李小軍，李曉虎

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京 100124； 2.中國地震局 地球物理研究所，北京 100081)

核電工程雙鋼板混凝土剪力墻面外受彎性能

李小軍1,2，李曉虎1

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京 100124； 2.中國地震局 地球物理研究所，北京 100081)

為了研究核電工程雙鋼板混凝土組合剪力墻在面外荷載作用下的抗震性能，本文對(duì)6個(gè)剪力墻試件進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn)。制作的試件包括5個(gè)雙鋼板混凝土組合剪力墻試件和1個(gè)鋼筋混凝土剪力墻試件。通過參數(shù)分析，研究了鋼板厚度、豎向荷載和混凝土強(qiáng)度對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻試件面外抗震性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)：雙鋼板混凝土組合剪力墻試件具有良好的承載力和抗側(cè)剛度，但比鋼筋混凝土剪力墻在破壞階段的延性要差。鋼板厚度和豎向荷載都對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的面外抗震性能有較大影響，而混凝土強(qiáng)度對(duì)其影響不明顯。利用ABAQUS有限元軟件對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻面外荷載試驗(yàn)進(jìn)行了模擬，試件極限荷載的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果比較吻合。在試驗(yàn)和數(shù)值分析的基礎(chǔ)上提出了雙鋼板混凝土組合剪力墻面外受彎承載力的計(jì)算公式，為核電工程雙鋼板混凝土組合剪力墻的設(shè)計(jì)提供參考。

雙鋼板混凝土； 剪力墻； 面外低周往復(fù)試驗(yàn)； 抗震性能； 有限元分析； 受彎承載力； 鋼板厚度； 豎向荷載； 混凝土強(qiáng)度； 核電工程

CAP 1400核電站是中國在吸收西屋公司第三代核電技術(shù)AP 1000的基礎(chǔ)上通過創(chuàng)新?lián)碛凶灾髦R(shí)產(chǎn)權(quán)和獨(dú)立出口權(quán)的大型先進(jìn)壓水堆核電技術(shù)。資料[1-3]顯示鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)用于核電站屏蔽廠房在抗震性能和輻射防護(hù)方面還存在一些缺陷。鋼板混凝土剪力墻由于其能夠很大程度地提高施工效率以及良好的抗震性能，被認(rèn)為是新一代核電站安全相關(guān)墻體結(jié)構(gòu)的重要形式[4]。目前，雖然鋼板混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)已經(jīng)被應(yīng)用于核電工程，但缺乏鋼板混凝土剪力墻的設(shè)計(jì)規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)于雙鋼板混凝土組合剪力墻(SCW)在面外荷載作用下的抗震性能研究還比較少。20世紀(jì)80年代，鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)最早被應(yīng)用于海洋工程，加拿大、日本、英國以及美國都對(duì)其進(jìn)行了研究[5-6]。日本學(xué)者開始對(duì)鋼板混凝土結(jié)構(gòu)在核電工程中的應(yīng)用進(jìn)行研究[7-8]。經(jīng)過對(duì)鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)多年的研究，日本積累了大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和理論基礎(chǔ)。日本在試驗(yàn)和數(shù)值分析的基礎(chǔ)上編制了與核電工程安全相關(guān)的SC剪力墻設(shè)計(jì)規(guī)范[9]。美國鋼鐵建筑協(xié)會(huì)編制了核安全相關(guān)鋼板混凝土組合剪力墻的設(shè)計(jì)規(guī)范[10]。Kadir等通過比較試驗(yàn)結(jié)果和利用日本、韓國、美國的設(shè)計(jì)規(guī)范方程計(jì)算的結(jié)果表明，設(shè)計(jì)規(guī)范中給出的計(jì)算方程得出的結(jié)果有一定的準(zhǔn)確性但都偏安全。近年來,鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)在我國電視塔、高層建筑等民用建筑中也有所應(yīng)用[11]。許多學(xué)者對(duì)民用建筑鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究[12-13]。但是與民用建筑雙鋼板混凝土剪力墻相比，核電工程雙鋼板混凝土剪力墻比較厚(一般大于1 m)，而且核電工程雙鋼板混凝土剪力墻內(nèi)部混凝土沒有配置受力鋼筋和拉結(jié)筋等抗剪鋼筋，主要由栓釘?shù)瓤辜暨B接件加強(qiáng)鋼板和混凝土之間的相互作用。因此，還需要對(duì)核電工程雙鋼板混凝土剪力墻進(jìn)行深入研究。我國對(duì)于核電工程鋼板混凝土結(jié)構(gòu)的研究起步比較晚，新一代核電站CAP 1400的建設(shè)促進(jìn)了我國對(duì)于核電工程雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)的研究。目前，李小軍在此項(xiàng)目上已經(jīng)取得了一些研究成果[14-16]。但是由于設(shè)計(jì)的試件基礎(chǔ)梁剛度不夠?qū)е录袅υ谠囼?yàn)過程中被拔出或基礎(chǔ)梁先于墻體破壞的現(xiàn)象。在此基礎(chǔ)上，本文在設(shè)計(jì)試件時(shí)對(duì)基礎(chǔ)梁進(jìn)行了改進(jìn)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6個(gè)縮尺比為1∶5的試件(包括5個(gè)的雙鋼板混凝土剪力墻試件，編號(hào)為SCW1～SCW5；1個(gè)鋼筋混凝土剪力墻試件，編號(hào)為RC6)，所有剪力墻試件的尺寸相同，其中試件RC6以與試件SCW1相同的含鋼率進(jìn)行設(shè)計(jì)。試件由三部分組成：加載梁、剪力墻墻體和基礎(chǔ)梁，具體的尺寸分別為950 mm×430 mm×310 mm，700 mm×220 mm×730 mm，1 000 mm×1 400 mm×500 mm。剪力墻鋼板采用強(qiáng)度等級(jí)為Q345的鋼材，鋼板內(nèi)表面設(shè)置型號(hào)為D6-50的栓釘，栓釘間距為60 mm。為了避免基礎(chǔ)梁先于剪力墻墻體破壞，在基礎(chǔ)梁外包鋼板，并在鋼板內(nèi)側(cè)焊接型號(hào)為D12-70的栓釘，加強(qiáng)鋼板和混凝土之間的連接。試件外觀尺寸以及試件的內(nèi)部構(gòu)造如圖1所示。方案設(shè)計(jì)的變化參數(shù)主要有鋼板厚度(4、5 mm)、豎向荷載(410、820 kN)和混凝土強(qiáng)度(C40、C55)，試件的參數(shù)設(shè)計(jì)見表1。

