[]装配式钢管密肋保温复合墙体抗震性能试验研究

袁泉　董嘉林　朱洪磊

摘 ? 要：为研究钢管分布形式对钢管密肋保温复合剪力墙墙体抗震性能的影响，设计制作了4片缩尺比为1 ∶ 2的装配式钢管密肋保温复合剪力墙墙体，通过对1片剪力墙墙体的轴压试验和3片剪力墙墙体的低周往复荷载试验，研究了墙体的破坏形态及模式、承载能力、滞回特性、骨架曲线、刚度退化以及变形和耗能性能. 试验结果表明：对于竖向荷载作用下的密肋复合墙体，由于在肋柱中布置了钢管，其抗压承载力显著提高;对于低周往复荷载作用的密肋复合墙体，其主要破坏形态为整体剪切破坏，且基本按照“填充砌块—肋格—边框柱”的顺序破坏，与普通钢筋密肋复合墙相比，钢管密肋保温复合墙的抗剪承载力提高了112%，同时具有良好的变形能力和耗能性能. 研究结果完善了装配式密肋复合板结构体系，为密肋复合板结构应用于高层住宅建筑提供了理论依据.

关键词：装配式建筑;密肋复合墙;保温混凝土;剪力墙;低周往复加载试验;抗震性能

中图分类号：TU398;TU317.1 ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文献标志码：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

密肋復合板结构作为一种新型装配式混凝土结构体系，具有生态环保、轻质节能、整体工作性能好、抗震性能好等优点. 近30年来，在深入研究普通钢筋密肋复合墙的基础上，学者们对不同组成材料、不同结构形式以及不同肋格形式的墙体进行了初步探索和研究[1-7]，试验研究表明，采用钢骨外框密肋复合剪力墙或将墙体中钢筋骨架用轻钢骨架和型钢骨架代替，试验墙体的极限承载力显著提高，同时还具有良好的变形能力和耗能性能，抗震性能优异.

然而，钢筋密肋复合墙的实际工程应用主要集中在多层建筑以及一些小高层住宅建筑，在 18层以上的高层住宅几乎未有应用. 如何将密肋复合板结构体系应用于高层住宅成为亟待解决的问题.

在结构较高、竖向荷载较大的情况下，底部承重墙设计的控制因素是轴压比的大小，为满足规范要求，一般做法是增大建筑物底部墙体截面尺寸，但是这容易造成墙体自重增加，对抗震不利. 研究发现[8-13]，在墙体中适当地布置钢管，形成钢管混凝土组合墙体，由于钢管的“套箍作用”以及钢管与混凝土两种材料性能的优势互补，提高承载力的同时又具有良好的延性，进而改善了剪力墙构件的抗震性能.

基于此，结合现阶段研究成果，提出了一种改进的密肋复合墙体——钢管密肋保温复合墙. 为研究该墙体在竖向荷载作用下以及压剪作用下的抗震性能，设计制作了4片1/2缩尺比例的墙体试件，并深入对比分析各墙体承载力、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化、变形和耗能等规律，为完善密肋复合板结构体系以及将其应用于高层建筑提供试验基础和理论依据.

1 ? 试验概况

1.1 ? 试件设计

为研究肋柱钢管不同的分布形式以及肋梁布置钢管对钢管密肋保温复合墙体抗震性能的影响，本试验共设计制作了4个1/2比例的钢管密肋保温复合墙体试件，编号分别为GSW-1、GSW-2、GSW-3、GSW-4，各试件的编号及设计参数见表1，相似关系见表2. 试件GSW-1为所有肋柱布置钢管，施加竖向荷载;试件GSW-2为边框肋柱布置钢管，施加低周往复荷载;试件GSW-3为所有肋柱布置钢管，施加低周往复荷载;试件GSW-4为肋梁肋柱布置钢管（管桁架），施加低周往复荷载.

为保证墙板与地梁具有可靠的连接，试验墙板与地梁通过预埋钢板焊接，如图1所示，首先将3块钢板焊接成3边封闭的连接件，上下表面开椭圆形洞口，连接件内部填充混凝土，连接件上部与钢管焊接，通过表面外贴钢板与地梁焊接，形成可靠的连接形式. 墙体下部的肋格节点，采用预埋件的方式与地梁预埋型钢焊接.

本文试验设计的钢管密肋保温复合墙为装配式墙体，在实际工程中，墙板在预制构件厂加工制作，在工地现场进行拼装，立柱内的钢管在上下墙板分别伸出墙体，通过法兰连接.

