舒興平， 熊志奇， 張?jiān)偃A

(1 湖南大學(xué)土木工程學(xué)院鋼結(jié)構(gòu)研究所， 長(zhǎng)沙 410082；2 湖南城市學(xué)院土木工程學(xué)院， 益陽 413099)

0 引言

鋼板剪力墻作為一種高層建筑的抗側(cè)力構(gòu)件，具有結(jié)構(gòu)自重輕、占用建筑面積小、耗鋼量比純剛架少以及屈曲后還能繼續(xù)承受荷載等特點(diǎn)。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者就鋼板剪力墻的抗震性能展開了一系列試驗(yàn)研究。

SIGARIYAZD M A等[1]設(shè)計(jì)的雙向加勁鋼板剪力墻改善了非加勁鋼板剪力墻的剛度和強(qiáng)度等結(jié)構(gòu)性能和抗震性能；ZHANG X M等[2]對(duì)BLC-C組合剪力墻的抗震性能進(jìn)行研究，試驗(yàn)表明軸壓比的增大加劇了墻體強(qiáng)度和剛度的退化；LI C H等[3]對(duì)鋼板剪力墻底部豎向邊界單元進(jìn)行了抗震設(shè)計(jì)與試驗(yàn)；SAFARI GORJI M等[4]通過對(duì)耦合鋼板剪力墻抗震性能研究，得出鋼板的抗剪強(qiáng)度是其抗側(cè)力的主要來源；YADOLLAHI Y[5]得出梯形板剪力墻較正弦形板剪力墻具有更高的耗能能力、延性和極限承載力等特點(diǎn)；VIGH L G等[6]對(duì)波紋鋼板剪力墻做出抗震性能評(píng)價(jià)；聶建國(guó)、卜凡民等[7-8]給出了低剪跨比下雙鋼板-混凝土組合剪力墻在水平低周往復(fù)荷載作用下軸壓比限值；陳麗華、夏登榮等[9-10]提出了幾種新型連接件用于連接雙鋼板組合剪力墻，得出幾種連接件均能使鋼板和混凝土協(xié)同工作；譚平等[11]對(duì)橫向、豎向波紋鋼板剪力墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，得出豎向波形鋼板剪力墻延性以及耗能能力較好，并且比平面鋼板剪力墻更能防止平面外屈曲；王威等[12]通過試驗(yàn)，驗(yàn)證波紋鋼板比平鋼板有較好的延性和耗能能力；趙秋紅等[13]通過對(duì)梯形波紋鋼板剪力墻試驗(yàn)研究，表明平鋼板剪力墻承載力雖高，但延性小于梯形波紋鋼板剪力墻。

不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)是一種新型的結(jié)構(gòu)體系，能夠用作建筑的梁、板、柱、墻等承重結(jié)構(gòu)。在不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)用作墻柱時(shí)，其軸向承載能力與水平抗震性能是其作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)的最重要參數(shù)，本文研究的不銹鋼芯板一字形剪力墻主要由面板、芯管和側(cè)板三部分組成(圖1)。相比于普通鋼板剪力墻，不銹鋼芯板一字形剪力墻具有結(jié)構(gòu)自重更輕、面板更薄、鋼板高厚比大、材料延性較好以及抗腐蝕性更優(yōu)等特點(diǎn)。在抗震性能試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)，不銹鋼芯板一字形剪力墻需滿足規(guī)范中軸壓比限值[14]，由于抗震設(shè)防烈度為9度時(shí)，剪力墻軸壓比限值為0.4，所以試驗(yàn)構(gòu)件軸壓比按不超過0.4來考慮，且面板厚度不宜過厚，因面板厚度越大，自重越大，造價(jià)也隨之提高。

圖1 不銹鋼芯板一字形剪力墻示意圖

本文對(duì)四個(gè)不銹鋼芯板一字形剪力墻構(gòu)件進(jìn)行抗震試驗(yàn)，主要研究?jī)?nèi)容有：1)通過試驗(yàn)現(xiàn)象判斷不銹鋼芯板一字形剪力墻的破壞模式與破壞機(jī)理；2)通過四個(gè)構(gòu)件滯回曲線，分析各構(gòu)件的抗震性能指標(biāo)；3)比較在不同軸壓比、不同面板厚度以及不同芯管排布下，各構(gòu)件的延性與耗能能力；4)通過分析試驗(yàn)參數(shù)以及抗震性能指標(biāo)，為后期不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)及制備