表1 試件參數(shù)

1.2 材料力學(xué)性能

制作剪力墻試件所用的混凝土采用商品混凝土。在澆筑試件的過程中采集混凝土制作3個(gè)抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)立方體試塊，3個(gè)抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)試塊，3個(gè)混凝土彈性模量試驗(yàn)試塊，與剪力墻試件在同等條件下養(yǎng)護(hù)28 d。按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081-2002)[17]對(duì)混凝土試塊進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)和抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)。混凝土抗壓強(qiáng)度fcu、抗拉強(qiáng)度ft、彈性模量Ec測(cè)試結(jié)果見表2。

表2 混凝土力學(xué)性能

鋼板采用Q345普通熱軋鋼板，鋼筋選用HRB400，依照《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》 GB/T 228-2002[18]的規(guī)定進(jìn)行抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)，鋼材的屈服強(qiáng)度fy、抗拉強(qiáng)度fu、彈性模量Es測(cè)試結(jié)果見表3。

表3 鋼材力學(xué)性能

圖1 試件設(shè)計(jì)示意圖Fig.1 Design sketch of specimens

1.3 加載設(shè)備及加載制度

本文采用對(duì)鋼板混凝土組合剪力墻試件進(jìn)行面外低周往復(fù)荷載試驗(yàn)的方法來研究剪力墻的面外抗震性能。本次試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，按照J(rèn)GJ 101-96《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[19]的規(guī)定，通過液壓千斤頂對(duì)剪力墻試件分別施加豎向和水平荷載。先對(duì)試件施加豎向荷載到預(yù)定值，然后施加水平低周往復(fù)荷載。水平荷載的施加采用荷載-位移混合控制的方式，每次加載20 kN并循環(huán)一次，逐級(jí)增加，直到試件屈服。記錄試件發(fā)生屈服時(shí)的水平位移為Δy，然后開始進(jìn)行位移控制加載，每次加載步距為Δy的1/8，水平荷載達(dá)到試件峰值荷載的85%時(shí)即認(rèn)為試件破壞，停止加載，試驗(yàn)結(jié)束。為了測(cè)出墻頂?shù)乃轿灰疲诩虞d梁側(cè)面中心位置分別設(shè)置位移計(jì)。為了消除基礎(chǔ)梁位移對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，在基礎(chǔ)梁側(cè)面中心位置放置位移計(jì)。試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test setup