1.2 ? 试件制作

墙体试件均为钢管密肋保温复合墙，参照钢筋混凝土密肋复合墙进行设计加工.

试件在加工厂制作和养护. 加工工序为，首先将保温混凝土填入钢管中，并振捣密实. 下一步将钢管焊接成钢管骨架，并在钢管外围绑扎钢筋网，然后在边框肋柱以及墙体中间下部焊接预埋钢板. 并支好模板后将钢管骨架放入模板，定位并在框格中放入填充砌块试件，最后浇筑保温混凝土. GSW-1、GSW-2、GSW-3肋柱均采用壁厚为3 mm、外径为60 mm的无缝钢管，肋梁采用普通钢筋混凝土肋梁;试件GSW-4肋柱采用钢管壁厚为3 mm、外径为60 mm的无缝钢管，其肋梁的钢管采用壁厚为3 mm、外径为45 mm的无缝钢管，肋梁钢管与肋柱钢管之间进行焊接固定，从而组成钢管骨架（管桁架）. 为了减少钢管与混凝土之间的滑移，保证两者之间的共同工作，在钢管径向焊接4个短铆钉，并沿轴向以间距200 mm进行布置焊接的构造方式来满足要求;同时为了防止混凝土的自收缩开裂以及在试验过程中过早剥落，在外包混凝土中布置了一定的构造钢筋网. 各墙体试件所使用的砌块类型为蒸压加气混凝土砌块，尺寸规格为300 mm×300 mm×100 mm. 试件的详细尺寸及配筋信息如表3及图2所示.

1.3 ? 材料性能

各試验墙体混凝土采用课题组自主研制的C25级珍珠岩玻化微珠保温混凝土，填充砌块采用蒸压加气混凝土砌块，在墙体试验前一天测得与墙体同条件养护的混凝土立方体试块的抗压强度为27.6 MPa，填充砌块的抗压强度为3.2 MPa. 钢管采用壁厚为3 mm的Q235级无缝钢管. 对于布置钢管的肋柱（梁），其构造钢筋选用直径为4 mm的HPB300级钢筋;对于无钢管的边肋柱（梁），其纵筋选用直径为10 mm的HRB335级钢筋，对于无钢管的中肋柱（梁），其纵筋选用直径为6 mm的HPB300级钢筋. 钢材力学性能见表4.

1.4 ? 加载装置

针对GSW-1试件，采用竖向加载方式进行加载，竖向荷载采用一台200 t的液压千斤顶通过作用在刚度较大的分配梁上进行加载，从而对墙体施加均匀的竖向荷载. 如图3 （a）所示.

对于GSW-2、GSW-3、GSW-4试件，采用低周往复加载方式，对墙体试件先施加轴向压力，然后在墙体顶端施加往复位移. 本次墙体的轴压力通过固定在反力梁上的液压千斤顶施加，通过分配梁的传递模拟墙体承受均布竖向荷载. 水平位移通过固定在反力墙的50 t液压伺服作动器进行加载，试验前通过4根长螺杆夹住墙体试件顶部，另一端同时与作动器端头相连. 如图3 （b）所示. 试验的试件加载实物图见图4.

1.5 ? 加载方案

对于轴压试件，竖向荷载采用液压千斤顶施加，通过分配梁均匀分配到墙体上. 正式加载之前先进行预加载，竖向荷载为100 kN，核实仪器的工作性能及试验墙体的受力状态. 而后将荷载卸载至0，轴压试验正式开始. 试验按有限元初步模拟荷载的1/18（100 kN）分级加载，待墙体受力平稳后，采集数据，随后观察墙体破坏情况. 然后继续加载. 当墙体位移急剧增大而承载力变化不大时，认为试件发生破坏，试验结束.

对于拟静力加载试件，竖向荷载的取值以某一实际18层住宅楼为原型，计算首层最不利墙体的重力荷载标准值为1 280 kN，按原型换算后，得到竖向荷载值320 kN，结合试件GSW-1竖向荷载的加载破坏过程，同时考虑到课题组之前已做正交钢筋混凝土密肋复合墙的轴压比，最终确定试件GSW-2、GSW-3、GSW-4的竖向荷载施加值，试件GSW-2竖向荷载取270 kN，GSW-3、GSW-4竖向荷载取320 kN. 水平方向施加低周往复荷载，采用位移控制加载，在加载水平位移的过程中，保持竖向荷载不变，从零开始分别施加位移为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），每级循环2次，直至墙体发生破坏不能继续加载为止.

