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

摘 ? 要：為研究鋼管分布形式對(duì)鋼管密肋保溫復(fù)合剪力墻墻體抗震性能的影響，設(shè)計(jì)制作了4片縮尺比為1 ∶ 2的裝配式鋼管密肋保溫復(fù)合剪力墻墻體，通過(guò)對(duì)1片剪力墻墻體的軸壓試驗(yàn)和3片剪力墻墻體的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了墻體的破壞形態(tài)及模式、承載能力、滯回特性、骨架曲線、剛度退化以及變形和耗能性能. 試驗(yàn)結(jié)果表明：對(duì)于豎向荷載作用下的密肋復(fù)合墻體，由于在肋柱中布置了鋼管，其抗壓承載力顯著提高;對(duì)于低周往復(fù)荷載作用的密肋復(fù)合墻體，其主要破壞形態(tài)為整體剪切破壞，且基本按照“填充砌塊—肋格—邊框柱”的順序破壞，與普通鋼筋密肋復(fù)合墻相比，鋼管密肋保溫復(fù)合墻的抗剪承載力提高了112%，同時(shí)具有良好的變形能力和耗能性能. 研究結(jié)果完善了裝配式密肋復(fù)合板結(jié)構(gòu)體系，為密肋復(fù)合板結(jié)構(gòu)應(yīng)用于高層住宅建筑提供了理論依據(jù).

關(guān)鍵詞：裝配式建筑;密肋復(fù)合墻;保溫混凝土;剪力墻;低周往復(fù)加載試驗(yàn);抗震性能

中圖分類號(hào)：TU398;TU317.1 ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study on the Seismic Behavior of Precast

Steel Tube Multi-ribbed Thermal Insulation Composite Wall

YUAN Quan1?，DONG Jialin2，ZHU Honglei1

（1. School of Civil Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China;

2. Jiangsu Provincial Architectural D&R Institute Co Ltd，Nanjing 210019，China）

Abstract：In order to study the influence of steel pipe distribution on the seismic performance of steel pipe multi- ribbed insulation composite shear walls，four assembled steel tube multi-ribbed thermal insulation composite shear walls with a scale ratio of 1 ∶ 2 were designed and manufactured. The failure modes and modes，bearing capacity，hysteretic characteristics，skeleton curve，stiffness degradation，deformation and energy dissipation of the walls were studied and analyzed through the axial compression test of one wall and the low-cycle reciprocating load test of three walls. The test results show that the compressive capacity of multi-ribbed composite shear wall under vertical load is significantly increased due to the arrangement of steel tubes in the rib column;for multi-ribbed composite shear wall under low cyclic load，the main failure mode is shear failure，and the failure is basically in accordance with the order of “filling block-rib-frame column”，which is compound with common steel ribs. Compared with the composite wall，the shear capacity of the steel tube multi-ribbed insulation composite wall is increased by 112%，and it has good assembled multi-ribbed composite slab，which provides a theoretical basis for the application of multi-ribbed deformation capacity and energy dissipation performance. The experimental study perfects the structure system of composite slab structure in high-rise residential buildings.

Key words：precast building;multi-ribbed composite wall;thermal insulation concrete;shear walls;cyclic loading test;seismic behavior

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(lái)，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(wèn)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?，形成鋼管混凝土組合墻體，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(jiàn)表1，相似關(guān)系見(jiàn)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.

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(guò)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(kāi)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(guò)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(guò)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.

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(wú)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(wú)縫鋼管，其肋梁的鋼管采用壁厚為3 mm、外徑為45 mm的無(wú)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(lái)滿足要求;同時(shí)為了防止混凝土的自收縮開(kāi)裂以及在試驗(yàn)過(guò)程中過(guò)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.

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粒畛淦鰤K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(wú)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(wú)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(wú)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(jiàn)表4.

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(guò)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.

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(guò)固定在反力梁上的液壓千斤頂施加，通過(guò)分配梁的傳遞模擬墻體承受均布豎向荷載. 水平位移通過(guò)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(guò)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(jiàn)圖4.

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(guò)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(kāi)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(guò)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(guò)程中，保持豎向荷載不變，從零開(kāi)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.

2 ? 破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

根據(jù)對(duì)各墻體試件破壞過(guò)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(guò)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(guò)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(kāi)始出現(xiàn)細(xì)微的短裂縫，裂縫長(zhǎng)度逐漸增加，見(jiàn)圖7 （b）. 隨著墻體裂縫的開(kāi)展和延伸，橫向位移開(kāi)始增大，肋梁鋼筋由開(kāi)始的壓應(yīng)變迅速轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，并開(kāi)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(kāi)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(kāi)始屈服，并達(dá)到實(shí)際屈服強(qiáng)度，多數(shù)砌塊開(kāi)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.

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(wú)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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(kāi)始逐漸掉落，裂縫急劇加寬延伸.

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(kāi)始鼓起;墻體邊肋柱開(kāi)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(kāi)始掉落，繼續(xù)加大位移，墻體邊框柱開(kāi)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(guò)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.

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(guò)程中，墻體發(fā)生破壞.

通過(guò)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(jiàn)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(guò)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瑹o(wú)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).

3.2 ? 滯回曲線

通過(guò)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.

滯回環(huán)的形態(tài)和面積大小可以用來(lái)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(kāi)始出現(xiàn)交叉斜裂縫，滯回曲線逐漸變?yōu)椤八笮巍?，出現(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?，滯回環(huán)面積開(kāi)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(kāi)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(lái)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.

