裝配式鋼管密肋保溫復合墻體抗震性能試驗研究

袁泉　董嘉林　朱洪磊

摘 ? 要：為研究鋼管分布形式對鋼管密肋保溫復合剪力墻墻體抗震性能的影響，設計制作了4片縮尺比為1 ∶ 2的裝配式鋼管密肋保溫復合剪力墻墻體，通過對1片剪力墻墻體的軸壓試驗和3片剪力墻墻體的低周往復荷載試驗，研究了墻體的破壞形態及模式、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. 試驗結果表明：對于豎向荷載作用下的密肋復合墻體，由于在肋柱中布置了鋼管，其抗壓承載力顯著提高;對于低周往復荷載作用的密肋復合墻體，其主要破壞形態為整體剪切破壞，且基本按照“填充砌塊—肋格—邊框柱”的順序破壞，與普通鋼筋密肋復合墻相比，鋼管密肋保溫復合墻的抗剪承載力提高了112%，同時具有良好的變形能力和耗能性能. 研究結果完善了裝配式密肋復合板結構體系，為密肋復合板結構應用于高層住宅建筑提供了理論依據.

關鍵詞：裝配式建筑;密肋復合墻;保溫混凝土;剪力墻;低周往復加載試驗;抗震性能

中圖分類號：TU398;TU317.1 ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標志碼：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

密肋復合板結構作為一種新型裝配式混凝土結構體系，具有生態環保、輕質節能、整體工作性能好、抗震性能好等優點. 近30年來，在深入研究普通鋼筋密肋復合墻的基礎上，學者們對不同組成材料、不同結構形式以及不同肋格形式的墻體進行了初步探索和研究[1-7]，試驗研究表明，采用鋼骨外框密肋復合剪力墻或將墻體中鋼筋骨架用輕鋼骨架和型鋼骨架代替，試驗墻體的極限承載力顯著提高，同時還具有良好的變形能力和耗能性能，抗震性能優異.

然而，鋼筋密肋復合墻的實際工程應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用. 如何將密肋復合板結構體系應用于高層住宅成為亟待解決的問題.

在結構較高、豎向荷載較大的情況下，底部承重墻設計的控制因素是軸壓比的大小，為滿足規范要求，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，對抗震不利. 研究發現[8-13]，在墻體中適當地布置鋼管，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勢互補，提高承載力的同時又具有良好的延性，進而改善了剪力墻構件的抗震性能.

基于此，結合現階段研究成果，提出了一種改進的密肋復合墻體——鋼管密肋保溫復合墻. 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，設計制作了4片1/2縮尺比例的墻體試件，并深入對比分析各墻體承載力、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化、變形和耗能等規律，為完善密肋復合板結構體系以及將其應用于高層建筑提供試驗基礎和理論依據.

1 ? 試驗概況

1.1 ? 試件設計

為研究肋柱鋼管不同的分布形式以及肋梁布置鋼管對鋼管密肋保溫復合墻體抗震性能的影響，本試驗共設計制作了4個1/2比例的鋼管密肋保溫復合墻體試件，編號分別為GSW-1、GSW-2、GSW-3、GSW-4，各試件的編號及設計參數見表1，相似關系見表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，施加低周往復荷載;試件GSW-3為所有肋柱布置鋼管，施加低周往復荷載;試件GSW-4為肋梁肋柱布置鋼管（管桁架），施加低周往復荷載.

為保證墻板與地梁具有可靠的連接，試驗墻板與地梁通過預埋鋼板焊接，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. 墻體下部的肋格節點，采用預埋件的方式與地梁預埋型鋼焊接.

本文試驗設計的鋼管密肋保溫復合墻為裝配式墻體，在實際工程中，墻板在預制構件廠加工制作，在工地現場進行拼裝，立柱內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合墻，參照鋼筋混凝土密肋復合墻進行設計加工.

試件在加工廠制作和養護. 加工工序為，首先將保溫混凝土填入鋼管中，并振搗密實. 下一步將鋼管焊接成鋼管骨架，并在鋼管外圍綁扎鋼筋網，然后在邊框肋柱以及墻體中間下部焊接預埋鋼板. 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個短鉚釘，并沿軸向以間距200 mm進行布置焊接的構造方式來滿足要求;同時為了防止混凝土的自收縮開裂以及在試驗過程中過早剝落，在外包混凝土中布置了一定的構造鋼筋網. 各墻體試件所使用的砌塊類型為蒸壓加氣混凝土砌塊，尺寸規格為300 mm×300 mm×100 mm. 試件的詳細尺寸及配筋信息如表3及圖2所示.