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)四個(gè)不銹鋼芯板一字形剪力墻，主要區(qū)別為面板厚度，分別為1.5，2.5，4.0，6.0mm。其中6.0mm厚構(gòu)件芯管排布為正排，其余三個(gè)構(gòu)件芯管排布為錯(cuò)排。構(gòu)件大樣如圖2所示。

圖2 不銹鋼芯板一字形剪力墻幾何尺寸

構(gòu)件為1∶1足尺模型，在構(gòu)件頂部和底部分別設(shè)置連接端板，并分別與頂部加載梁和底部底梁連接。其中加載梁由兩個(gè)截面為HN816×304×18×34的H型鋼雙拼焊接而成，底梁由兩個(gè)截面為HN982×400×17×27的H型鋼雙拼焊接而成，構(gòu)件與頂?shù)锥税搴附?，連接端板、加載梁和底梁每隔200mm間距開φ34的裝配孔，在孔內(nèi)設(shè)置8.8級(jí)M30螺栓用以緊固連接構(gòu)件、上部加載梁以及底梁，模擬剪力墻頂、底的邊界約束。構(gòu)件的編號(hào)、具體規(guī)格以及軸壓比詳見表1。

不銹鋼芯板一字形剪力墻抗震性能試驗(yàn)構(gòu)件規(guī)格 表1

剪力墻的試驗(yàn)軸壓比n按式(1)計(jì)算：

(1)

式中：N為試驗(yàn)軸壓力；fy,m，fy,c分別為每個(gè)面板和側(cè)板的屈服強(qiáng)度；Ay,m，Ay,c分別為每個(gè)面板和側(cè)板的截面面積[15]。

1.2 構(gòu)件材性

一字形剪力墻面板、側(cè)板與芯管采用的材料均為S304L不銹鋼，選取不銹鋼作為構(gòu)件材料是因其具有更高的使用壽命及較高的耐腐蝕性。且根據(jù)工廠加工工藝，不銹鋼在高溫下材性較為穩(wěn)定，碳素鋼經(jīng)過高溫后材性會(huì)發(fā)生改變，不易控制。通過材性試驗(yàn)測(cè)得的S304L不銹鋼的材料強(qiáng)度指標(biāo)如表2所示。

S304L不銹鋼材料強(qiáng)度指標(biāo) 表2

1.3 試驗(yàn)加載方案和加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。構(gòu)件安裝于空間四立柱反力架內(nèi)，底梁通過錨桿固定于實(shí)驗(yàn)室臺(tái)座上。加載裝置包含豎向加載裝置與水平加載裝置兩部分。

圖3 試驗(yàn)加載裝置

豎向荷載通過在反力架的反力梁與構(gòu)件上部加載梁之間設(shè)置千斤頂予以施加，水平荷載則通過在構(gòu)件上部加載梁與豎向反力墻之間的水平液壓伺服助動(dòng)器予以施加。為保證試驗(yàn)邊界條件準(zhǔn)確與加載安全，在千斤頂頂端安裝有滾動(dòng)軸承。

正式加載時(shí)，豎直荷載按每個(gè)構(gòu)件的軸壓比在墻頂施加固定的軸壓力，水平荷載按一定梯度循環(huán)往復(fù)加載。加載按全程位移控制[16-18]，如圖4所示。在位移控制階段，每級(jí)荷載循環(huán)加載2次，直至剪力墻達(dá)到峰值承載力，并繼續(xù)加載直到荷載下降到峰值承載力的85%以下時(shí)，認(rèn)為剪力墻發(fā)生破壞，停止加載。

圖4 試驗(yàn)加載制度

1.4 測(cè)點(diǎn)布置及量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括豎向、水平作用力以及墻體位移與應(yīng)變。豎向力通過豎向千斤頂端部力傳感器記錄，水平力則通過伺服控制系統(tǒng)進(jìn)行采集。

位移測(cè)量的測(cè)點(diǎn)布置如圖5(a)所示。其中，D26，D27布置在頂梁頂部平行于水平荷載加載位置以測(cè)量構(gòu)件平面內(nèi)水平位移，D4～D8，D15～D17和D22～D24均垂直于構(gòu)件面板布置，用以測(cè)量構(gòu)件的面外變形情況。D28，D29布置在構(gòu)件對(duì)角線方向上，能得到剪力墻剪切位移。D1，D2和D10，D11用于測(cè)量底梁的位移變形情況。D3，D9，D12～D14，D18～D21和D25用于測(cè)量不同高度水平位移大小。

