型钢混凝土组合结构适合于高层建筑，在型钢混凝土结构构件的受力过程中，通过型钢和混凝土、钢筋的协同工作，可充分发挥型钢优越的抗拉、抗压性能及混凝土的良好抗压性能．当用钢量相同时，相比于钢结构构件型钢混凝土组合结构构件可显著提高承载力和刚度；当承载力大致相当时，型钢混凝土组合结构构件的混凝土用量减少，自重降低．基于上述优点，研究者对型钢混凝土组合结构进行了大量研究，文献[1]对分别内置格构式型钢桁架(弦杆为H钢，腹杆为钢板)和大高宽比腹板开孔H型钢的型钢混凝土组合剪力墙进行了试验研究，指出其开裂荷载、屈服荷载、极限荷载和破坏荷载均大于普通混凝土剪力墙，但型钢混凝土组合剪力墙的延性与普通混凝土剪力墙相当．文献[2]对18个型钢混凝土剪力墙(内置槽钢)试件进行了较为系统的试验研究，结果表明：对于中高剪力墙，在墙体腹板区域增设竖向型钢的措施对墙体的极限变形能力不仅不能改善，反而有不利影响；但在墙体底部暗柱区设置外包钢套筒能明显改善中高剪力墙的极限变形能力；对于低矮剪力墙，在墙体腹板区域增设竖向型钢和水平钢板带能明显提高墙体的极限变形能力和耗能性能．文献[3]通过10个钢筋桁架加劲双钢板组合剪力墙(矩形钢管混凝土作为边缘构件)试件的拟静力试验，证明该类组合墙具有较高的承载力、耗能能力及变形能力，抗震性能良好．文献[4]提出了一种可适用于高层建筑的装配式内置双钢管混凝土组合剪力墙，通过6个剪跨比为2.86的两层组合剪力墙试件的拟静力试验，考察试件的装配整体性，研究组合墙的破坏机理和抗震性能，发现试件的破坏形态为整体弯剪复合破坏，约束边缘构件的竖向钢筋和外钢管受拉屈服、混凝土压溃、外钢管有压鼓曲，剪切斜裂缝明显；墙体滞回曲线有捏拢现象，峰值荷载后骨架曲线有平缓承载力下降段，塑性变形和延性能力良好，表现出良好的装配整体性．装配式钢筋混凝土复合墙(钢筋混凝土-砂加气砼砌块复合墙)结构体系具有绿色环保、标准化和工业化程度高、工期短、成本较低、抗震性能优良等特点，姚谦峰等[5]、黄炜等[6-9]、贾穗子等[10-11]、Sun等[12]和苗欣蔚等[13-14]对其进行了大量的试验和数值模拟研究，得到了许多成果，并有力地支撑了该装配式复合墙结构体系的发展和应用．然而上述研究针对的基本都是低、多层住宅结构体系，当应用于中高层建筑时，如果设计不合理，那么装配式钢筋混凝土复合墙边框柱柱脚会过早地发生受拉或受压破坏，从而难以充分发挥该复合墙结构的抗震性能，因此有必要对利用型钢代替钢筋的型钢复合墙的抗震性能进行探索．本研究对铸钢节点连接的全装配式型钢复合墙进行了拟静力试验和数值模拟，分析了墙体的抗震性能及铸钢节点的可靠性，提出了型钢复合墙的地震损伤模型，并建立了墙体基于损伤的恢复力模型．1 试验概况1.1　试件设计为研究装配式型钢复合墙体的抗震性能，设计了3个1/2比例的试件，编号为SCW-1～SCW-3，各试件的设计参数见表1．10.13245/j.hust.241218.T001表1试件主要设计参数试件名称试件墙体高度/mm试件墙体宽度/mm内置型钢骨架类型SCW-11 5001 400H型钢骨架SCW-21 5001 400圆钢管骨架SCW-33 0001 400H型钢骨架各试件设计轴压比均为0.3．型钢复合墙由外框(包括框柱与框梁)和肋格(包括肋柱与肋梁)组成，各试件型钢构件的净截面面积相同，均填充砂加气砼砌块．试件SCW-1和SCW-3(采用H型钢骨架，可称为H型钢复合墙)的型钢须在其腹板开设一定数量的椭圆孔，用以浇筑混凝土；试件SCW-2(采用圆钢管骨架，可称为圆钢管复合墙)的圆钢管直径较小，不开设孔洞，但须要在将其焊接为型钢骨架整体前填充混凝土．试件的型钢骨架由型钢构件与铸钢节点通过工厂焊缝焊接而成．对于H型钢骨架，不应在框柱(肋柱)与框梁(肋梁)的节点域开设椭圆孔；为避免椭圆孔对H型钢构件造成过度削弱，其设置参考GB 50017—2017《钢结构设计标准》第6.5节．