1.6 ? 测点布置

为了研究各墙体试件在竖向荷载以及低周往复荷载的作用下钢管和钢筋的受力情况，分别在肋柱底部、中部以及上部的同一位置布置应变片，分别在肋梁所处肋格中部的同一位置布置应变片. 对于钢管，为了全面了解其在荷载作用下的受力变化，在钢管竖向和横向各布置一个应变片.

墙体GSW-1共布置了5个位移计，位移计D1、D2测量墙体中部水平方向的位移;D3、D4测量墙体上部竖直方向的位移;D5测量墙体上部平面外方向的位移. 墙体GSW-1应变片及位移计布置如图5所示. 墙体GSW-2、GSW-3、GSW-4共布置了7个位移计，位移计D1测量地梁水平方向相对地面的位移;D2、D3测量地梁竖直方向相对于地面方向的位移;D4测量墙体试件底部水平方向的位移;D5测量墙体试件中部水平方向的位移;D6测量墙体试件上部水平方向的位移;D7测量墙体试件平面外方向的位移，墙体GSW-2、GSW-3、GSW-4应变片及位移计布置如图6所示.

2 ? 破坏过程及破坏形态

根据对各墙体试件破坏过程及最终破坏形态的对比分析，尽管受力形式不同，但其破坏过程均经历了弹性、弹塑性以及破坏阶段. 在低周往复荷载作用下，尽管墙体内部钢骨组成形式不同，但其破坏过程和形式有着相似的规律.

2.1 ? GSW-1试件

在加载初期，墙体处于弹性阶段，加载至300 kN时，仅肋柱出现了少量的竖向裂缝，如图7 （a）所示，此时墙体位移较小，肋梁钢筋应变也很小，墙体可视为一个整体工作的等效弹性墙板.

随着竖向荷载的增加，墙体进入弹塑性阶段，加载至500 kN时，肋梁开始出现细微的短裂缝，裂缝长度逐渐增加，见图7 （b）. 随着墙体裂缝的开展和延伸，横向位移开始增大，肋梁钢筋由开始的压应变迅速转变为拉应变，并开始突增. 肋柱钢管受力基本均匀，竖向荷载仍主要由肋柱承担，肋梁在此阶段开始处于全截面受拉状态，逐步在墙体起到“拉杆拱”作用.

随着荷载的持续增加，墙体不断损伤和破坏，加载至1 450 kN时，肋柱钢管开始屈服，并达到实际屈服强度，多数砌块开始出现大面积裂缝并与肋梁贯通，角部混凝土被压碎，墙体发生破坏，如图7 （c）（d）所示.

在竖向荷载作用下，钢管密肋保温复合墙的肋柱起到主要受力作用，肋梁的作用主要是与肋柱形成“弱框架”，将墙体肋柱中的纵向钢筋和钢管拉结为整体，使墙体变形相协调.

2.2 ? GSW-2、GSW-3、GSW-4试件

当墙体顶端施加较小的水平位移时，各组成材料处于弹性阶段. 在此阶段，墙体内力较小，肋格与砌块之间的内力传递较为均匀且协调变形，砌块与肋格黏结良好，各墙体无明显破坏现象.

随着墙体顶端施加水平位移的增大，各组成材料受力不再呈线性变化，开始进入弹塑性阶段. 如图8～图10所示. 当GSW-2层间位移角θ = 1/800，GSW-3、GSW-4层间位移角θ=1/1 000时，砌块开始产生沿其主对角线的45°斜裂缝，砌块逐渐被分割成若干个“斜向短柱”，并向肋格延伸，肋格与砌块之间开始有轻微的脱离，变形未能相互协调一致. 当θ = 1/140～ 1/100时，砌块中的斜裂缝持续延伸和发展，开始大量延伸至肋梁肋柱，墙体肋格混凝土破坏较为严重，砌块表面开始逐渐掉落，裂缝急剧加宽延伸.

随着墙体水平位移的持续增加，墙体塑性损伤不断累积，当θ=1/56时，砌块裂缝持续发展增多，砌块表面斜裂缝交叉处脱落，与肋格黏結面出现严重分离，砌块角部混凝土开始鼓起;墙体边肋柱开始出现斜裂缝;当θ=1/28时，墙体混凝土和填充砌块大面积掉落，角部混凝土压碎，部分砌块斜裂缝已前后贯通，试件破坏.