應(yīng)變測(cè)量的測(cè)點(diǎn)布置如圖5(b)所示。測(cè)量?jī)?nèi)容為不銹鋼芯板面板和側(cè)板，主要用于判斷構(gòu)件是否進(jìn)入塑性階段。其中，S1，S2，S9～S13，S24～S27和S31用于測(cè)量側(cè)板面內(nèi)應(yīng)變，括號(hào)內(nèi)編號(hào)為在側(cè)板同一位置布置兩個(gè)應(yīng)變。S3～S8，S14～S23和S28～S30用于測(cè)量面板面內(nèi)應(yīng)變，括號(hào)內(nèi)編號(hào)為背面面板應(yīng)變片位置。

圖5 位移及應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)過程

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

定義靠近作動(dòng)器一側(cè)為南側(cè)，遠(yuǎn)離作動(dòng)器一側(cè)為北側(cè)。以向北推構(gòu)件為正向，向南拉構(gòu)件為負(fù)向。四個(gè)構(gòu)件破壞現(xiàn)象如圖6～9所示，各構(gòu)件受力過程分別如下：

圖6 YWH1.5-1破壞形態(tài)

(1)YWH1.5-1：構(gòu)件一開始處于彈性階段，水平荷載與水平位移基本處于線性變化，構(gòu)件無明顯現(xiàn)象，當(dāng)水平位移達(dá)到±4.7mm時(shí)，根據(jù)D4和D8位移計(jì)可知，此時(shí)面板平面外變形最大僅有0.6mm。當(dāng)水平位移達(dá)到±6.7mm時(shí)，通過觀察面板底部應(yīng)變片數(shù)據(jù)可知，構(gòu)件面板底部先發(fā)生輕微局部鼓曲，并伴隨鼓曲的響聲，而側(cè)板底部變化不明顯。當(dāng)水平位移達(dá)到±8mm時(shí)，面板底部鼓曲增大，側(cè)板底部也發(fā)生較為明顯的鼓曲，此時(shí)構(gòu)件已達(dá)到水平受壓峰值荷載153.259kN，水平受拉峰值荷載149.147kN。當(dāng)水平位移達(dá)到±10mm時(shí)，構(gòu)件底部面板與側(cè)板發(fā)生較大鼓曲，南北兩側(cè)鼓曲基本一致，構(gòu)件底部芯管隨著面板鼓曲發(fā)生沿垂直面板平面外的相對(duì)位移，此時(shí)水平荷載已降至峰值荷載的85%以下，不能繼續(xù)加載。

(2)YWH2.5-1：構(gòu)件一開始處于彈性階段，水平荷載與水平位移基本處于線性變化，構(gòu)件無明顯現(xiàn)象，當(dāng)水平位移達(dá)到±12mm時(shí)，根據(jù)D4和D8位移計(jì)可知，此時(shí)面板平面外變形最大僅有0.3mm。當(dāng)水平位移達(dá)到18mm時(shí)，構(gòu)件北側(cè)底部面板與側(cè)板幾乎同時(shí)發(fā)生一定的鼓曲，構(gòu)件達(dá)到水平受壓峰值荷載311.732kN。當(dāng)構(gòu)件水平位移達(dá)到-16mm時(shí)，構(gòu)件南側(cè)底部面板與側(cè)板也幾乎同時(shí)發(fā)生鼓曲，構(gòu)件達(dá)到水平受拉峰值荷載296.171kN，此時(shí)構(gòu)件有發(fā)生較大鼓曲的征兆。當(dāng)水平位移達(dá)到±32mm時(shí)，構(gòu)件底部?jī)蓚?cè)受壓區(qū)面板及側(cè)板發(fā)生均較大的鼓曲，此時(shí)水平荷載已降至水平峰值荷載的85%以下，不能繼續(xù)加載。