所有试件墙体的型钢构件材质均为Q235B，本研究铸钢节点(图1)采用焊接结构用铸钢件，其钢号为ZG340-550H，采用砂模铸造工艺生产．10.13245/j.hust.241218.F001图1铸钢节点照片试件墙体与地梁通过铸钢节点与预埋高强螺栓连接为整体，图1中铸钢节点1用于墙体与地梁或墙体之间的装配式连接，铸钢节点2用于墙体与加载梁中H型钢的连接，铸钢节点连接不应先于试件墙体破坏．装配式型钢复合墙结构可采用现浇混凝土楼、屋盖或装配整体式楼、屋盖，具体做法可参考DBJ61/T94—2015《装配式复合墙结构技术规程》．1.2　材料性能按照GB/T 228.1—2021《金属材料拉伸试验：第1部分：室温试验方法》对型钢材料进行材料性能试验，试验结果见表2(表中fy，fu和Es分别为钢材的屈服点、抗拉强度和弹性模量)；并分别按照GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》和GB/T 11969—2020《蒸压加气混凝土性能试验方法》对混凝土(C25，同批次浇筑)和砌块进行测试，测得其抗压强度分别为24.5 MPa和2.2 MPa，弹性模量分别为28 GPa和2 GPa．10.13245/j.hust.241218.T002表2钢材的力学性能钢材规格/mmfy/MPafu/MPaEs/GPa热轧钢板3.5335.5475.0215圆钢管Φ63.5×4339.8480.1217Φ54.0×3312.1443.7218Φ50.0×5320.5464.3217Φ38.0×3347.1490.32211.3　试验装置与加载制度试件的水平荷载由量程为1 000 kN的MTS液压伺服作动器施加；试件的竖向荷载为250 kN，由一台1 000 kN的液压千斤顶提供；竖向加载完成后保持恒定，然后在水平方向施加低周往复荷载；试件屈服前采用力控制，屈服后采用位移控制，以水平作动器推力方向为正，试件荷载下降到荷载最大值的85%时停止试验．但为了验证墙体的抗倒塌能力，试件SCW-1的最后加载水平设定为(-50，50)mm，试件加载装置示意图及加载制度分别如图2和图3所示，图3中：F和Δ分别为试件顶部的水平荷载和水平位移；Δy为试件的屈服位移．10.13245/j.hust.241218.F002图2试件加载装置10.13245/j.hust.241218.F003图3试件加载制度2 试验现象及破坏模式图4给出了各试件的破坏模式详图，所有试件均经历了弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段．加载初期，定义砌块出现肉眼可见的斜裂缝时的荷载为开裂荷载；加大荷载，当砌块上出现第一条贯穿斜裂缝时，墙体达到弹性极限．进入弹塑性阶段后，墙体中部区域首先形成Y形、X形交叉裂缝，但裂缝宽度总体上较小，试件SCW-1和SCW-2中部区域的砌块从其接缝端部开始缓慢地粉碎性脱落，墙体裂缝继续扩展．试件SCW-3一层中下部及二层中部区域砌块接缝处有少量砌块碎屑脱落，一层墙体损伤较重，但比同阶段试件SCW-1损伤程度轻．试件(对于试件SCW-3，指一层)肋梁靠近框柱、肋柱的位置出现了贯穿竖向裂缝．在破坏阶段，砌块脱落趋于严重，肋梁裂缝继续增多、变宽，肋柱也出现大量斜裂缝，中部区域最多，部分正、反向交叉的斜裂缝形成Y形、X形，框柱中下部原有裂缝宽度增大，上部出现较长斜裂缝．提高位移水平，受压侧框柱下端被压溃而有条状或块状混凝土脱落．依据墙体的破坏形态和裂缝分布，判定各试件均发生整体剪切破坏．3个试件在加载过程中铸钢节点均没有发生破坏，表明型钢复合墙采用铸钢节点连接具有高可靠性．铸钢节点可进行工业化生产，具有良好的经济效益．10.13245/j.hust.241218.F004图4试件破坏模式3 试验结果分析3.1　滞回曲线和骨架曲线试件荷载-位移滞回及骨架曲线如图5所示，试件SCW-1和SCW-3的滞回曲线饱满，而试件SCW-2的滞回曲线存在一定的捏拢现象(试件SCW-2中圆钢管对墙体的约束相对较弱，墙体存在的滑移量较大)，说明H型钢复合墙具有很好的耗能能力，圆钢管复合墙的耗能能力次之．