1.4 試驗(yàn)現(xiàn)象

6個(gè)剪力墻試件在試驗(yàn)過程中的發(fā)展階段比較相似，可以大致分為三個(gè)階段：彈性階段、混凝土開裂和試件屈服階段、破壞階段。剪力墻試件破壞形態(tài)如圖3所示。

圖3 剪力墻試件破壞特征Fig.3 Final failure mode of specimens

彈性階段：鋼板和混凝土都處于彈性狀態(tài)，兩者能夠一起同步抵抗荷載的作用。從外觀看，試件沒有明顯的變形現(xiàn)象。觀察儀器中顯示的荷載位移曲線，呈線性關(guān)系發(fā)展。

混凝土開裂和試件屈服階段：在往復(fù)荷載作用下，試件表面開始在墻體底部出現(xiàn)水平短裂縫，然后繼續(xù)加載，裂縫發(fā)展成交叉斜裂縫。在加載相同荷載的條件下，位移變大，試件開始屈服。在墻體根部鋼板慢慢開始發(fā)生鼓屈現(xiàn)象。

破壞階段：在此階段，混凝土表面出現(xiàn)貫通裂縫，混凝土被壓碎，鋼板鼓屈現(xiàn)象嚴(yán)重，鋼板和混凝土接觸面完全脫離，內(nèi)部栓釘在剪切作用下有的被剪斷。混凝土破碎并且鋼板發(fā)生屈服以后，鋼板混凝土組合剪力墻試件承載力下降比較明顯，鋼筋混凝土剪力墻試件則表現(xiàn)出良好的延性，承載力沒有明顯下降。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 滯回曲線

剪力墻試件的荷載-位移滯回曲線如圖4所示。從圖中可以看出，在加載初期曲線呈直線變化，基本沒有能量消耗。當(dāng)試件開裂以后，滯回環(huán)的面積逐漸變大，能量消耗也逐漸變大。一直到峰值荷載，滯回曲線呈“S”形。比較SCW和RC的峰值荷載，在相同條件下SCW比RC具有更好的極限承載力。當(dāng)試件進(jìn)入破壞階段，SCW滯回曲線下降比較快，而RC試件滯回曲線下降緩慢。分析原因，對(duì)于SCW試件，剛開始由于鋼板對(duì)混凝土的約束作用使得SCW試件擁有更高的承載力，當(dāng)鋼板屈服以后只剩下內(nèi)部混凝土起作用，因此SCW試件會(huì)發(fā)生脆性破壞。對(duì)于RC試件，剛開始主要由混凝土承擔(dān)荷載，當(dāng)混凝土被壓碎以后，內(nèi)部的鋼筋起作用，后期試件表現(xiàn)出良好的延性?？偨Y(jié)分析結(jié)果，面外低周往復(fù)試驗(yàn)RC比SCW擁有更好的延性，SCW比RC擁有更強(qiáng)的承載力。

2.2 骨架曲線

把滯回曲線上每個(gè)循環(huán)的荷載最大值用平滑曲線連接起來形成骨架曲線。根據(jù)骨架曲線可以判斷試件的剛度、強(qiáng)度等重要抗震性能指標(biāo)。

為了研究鋼板厚度對(duì)剪力墻面外抗震性能的影響，取試件SCW3(鋼板厚度4 mm)和SCW5(鋼板厚度5 mm)為研究對(duì)象。試件SCW3和SCW5的骨架曲線如圖5所示。從圖中可以看出，鋼板厚度的增加提高了試件的抗側(cè)剛度，并且在一定程度上提高了剪力墻的極限承載力，數(shù)據(jù)顯示，極限承載力提高了17.16%。比較試件SCW3和SCW5極限承載力出現(xiàn)的時(shí)間可以發(fā)現(xiàn)，鋼板厚度的增加使得極限承載力出現(xiàn)時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移減小，說明鋼板厚度的增加在一定程度上減小了試件的延性。

為了研究豎向荷載對(duì)剪力墻面外抗震性能的影響，取兩組試件SCW1 (820 kN)和SCW2 (410 kN)、SCW3 (820 kN)和SCW4 (410 kN) 為研究對(duì)象。兩組試件的骨架曲線如圖6所示。

