核島結構雙鋼板混凝土組合剪力墻抗側剛度

李小軍，李曉虎 ，張慧穎

(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)

核島結構雙鋼板混凝土組合剪力墻抗側剛度

李小軍1,2，李曉虎1?，張慧穎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)

為研究核島屏蔽廠房結構在地震作用下的抗側力能力，對9個1∶5縮尺比的雙鋼板混凝土組合剪力墻試件進行了低周往復擬靜力試驗，分析研究了栓釘間距、鋼板厚度和加勁肋的設置等因素對剪力墻試件初始抗側剛度的影響.研究結果表明：栓釘間距對剪力墻試件初始剛度的影響不明顯，剪力墻初始抗側剛度隨著鋼板厚度的增大和加勁肋的設置而有所提高.對試件進行理論假設和簡化處理，利用單位荷載法推導出雙鋼板混凝土組合剪力墻試件初始抗側剛度的計算公式，通過比較發現計算值和試驗值吻合較好.研究了剪力墻試件在往復加載過程中抗側剛度的變化過程，發現不同階段的抗側剛度在變化幅度上有差別.

雙鋼板混凝土剪力墻；低周往復試驗；初始抗側剛度；抗側剛度

由于核電的安全、高效和清潔的優點以及目前全球資源枯竭的現狀，中國大陸對于核電站的開發進入了積極發展階段.而核電站一旦發生事故，對周邊環境和國家經濟都會帶來嚴重的影響.2011年3月在日本發生的9.0級地震導致福島核電站事故，其造成的災害之大給我們敲響了警鐘，因此對核電站外部保護結構屏蔽廠房的研究至關重要.目前我國部分擬建和在建的核電站中，屏蔽廠房采用的是雙鋼板混凝土組合剪力墻結構[1].資料顯示[2-5]，鋼板混凝土剪力墻結構目前主要應用于民用高層建筑和海洋當中，對應用在核電工程的鋼板混凝土剪力墻結構的研究還處于初級階段.

1 研究背景

CAP1400核電站是我國擁有自主知識產權和獨立出口權的第三代先進核電技術.資料顯示AP1000核電站的屏蔽廠房設計在輻射防護方面還存在一些缺陷，因此在CAP1400核電站設計中屏蔽廠房的安全性能成為關鍵.雙鋼板混凝土組合剪力墻是我國自主研發的應用于CAP1400核電站屏蔽廠房的結構體系[6].

目前，已有國內外學者對鋼板混凝土剪力墻抗震性能等方面進行了有限元分析和試驗研究.Hossain等[7]對鋼板混凝土剪力墻的縮尺模型進行了面內抗剪強度試驗，研究了鋼板混凝土在水平荷載作用下強度、剛度的變化情況以及試件的破壞模式等，建立有限元分析模型并與試驗結果進行相互驗證.Ozaki等[8]通過對9個鋼板混凝土剪力墻試件進行的兩組低周往復荷載試驗和有限元分析研究了豎向荷載和開口對鋼板混凝土剪力墻抗震性能的影響，并得出不同剪切模量的計算公式.司波等[9]分析研究了鋼板厚度、高厚比等因素對雙鋼板剪力墻抗側剛度的影響，并且利用單位荷載法推導出了雙鋼板剪力墻初始抗側剛度的計算公式，與試驗結果比較吻合.羅永峰等[10]在試驗研究的基礎上，采用數值分析的方法分析了雙層鋼板混凝土組合剪力墻結構的受力特點；通過對比試驗和數值分析結果，分析了軸壓比、高寬比、寬厚比等因素對剪力墻滯回性能的影響，得出高寬比和寬厚比是影響初始剛度的主要因素.程春蘭等[11]對16個帶約束拉桿的雙鋼板混凝土組合剪力墻進行了往復加載試驗，并結合Opensees程序對剪力墻試件的數值模擬，研究了組合剪力墻的抗震性能；研究結果表明：高寬比、軸壓比和約束拉桿間距都對剪力墻的抗震性能有顯著影響.對于核電站屏蔽廠房雙鋼板混凝土剪力墻抗震性能的研究目前取得了一些新的進展.但對于試件的設計沒有考慮邊界約束，在進行理論分析時，忽略了混凝土對抗側剛度的影響.對于雙鋼板混凝土組合剪力墻抗側剛度的研究，需要綜合考慮這些因素進行分析計算.張有佳等[12]通過對6個雙鋼板混凝土剪力墻試件進行低周往復荷載試驗，分析了剪力墻墻體構件的破壞模式和破壞特征，并且分析了栓釘間距、加勁肋等因素對墻體整體剛度、承載能力和延性的影響.熊峰等[13]對3個1∶4的核電站雙鋼板混凝土剪力墻試件進行了低周往復加載抗剪試驗研究，分析了試件的破壞特征、承載力以及耗能情況，通過有限元數值模擬研究了混凝土強度、鋼板厚度、軸壓力等因素對抗剪強度的影響，并得出了抗剪強度的計算公式.從文獻[12]和文獻[13]的試驗結果發現，試驗因為試件的鋼筋混凝土基礎在往復荷載作用下發生破碎而終止，對此需要對試件的基礎進行加固設計.