1.3 ? 材料性能

各試驗墻體混凝土采用課題組自主研制的C25級珍珠巖玻化微珠保溫混凝土，填充砌塊采用蒸壓加氣混凝土砌塊，在墻體試驗前一天測得與墻體同條件養護的混凝土立方體試塊的抗壓強度為27.6 MPa，填充砌塊的抗壓強度為3.2 MPa. 鋼管采用壁厚為3 mm的Q235級無縫鋼管. 對于布置鋼管的肋柱（梁），其構造鋼筋選用直徑為4 mm的HPB300級鋼筋;對于無鋼管的邊肋柱（梁），其縱筋選用直徑為10 mm的HRB335級鋼筋，對于無鋼管的中肋柱（梁），其縱筋選用直徑為6 mm的HPB300級鋼筋. 鋼材力學性能見表4.

1.4 ? 加載裝置

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

對于GSW-2、GSW-3、GSW-4試件，采用低周往復加載方式，對墻體試件先施加軸向壓力，然后在墻體頂端施加往復位移. 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液壓伺服作動器進行加載，試驗前通過4根長螺桿夾住墻體試件頂部，另一端同時與作動器端頭相連. 如圖3 （b）所示. 試驗的試件加載實物圖見圖4.

1.5 ? 加載方案

對于軸壓試件，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. 正式加載之前先進行預加載，豎向荷載為100 kN，核實儀器的工作性能及試驗墻體的受力狀態. 而后將荷載卸載至0，軸壓試驗正式開始. 試驗按有限元初步模擬荷載的1/18（100 kN）分級加載，待墻體受力平穩后，采集數據，隨后觀察墻體破壞情況. 然后繼續加載. 當墻體位移急劇增大而承載力變化不大時，認為試件發生破壞，試驗結束.

對于擬靜力加載試件，豎向荷載的取值以某一實際18層住宅樓為原型，計算首層最不利墻體的重力荷載標準值為1 280 kN，按原型換算后，得到豎向荷載值320 kN，結合試件GSW-1豎向荷載的加載破壞過程，同時考慮到課題組之前已做正交鋼筋混凝土密肋復合墻的軸壓比，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），每級循環2次，直至墻體發生破壞不能繼續加載為止.

1.6 ? 測點布置

為了研究各墻體試件在豎向荷載以及低周往復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變片，分別在肋梁所處肋格中部的同一位置布置應變片. 對于鋼管，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應變片.

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

2 ? 破壞過程及破壞形態

根據對各墻體試件破壞過程及最終破壞形態的對比分析，盡管受力形式不同，但其破壞過程均經歷了彈性、彈塑性以及破壞階段. 在低周往復荷載作用下，盡管墻體內部鋼骨組成形式不同，但其破壞過程和形式有著相似的規律.

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，僅肋柱出現了少量的豎向裂縫，如圖7 （a）所示，此時墻體位移較小，肋梁鋼筋應變也很小，墻體可視為一個整體工作的等效彈性墻板.

隨著豎向荷載的增加，墻體進入彈塑性階段，加載至500 kN時，肋梁開始出現細微的短裂縫，裂縫長度逐漸增加，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變迅速轉變為拉應變，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，肋梁在此階段開始處于全截面受拉狀態，逐步在墻體起到“拉桿拱”作用.

隨著荷載的持續增加，墻體不斷損傷和破壞，加載至1 450 kN時，肋柱鋼管開始屈服，并達到實際屈服強度，多數砌塊開始出現大面積裂縫并與肋梁貫通，角部混凝土被壓碎，墻體發生破壞，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為整體，使墻體變形相協調.

2.2 ? GSW-2、GSW-3、GSW-4試件

當墻體頂端施加較小的水平位移時，各組成材料處于彈性階段. 在此階段，墻體內力較小，肋格與砌塊之間的內力傳遞較為均勻且協調變形，砌塊與肋格黏結良好，各墻體無明顯破壞現象.