圖4 試件荷載-位移滯回曲線Fig.4 Horizontal load and top displacement hysteresis curves for the specimens

圖5 不同鋼板厚度試件骨架曲線Fig.5 Skeleton curves of specimens with plates of different thickness

比較試件SCW1和SCW2，兩者的抗側(cè)剛度變

化不大，但豎向荷載大的試件承載力有所提高；比較試件SCW3和SCW4，豎向荷載的增加使得抗側(cè)剛度有所提高，并且試件的極限承載力也有明顯提高。比較極限承載力出現(xiàn)的時(shí)間可以發(fā)現(xiàn)，豎向荷載的增加延緩了極限承載力的出現(xiàn)。

為了研究混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)剪力墻面外抗震性能的影響，取兩組試件SCW1 (C55)和SCW3(C40)、SCW2(C55)和SCW4 (C40) 為研究對(duì)象。兩組試件的骨架曲線如圖7所示。比較試件SCW1和SCW3，混凝土強(qiáng)度的變化對(duì)試件的抗側(cè)剛度和極限承載力都沒有明顯的影響。比較試件SCW2和SCW4，混凝土強(qiáng)度的增加稍微地提高了試件的極限強(qiáng)度，但效果不明顯。

圖6 不同豎向荷載試件骨架曲線Fig.6 Skeleton curves of specimens with different vertical load

圖8給出了鋼板混凝土組合剪力墻試件和鋼筋混凝土剪力墻試件的骨架曲線。比較試件SCW1和RC6可以看出，鋼板混凝土組合剪力墻很大程度上提高了試件的抗側(cè)剛度和極限承載力。數(shù)據(jù)顯示，鋼板混凝土組合剪力墻試件的極限承載力比鋼筋混凝土剪力墻提高了88.9%，但是在達(dá)到極限承載力以后試件的延性明顯降低。分析原因：在試件進(jìn)入破壞階段后，鋼板混凝土組合剪力墻試件鋼板已經(jīng)發(fā)生屈服，只有部分混凝土起作用，因此最后會(huì)發(fā)生脆性破壞；鋼筋混凝土剪力墻中的鋼筋則在試件破壞后發(fā)揮了重要作用，因此在破壞階段會(huì)有很好的延性。

圖7 不同混凝土強(qiáng)度試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimens with different strength grade of concrete

圖8 SCW1和RC6骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of SCW1和RC6

3 雙鋼板混凝土組合剪力墻有限元分析

3.1 ABAQUS模型

本文采用ABAQUS有限元軟件對(duì)鋼板混凝土組合剪力墻的面外抗震性能進(jìn)行模擬。鋼板、混凝土和栓釘采用C3D8單元，鋼筋采用T3D2單元。采用“硬接觸”來模擬鋼板和混凝土之間的法向行為，采用庫倫摩擦模型來模擬鋼板和混凝土之間的切向行為。庫倫摩擦系數(shù)根據(jù)多項(xiàng)試驗(yàn)結(jié)果取0.6。在建立模型過程中，忽略加載梁的變形，將加載點(diǎn)直接設(shè)置在墻體頂面中心點(diǎn)上，不另外設(shè)置加載梁。忽略基礎(chǔ)梁在實(shí)際加載過程中的位移，在基礎(chǔ)底面設(shè)置完全固定的約束方式。模擬試驗(yàn)加載過程設(shè)置2個(gè)分析步:1)在墻頂施加豎向荷載；2)在墻頂中心點(diǎn)施加水平荷載，采用位移控制的方法。墻體邊界條件及加載方式如圖9所示。

3.2 材料本構(gòu)

混凝土采用混凝土塑性損傷模型，為了保證模擬和試驗(yàn)的同步并有利于模擬結(jié)果的收斂，材料的模型參數(shù)根據(jù)對(duì)試驗(yàn)原材料的試驗(yàn)結(jié)果取得?；炷恋目箟簭?qiáng)度、彈性模量的取值見表2，泊松比取0.2。材料的本構(gòu)關(guān)系曲線參考GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定。鋼材的本構(gòu)模型采用經(jīng)典的金屬塑性模型，鋼材的泊松比取0.3，屈服強(qiáng)度和彈性模量的取值見表3。