目前，對于核電站雙鋼板混凝土組合剪力墻抗側剛度的研究較少，然而墻體的抗側剛度是核電站結構的抗震性能的一個關鍵性指標，合理地分析和設計雙鋼板混凝土組合剪力墻抗側剛度對保證核電站結構地震安全至關重要.本文設計了9個縮尺比為1∶5的核電站屏蔽廠房雙鋼板混凝土組合剪力墻試件，研究了豎向荷載、栓釘間距、鋼板厚度及加勁肋設置等因素對剪力墻結構的抗側剛度在低周往復荷載作用下的影響，為以后的研究提供參考資料.

2 試驗概況

2.1 試件設計

屏蔽廠房的結構形式為圓筒狀，在進行試件設計時在平面上取圓筒的1/360，在高度上取自底部以上10 m范圍為研究對象，采用1∶5的縮尺比得出剪力墻墻體的試驗設計尺寸為820 mm × 220 mm × 2 000 mm。

試件整體由3部分組成：加載梁、剪力墻墻體、基礎梁，具體尺寸分別為1 020 mm × 300 mm × 300 mm，820 mm × 220 mm × 2 000 mm，1 820 mm × 430 mm × 550 mm，9個雙鋼板混凝土組合剪力墻采用同樣的尺寸規格，試件編號分別為SCSW1～SCSW9.9個試件的設計方案如圖1所示，試件的具體試驗參數如表1所示.試件混凝土強度等級采用C55，鋼板采用Q345，鋼板和混凝土的材料性能試驗參數分別如表2和表3所示.為了研究栓釘間距、鋼板厚度、加勁肋的設置以及豎向荷載對剪力墻試件抗側剛度的影響，本試驗設計SCSW1,SCSW2,SCSW3和SCSW7來研究栓釘間距對試件抗側剛度的影響；設計試件SCSW1,SCSW4和 SCSW6來研究鋼板厚度對試件抗側剛度的影響；設計試件SCSW1,SCSW8 和SCSW9來研究加勁肋的設置對試件抗側剛度的影響(加勁肋為50 mm × 25 mm × 4 mm的角鋼，圖2給出了加勁肋的布置圖)；設計試件SCSW4和 SCSW5來研究豎向荷載對試件抗側剛度的影響.

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

試件編號鋼板厚度/mm栓釘間距/mm豎向荷載/kNSCSW14100800SCSW24150800SCSW34200800SCSW46100800SCSW561000SCSW68100800SCSW7460800SCSW84栓釘+加勁肋800SCSW94加勁肋800

表2 鋼板材料性能

表3 混凝土材料性能

圖2 加勁肋布置圖Fig.2 Layout of stiffeners

總結最新的一些研究成果[12-13]，發現剪力墻試件在低周往復加載過程中很容易從基礎梁中拔出甚至基礎梁先于剪力墻發生破壞.為了避免這種情況的發生，本試驗采取的措施為加強基礎梁與剪力墻的錨固.將剪力墻整體貫通基礎梁，并且將剪力墻的外鋼板與基礎梁的底板焊接成整體.

2.2 試驗裝置和加載制度

擬靜力試驗是目前研究結構或結構構件抗震性能應用最廣泛的試驗方法[14].本文采用擬靜力試驗研究雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的抗震性能.試驗于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，試驗裝置主要由兩部分組成：豎向加載裝置和水平方向加載裝置.試驗加載設備如圖3所示.在實驗室現有試驗條件的基礎上參考JGJ 101-96《建筑抗震試驗方法規程》[15]，采用荷載和位移混合加載的控制方法分級加載.初始加載值為50 kN，按照每級50 kN遞加并循環一次，直至試件屈服，試件屈服后的位移加載按試件屈服時位移Δy的1/8逐級加載，對于屈服點的確定還沒有統一的標準.本試驗在對試件的加載過程中，根據數據采集儀器中顯示的水平荷載-位移曲線，根據試驗數據分析和試件屈服的定義，確定當試件位移增加為前一級位移增加的1.5倍時，試件屈服.當水平荷載從極限荷載下降到峰值荷載的85%時，停止加載，試驗結束.

