核電工程雙鋼板混凝土剪力墻面外受彎性能

李小軍，李曉虎

(1.北京工業大學 建筑工程學院，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.北京工業大學 建筑工程學院，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6個剪力墻試件進行了低周往復荷載試驗。制作的試件包括5個雙鋼板混凝土組合剪力墻試件和1個鋼筋混凝土剪力墻試件。通過參數分析，研究了鋼板厚度、豎向荷載和混凝土強度對雙鋼板混凝土組合剪力墻試件面外抗震性能的影響。試驗結果發現：雙鋼板混凝土組合剪力墻試件具有良好的承載力和抗側剛度，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，而混凝土強度對其影響不明顯。利用ABAQUS有限元軟件對雙鋼板混凝土組合剪力墻面外荷載試驗進行了模擬，試件極限荷載的模擬結果和試驗結果比較吻合。在試驗和數值分析的基礎上提出了雙鋼板混凝土組合剪力墻面外受彎承載力的計算公式，為核電工程雙鋼板混凝土組合剪力墻的設計提供參考。

雙鋼板混凝土； 剪力墻； 面外低周往復試驗； 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AP 1000的基礎上通過創新擁有自主知識產權和獨立出口權的大型先進壓水堆核電技術。資料[1-3]顯示鋼筋混凝土結構應用于核電站屏蔽廠房在抗震性能和輻射防護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，被認為是新一代核電站安全相關墻體結構的重要形式[4]。目前，雖然鋼板混凝土剪力墻結構已經被應用于核電工程，但缺乏鋼板混凝土剪力墻的設計規范標準，對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80年代，鋼板混凝土組合結構最早被應用于海洋工程，加拿大、日本、英國以及美國都對其進行了研究[5-6]。日本學者開始對鋼板混凝土結構在核電工程中的應用進行研究[7-8]。經過對鋼板混凝土組合結構多年的研究，日本積累了大量的試驗數據和理論基礎。日本在試驗和數值分析的基礎上編制了與核電工程安全相關的SC剪力墻設計規范[9]。美國鋼鐵建筑協會編制了核安全相關鋼板混凝土組合剪力墻的設計規范[10]。Kadir等通過比較試驗結果和利用日本、韓國、美國的設計規范方程計算的結果表明，設計規范中給出的計算方程得出的結果有一定的準確性但都偏安全。近年來,鋼板混凝土組合結構在我國電視塔、高層建筑等民用建筑中也有所應用[11]。許多學者對民用建筑鋼板混凝土組合結構進行了試驗和理論研究[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部混凝土沒有配置受力鋼筋和拉結筋等抗剪鋼筋，主要由栓釘等抗剪連接件加強鋼板和混凝土之間的相互作用。因此，還需要對核電工程雙鋼板混凝土剪力墻進行深入研究。我國對于核電工程鋼板混凝土結構的研究起步比較晚，新一代核電站CAP 1400的建設促進了我國對于核電工程雙鋼板混凝土組合結構的研究。目前，李小軍在此項目上已經取得了一些研究成果[14-16]。但是由于設計的試件基礎梁剛度不夠導致剪力墻在試驗過程中被拔出或基礎梁先于墻體破壞的現象。在此基礎上，本文在設計試件時對基礎梁進行了改進。

1 試驗概況

1.1 試驗方案

本試驗設計了6個縮尺比為1∶5的試件(包括5個的雙鋼板混凝土剪力墻試件，編號為SCW1～SCW5；1個鋼筋混凝土剪力墻試件，編號為RC6)，所有剪力墻試件的尺寸相同，其中試件RC6以與試件SCW1相同的含鋼率進行設計。試件由三部分組成：加載梁、剪力墻墻體和基礎梁，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。剪力墻鋼板采用強度等級為Q345的鋼材，鋼板內表面設置型號為D6-50的栓釘，栓釘間距為60 mm。為了避免基礎梁先于剪力墻墻體破壞，在基礎梁外包鋼板，并在鋼板內側焊接型號為D12-70的栓釘，加強鋼板和混凝土之間的連接。試件外觀尺寸以及試件的內部構造如圖1所示。方案設計的變化參數主要有鋼板厚度(4、5 mm)、豎向荷載(410、820 kN)和混凝土強度(C40、C55)，試件的參數設計見表1。

表1 試件參數

1.2 材料力學性能

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個抗壓強度試驗立方體試塊，3個抗拉強度試驗試塊，3個混凝土彈性模量試驗試塊，與剪力墻試件在同等條件下養護28 d。按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081-2002)[17]對混凝土試塊進行抗壓強度試驗和抗拉強度試驗?；炷量箟簭姸萬cu、抗拉強度ft、彈性模量Ec測試結果見表2。