圖9 邊界條件及加載方式Fig.9 Boundary conditions and loading form

3.3 結(jié)果分析

由于在建立模型中對(duì)試件加載的是單調(diào)水平荷載，在繪制試件的骨架曲線時(shí)負(fù)方向的曲線采用把正方向的曲線反對(duì)稱得到。剪力墻試件的有限元和試驗(yàn)骨架曲線對(duì)比如圖10所示。從圖中可以看出，試件在有限元模擬和試驗(yàn)過程中的曲線發(fā)展趨勢(shì)比較相似，而且極限承載力比較接近。但是有限元模擬的試件抗側(cè)剛度要大于試驗(yàn)值，試件在達(dá)到極限承載力時(shí)的位移相差比較大。分析原因：有限元分析時(shí)沒有考慮混凝土的累積損傷。在試驗(yàn)過程中基礎(chǔ)梁會(huì)有微小的水平位移，在有限元模型建立時(shí)忽略了基礎(chǔ)梁的水平位移，將基礎(chǔ)梁設(shè)置成了完全固定的約束形式。

圖10 試件有限元和試驗(yàn)骨架曲線Fig.10 Skeleton curves of specimens

表4 極限荷載有限元值和實(shí)測(cè)值

Table 4 Finite element value and experimental value of ultimate load

試件編號(hào)VEuVFuVEu/VFuSCW13424136270944SCW231836341130933SCW333607349530961SCW427517311410884SCW539375353351114RC61812521841083

4 雙鋼板混凝土組合剪力墻受彎承載力分析

對(duì)鋼板混凝土組合剪力墻的面外承載力的計(jì)算，美國主要參考ACI[11]規(guī)范中規(guī)定的計(jì)算公式(見式1)。此公式主要是為了計(jì)算核電站鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的面外承載力，把承載力分為混凝土和鋼板兩個(gè)部分，沒有考慮鋼板對(duì)混凝土的約束作用，因此直接用于雙鋼板混凝土組合剪力墻的計(jì)算會(huì)偏于安全。我國目前核電站安全殼中對(duì)雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)同樣主要參考建筑結(jié)構(gòu)中鋼筋混凝土剪力墻的斜截面受剪承載力的計(jì)算。而根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析，鋼板混凝土組合剪力墻和鋼筋混凝土剪力墻在承載力和破壞模式上有很大區(qū)別，因此核電工程中鋼板混凝土組合剪力墻極限承載力的計(jì)算不宜直接采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)計(jì)算公式。

對(duì)核電工程雙鋼板混凝土組合剪力墻面外荷載的極限承載力進(jìn)行計(jì)算分析，需要對(duì)剪力墻試件進(jìn)行一些簡(jiǎn)化假定：

1)平截面假定。即試件在變形后截面仍然為平面，忽略由于混凝土被壓碎和鋼板鼓屈對(duì)截面造成的影響。

2)受壓區(qū)混凝土都達(dá)到抗壓強(qiáng)度，忽略受拉區(qū)混凝土的抗拉作用。

3)考慮鋼板對(duì)混凝土的約束作用，在混凝土抗拉強(qiáng)度乘以一個(gè)提高系數(shù)α=1.2。

4)鋼板發(fā)生屈服后達(dá)到屈服強(qiáng)度不變，鋼板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖11所示，表達(dá)式如下:

當(dāng)0≤εs≤εy時(shí)，σs=Esεs，

當(dāng)εs≥εy時(shí)，σs=σy。

圖11 鋼板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.11 σs-εs curve of steel plate

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[18]GB 50010-2010中的規(guī)定，受彎構(gòu)件正截面承載力計(jì)算時(shí)，受壓區(qū)混凝土的應(yīng)力圖形可以簡(jiǎn)化為等效的矩形應(yīng)力圖，矩形應(yīng)力圖的應(yīng)力值可由混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度fc乘以系數(shù)α1確定，經(jīng)計(jì)算取α1=0.99。根據(jù)試件在試驗(yàn)過程中承受的荷載和基本假設(shè)得出剪力墻試件在極限狀態(tài)下的應(yīng)力分布圖如圖12所示。

圖12 極限狀態(tài)截面應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution of cross section in the limit state

根據(jù)試件截面的應(yīng)力分布以及力的平衡可知：

(1)

(2)

根據(jù)力矩平衡可得

(3)

聯(lián)立方程(2)、(3)可求得極限狀態(tài)時(shí)試件截面的極限彎矩Mu，因此

(4)