為了研究雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗側剛度，需要測量出墻頂水平力和位移，另外需測量出基礎梁的水平位移以消除試件基礎在試驗過程中的滑動對墻頂水平位移造成的影響.墻頂和基礎梁測點的布置如圖4所示.

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Load system of tests

圖4 荷載和位移測點布置Fig.4 Load and displacement test point arrangement of specimens

2.3 試驗現象

試件SCSW1～SCSW9試驗過程和試驗現象基本相似.試件加載的初級階段，鋼板和混凝土都處于彈性工作狀態，兩者同步變形.頂點的荷載-位移曲線呈直線變化，無殘余變形.隨著荷載的增加，鋼板和混凝土接觸面開始分離，用錘子敲打鋼板可以聽到“梆梆”的空響聲.繼續加載，可以發現剪力墻墻體底部鋼板出現微小的鼓屈，并且隨著荷載的增大，鋼板的鼓屈面積和變形逐漸增大；在屈服階段，墻頂的位移在同樣加載幅度的情況下明顯增大，試件屈服；在反復加載的作用下，剪力墻墻角底部受壓側鋼板焊縫開裂，并且呈對稱分布.繼續加載裂縫逐漸往上延伸，裂縫部位內部混凝土被壓碎；在豎向荷載和水平低周往復荷載作用下，墻體底部混凝土抗壓能力迅速下降，墻角鋼板裂縫處出現水平裂縫，鋼板鼓屈明顯增大，混凝土碎塊從裂口處流出，試件破壞.在此過程中可以聽到“嘣嘣”的聲音.試件破壞后，從鋼板鼓屈的部位用電焊將鼓屈的鋼板切割掉，可以看到鋼板鼓屈部位有栓釘從與鋼板焊接根部斷裂，分析原因應該是栓釘為阻止鋼板和混凝土的分離被拉斷，如圖5所示.

圖5 被拉斷栓釘Fig.5 The snapped stud

總結雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的破壞過程，可以把整個過程大致劃分成5個階段：彈性階段、鋼板鼓屈階段、屈服階段、開裂階段和破壞階段.對比9個雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的試驗現象，可以發現，試件SCSW1～SCSW7在鋼板鼓屈連通后會整體破壞，而試件SCSW8、SCSW9由于配有加勁肋，其延性明顯比較好，并且試件底部鋼板鼓屈不會連成整體，只會出現局部鼓屈.試件的破壞現象如圖6所示.

圖6 試件破壞模式Fig.6 Failure modes of specimens

3 抗震性能分析

3.1 水平荷載-位移滯回曲線

分析試驗數據時，忽略加載梁在荷載作用下的變形，假定其為剛性.水平荷載V取往復荷載下正反兩個方向荷載的平均值.墻頂位移計測出的數據為加載梁的剛體位移，減去試件基礎的水平位移得出試件在往復荷載作用下的水平位移δ.

由于篇幅的限制，本文僅給出剪力墻試件SCSW1，SCSW5，SCSW6 和SCSW8在低周往復荷載作用下的水平荷載-位移滯回曲線，如圖7所示，其中橫坐標為水平荷載對應的水平位移δ，縱坐標為加載梁中心位置的水平荷載V.

(a)SCSW1

(b)SCSW5

(c)SCSW6

(d)SCSW8圖7 試件水平荷載-位移滯回曲線Fig.7 Hysteresis curves of horizontal load-deformation of specimens

由圖7可知，在試件的加載初期滯回曲線基本呈直線變化，試件的鋼板和混凝土都處于彈性階段.鋼板和混凝土在此階段由于粘結作用協同工作，受力性能良好.隨著荷載的增加，鋼板和混凝土出現分離，鋼板發生鼓屈現象，但此時鋼板和混凝土還有抗剪連接件的連接作用，試件受力性能沒有明顯變化，抗側剛度變化不明顯.繼續加載，混凝土在豎向荷載以及往復荷載作用下逐漸被壓碎，鋼板鼓屈嚴重，試件剛度變小，強度增加緩慢，試件開始屈服.滯回環面積逐漸增大，滯回曲線的形狀成“S形”.當試件達到極限承載力后，試件剛度和強度開始退化，但退化比較平緩，此時試件還有一定的剛度和強度，滯回曲線沒有出現明顯的捏縮現象，呈“反S形”發展.