表2 混凝土力學性能

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方法》 GB/T 228-2002[18]的規定進行抗拉強度試驗，鋼材的屈服強度fy、抗拉強度fu、彈性模量Es測試結果見表3。

表3 鋼材力學性能

圖1 試件設計示意圖Fig.1 Design sketch of specimens

1.3 加載設備及加載制度

本文采用對鋼板混凝土組合剪力墻試件進行面外低周往復荷載試驗的方法來研究剪力墻的面外抗震性能。本次試驗在北京工業大學工程抗震與結構診治北京市重點實驗室進行，按照JGJ 101-96《建筑抗震試驗方法規程》[19]的規定，通過液壓千斤頂對剪力墻試件分別施加豎向和水平荷載。先對試件施加豎向荷載到預定值，然后施加水平低周往復荷載。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并循環一次，逐級增加，直到試件屈服。記錄試件發生屈服時的水平位移為Δy，然后開始進行位移控制加載，每次加載步距為Δy的1/8，水平荷載達到試件峰值荷載的85%時即認為試件破壞，停止加載，試驗結束。為了測出墻頂的水平位移，在加載梁側面中心位置分別設置位移計。為了消除基礎梁位移對試驗結果的影響，在基礎梁側面中心位置放置位移計。試驗加載裝置如圖2所示。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test setup

1.4 試驗現象

6個剪力墻試件在試驗過程中的發展階段比較相似，可以大致分為三個階段：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，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象。觀察儀器中顯示的荷載位移曲線，呈線性關系發展。

混凝土開裂和試件屈服階段：在往復荷載作用下，試件表面開始在墻體底部出現水平短裂縫，然后繼續加載，裂縫發展成交叉斜裂縫。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生鼓屈現象。

破壞階段：在此階段，混凝土表面出現貫通裂縫，混凝土被壓碎，鋼板鼓屈現象嚴重，鋼板和混凝土接觸面完全脫離，內部栓釘在剪切作用下有的被剪斷?；炷疗扑椴⑶忆摪灏l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出良好的延性，承載力沒有明顯下降。

2 試驗結果及分析

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。當試件開裂以后，滯回環的面積逐漸變大，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。當試件進入破壞階段，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，對于SCW試件，剛開始由于鋼板對混凝土的約束作用使得SCW試件擁有更高的承載力，當鋼板屈服以后只剩下內部混凝土起作用，因此SCW試件會發生脆性破壞。對于RC試件，剛開始主要由混凝土承擔荷載，當混凝土被壓碎以后，內部的鋼筋起作用，后期試件表現出良好的延性?？偨Y分析結果，面外低周往復試驗RC比SCW擁有更好的延性，SCW比RC擁有更強的承載力。

2.2 骨架曲線

把滯回曲線上每個循環的荷載最大值用平滑曲線連接起來形成骨架曲線。根據骨架曲線可以判斷試件的剛度、強度等重要抗震性能指標。

為了研究鋼板厚度對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剛度，并且在一定程度上提高了剪力墻的極限承載力，數據顯示，極限承載力提高了17.16%。比較試件SCW3和SCW5極限承載力出現的時間可以發現，鋼板厚度的增加使得極限承載力出現時所對應的位移減小，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的時間可以發現，豎向荷載的增加延緩了極限承載力的出現。

為了研究混凝土強度等級對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，混凝土強度的變化對試件的抗側剛度和極限承載力都沒有明顯的影響。比較試件SCW2和SCW4，混凝土強度的增加稍微地提高了試件的極限強度，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剛度和極限承載力。數據顯示，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：在試件進入破壞階段后，鋼板混凝土組合剪力墻試件鋼板已經發生屈服，只有部分混凝土起作用，因此最后會發生脆性破壞；鋼筋混凝土剪力墻中的鋼筋則在試件破壞后發揮了重要作用，因此在破壞階段會有很好的延性。

圖7 不同混凝土強度試件骨架曲線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有限元軟件對鋼板混凝土組合剪力墻的面外抗震性能進行模擬。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。庫倫摩擦系數根據多項試驗結果取0.6。在建立模型過程中，忽略加載梁的變形，將加載點直接設置在墻體頂面中心點上，不另外設置加載梁。忽略基礎梁在實際加載過程中的位移，在基礎底面設置完全固定的約束方式。模擬試驗加載過程設置2個分析步:1)在墻頂施加豎向荷載；2)在墻頂中心點施加水平荷載，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

混凝土采用混凝土塑性損傷模型，為了保證模擬和試驗的同步并有利于模擬結果的收斂，材料的模型參數根據對試驗原材料的試驗結果取得。混凝土的抗壓強度、彈性模量的取值見表2，泊松比取0.2。材料的本構關系曲線參考GB 50010-2010《混凝土結構設計規范》的相關規定。鋼材的本構模型采用經典的金屬塑性模型，鋼材的泊松比取0.3，屈服強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 結果分析