3个墙体试件基本按照“填充砌块—肋格—边框柱”三道抗震防线的顺序破坏，且呈整体剪切破坏模式. 其破坏特征主要是墙体砌块首先出现45°对角斜裂缝，随着水平位移的增大，斜裂缝延伸至肋格混凝土，填充砌块逐渐开始掉落，继续加大位移，墙体边框柱开始出现裂缝，最终墙体角部混凝土被压碎，钢管和钢筋屈服，试件破坏. 3片墙体破坏过程及最终破坏形态如图8、图9、图10所示，局部破坏现象如图11所示.

3 ? 试验结果及分析

3.1 ? 荷载-位移曲线

根据试验所得数据，得到试件GSW-1在竖向荷载作用下的荷载-位移曲线如图12所示，在加载至1200 kN附近时，墙体的位移大约在3 mm左右，此时墙体进入屈服，继续加载至1 450 kN，墙体已完全屈服，在加载至1 500 kN过程中，墙体发生破坏.

通过观察应变数据可看出，如图13所示（图中图例为应变片的编号，其位置参见图5所示），钢管横向和纵向的荷载-应变曲线几乎呈对称状态，且走势与墙体的荷载-位移曲线几乎一致，在墙体发生破坏时，钢管两个方向均已发生屈服. 肋梁钢筋在加载过程中，先处于受压状态，当竖向荷载加载至600 kN左右时，肋梁钢筋逐渐变为受拉，无论钢筋受压还是受拉，其应变数值很小. 可以得出结论：钢管密肋保温复合墙在轴向压力作用下，肋柱起到主要作用，肋梁承受的荷载很小，可以忽略肋梁对钢管密肋保温复合墙竖向承载力的直接贡献.

3.2 ? 滞回曲线

通过对试验数据的处理，得到墙体试件GSW-2、GSW-3、GSW-4的滞回曲线如图14所示. 图14 （a）所示滞回曲线是课题组前期普通钢筋密肋复合墙试验结果[7]，本文加以引用做对比分析.

滞回环的形态和面积大小可以用来分析研究试件的耗能能力和破坏机制，从图14可知：在墙体加载前期，试件的滞回曲线基本呈直线，墙体处于弹性阶段，残余变形较小. 随着水平位移的增大，墙体进入弹塑性阶段，砌块开始出现交叉斜裂缝，滞回曲线逐渐变为“梭形”，出现少量的残余变形. 继续增大水平位移，试件的滞回曲线变为“弓形”，滞回环面积开始增大，出现明显的“捏拢”现象. 达到屈服荷载后，砌块裂缝发展充分，混凝土裂缝增多，滞回环更加饱满，残余变形增大，刚度退化明显，滞回曲线发展为“反S形”，“捏拢”现象越发明显. 试件达到峰值荷载后，砌块和混凝土基本退出工作，部分钢筋已屈服，钢骨架滑移现象比较明显，出现了严重的刚度退化和强度降低现象，“捏拢”现象更加明显，滞回曲线发展为“Z”形. 由于MW-1是钢筋骨架密肋复合墙，裂缝发展不够充分，钢筋相较于钢管滑移量减少，试件的滞回曲线最终只发展至反“S”形. 综上，随着位移的增加，滞回线的斜率减小，滞回环较饱满，包络的面积也在不断增大，随着试件变形的增大，其耗能能力在不断增强.

3.3 ? 骨架曲线

骨架曲线能够直接反映出墙体承载力与位移的关系，同时根据骨架曲线，很容易判断出墙体试件在水平位移作用下开裂、屈服、极限以及破坏状态等参数. 各试件的骨架曲线如图15所示. 墙体的屈服荷载根据等能量法来确定，表5给出了各墙体试件主要特征点对应荷载值和相应的位移.

从图15可知：所有试件的破坏规律基本一致，均经历了弹性阶段、弹塑性阶段以及破坏阶段. 在加载初期，骨架曲线基本为直线段，且几乎重合. 随着位移的增加，骨架曲线出现明显的转折点，试件进入弹塑性阶段，继续加载，水平荷载持续增加，墙体刚度开始迅速下降，直至荷载增加至峰值荷载. 继续加大位移，荷载开始下降，出现负刚度，墙体进入破坏阶段. 试验结束时，GSW-2水平荷载下降到峰值荷载的73.6%，GSW-3水平荷载下降到峰值荷载的79.1%，GSW-4水平荷载下降到峰值荷载的83.7%. 3个试件荷载均下降到峰值荷载的85%.