3.2 骨架曲線

為了研究各個參數對剪力墻試件抗震性能的影響，把各級循環加載峰值點依次相連得到了試件在往復荷載作用下的骨架曲線，如圖8所示.

圖8 試件水平荷載-位移骨架曲線Fig.8 Lateral force-displacement skeleton curves of specimens

從圖8中可以看出,試件在屈服前骨架曲線基本上呈直線變化.鋼板鼓屈后，曲線斜率開始下降，結構剛度減小，從水平荷載-位移滯回曲線可以看出水平位移在荷載增幅一定的情況下增大較快.試件在達到極限荷載后，荷載下降比較緩慢,下降段比較平緩，說明試件具有良好的變形能力.

比較試件SCSW1，SCSW2，SCSW3和SCSW7的骨架曲線可知，4個試件的骨架曲線差別很小，栓釘間距對試件的抗側剛度變化基本沒有影響.比較試件的極限荷載，隨著栓釘間距的減小，極限荷載有所增大，但增加幅度不大；比較試件SCSW1，SCSW8和SCSW9可以看出，加勁肋的設置在很大程度上增大了骨架曲線的斜率，提高了試件的抗側剛度，而且大幅度提高了試件的極限荷載.SCSW9比SCSW1的極限荷載提高了48.66%；比較SCSW4和SCSW5可以看出，有豎向荷載試件的抗側剛度比無豎向荷載的試件有所提高，比較試驗數據可以發現，極限承載力提高了10.39%；比較SCSW1，SCSW4和SCSW6可知，隨著鋼板厚度的增加，試件的抗側剛度和極限承載力都有很大的提高，根據數據顯示可知，鋼板厚度由4 mm增加到6 mm時，試件的極限承載力提高31.87%；鋼板厚度由6 mm增加到8 mm時，試件的極限承載力提高19.14%.

4 雙鋼板混凝土組合剪力墻初始抗側剛度的參數分析

4.1 初始抗側剛度影響因素

為了研究栓釘間距對試件初始抗側剛度的影響，對比試件SCSW7，SCSW1， SCSW2 和SCSW3的初始抗側剛度(它們的栓釘間距分別為60 mm，100 mm，150 mm和200 mm).可以發現隨著栓釘間距的增加，試件的初始抗側剛度逐漸減小，但是從數值上看變化并不是很大，如圖9所示.因此，可以忽略栓釘間距對雙鋼板混凝土組合剪力墻試件初始抗側剛度的影響.

圖9 栓釘間距對試件初始抗側剛度的影響Fig.9 The initial lateral-resisting stiffness of specimens with different stud spacing

為了研究鋼板厚度對試件初始抗側剛度的影響，比較試件SCSW1，SCSW4 和SCSW6的初始抗側剛度(試件所對應的鋼板厚度分別為4 mm，6 mm，8 mm).從圖10中可以發現，鋼板厚度越厚，試件的初始抗側剛度越大.鋼板厚度從4 mm到6 mm，剪力墻試件的初始抗側剛度增加7.97%.鋼板厚度從6 mm增加到8 mm時，剪力墻試件的初始抗側剛度提高6.32%.因此，鋼板厚度對試件初始抗側剛度有比較大的影響.

圖10 鋼板厚度對試件初始抗側剛度的影響Fig.10 The initial lateral-resisting stiffness of specimens with different plate thickness

圖11 加勁肋設置對試件初始抗側剛度的影響Fig.11 The initial lateral-resisting stiffness of specimens with different stiffening ribs

為了研究加勁肋設置對試件初始抗側剛度的影響，比較試件SCSW1，SCSW8 和SCSW9的初始抗側剛度(試件所對應的抗剪連接件結構形式分別為栓釘、栓釘+加勁肋、加勁肋)，從圖11中可以看出，加勁肋的設置在很大程度上增大了試件的初始抗側剛度.比較試件SCSW1和SCSW9可以發現，剪力墻試件的抗剪連接件由栓釘換成加勁肋時，初始抗側剛度提高了11.7%.因此，加勁肋的設置對試件的初始抗側剛度影響較大.