(3)YWH4.0-1：在彈性階段，構(gòu)件無明顯變化，殘余變形較小。當(dāng)構(gòu)件水平位移達(dá)到±12mm時(shí)，構(gòu)件面板和側(cè)板未發(fā)生變形，根據(jù)D4和D8位移計(jì)可知，此時(shí)面板平面外變形最大僅有0.2mm。當(dāng)構(gòu)件水平位移達(dá)到±16mm時(shí)，構(gòu)件南側(cè)底部受壓區(qū)面板發(fā)生一定的鼓曲，此時(shí)構(gòu)件達(dá)到水平受壓峰值荷載495.829kN，水平受拉峰值荷載501.163kN。當(dāng)構(gòu)件水平位移達(dá)到±18mm時(shí)，構(gòu)件兩側(cè)底部受壓區(qū)面板和側(cè)板都發(fā)生明顯的鼓曲，荷載有所下降。當(dāng)水平位移達(dá)到±24mm時(shí)，構(gòu)件底部?jī)蓚?cè)受壓區(qū)面板及側(cè)板均發(fā)生較大的鼓曲，此時(shí)水平荷載已降至峰值荷載的85%以下，構(gòu)件發(fā)生破壞，不能繼續(xù)加載。

圖7 YWH2.5-1破壞形態(tài)

圖8 YWH4.0-1破壞形態(tài)

圖9 YWH6.0-1破壞形態(tài)

(4)YWH6.0-1：構(gòu)件在彈性階段時(shí)，水平荷載與水平位移基本處于線性變化，構(gòu)件無明顯現(xiàn)象，當(dāng)水平位移達(dá)到±15mm時(shí)，構(gòu)件南北側(cè)面板和側(cè)板未發(fā)生變形，根據(jù)D4和D8位移計(jì)可知，此時(shí)面板平面外變形最大僅有0.83mm。當(dāng)水平位移達(dá)到±21mm時(shí)，構(gòu)件底部受壓區(qū)面板發(fā)生輕微鼓曲，構(gòu)件側(cè)板變形不大，此時(shí)構(gòu)件達(dá)到水平受壓峰值荷載682.582kN和水平受拉峰值荷載689.144kN。當(dāng)水平位移達(dá)到31mm時(shí)，構(gòu)件北側(cè)底部受壓區(qū)面板發(fā)生鼓曲，此時(shí)構(gòu)件達(dá)到水平受壓極限承載力。當(dāng)水平位移達(dá)到-31mm時(shí)，構(gòu)件南側(cè)底部受壓區(qū)側(cè)板發(fā)生輕微鼓曲，構(gòu)件南側(cè)面板變形不大。此時(shí)水平荷載已降至峰值荷載的85%以下，停止加載。

2.2 破壞機(jī)理分析

針對(duì)破壞過程所產(chǎn)生的現(xiàn)象，分析四個(gè)構(gòu)件破壞機(jī)理如下：

(1)對(duì)于四個(gè)不同面板厚度的一字形剪力墻，在未達(dá)到屈服荷載之前，構(gòu)件基礎(chǔ)處于彈性工作狀態(tài)，面板、側(cè)板和芯管能夠很好地協(xié)同工作。

(2)當(dāng)構(gòu)件進(jìn)入塑性時(shí)，對(duì)于YWH1.5-1，面板厚度小于側(cè)板厚度，面板剛度較小，相對(duì)側(cè)板較為薄弱，導(dǎo)致面板和側(cè)板不能同時(shí)發(fā)揮性能，面板提前于側(cè)板發(fā)生輕微局部鼓曲。而YWH2.5-1面板與側(cè)板厚度都是2.5mm，在進(jìn)入塑性后面板和側(cè)板幾乎同時(shí)發(fā)生鼓曲，說明側(cè)板與面板能夠很好地協(xié)同工作。YWH4.0-1和YWH6.0-1面板厚度均大于側(cè)板厚度，導(dǎo)致側(cè)板的剛度相對(duì)較小，進(jìn)入塑性后，隨著水平荷載不斷增大，側(cè)板先開始逐漸發(fā)生鼓曲，最終引起面板從兩側(cè)向中間發(fā)生鼓曲。

(3)在豎向和水平荷載作用下，四個(gè)構(gòu)件均為壓彎型破壞。通過四個(gè)構(gòu)件試驗(yàn)現(xiàn)象，可以得知墻體兩個(gè)面板均沿芯管排布方向產(chǎn)生平面外鼓曲，并未發(fā)生沿墻面對(duì)角線方向鼓曲，且剪切變形較小。

(4)芯管在整個(gè)受力過程中對(duì)兩個(gè)面板具有較好的連接作用，四個(gè)構(gòu)件芯管均沿面板平面外方向發(fā)生相對(duì)位移，芯管排布對(duì)破壞形態(tài)影響不大。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線和骨架曲線