试件SCW-1的峰值荷载高于试件SCW-2，说明H型钢复合墙较圆钢管复合墙抗剪承载力更高．试件SCW-3的峰值荷载低于试件SCW-1，说明增大墙体高宽比会降低其抗剪承载力．峰值点过后，各试件的破坏程度进一步加大，荷载皆均匀下降，在破坏点单层试件的极限位移是基本一致的，且满足DBJ61/T 94—2015《装配式复合墙结构技术规程》关于罕遇地震作用下复合墙层间弹塑性位移的要求，表明型钢复合墙具有良好的变形能力．10.13245/j.hust.241218.F005图5试件滞回曲线和骨架曲线3.2　荷载、位移特征值型钢复合墙各特征点(开裂点、屈服点、峰值荷载点和破坏点)对应的荷载和位移见表3(表中μd为试件的位移延性系数)．将出现第一条肉眼可见裂缝时的荷载定义为开裂荷载Fcr，此时对应的位移为开裂位移Δcr；利用能量等值法确定屈服位移，其对应的荷载为屈服荷载Fy；峰值荷载Fm取试验实测荷载的最大值，与之对应的位移为峰值位移Δm；破坏荷载Fu取峰值荷载下降15%或试件无法继续加载而停止试验时对应的荷载，相应的位移为极限位移Δu．从表3可以看出：各试件的开裂荷载基本相同，但由于初始刚度不同，其开裂位移不同；试件SCW-1的屈服荷载、峰值荷载及破坏荷载均明显高于试件SCW-2，这表明H型钢骨架比圆钢管骨架更能提高复合墙的抗剪承载力；除开裂点外，试件SCW-3的特征点荷载均小于试件SCW-1，这是因为大高宽比促使试件弯曲变形在整体变形中的占比提高，限制了试件剪切变形的发展，从而加速试件的破坏，降低其抗剪承载力．试件SCW-1和SCW-2的位移延性系数均大于4，说明复合墙不论配置哪种型钢骨架均具有良好的变形能力．试件SCW-3的位移延性系数远小于试件SCW-1和SCW-2，说明增大高宽比在减小墙体抗剪承载力的同时还会大大削弱其变形能力．10.13245/j.hust.241218.T003表3试件墙顶水平荷载及水平位移特征值试件编号加载方向开裂点屈服点峰值点破坏点μdFcr/kNΔcr/mmFy/kNΔy/mmFm/kNΔm/mmFu/kNΔu/mmSCW-1正向40.030.63181.255.96208.9812.61176.7525.614.32反向40.290.69166.005.62190.9912.61162.6524.544.49SCW-2正向39.240.70143.935.47166.1314.02141.2124.884.53反向41.020.90144.615.98167.7311.22142.5724.384.08SCW-3正向40.042.40136.0614.31154.0726.01131.2131.152.18反向39.752.80137.2016.26155.2526.02140.8436.412.244 数值模拟分析本研究采用OpenSees软件对上述3个试件进行数值模拟，并采用混凝土、型钢(钢筋)单轴本构模型计算，砌块和混凝土本构模型分别采用Concrete01和Concrete02，型钢选取Giuffre-Menegotto-Pinto的Steel02模型．砌块对整个墙体的作用可等效为铰接于钢筋混凝土框架的对角斜压杆，等效斜压杆宽度的确定见文献[5]．型钢复合墙模型采用2维3自由度，单元截面采用纤维单元截面模型．墙体框格选取基于力法的梁柱单元加剪切弹簧进行数值分析；砌块等效斜压杆选取桁架单元，见图6(以单层墙体试件为例)．试件外框、肋格截面划分见图7，黄色区域为非约束区混凝土纤维，淡蓝色和绿色区域为约束区混凝土纤维，深蓝色区域为型钢纤维，红色区域为构造钢筋纤维．通过对约束区和非约束区混凝土定义不同的混凝土本构关系来考虑约束效应，约束区混凝土强度按照GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》第5.1.2条确定．