式中：Vu為試件面外水平極限荷載，H為剪力墻高度。

從表5中水平極限荷載計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的比較可以發(fā)現(xiàn)，兩者能夠較好吻合。說明以上公式對(duì)于核電站雙鋼板混凝土組合剪力墻受彎承載力的計(jì)算有一定的參考價(jià)值。

表5 水平極限荷載計(jì)算值和實(shí)測(cè)值

Table 5 Calculated value and experimental value of ultimate load

試件編號(hào)VEuVCuVEu/VCuSCW134241320781067SCW231836285201116SCW333607314941067SCW427517283760970SCW539375372781056

5 結(jié)論

1)本文通過對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻進(jìn)行的面外低周往復(fù)試驗(yàn)，研究了雙鋼板混凝土組合剪力墻的面外抗震性能。結(jié)果表明：雙鋼板混凝土組合剪力墻具有良好的承載力和抗側(cè)剛度。但和鋼筋混凝土剪力墻相比，破壞階段的延性較差。

2)通過試驗(yàn)研究了鋼板厚度、豎向荷載和混凝土強(qiáng)度對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻試件面外抗震性能的影響。參數(shù)分析顯示：鋼板厚度和豎向荷載對(duì)剪力墻試件的承載力和抗側(cè)剛度有較大影響，鋼板厚度和豎向荷載的增加都能夠在一定程度上提高剪力墻試件的承載力和抗側(cè)剛度?；炷翉?qiáng)度在文中給出的強(qiáng)度范圍內(nèi)對(duì)剪力墻試件的抗震性能沒有明顯的影響。

3)通過ABAQUS有限元軟件對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻試件面外荷載試驗(yàn)進(jìn)行了模擬，模擬結(jié)果顯示，有限元值和試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的極限承載力比較接近，但有限元模擬的抗側(cè)剛度明顯比實(shí)測(cè)值大。

4)分析雙鋼板混凝土組合剪力墻試件在極限狀態(tài)下截面的應(yīng)力分布，通過擬合分析，提出了雙鋼板混凝土組合剪力墻受彎承載力公式。比較計(jì)算值和實(shí)測(cè)值，結(jié)果顯示兩者吻合較好，可以作為核電工程雙鋼板混凝土組合剪力墻受彎承載力設(shè)計(jì)提供參考。

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本文引用格式：

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Out-of-plane flexural capacity of double steel plates and concrete infill composite shear walls for nuclear power engineering

LI Xiaojun1,2, LI Xiaohu1

(1.College of Architecture and Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China; 2.Institute of Geophysics, China Earthquake Administration, Beijing 100081, China)

Out-of-plane cyclic loading tests of six shear wall specimens were conducted to study the out-of-plane seismic behavior of double steel plates and concrete infill composite shear walls (SCW) for nuclear power engineering. Five SCW specimens and one reinforced concrete (RC) shear wall specimen were investigated. The effect of the parameters, namely, the thickness of the steel plate, the vertical load, and the strength grade of concrete, on the out-of-plane seismic performance of a double steel plates concrete infill SCW specimen were analyzed experimentally. The SCW specimens had good bearing capacity and lateral stiffness. However, the ductility of SCW specimens was worse than that of RC shear walls in the failure stage. The thickness of steel plate and the vertical load significantly influenced the out-of-plane seismic performance of SCW, but the effect of the strength grade of concrete was not obvious. The out-of-plane cyclic loading test of SCW was simulated by using the finite element software ABAQUS. Simulation results of ultimate load have good agreement with the test results. On the basis of the test and simulation results, a formula of the flexural capacity of the SCW was proposed in this paper. This research can be a reference for the design of SCW for nuclear power engineering.

double steel plates and concrete； shear wall; out-of-plane cyclic loading test; seismic performance; finite element analysis; flexural capacity; thickness of steel plate; vertical load; strength grade of concrete； nuclear power engineering

2016-09-07.

日期：2017-04-27.

國家自然科學(xué)基金創(chuàng)新研究群體科學(xué)基金項(xiàng)目(51421005)；國家科技重大專項(xiàng)(2013ZX06002001)；北京市屬高等學(xué)校創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)建設(shè)提升計(jì)劃(IDHT20130507).

李小軍(1965-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，長江學(xué)者特聘教授； 李曉虎(1986-)，男，博士研究生.

李曉虎，E-mail：xiaohu12066@126.com.

10.11990/jheu.201609015

TU398

A

1006-7043(2017)08-1238-09

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170427.1639.176.html