四個(gè)構(gòu)件滯回曲線如圖10所示。由圖10可知：1)荷載與位移一開始呈現(xiàn)線性關(guān)系變化，曲線無明顯拐點(diǎn)，表明構(gòu)件整體處于彈性狀態(tài)。達(dá)到一定位移后，曲線斜率發(fā)生變化，隨著位移均勻變化，荷載變化幅度較之前有所減小，表明構(gòu)件開始進(jìn)入塑性發(fā)展階段；2)增大面板厚度，水平峰值承載力隨之增大；3)對(duì)比YWH2.5-1和YWH4.0-1可知，軸壓比越小，延性越好，滯回曲線越飽滿；4)面板與側(cè)板厚度相等時(shí)，滯回曲線最飽滿。

圖10 構(gòu)件滯回曲線

取四個(gè)構(gòu)件滯回曲線上每一級(jí)加載第一圈的荷載極值點(diǎn)依次相連得到的包絡(luò)曲線，即為四個(gè)構(gòu)件的水平荷載-水平位移骨架曲線，如圖11所示。

根據(jù)圖11看出骨架曲線均為S形，表明構(gòu)件在水平低周往復(fù)荷載作用下，具有彈性、彈塑性以及破壞三個(gè)階段。加載初期，構(gòu)件處于彈性階段，所有骨架曲線均為直線上升，面板厚度越大，剛度越大，曲線上升越快；屈服荷載后，YWH2.5-1剛度下降速率相對(duì)平緩，這是由于其面板與側(cè)板厚度相等，延性更好，可以協(xié)同工作，而YWH1.5-1，YWH4.0-1和YWH6.0-1在到達(dá)屈服點(diǎn)之后，剛度無明顯下降，這是由于面板與側(cè)板厚度不同，引起剛度不同，剛度較低的先發(fā)生輕微鼓曲；峰值荷載后，隨著水平位移不斷增大，荷載均逐漸降低，其中YWH1.5-1下降速率較快，因?yàn)槠涿姘灞葌?cè)板薄，側(cè)板還未發(fā)生較大鼓曲時(shí)，面板底部?jī)蓚?cè)水平方向已發(fā)生鼓曲，而YWH4.0-1和YWH6.0-1由于側(cè)板比面板薄，側(cè)板在達(dá)到峰值荷載后，側(cè)板底部先發(fā)生較大鼓曲，再引起面板底部發(fā)生平面外鼓曲。而YWH2.5-1具有一定延性，面板與側(cè)板幾乎同時(shí)發(fā)生鼓曲，在達(dá)到峰值荷載之后，面板與側(cè)板鼓曲速率較為緩慢，表明構(gòu)件還具有繼續(xù)承載的能力。

圖11 骨架曲線

3.2 構(gòu)件特征點(diǎn)與延性系數(shù)

采用能量等值法確定屈服點(diǎn)，以骨架曲線下降至峰值點(diǎn)荷載Vu的85%為極限荷載Vd，各構(gòu)件的Vy，Δy，Vu，Δu，Vd，Δd見表3。由表3可得，YWH6.0-1的屈服位移、峰值位移以及極限位移最大，原因?yàn)閅WH6.0-1面板厚度最大；而YWH4.0-1屈服點(diǎn)位移和峰值位移比YWH2.5-1小，是因?yàn)檩S壓比增大降低了構(gòu)件在彈塑性階段的水平位移。

位移延性系數(shù)μ=Δd/Δy，是衡量結(jié)構(gòu)屈服后變形能力的指標(biāo)[12]。由表3可得：YWH2.5-1的延性系數(shù)最高，YWH6.0-1延性系數(shù)較YWH4.0-1高。說明：面板和側(cè)板厚度相同時(shí)，構(gòu)件的整體性能較優(yōu)，具有較好的協(xié)同工作能力；當(dāng)軸壓比相同時(shí)，面板厚度越大，延性越好。