10.13245/j.hust.241218.F006图6刚架-斜压杆模型10.13245/j.hust.241218.F007图7试件外框和肋格纤维单元截面划分以试件SCW-1为例，约束墙体底部节点所有自由度，对顶部节点施加竖向轴压力，保持轴压作用再施加水平往复荷载(见图8)，加载制度同试验．依据上述建模方法，利用OpenSees软件建立了3个试件的数值模型，计算得到试件滞回曲线的数值模拟结果，并与试验结果进行对比(见图9)；可以发现计算曲线与试验曲线符合较好，特别是在弹性阶段和弹塑性阶段，但当位移较大时误差稍大．10.13245/j.hust.241218.F008图8数值模型加载方式10.13245/j.hust.241218.F009图9各试件滞回曲线数值模拟结果与试验结果对比5 墙体地震损伤模型5.1　型钢复合墙双参数损伤模型根据试件拟静力试验结果，考虑刚度退化和累积滞回耗能两个参数之间的相互影响，分别赋予权重系数1-ψ和ψ进行组合，并引入有效滞回耗能，建立能够反映型钢复合墙在地震作用下力学特性变化的损伤模型，损伤指数Di可由下式计算Di=(1-ψ)(1-Ki,u/K1)+ψ[Ei,e/(Qyδu)],(1)式中：ψ为组合系数；Ki,u为第i加载循环型钢复合墙的卸载刚度，Ki,u=Fi/(Δi-Δi,0)，Δi为第i加载循环墙体的最大变形，Fi为与Δi对应的荷载，Δi,0为第i加载循环墙体的残余位移；K1为型钢复合墙的弹性刚度；Ei,e为第i加载循环墙体的有效耗能，Ei,e=Ei-E1，Ei为第i加载循环墙体的总耗能，E1为墙体水平荷载达到极限荷载40%时的耗能(弹性阶段的无效耗能)[6]；Qy为屈服强度计算值；δu为墙体在单调荷载作用下的极限变形．5.2　双参数损伤模型组合系数当试件达到极限位移时会发生完全破坏，令此时墙体的损伤指数Di=1，按照式(1)反算可得到双参数损伤模型组合系数ψ=(Ki,u/K1)/[1-Ki,u/K1+Ei.e/(Qyδu)].(2)按照上文的建模方法对型钢复合墙进行变参分析(以模型SCW-1为控制模型)，可得到型钢复合墙双参数损伤模型中的组合系数ψ，具体参数选取及对应的ψ值计算结果为：轴压比分别取μ=0.1，0.2，0.3，0.4，0.5，则ψ=0.04，0.05，0.06，0.08，0.10；剪跨比分别取λ=0.68，0.83，1.07，1.50，2.14，则ψ=0.11，0.07，0.06，0.06，0.04；混凝土强度等级分别为C25，C30，C35，C40，C45，则ψ值分别为0.07，0.08，0.09，0.10，0.11；外框含钢率分别为2.25%，3.11%，4.33%，5.12%，5.88%，则ψ值分别为0.07，0.09，0.10，0.11，0.13；肋格含钢率分别为2.38%，3.26%，4.50%，5.28%，6.02%，则ψ值分别为0.12，0.09，0.09，0.09，0.09；加载模式分别为低周往复加载、低周往复+单调混合加载、低周往复+位移等幅循环加载、单向往复加载，则ψ值分别为0.07，0.08，0.07，0.10．ψ在0.04～0.13之间变化，ψ值的确定考虑了较多因素，未呈现出明显的变化规律，取其平均值0.08．6 型钢复合墙恢复力模型本研究提出考虑型钢作用贡献的四折线骨架曲线模型，采用理论推导与试验拟合相结合的方法确定骨架曲线特征值，随后引入上述双参数地震损伤模型，定量描述墙体滞回曲线卸载刚度的退化规律，建立基于损伤的型钢复合墙恢复力模型．6.1　骨架曲线的确定根据各试件实测骨架曲线及相关的试验数据，将型钢复合墙的骨架曲线简化为图10所示的四折线骨架曲线模型，其中，特征点分别为开裂点C、屈服点Y、峰值点M和破坏点U，K1～K4为模型各阶段对应的刚度．