為了研究豎向荷載對試件初始抗側剛度的影響，比較試件SCSW4 (豎向荷載800 kN)，SCSW5(無豎向荷載)的初始抗側剛度.從表3中的試驗數據可以看出，有豎向荷載試件的初始抗側剛度比無豎向荷載試件的初始抗側剛度提高了21.97%.因此，豎向荷載在一定程度上提高了試件的初始抗側剛度.分析其原因：混凝土在豎向荷載作用下，材料之間的相互作用更加緊密，使試件剛度增大.但從理論上分析，如果豎向荷載增大到一定程度會對混凝土造成破壞，從而減小試件的抗側剛度.本文由于試驗試件參數變化數量的限制，不能得出更精確的結論，需要進一步研究豎向荷載的增加對剪力墻試件抗側剛度的影響.

4.2 分析模型基本假定

核島結構中屏蔽廠房的剪力墻結構形狀為圓筒狀，墻體下部固定在剛度較大的基礎上，上部沒有約束條件.為了能夠從理論上研究雙鋼板混凝土組合剪力墻試驗試件的初始抗側剛度，對剪力墻試件進行了簡化模型處理，假定：1)忽略試驗過程中豎向荷載對試件上端水平位移的影響，試件上端采用滑動約束；忽略試驗過程中試件下端支座可能的滑移，試件下端采用固定約束；2)不考慮混凝土和鋼板的損傷對抗側剛度的影響，視鋼板和混凝土都處于彈性狀態.剪力墻試件的簡單化模型如圖12所示.實際的剪力墻試件有豎向荷載和水平低周往復荷載作用,將其簡化為懸臂梁并按照單位荷載的方法計算墻頂的水平位移：

(1)

根據JGJ 138-2001《型鋼混凝土組合結構技術規程》[16]，型鋼混凝土構件截面的抗彎剛度和抗剪剛度可以按照下列公式計算：

EI=EsIs+EcIc

(2)

GA=GsAs+GcAc

(3)

圖12 剪力墻試件的簡化模型Fig.12 Simplified model of specimen

式中：E，Es和Ec分別為剪力墻試件的彈性模量、鋼板的彈性模量和混凝土的彈性模量；I，Is和Ic分別為剪力墻試件的截面慣性矩、鋼板的截面慣性矩和混凝土的截面慣性矩；G，Gs和Gc分別為剪力墻試件的剪切模量、鋼板的剪切模量和混凝土的剪切模量；A，As和Ac分別為剪力墻試件的截面面積、鋼板的截面面積和混凝土的截面面積；k為剪應力系數，當剪力墻截面為矩形時[12]取值1.2.

(4)

根據設計的剪力墻試件的結構形式得出鋼板和混凝土截面慣性矩分別為：

(5)

式中：B和D分別為剪力墻試件矩形截面的寬度和長度；b和d分別為剪力墻試件內部混凝土截面的寬度和長度；Is1和Is2分別為設計試件和實際試件中鋼板所對應的截面慣性矩；As1和As2分別為設計試件和實際試件中鋼板的截面面積.

圖13 試件截面形式轉換Fig.13 Section changing of specimen

根據設計剪力墻試件的截面形式和實際墻體截面形式的關系，取α=1.63，β=1.2.并將α，β以及式(5)代人式(4)得：

(6)

其中t為單層鋼板的厚度.

可以得到雙鋼板混凝土組合剪力墻的初始抗側剛度公式為：

(7)

4.3 初始抗側剛度計算分析

為了驗證推導出的擬合公式的準確性，基于試驗試件的相關參數，利用本文得到的公式計算相應的初始抗側剛度值，并與試驗值進行比較，結果如表4所示.

表4 試驗值和計算值比較

從表4中可以看出，試驗值和計算值的誤差在10%以內，說明公式(7)能夠很好地擬合雙鋼板混凝土組合剪力墻的初始抗側剛度.從表4中分析發現，雙鋼板混凝土組合剪力墻試件初始抗側剛度所對應的位移大概都在0.25 mm附近，因此可以得出雙鋼板混凝土組合剪力墻的初始抗側剛度可以取位移角為1/8 000時所對應的抗側剛度.

5 雙鋼板混凝土組合剪力墻有限元分析

5.1 有限元模型建立

本文采用ABAQUS有限元軟件對核島結構雙鋼板混凝土剪力墻試件進行了數值模擬.混凝土、鋼板、栓釘都采用C3D8單元.建立模型時忽略加載梁和基礎梁的變形，以及實際加載過程中基礎梁的滑動位移.直接將加載點和剪力墻墻體頂面中心點進行耦合，用來施加豎向荷載和水平荷載.基礎梁底面的約束采用完全固定的方式.試件的邊界條件和加載形式如圖14所示.