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(kāi)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(kāi)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%.

從表5可發(fā)現(xiàn)：1）與試件MW-1的開(kāi)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(shuō)明用鋼管骨架來(lái)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(kāi)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(shuō)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(guò)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(kāi)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(shuō)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(jiàn)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.

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(guò)程無(wú)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(kāi)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(kāi)展和延伸，橫向位移開(kāi)始增大，肋梁鋼筋由開(kāi)始的壓應(yīng)變迅速轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，并開(kāi)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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(shuō)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(kāi)裂—肋梁開(kāi)裂—肋柱鋼筋和鋼管屈服—砌塊開(kāi)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(kāi)始進(jìn)入彈塑性階段. 砌塊開(kāi)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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(lái)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(kāi)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(guò)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(kāi)間建筑中.

2）3片低周往復(fù)荷載墻體試件的破壞過(guò)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(guò)程中沒(méi)有整體倒塌，說(shuō)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.

參考文獻(xiàn)

[1] ? ?周小真，姚謙峰. 格構(gòu)板式輕型建筑墻板抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 西安冶金建筑學(xué)院學(xué)報(bào)，1993，25（1）：9—15.

ZHOU X Z，YAO Q F. Experimental study on seismic performance of light-weight building wall panels with lattice panels[J]. Journal of Xi'an Institute of Metallic & Construction Engineering，1993，25（1）：9—15. （In Chinese）

[2] ? ?袁泉. 密肋壁板輕框結(jié)構(gòu)非線性地震反應(yīng)分析[D]. 西安：西安建筑科技大學(xué)，2003：42—86.

YUAN Q. Non-linear earthquake response analysis on multi-ribbed slab with light frame structure[D]. Xi'an：Xi'an University of Architecture and Technology，2003：42—86. （In Chinese）

[3] ? ?賈英杰. 中高層密肋壁板結(jié)構(gòu)計(jì)算理論及設(shè)計(jì)方法研究[D]. 西安：西安建筑科技大學(xué)，2004：56—151.

JIA Y J. Research on computational theory and design method of moderate high-rise multi-ribbed slab structure[D]. Xian：Xian University of Architecture and Technology，2004：56—151. （In Chinese）

[4] ? ?田鵬，姚謙峰，何明勝，等. 鋼骨外框密肋復(fù)合剪力墻體抗剪性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2008，29（S1）：78—82.

TIAN P，YAO Q F，HE M S，et al. Experimental research on shear bearing behavior of the steel reinforced multi-ribbed composite wall[J]. Journal of Building Structures，2008，29（S1）：78—82. （In Chinese）

[5] ? ?劉佩，郭猛，李挺，等. 輕鋼龍骨框格密肋復(fù)合墻體抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué)，2012，29（1）：128—133.

LIU P，GUO M，LI T，et al. Experimental investigation on seismic behavior of multi-grid composite wall reinforced by light steel[J]. Engineering Mechanics，2012，29（1）：128—133. （In Chinese）

[6] ? ?JIA S Z，CAO W L，YUAN Q，et al. Experimental study on frame-supported multi-ribbed composite walls under low-reversed cyclic loading[J]. European Journal of Environmental and Civil Engineering，2016，20（3）：314—331.

[7] ? ?袁泉，趙媛媛，宗明奇，等. 裝配式型鋼斜交密肋復(fù)合墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2019，40（11）：122—130.

YUAN Q，ZHAO Y Y，ZONG M Q，et al. Experimental study on seismic behavior of precast shape steel oblique multi-ribbed composite wall[J]. Journal of Building Structures，2019，40（11）：122—130. （In Chinese）

[8] ? ?WU L W，TIAN Y，SU Y P，et al. Seismic performance of precast composite shear walls reinforced by concrete-filled steel tubes[J]. Engineering Structures，2018，162：72—83.

[9] ? ?QIAN J R，JIANG Z，JI X D. Behavior of steel tube-reinforced concrete composite walls subjected to high axial force and cyclic loading[J]. Engineering Structures，2012，36（4）：173—184.

[10] ?ZHOU J，F(xiàn)ANG X D，YAO Z Q. Mechanical behavior of a steel tube-confined high-strength concrete shear wall under combined tensile and shear loading[J]. Engineering Structures，2018，171：673—685.

[11] ?HOU H T，F(xiàn)U W Q，QIU C X，et al. Effect of axial compression ratio on concrete-filled steel tube composite shear wall[J]. Advances in Structural Engineering，2019，22（3）：656—669.

[12] ?REN F M，CHEN J W，CHEN G M，et al. Seismic behavior of composite shear walls incorporating concrete-filled steel and FRP tubes as boundary elements[J]. Engineering Structures，2018，168：405—419.

[13] ?侯和濤，程積潤(rùn)，曲哲，等. 鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻抗震試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2017，44（5）：27—36.

HOU H T，CHENG J R，QU Z，et al. Experimental study on the seismic behavior of concrete filled tube-confined sandwich shear walls[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2017，44（5）：27—36. （In Chinese）

[14] ?朱張峰，郭正興，朱寅，等. 不同連接構(gòu)造的裝配式混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2017，44（3）：55—60.

ZHU Z F，GUO Z X，ZHU Y，et al. Experimental investigation on seismic performance of precast concrete shear walls with different connections[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2017，44（3）：55—60. （In Chinese）