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，開始進入彈塑性階段. 如圖8～圖10所示. 當GSW-2層間位移角θ = 1/800，GSW-3、GSW-4層間位移角θ=1/1 000時，砌塊開始產生沿其主對角線的45°斜裂縫，砌塊逐漸被分割成若干個“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，變形未能相互協調一致. 當θ = 1/140～ 1/100時，砌塊中的斜裂縫持續延伸和發展，開始大量延伸至肋梁肋柱，墻體肋格混凝土破壞較為嚴重，砌塊表面開始逐漸掉落，裂縫急劇加寬延伸.

隨著墻體水平位移的持續增加，墻體塑性損傷不斷累積，當θ=1/56時，砌塊裂縫持續發展增多，砌塊表面斜裂縫交叉處脫落，與肋格黏結面出現嚴重分離，砌塊角部混凝土開始鼓起;墻體邊肋柱開始出現斜裂縫;當θ=1/28時，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45°對角斜裂縫，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，繼續加大位移，墻體邊框柱開始出現裂縫，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如圖8、圖9、圖10所示，局部破壞現象如圖11所示.

3 ? 試驗結果及分析

3.1 ? 荷載-位移曲線

根據試驗所得數據，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，墻體的位移大約在3 mm左右，此時墻體進入屈服，繼續加載至1 450 kN，墻體已完全屈服，在加載至1 500 kN過程中，墻體發生破壞.

通過觀察應變數據可看出，如圖13所示（圖中圖例為應變片的編號，其位置參見圖5所示），鋼管橫向和縱向的荷載-應變曲線幾乎呈對稱狀態，且走勢與墻體的荷載-位移曲線幾乎一致，在墻體發生破壞時，鋼管兩個方向均已發生屈服. 肋梁鋼筋在加載過程中，先處于受壓狀態，當豎向荷載加載至600 kN左右時，肋梁鋼筋逐漸變為受拉，無論鋼筋受壓還是受拉，其應變數值很小. 可以得出結論：鋼管密肋保溫復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，可以忽略肋梁對鋼管密肋保溫復合墻豎向承載力的直接貢獻.

3.2 ? 滯回曲線

通過對試驗數據的處理，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合墻試驗結果[7]，本文加以引用做對比分析.

滯回環的形態和面積大小可以用來分析研究試件的耗能能力和破壞機制，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，墻體進入彈塑性階段，砌塊開始出現交叉斜裂縫，滯回曲線逐漸變為“梭形”，出現少量的殘余變形. 繼續增大水平位移，試件的滯回曲線變為“弓形”，滯回環面積開始增大，出現明顯的“捏攏”現象. 達到屈服荷載后，砌塊裂縫發展充分，混凝土裂縫增多，滯回環更加飽滿，殘余變形增大，剛度退化明顯，滯回曲線發展為“反S形”，“捏攏”現象越發明顯. 試件達到峰值荷載后，砌塊和混凝土基本退出工作，部分鋼筋已屈服，鋼骨架滑移現象比較明顯，出現了嚴重的剛度退化和強度降低現象，“捏攏”現象更加明顯，滯回曲線發展為“Z”形. 由于MW-1是鋼筋骨架密肋復合墻，裂縫發展不夠充分，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，滯回環較飽滿，包絡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.

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系，同時根據骨架曲線，很容易判斷出墻體試件在水平位移作用下開裂、屈服、極限以及破壞狀態等參數. 各試件的骨架曲線如圖15所示. 墻體的屈服荷載根據等能量法來確定，表5給出了各墻體試件主要特征點對應荷載值和相應的位移.

從圖15可知：所有試件的破壞規律基本一致，均經歷了彈性階段、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，且幾乎重合. 隨著位移的增加，骨架曲線出現明顯的轉折點，試件進入彈塑性階段，繼續加載，水平荷載持續增加，墻體剛度開始迅速下降，直至荷載增加至峰值荷載. 繼續加大位移，荷載開始下降，出現負剛度，墻體進入破壞階段. 試驗結束時，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個試件荷載均下降到峰值荷載的85%.

從表5可發現：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%. 以上數據說明用鋼管骨架來代替鋼筋骨架可以顯著提高密肋復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，通過查看中肋柱應變片數據發現，在墻體破壞時，兩中肋柱鋼管并未屈服，因此，在中肋柱布置鋼管對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，從各階段荷載對應的位移看出，在肋梁布置鋼管可以提高墻體的耗能能力.