圖14 邊界條件和加載方式Fig.14 Boundary conditions and loading form

混凝土本構采用塑性損傷模型，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，其中的特征參數采用試驗數據.混凝土的彈性模量取3.25×104MPa，泊松比取0.2；鋼材的彈性模量取1.87×105MPa，泊松比取0.3.鋼板和混凝土之間的接觸關系在法向方向采用硬接觸來模擬，切線方向采用摩擦模型，接觸面摩擦因數采用0.6.

5.2 結果分析

從雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的有限元模型的應力云圖可以看出，剪力墻在墻體根部應力最大，和試驗結果比較吻合.試件SCSW1破壞時的應力圖如圖15所示.

圖15 試件SCSW1破壞時應力圖Fig.15 The failure stress of SCSW1

(a)SCSW1

(b)SCSW4

(c)SCSW6

(d)SCSW9圖16 各試件抗側剛度有限元值和試驗值Fig.16 Finite element results and test results of the lateral stiffness of specimens

圖16給出了試件SCSW1,SCSW4 ,SCSW6和SCSW9抗側剛度的有限元模擬和試驗結果的比較.通過比較可以發現，有限元模擬的初始抗側剛度大于試驗結果，統計所有的試件結果表明，有限元模擬的初始抗側剛度大概是試驗結果的1.0～1.4倍，平均1.2倍，如表5所示.這是由于在對試件進行有限元模擬時忽略了材料的初始缺陷.有限元模擬的抗側剛度在緩慢下降階段更加平緩，這是由于在實際試驗中，試件內部混凝土被壓碎，試件的抗側剛度急劇下降.說明有限元模擬中采用的混凝土損傷模型和實際試驗中混凝土的損傷還有一定的差別.從整體來看，有限元模擬和試驗結果的曲線比較接近，因此在試驗條件不允許的情況下有限元模擬可以作為參考，但是更精確的有限元模擬需要更加接近真實材料的本構關系.

表5 試件初始抗側剛度的試驗值和有限元值

6 雙鋼板混凝土組合剪力墻抗側剛度分析

本文采用割線剛度的方法[17]計算雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的抗側剛度.根據JGJ 101-1996 《建筑抗震試驗方法規程》的規定，取循環加載中的各單周兩個方向的荷載絕對值之和與位移絕對值之和的比值作為試件單周加載的割線剛度，用Ki表示，其計算公式如下：

式中：+Fi和-Fi分別為第i級循環推和拉方向的峰值荷載；+Δi和-Δi分別為+Fi和-Fi所對應的位移.

選用割線剛度和試件頂部的水平位移(推拉兩個方向位移絕對值的平均值)之間的關系來研究試件在往復荷載作用下的抗側剛度變化情況，如圖17所示.

圖17 各試件抗側剛度退化曲線圖Fig.17 The lateral stiffness degradation of specimens

從圖17可以看出，各剪力墻試件在往復荷載的加載過程中抗側剛度的變化趨勢基本一致，隨著位移的增加剪力墻試件的抗側剛度有退化的現象.根據圖17中趨勢線的形狀可以將各個試件在加載過程中的退化過程大致分為3個階段：1)急速下降階段.開始加載，鋼板和混凝土由于粘結作用共同工作，此時試件的抗側剛度最大.此階段試件位移變化較小，但抗側剛度變化幅度大，為抗側剛度變化曲線的直線段.2)緩速下降階段.此階段鋼板和混凝土在往復荷載作用下發生分離，混凝土只是開裂但尚未破壞，鋼板也沒有發生屈服現象，混凝土和鋼板還能夠較好地發揮其相應的力學性能，試件抗側剛度下降比較緩和.此階段從試件開始屈服直到試件達到極限荷載.3)平緩下降階段.此階段混凝土在反復加載下破壞，并且鋼板發生鼓屈并屈服，試件的抗側剛度在此階段逐漸變小，但變化不大，直至試件完全破壞.此階段從試件達到極限荷載直到試件完全破壞.

比較本試驗和核電工程雙鋼板混凝土組合剪力墻最新研究成果可以發現[12]，剪力墻抗側剛度的整體變化趨勢大致都可以分為3個階段，但各個階段抗側剛度的變化幅度有所不同，本文抗側剛度的緩速下降階段并不是特別明顯，試件延性沒有文獻[12]的試件延性好.另外，本文試件初始抗側剛度的取值要大于文獻[12]初始抗側剛度的取值.這方面的差別主要在于雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的結構，本試驗考慮了兩側以外的剪力墻對剪力墻試件的約束影響，但對于此約束的精確取值和準確的試驗設計還有待深入研究.