3.3 剛度退化與承載力退化

剛度退化曲線能夠較好地反映整個(gè)加載過程中構(gòu)件的變形特征和強(qiáng)度衰減，K為環(huán)線剛度，取每一級(jí)兩次加載下峰值荷載平均值與峰值位移平均值的比值。構(gòu)件剛度退化越均勻，說明構(gòu)件延性越好。由圖12可知，四個(gè)構(gòu)件剛度退化趨勢(shì)為：正負(fù)向剛度退化基本對(duì)稱，彈性階段，剛度較大，隨著每一級(jí)加載，剛度開始退化，在達(dá)到峰值荷載之前，剛度退化趨于平緩。達(dá)到峰值荷載之后，側(cè)板和面板發(fā)生了較大的鼓曲，導(dǎo)致位移增大，承載力有下降的趨勢(shì)，剛度退化又趨于變大。其中，YWH2.5-1的剛度下降最為平緩，表明延性較其他構(gòu)件更好。

圖12 剛度退化曲線

構(gòu)件特征點(diǎn)及位移延性系數(shù) 表3

對(duì)于循環(huán)加載，同一級(jí)位移下第二圈的承載力比第一圈的承載力有所降低，這種現(xiàn)象用承載力退化系數(shù)來衡量。由圖13可知，四個(gè)構(gòu)件正負(fù)向承載力退化系數(shù)η基本對(duì)稱，隨著位移增大，承載力退化系數(shù)在不斷降低，但均大于0.85，說明承載力退化不大，四個(gè)構(gòu)件表現(xiàn)出較好的承載能力。

圖13 承載力退化曲線

3.4 耗能能力

根據(jù)各構(gòu)件滯回曲線，分別計(jì)算各構(gòu)件的耗能E、累積耗能ΣE以及等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq，分別得出E-Δ曲線、ΣE-Δ曲線以及ξeq-Δ曲線，如圖14所示。

圖14 耗能能力

根據(jù)14(a)可看出：四個(gè)構(gòu)件耗能E隨著位移Δ增大而增大，YWH1.5-1耗能最小，YWH6.0-1耗能最大，而YWH2.5-1相較于YWH4.0-1，雖然兩者面板厚度有較大差異，但耗能峰值相差較小，表明YWH2.5-1具有較好的延性和耗能能力。

根據(jù)14(b)可看出：四個(gè)構(gòu)件的累積耗能ΣE隨著位移Δ的增大而增大，總體上，YWH2.5-1累積耗能最高，YWH6.0-1累積耗能較YWH4.0-1高，YWH1.5-1累積耗能最低。

根據(jù)14(c)可看出：在加載初期，YWH1.5-1的等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq最大，但四個(gè)構(gòu)件都達(dá)到極限承載力時(shí)，由于YWH1.5-1的極限位移最小，等效黏滯阻尼系數(shù)最小。對(duì)比YWH4.0-1和YWH6.0-1可得，當(dāng)軸壓比相同時(shí)，面板厚度增大，等效黏滯阻尼系數(shù)越大，耗能能力越好。對(duì)比YWH4.0-1和YWH2.5-1可知，當(dāng)面板厚度增大，軸壓比減小時(shí)，等效黏滯阻尼系數(shù)越大，耗能能力越好。

4 結(jié)論

(1)在豎向、水平荷載作用下，四個(gè)構(gòu)件均沿面板底部和側(cè)板底部發(fā)生局部屈曲，芯管隨著面板平面外鼓曲發(fā)生相對(duì)位移，且芯管排布對(duì)破壞形態(tài)影響不大。

(2)構(gòu)件面板厚度越大，水平峰值荷載越大。

(3)綜合YWH2.5-1，YWH4.0-1和YWH6.0-1可知，當(dāng)軸壓比增大時(shí)，構(gòu)件極限位移降低，延性、耗能能力較差。當(dāng)面板厚度增大時(shí)，構(gòu)件延性、耗能能力有相對(duì)提升。

(4)四個(gè)構(gòu)件滯回曲線中，YWH2.5-1的曲線最為飽滿，表明當(dāng)面板與側(cè)板厚度相同時(shí)，構(gòu)件協(xié)同工作能力較好，延性較好，剛度退化較為平緩，耗能能力較好。

(5)通過破壞現(xiàn)象以及滯回曲線可知，不銹鋼芯板一字形剪力墻均發(fā)生彎曲破壞，剪切變形相對(duì)影響較小。

(6)根據(jù)剛度退化曲線可知，曲線下降趨勢(shì)較為平緩，承載力退化系數(shù)均大于0.85，說明承載力退化不大，并且四個(gè)不銹鋼芯板一字形剪力墻構(gòu)件等效黏滯阻尼系數(shù)的最大值均超過0.2。說明不銹鋼芯板一字形剪力墻具有良好的抗震性能。