从表5可发现：1）与试件MW-1的开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载相比，试件 GSW-2分别提高了15%、54%、61%;试件GSW-3分別提高了52%、58%、64%;试件GSW-4分别提高了60%、103%、112%. 以上数据说明用钢管骨架来代替钢筋骨架可以显著提高密肋复合墙各阶段的承载力.

2）与试件GSW-2相比，试件GSW-3的开裂荷载和屈服荷载分别提高了32%和2%，峰值荷载和破坏荷载提高了2%. 说明在墙体中肋柱布置钢管不能显著提高墙体的各阶段荷载，通过查看中肋柱应变片数据发现，在墙体破坏时，两中肋柱钢管并未屈服，因此，在中肋柱布置钢管对墙体承载力作用不显著. 与试件GSW-3相比，试件GSW-4的开裂荷载和屈服荷载分别提高了5%和29%，峰值荷载和破坏荷载提高了30%. 说明，在肋梁布置钢管可以使墙体抵抗更大的水平剪力，从各阶段荷载对应的位移看出，在肋梁布置钢管可以提高墙体的耗能能力.

3.4 ? 变形性能

根据文献[14]，试件变形性能用位移延性系数μ表示，其值等于试件的极限位移Δu与屈服位移Δy的比值，即μ = Δu /Δy . 试件的变形能力可以用层间位移角θ表示，其值等于试件的极限位移Δu与层高H的比值，即θ = Δu /H. 各试件的位移延性系数和层间位移角见表6.

从表6可知：

1）与试件MW-1相比，试件GSW-2、GSW-3和GSW-4的极限位移角分别提高了8.5%、16%、37.8%，表明在密肋复合墙中布置钢管可以显著提高试件的变形能力. 对比试件GSW-2和GSW-3可知，墙体极限层间位移角提高了6.8%，对比试件GSW-3和GSW-4可知，墙体极限层间位移角提高了19%，表明在中肋柱中布置钢管对墙体极限位移角的提高幅度有限，但在肋梁中布置钢管可以有效地提高墙体的变形能力.

2）一般情况下，位移延性系数大，结构在罕遇地震作用下可以承受大的塑性变形而不破坏倒塌，可以减小地震效应，因而通常要求位移延性系数>3. 本次试验所有墙体试件的位移延性系数均满足要求，且试验过程无倒塌，表明钢管密肋保温复合墙设计合理，属于延性破坏，变形能力较强.

4 ? 破坏机理分析

4.1 ? 受压机理分析

在墙体加载初期，各组成材料处于弹性阶段，仅墙体肋柱产生些许微小的竖向裂缝，砌块和肋梁均未产生裂缝，墙体各方向位移较小，肋梁钢筋的应变也很小，几乎不承担荷载;肋柱钢管的应变呈直线增长趋势，受力作用明显. 墙体可视为一个整体工作的等效弹性墙板，竖向荷载主要由肋柱承担.

随着轴向压力的增大，墙体进入弹塑性阶段，肋梁和肋柱仍能变形协调，肋梁开始出现细微的短裂缝，裂缝长度逐渐增加. 随着墙体裂缝的开展和延伸，横向位移开始增大，肋梁钢筋由开始的压应变迅速转变为拉应变，并开始突增. 肋柱钢管应变上升曲线与墙体受压承载力曲线走势基本相同，肋柱钢管受力基本均匀，应变大小相差不大. 竖向荷载仍主要由肋柱承担，肋梁在此阶段开始处于全截面受拉状态，逐步在墙体中起到拉杆作用.

随着荷载的持续增加，墙体不断损伤和破坏，肋柱钢管开始屈服，并达到实际屈服强度，角部混凝土被压碎，多数砌块开始出现大面积裂缝并与肋梁贯通，墙体发生破坏. 另外，肋梁钢筋拉应变迅速增加，当墙体破坏时，肋梁钢筋远未达到实际屈服强度，说明肋梁在墙体受轴压作用下仅能承担小部分荷载.