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

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

表4 極限荷載有限元值和實測值

Table 4 Finite element value and experimental value of ultimate load

試件編號VEuVFuVEu/VFuSCW13424136270944SCW231836341130933SCW333607349530961SCW427517311410884SCW539375353351114RC61812521841083

4 雙鋼板混凝土組合剪力墻受彎承載力分析

對鋼板混凝土組合剪力墻的面外承載力的計算，美國主要參考ACI[11]規范中規定的計算公式(見式1)。此公式主要是為了計算核電站鋼筋混凝土結構的面外承載力，把承載力分為混凝土和鋼板兩個部分，沒有考慮鋼板對混凝土的約束作用，因此直接用于雙鋼板混凝土組合剪力墻的計算會偏于安全。我國目前核電站安全殼中對雙鋼板混凝土組合結構的設計同樣主要參考建筑結構中鋼筋混凝土剪力墻的斜截面受剪承載力的計算。而根據試驗結果分析，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算不宜直接采用鋼筋混凝土結構計算公式。

對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行計算分析，需要對剪力墻試件進行一些簡化假定：

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截面造成的影響。

2)受壓區混凝土都達到抗壓強度，忽略受拉區混凝土的抗拉作用。

3)考慮鋼板對混凝土的約束作用，在混凝土抗拉強度乘以一個提高系數α=1.2。

4)鋼板發生屈服后達到屈服強度不變，鋼板的應力-應變關系曲線如圖11所示，表達式如下:

當0≤εs≤εy時，σs=Esεs，

當εs≥εy時，σs=σy。

圖11 鋼板的應力-應變曲線Fig.11 σs-εs curve of steel plate

根據《混凝土結構設計規范》[18]GB 50010-2010中的規定，受彎構件正截面承載力計算時，受壓區混凝土的應力圖形可以簡化為等效的矩形應力圖，矩形應力圖的應力值可由混凝土的軸心抗壓強度fc乘以系數α1確定，經計算取α1=0.99。根據試件在試驗過程中承受的荷載和基本假設得出剪力墻試件在極限狀態下的應力分布圖如圖12所示。

圖12 極限狀態截面應力分布Fig.12 Stress distribution of cross section in the limit state

根據試件截面的應力分布以及力的平衡可知：

(1)

(2)

根據力矩平衡可得

(3)

聯立方程(2)、(3)可求得極限狀態時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中水平極限荷載計算值和實測值的比較可以發現，兩者能夠較好吻合。說明以上公式對于核電站雙鋼板混凝土組合剪力墻受彎承載力的計算有一定的參考價值。

表5 水平極限荷載計算值和實測值

Table 5 Calculated value and experimental value of ultimate load

試件編號VEuVCuVEu/VCuSCW134241320781067SCW231836285201116SCW333607314941067SCW427517283760970SCW539375372781056

5 結論

1)本文通過對雙鋼板混凝土組合剪力墻進行的面外低周往復試驗，研究了雙鋼板混凝土組合剪力墻的面外抗震性能。結果表明：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)通過試驗研究了鋼板厚度、豎向荷載和混凝土強度對雙鋼板混凝土組合剪力墻試件面外抗震性能的影響。參數分析顯示：鋼板厚度和豎向荷載對剪力墻試件的承載力和抗側剛度有較大影響，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剛度?；炷翉姸仍谖闹薪o出的強度范圍內對剪力墻試件的抗震性能沒有明顯的影響。

3)通過ABAQUS有限元軟件對雙鋼板混凝土組合剪力墻試件面外荷載試驗進行了模擬，模擬結果顯示，有限元值和試驗實測值的極限承載力比較接近，但有限元模擬的抗側剛度明顯比實測值大。

4)分析雙鋼板混凝土組合剪力墻試件在極限狀態下截面的應力分布，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。比較計算值和實測值，結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計提供參考。

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本文引用格式：

李小軍，李曉虎. 核電工程雙鋼板混凝土剪力墻面外受彎性能[J]. 哈爾濱工程大學學報， 2017， 38(8): 1238-1246.

LI Xiaojun, LI Xiaohu. Out-of-plane flexural capacity of double steel plates and concrete infill composite shear walls for nuclear power engineering[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(8): 1238-1246.

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.

國家自然科學基金創新研究群體科學基金項目(51421005)；國家科技重大專項(2013ZX06002001)；北京市屬高等學校創新團隊建設提升計劃(IDHT20130507).

李小軍(1965-)，男，教授，博士生導師，長江學者特聘教授； 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

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170427.1639.176.html