10.13245/j.hust.241218.F010图10型钢复合墙骨架曲线模型6.1.1　开裂点确定参考DBJ61/T94—2015《装配式复合墙结构技术规程》第5.1.8条，得型钢复合墙的弹性刚度为    K1=0.3ηsc(2μ+0.4)/[H3/(12EcIeq)+kH/(GcAeq)],(3)式中：ηsc为外框、肋格对砌块的约束系数，ηsc=1+(p+q)/40，p和q为型钢复合墙肋格的层数和跨数；μ为墙体轴压比，当μ≤0.3时取μ=0.3，当μ≥0.6时取μ=0.6；H为墙体高度；Ec为混凝土的弹性模量；Ieq为二次等效后墙体截面惯性矩，Ieq=beqh3/12，beq为二次等效后墙体截面宽度，beq=Aeq/h，h为复合墙截面高度；k为墙体截面剪应力分布不均匀系数，截面为矩形时取1.2；Gc为混凝土剪切模量；Aeq为二次等效后墙体截面面积，Aeq=Ac+EbAb/Ec+EsAs/Ec，Ac，Ab，As分别为复合墙框柱与肋柱截面面积之和、砌块截面面积之和、框柱与肋柱型钢截面面积之和，Eb和Es分别为砌块和型钢的弹性模量．本研究采用由双剪统一强度理论得到的实用计算公式计算墙体的开裂荷载，详见文献[7]，开裂位移Δcr=Fcr/K1．(4)6.1.2　屈服点确定型钢复合墙开裂后其刚度退化比较明显，屈服前刚度K2用来描述墙体开裂后的刚度，K2=α1K1，(5)式中α1为屈服前刚度硬化比例系数，对试件实测结果进行拟合分析确定，α1=0.119 52λ+0.120 72．本研究采用经验法确定型钢复合墙的屈服荷载和极限荷载，各试件屈服荷载、峰值荷载和极限荷载的对比见表4．由表4可知：Fy/Fm在0.85～0.88之间变化，取其平均值0.86，即Fy=0.86Fm．屈服位移10.13245/j.hust.241218.T004表4试件屈服荷载、峰值荷载和极限荷载对比试件编号Fy/kNFm/kNFu/kNFy/FmFu/FmSCW-1180.83208.98151.620.860.73SCW-2141.84166.13132.000.850.79SCW-3136.63154.66136.030.880.88Δy=Δcr+(Fy-Fcr)/K2.(6)6.1.3　峰值点确定屈服到峰值荷载阶段刚度值K3可按下式计算K3=α2K1，(7)式中α2为峰值前刚度硬化比例系数，对试验结果进行拟合分析确定，α2=0.084 87λ-0.027 31．参考文献[15]，峰值荷载取    Fm=0.02fcAc+0.08fbAb+0.15N/(λ-0.5)+0.3frh,yArh+0.3ffv,yAfv1/λ+0.14frv,yArv/(λ-0.5),(8)式中：fb和fc分别为砌块和混凝土的抗压强度；N为型钢复合墙的轴向压力；frh,y，ffv,y，frv,y分别为肋梁、框柱、肋柱型钢的屈服强度；Arh，Afv1，Arv分别为与名义破坏斜截面相交的肋梁、单侧框柱、肋柱型钢净截面面积．峰值位移可按下式计算Δm=Δy+(Fm-Fy)/K3.(9)6.1.4　破坏点确定破坏前刚度K4取值为K4=γK1，(10)式中γ为刚度软化比例系数，仍采用对试验结果的拟合分析确定，γ=-0.077 54λ+0.016 31．由表4可知Fu/Fm在0.73～0.88之间变化，取平均值0.80，即Fu=0.80Fm，于是极限位移可按下式计算Δu=Δm+(Fu-Fm)/K4．(11)6.2　骨架曲线计算值与试验值对比采用上述方法对3个试件的特征参数进行计算，并与试验骨架曲线进行比较(见图11)，结果表明：提出的型钢复合墙特征点的计算方法合理可靠，计算骨架曲线与试验骨架曲线符合度较好．10.13245/j.hust.241218.F011图11试件骨架曲线计算值与试验值对比6.3　滞回模型6.3.1　曲线汇交点在型钢复合墙恢复力模型中定义正、反向汇交点A和A'，两个汇交点为参照线Y(A)和Y(A')分别与屈服前骨架曲线的交点，参照线Y(A)和Y(A')与Δ轴平行，其坐标值随复合墙内置型钢骨架类型的变化而变化，可由下式确定Y(A)=Y(A')=ωFm，(12)式中ω为位置关联系数，对于H型钢骨架取0.25，对于圆钢管骨架取0.15．