7 結 論

通過對9個雙鋼板混凝土組合剪力墻試件低周往復荷載的試驗，研究和分析了剪力墻試件在荷載作用下抗側剛度的變化過程，得出如下結論：

1)從試件的試驗結果可以發現，試驗結束后，剪力墻基礎基本沒有損傷.由此可以看出，對基礎外包鋼板的設計，完全滿足了剪力墻在低周往復荷載作用下對錨固條件的要求.

2)各因素對雙鋼板混凝土組合剪力墻試件初始抗側剛度的影響：栓釘間距對初始抗側剛度的影響不是很明顯，但鋼板厚度和加勁肋的設置對初始抗側剛度有較大影響，豎向荷載對初始抗側剛度也有一定的影響，但具體影響需要深入研究.

3)在試驗設計的基礎上，對試件進行簡化假設，從理論上推出了剪力墻試件初始抗側剛度的計算公式，經試驗結果比較發現，本文所給出的公式計算結果和試驗結果吻合較好.

4)對試件進行了有限元數值分析，通過比較試件抗側剛度的有限元值和試驗結果發現，有限元模擬的初始抗側剛度大于試驗結果.有限元模擬的抗側剛度退化比試驗結果更加平緩.

5)分析試件在往復荷載作用下的抗側剛度變化過程，將其劃分成3個階段：急速下降階段、緩速下降階段和平緩下降階段.比較雙鋼板混凝土組合剪力墻的最新研究成果并分析其差別，需要對兩側剪力墻對剪力墻試件的約束作用進行深入研究.

[1] 高寧.鋼板混凝土結構在AP1000核電站中的應用[C]//2010年核電站新技術交流研討會.深圳:山東核電有限公司,2010:430-439.

GAO Ning.The application of steel reinforced concrete structure in AP1000 nuclear power station[C]//2010 Conference on New Technology of Nuclear Power Plant.Shenzhen:Shandong Nuclear Power Company LTD,2010:430-439. (In Chinese)

[2] 聶建國,陶慕軒,樊健生,等.雙鋼板-混凝土組合剪力墻研究新進展[J].建筑結構,2011,41(12): 52-60.

NIE Jianguo,TAO Muxuan,FAN Jiansheng,etal. Research advances of composite shear walls with double steel plates and filled concrete[J]. Building Structure,2011,41(12):52-60. (In Chinese)

[3] 丁朝輝,江歡成,曾菁,等.雙鋼板-混凝土組合墻的大膽嘗試-鹽城電視塔結構設計[J].建筑結構,2011,41(12):87-91.

DING Chaohui,JIANG Huancheng,ZENG Jing,etal. An innovative application of SCS composite wall: Structural design of Yancheng TV Tower[J]. Building Structure,2011,41(12):87-91. (In Chinese)

[4] 曹德金,席永慧.組合剪力墻的抗震研究簡述[J].山西建筑,2012,38(24):45-48.

CAO Dejin,XI Yonghui. Outline on the seismic research of composite shearing wall[J].Shanxi Architecture,2012,38(24):45-48. (In Chinese)

[5] DANAY A. Response of steel-concrete composite panels to in-plane loading[J]. Nuclear Engineering and Design,2012，242:52-62.

[6] 劉圓圓,張春明,李君利,等.CAP1400核電廠輻射防護審評關鍵技術及軟件系統研發初探[J]. 核電子學與探測技術,2014,34(2): 138-142.

LIU Yuanyuan,ZHANG Chunming,LI Junli,etal. Primary study on key points and software system development of radiation protection review for CAP1400 NPP [J]. Nuclear Electronics & Detection Technology,2014,34(2):138-142.(In Chinese)

[7] HOSSAIN K M A,WRIGHT H D.Experimental and theoret-ical behavior of composite walling under in-plane shear[J].Journal of Constructional Steel Research,2004,60:59-83.

[8] OZAKI M,AKITA S,OSUGAH,etal.Study on steel plate reinforced concrete panels subjected to cyclic in-plane shear[J].Nuclear Engineering and Design,2004,228(1):225-244.

[9] 司波,白正仙.雙層鋼板剪力墻的初始抗側剛度分析[J].長春工程學院學報:自然科學版,2006,7(1):8-11.

SI Bo,BAI Zhengxian.Analysis of initial stiffness against lateral displacement of double steel plate shear wall[J].Changchun Institute of Technology:Natural Science Edition,2006,7(1):8-11.(In Chinese)

[10] 羅永峰,李健,郭小農.雙層鋼板-內填混凝土組合剪力墻滯回性能數值分析[J].湖南大學學報:自然科學版,2014，41(6):57-62.