在轴向压力作用下，钢管密肋保温复合墙的肋柱起到主要受力作用，肋梁是次要受力构件，但肋梁的存在使肋格像是一个个“框架”，能够将墙体肋柱中的纵向钢筋和钢管拉结为整体，使墙体变形相协调;另外，还能在一定程度上抑制填充砌块和墙体发生水平向位移，延缓和减弱砌块和肋梁裂缝的发展和延伸.

钢管密肋保温复合墙在轴向压力作用下，破坏模式基本按照“肋柱开裂—肋梁开裂—肋柱钢筋和钢管屈服—砌块开裂—肋柱角部混凝土压碎”的顺序进行. 墙体肋柱纵向钢筋、钢管以及混凝土是主要受力材料，承担绝大部分的竖向荷载，肋梁主要起到“拉杆拱”的作用，间接提高墙体承载力.

4.2 ? 受剪机理分析

钢管密肋保温复合墙在压剪荷载作用下，肋梁、肋柱和填充砌块受力较为复杂，肋梁肋柱在承担剪力的同时，由于墙体协调变形，又能传递剪力给砌块，且传递荷载的大小随着墙体水平位移的增大而不断发生变化.

当墙体顶端施加较小的水平位移时，各组成材料处于弹性阶段. 在这一阶段，墙体内力较小，肋格与砌块之间的内力传递均匀且协调变形，砌块与肋格黏结良好. 墙体在这一阶段可看成是一个整体工作的弹性板.

随着墙体顶端施加水平位移的增大，各组成材料受力不再呈线性变化，开始进入弹塑性阶段. 砌块开始产生沿主对角线的45°斜裂缝，砌块被分割成若干个“斜向短柱”，并逐渐向肋格延伸，肋格与砌块之间开始有轻微的脱离，变形不能相互协调一致. 砌块主要承受沿对角线方向的压力且是最大主应力. 因此，在这一阶段，由于砌块的开裂及受力方式，将钢管密肋保温复合墙中的填充砌块等效成一个个沿主对角线放置的斜压杆，于是，钢管密肋保温复合墙可简化为由钢管密肋框格和与之铰接的斜压杆组成. 随着墙体顶端施加水平位移的继续增大，砌块破坏较为严重，砌块中的斜裂缝持续延伸和发展，开始大量延伸至肋梁肋柱，砌块与肋梁、肋柱之间主要靠“等效斜压杆”来传递内力，进一步削弱了砌块与肋格之间的协调变形.

随着墙体水平位移的持续增加，墙体塑性损伤不断累积，砌块的力学性能开始发生变化，砌块大面积破坏和脱落以及砌块与肋格之间几乎完全脱离，使等效斜压杆的轴向刚度EA逐渐减小，肋格中的裂缝持续发展，在肋格角部形成塑性铰. 最终钢管密肋保温复合墙角部混凝土压碎，肋柱角部钢管和纵向钢筋屈曲，墙体达到极限状态.

5 ? 结 ? 论

本文通过对1片钢管密肋保温复合墙的轴压试验和3片钢管密肋保温复合墙的低周往复荷载试验结果进行研究分析，得到以下结论：

1）钢管密肋保温复合墙在竖向荷载作用下主要经历了弹性阶段、弹塑性阶段以及破坏阶段. 试件的最终破坏是由于肋柱内钢管和钢筋的屈曲，从而导致混凝土和砌块被压碎. 在密肋复合墙肋柱中布置钢管可以很大程度上提高墙体的竖向承载力，从而可使密肋复合墙应用于高层和大开间建筑中.

2）3片低周往复荷载墙体试件的破坏过程主要分为弹性、弹塑性以及破坏阶段，主要破坏特征是钢管密肋保温复合墙填充砌塊出现斜裂缝，继而发展为对角斜裂缝，随着水平位移增大，砌块斜裂缝发展至肋格混凝土，最终墙体角部混凝土被压碎，钢筋和钢管屈曲. 整个墙体以剪切型破坏为主，破坏方式按照“填充砌块—肋格—边框柱”三道抗震防线的模式发展.

3）使用钢管骨架代替钢筋骨架，在提高墙体轴压比的同时，还能够使墙体抵抗更大的水平剪力，提高墙体的后期抗侧刚度，使墙体拥有更好的变形能力和耗能能力，抗震性能更优.

4）所有墙体的极限位移角在1/55～1/35之间，位移延性系数均大于3，且在试验过程中没有整体倒塌，说明在墙体中布置钢管的设计思路是合理的，可以保证墙体在大震作用下的延性破坏，满足“两目标、三水准”的抗震设计要求.

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