墻體內(nèi)力較小，肋格與砌塊之間的內(nèi)力傳遞均勻且協(xié)調(diào)變形，砌塊與肋格黏結(jié)良好.墻體在這一階段可看成是一個(gè)整體工作的彈性板.

隨著墻體頂端施加水平位移的增大，各組成材料受力不再呈線性變化，開始進(jìn)入彈塑性階段.砌塊開始產(chǎn)生沿主對(duì)角線的45°斜裂縫，砌塊被分割成若干個(gè)“斜向短柱”，并逐漸向肋格延伸，肋格與砌塊之間開始有輕微的脫離，變形不能相互協(xié)調(diào)一致.砌塊主要承受沿對(duì)角線方向的壓力且是最大主應(yīng)力.因此，在這一階段，由于砌塊的開裂及受力方式，將鋼管密肋保溫復(fù)合墻中的填充砌塊等效成一個(gè)個(gè)沿主對(duì)角線放置的斜壓桿，于是，鋼管密肋保溫復(fù)合墻可簡(jiǎn)化為由鋼管密肋框格和與之鉸接的斜壓桿組成.隨著墻體頂端施加水平位移的繼續(xù)增大，砌塊破壞較為嚴(yán)重，砌塊中的斜裂縫持續(xù)延伸和發(fā)展，開始大量延伸至肋梁肋柱，砌塊與肋梁、肋柱之間主要靠“等效斜壓桿”來傳遞內(nèi)力，進(jìn)一步削弱了砌塊與肋格之間的協(xié)調(diào)變形.

隨著墻體水平位移的持續(xù)增加，墻體塑性損傷不斷累積，砌塊的力學(xué)性能開始發(fā)生變化，砌塊大面積破壞和脫落以及砌塊與肋格之間幾乎完全脫離，使等效斜壓桿的軸向剛度EA逐漸減小，肋格中的裂縫持續(xù)發(fā)展，在肋格角部形成塑性鉸.最終鋼管密肋保溫復(fù)合墻角部混凝土壓碎，肋柱角部鋼管和縱向鋼筋屈曲，墻體達(dá)到極限狀態(tài).

5 結(jié)論

本文通過對(duì)1片鋼管密肋保溫復(fù)合墻的軸壓試驗(yàn)和3片鋼管密肋保溫復(fù)合墻的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行研究分析，得到以下結(jié)論：

1）鋼管密肋保溫復(fù)合墻在豎向荷載作用下主要經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段.試件的最終破壞是由于肋柱內(nèi)鋼管和鋼筋的屈曲，從而導(dǎo)致混凝土和砌塊被壓碎.在密肋復(fù)合墻肋柱中布置鋼管可以很大程度上提高墻體的豎向承載力，從而可使密肋復(fù)合墻應(yīng)用于高層和大開間建筑中.

2）3片低周往復(fù)荷載墻體試件的破壞過程主要分為彈性、彈塑性以及破壞階段，主要破壞特征是鋼管密肋保溫復(fù)合墻填充砌塊出現(xiàn)斜裂縫，繼而發(fā)展為對(duì)角斜裂縫，隨著水平位移增大，砌塊斜裂縫發(fā)展至肋格混凝土，最終墻體角部混凝土被壓碎，鋼筋和鋼管屈曲.整個(gè)墻體以剪切型破壞為主，破壞方式按照“填充砌塊—肋格—邊框柱”三道抗震防線的模式發(fā)展.

3）使用鋼管骨架代替鋼筋骨架，在提高墻體軸壓比的同時(shí)，還能夠使墻體抵抗更大的水平剪力，提高墻體的后期抗側(cè)剛度，使墻體擁有更好的變形能力和耗能能力，抗震性能更優(yōu).

4）所有墻體的極限位移角在1/55～1/35之間，位移延性系數(shù)均大于3，且在試驗(yàn)過程中沒有整體倒塌，說明在墻體中布置鋼管的設(shè)計(jì)思路是合理的，可以保證墻體在大震作用下的延性破壞，滿足“兩目標(biāo)、三水準(zhǔn)”的抗震設(shè)計(jì)要求.