3.4 ? 變形性能

根據文獻[14]，試件變形性能用位移延性系數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%，表明在密肋復合墻中布置鋼管可以顯著提高試件的變形能力. 對比試件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，位移延性系數大，結構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，因而通常要求位移延性系數>3. 本次試驗所有墻體試件的位移延性系數均滿足要求，且試驗過程無倒塌，表明鋼管密肋保溫復合墻設計合理，屬于延性破壞，變形能力較強.

4 ? 破壞機理分析

4.1 ? 受壓機理分析

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

隨著軸向壓力的增大，墻體進入彈塑性階段，肋梁和肋柱仍能變形協調，肋梁開始出現細微的短裂縫，裂縫長度逐漸增加. 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變迅速轉變為拉應變，并開始突增. 肋柱鋼管應變上升曲線與墻體受壓承載力曲線走勢基本相同，肋柱鋼管受力基本均勻，應變大小相差不大. 豎向荷載仍主要由肋柱承擔，肋梁在此階段開始處于全截面受拉狀態，逐步在墻體中起到拉桿作用.

隨著荷載的持續增加，墻體不斷損傷和破壞，肋柱鋼管開始屈服，并達到實際屈服強度，角部混凝土被壓碎，多數砌塊開始出現大面積裂縫并與肋梁貫通，墻體發生破壞. 另外，肋梁鋼筋拉應變迅速增加，當墻體破壞時，肋梁鋼筋遠未達到實際屈服強度，說明肋梁在墻體受軸壓作用下僅能承擔小部分荷載.

在軸向壓力作用下，鋼管密肋保溫復合墻的肋柱起到主要受力作用，肋梁是次要受力構件，但肋梁的存在使肋格像是一個個“框架”，能夠將墻體肋柱中的縱向鋼筋和鋼管拉結為整體，使墻體變形相協調;另外，還能在一定程度上抑制填充砌塊和墻體發生水平向位移，延緩和減弱砌塊和肋梁裂縫的發展和延伸.

鋼管密肋保溫復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 ? 受剪機理分析

鋼管密肋保溫復合墻在壓剪荷載作用下，肋梁、肋柱和填充砌塊受力較為復雜，肋梁肋柱在承擔剪力的同時，由于墻體協調變形，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生變化.

當墻體頂端施加較小的水平位移時，各組成材料處于彈性階段. 在這一階段，墻體內力較小，肋格與砌塊之間的內力傳遞均勻且協調變形，砌塊與肋格黏結良好. 墻體在這一階段可看成是一個整體工作的彈性板.

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，開始進入彈塑性階段. 砌塊開始產生沿主對角線的45°斜裂縫，砌塊被分割成若干個“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，變形不能相互協調一致. 砌塊主要承受沿對角線方向的壓力且是最大主應力. 因此，在這一階段，由于砌塊的開裂及受力方式，將鋼管密肋保溫復合墻中的填充砌塊等效成一個個沿主對角線放置的斜壓桿，于是，鋼管密肋保溫復合墻可簡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增大，砌塊破壞較為嚴重，砌塊中的斜裂縫持續延伸和發展，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”來傳遞內力，進一步削弱了砌塊與肋格之間的協調變形.

隨著墻體水平位移的持續增加，墻體塑性損傷不斷累積，砌塊的力學性能開始發生變化，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，肋格中的裂縫持續發展，在肋格角部形成塑性鉸. 最終鋼管密肋保溫復合墻角部混凝土壓碎，肋柱角部鋼管和縱向鋼筋屈曲，墻體達到極限狀態.

5 ? 結 ? 論

本文通過對1片鋼管密肋保溫復合墻的軸壓試驗和3片鋼管密肋保溫復合墻的低周往復荷載試驗結果進行研究分析，得到以下結論：

1）鋼管密肋保溫復合墻在豎向荷載作用下主要經歷了彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段. 試件的最終破壞是由于肋柱內鋼管和鋼筋的屈曲，從而導致混凝土和砌塊被壓碎. 在密肋復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，從而可使密肋復合墻應用于高層和大開間建筑中.

2）3片低周往復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合墻填充砌塊出現斜裂縫，繼而發展為對角斜裂縫，隨著水平位移增大，砌塊斜裂縫發展至肋格混凝土，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，還能夠使墻體抵抗更大的水平剪力，提高墻體的后期抗側剛度，使墻體擁有更好的變形能力和耗能能力，抗震性能更優.

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

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