LUO Yongfeng,LI Jian,GUO Xiaonong.Numerical analysis of hysteretic performance of double-steel-layer-concrete compo-site shear wall[J].Journal of Hunan University:Natural Sciences,2014,41(6):57-62.(In Chinese)

[11] 程春蘭,周德源,朱立猛.帶約束拉桿雙鋼板混凝土組合剪力墻抗震性能數值模擬及參數分析[J].湖南大學學報:自然科學版,2016,43(9):10-17.

CHENG Chunlan,ZHOU Deyuan,ZHU Limeng.Numerical simulation and parameter analysis on seismic behavior of composite concrete and double steel plates shear walls with binding bars [J]. Journal of Hunan University:Natural Sciences,2016,43(9):10-17.(In Chinese)

[12] 張有佳,李小軍.雙鋼板混凝土墻體構件抗震性能試驗研究[J].武漢大學學報:工學版,2015,48(5):658-665.

ZHANG Youjia,LI Xiaojun.Experimental research on seismic behavior of wall component with double steel plate and infill concrete [J].Engineering Journal of Wuhan University,2015,48(5):658-665.(In Chinese)

[13] 熊峰,何濤,周寧.核電站雙鋼板混凝土剪力墻抗剪強度研究[J].湖南大學學報:自然科學版,2015,42(9):33-41.

XIONG Feng,HE Tao,ZHOU Ning. Study on the shear strength of double steel plate composite shear wall in nuclear plant [J]. Journal of Hunan University:Natural Sciences,2015,42(9):33-41.(In Chinese)

[14] 趙剛,潘鵬,聶建國,等.基于力和位移混合控制的多自由度結構擬靜力試驗方法研究[J].土木工程學報,2012,45(12):54-62.

ZHAO Gang,PAN Peng,NIE Jianguo,etal. Force-displacement mixed control method for quasi-static tests of structures with multiple degrees of freedom[J].China Civil Engineering Journal,2012,45(12):54-62.(In Chinese)

[15] JGJ 101-1996 建筑抗震試驗方法規程[S].北京：中國建筑工業出版社,1997:9-13.

JGJ 101-1996 Specification of testing methods for earthqu-ake resistant building[S].Beijing:China Architecture & Building Press,1997:9-13.(In Chinese)

[16] JGJ 138-2001 型鋼混凝土組合結構技術規程[S].北京：中國建筑工業出版社,2001:40-44.

JGJ 138-2001 Technical specification for steel reinforced concrete composite structures[S].Beijing: China Architecture & Building Press,2001:40-44. (In Chinese)

[17] 龍馭球,包世華.結構力學(上冊)[M].北京：高等教育出版社,2006:57-97.

LONG Yuqiu,BAO Shihua.Structural mechanics (I) [M]. Beijing: Higher Education Press,2006:57-97.(In Chinese)

Lateral Stiffness of Composite Shear Walls with DoubleSteel Plates and Filled Concrete for a Nuclear Island Structure

LI Xiaojun1,2,LI Xiaohu1?,ZHANG Huiying1

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

In order to study the ability to resist lateral force of nuclear shielding workshop under earthquake action，the low-cyclic loading tests of nine 1/5 scaled composite shear walls with double steel plates and filled concrete were carried out. This paper studied the influence of several parameters such as stud space，thickness of the palate and stiffener on initial lateral stiffness of specimens. The results showed that the initial stiffness of composite shear walls increased with the thickness of steel plates and stiffening rib setting，but the factor of stud space had no obvious effect on it. The calculation formula of initial stiffness of composite shear walls with double steel plates and filled concrete was derived by using unit load method，theoretical hypothesis and simplified precondition. The calculation value was consistent with the experimental value. Moreover，the change process of lateral stiffness of shear wall specimens under cyclic loading was studied and it was found that the changing degree of the stiffness was different in the different stages of the change process of lateral stiffness.

composite shear walls with double steel plates and filled concrete; low-cyclic loading test ;initial lateral stiffness; lateral stiffness

TU398

A

1674-2974(2017)11-0055-11

10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.11.007

2016-09-05

國家自然科學基金資助項目(51738001,51421005)， National Natural Science Foundation of China (51738001,51421005)；國家科技重大專項(2013ZX06002001)，National Science and Technology Major Project of China (2013ZX06002001)

李小軍(1965—)，男，湖南臨湘人，中國地震局地球物理研究所研究員，博士生導師

?通訊聯系人， E-mail: xiaohu12066@126.com