6.3.2　退化分析引入考虑损伤效应的循环退化指数βi来描述型钢复合墙在低周往复荷载作用下的力学退化规律，βi值在[0，1]之间，βi越接近1，型钢复合墙的退化行为就越明显，βi按下式计算[16]βi=ΔDi/(1-Di-1)φ,(13)式中：ΔDi为第i加载循环复合墙的损伤值增量；Di-1为第i-1加载循环墙体的损伤指数；φ为相关系数，根据试验结果分析确定，φ=1.5．a．随着荷载循环次数及位移的增加，型钢复合墙的荷载不断降低，其变化规律按下式计算Fi,m=(1-βi)Fi-1,m，(14)式中Fi，m和Fi-1，m分别为第i和第i-1加载循环的荷载极值．b．型钢复合墙峰值前卸载刚度取初始刚度K1，仅考虑软化阶段的刚度退化，变化规律按下式计算Ki,u=(1-βi)Ki-1,u，(15)式中Ki-1，u为第i-1加载循环型钢复合墙的卸载刚度．c．型钢骨架在峰值点后发生了较为明显的包辛格效应且墙体损伤不断累积，反向加载点沿卸载段产生了一定延伸，对应图12中的yi段，yi=-η(Δi/Δm)Fm，(16)式中η为系数，应根据试验结果分析确定，η=0.05．6.3.3　滞回规则通过对曲线汇交点的确定和各项力学指标的退化分析，可归纳出型钢复合墙基于损伤的恢复力模型滞回规则，如图12所示．10.13245/j.hust.241218.F012图12型钢复合墙恢复力模型a．型钢复合墙加载至开裂点C或C'前处于弹性阶段，加、卸载路径沿两点C和C'之间往复进行，该阶段忽略墙体的刚度退化及残余变形，正、反向加、卸载刚度均取弹性刚度．b．当复合墙体加载至开裂点C和屈服点Y之间时，第1加载循环到达开裂点C后，继续沿着骨架曲线经过汇交点A到达加载控制点1，然后卸载至反向加载点2，再反向加载至汇交点A'，随后的反向加、卸载路径与正向相同．该阶段墙体内部已产生损伤，滞回曲线出现少许的残余变形．c．当复合墙加载至屈服点Y和峰值点M之间时处于弹塑性阶段，第2加载循环从加载点4开始经过汇交点A到达加载控制点5，然后卸载至反向加载点6，此时墙体刚度退化显著，滞回曲线残余变形增大．继续加载，由加载点6开始，直接指向汇交点A'后再加载至下一个加载控制点7，随后反向卸载至加载点8．在未达到峰值点M之前，任意位移幅值下的卸载刚度都等于弹性刚度．d．当复合墙加载至峰值点M和M'时，卸载刚度开始退化(按式(15)确定)．峰值点至破坏点，反向加载点对应的强度不断提高(对应图12中的yi段)，滞回路径仍然通过汇交点A和A'往复进行(即14→A→11→12→A'→13→14)，该阶段墙体的残余变形进一步增大．循环加载中，通过降低各循环极值点荷载Fi，m来考虑循环次数所造成的强度衰减，Fi，m按式(14)计算．6.4　恢复力模型验证根据上述骨架曲线及恢复力模型，可得到各试件的计算滞回曲线(见图13)，计算滞回曲线与实测滞回曲线大致趋势一致，且两者符合度较高，表明基于损伤的型钢复合墙恢复力模型可较好地描述墙体在低周往复荷载作用下的滞回特性．10.13245/j.hust.241218.F013图13试件滞回曲线计算值与试验值对比7 结论a．型钢复合墙的破坏经历了弹性阶段、弹塑性阶段和塑性(破坏)阶段，墙体的破坏呈剪切型破坏形态．H型钢复合墙的抗剪承载力高于圆钢管复合墙，但两者均具有良好的变形能力；增大型钢复合墙的高宽比会降低其抗剪承载力和变形能力．b．OpenSees软件可以较好地模拟型钢复合墙的滞回性能，通过该软件计算所得滞回曲线与试验曲线符合度高．c．建立了适用于型钢复合墙的双参数地震损伤模型，该模型能够较好地反映型钢复合墙在低周往复荷载作用下的损伤发展过程及特性规律．d．提出的基于损伤的恢复力模型与实测滞回曲线大致趋势一致，且两者具有较好的符合度，可用以描述型钢复合墙在低周往复荷载作用下的滞回特性．