李曉虎，李小軍，2，申麗婷，劉 進

（1.北京工業(yè)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(jié)構(gòu)雙鋼板混凝土組合剪力墻低周往復(fù)試驗研究

李曉虎1，李小軍1，2，申麗婷1，劉 進1

（1.北京工業(yè)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）

為了解決核島結(jié)構(gòu)中屏蔽廠房的剪力墻在地震作用下的安全性能問題，對9個1∶5縮尺試件進行了低周往復(fù)擬靜力試驗.通過試驗研究了雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的剛度變化、破壞模式和耗能能力等特性，分析了鋼板厚度、栓釘間距、豎向荷載以及加勁肋設(shè)置等因素對組合剪力墻抗震性能的影響.結(jié)果表明:雙鋼板混凝土組合剪力墻有很好的延性和耗能能力；鋼板厚度、豎向荷載和加勁肋的設(shè)置都對剪力墻的抗震性能有很大的影響，而栓釘間距對其影響不大.在試驗的基礎(chǔ)上對部分試件進行了有限元數(shù)值分析，通過與試驗結(jié)果的比較發(fā)現(xiàn)兩者的結(jié)果能夠較好吻合.最后，對本試驗研究成果和核島結(jié)構(gòu)雙鋼板混凝土剪力墻已有研究成果進行了對比分析，并對以后的試驗設(shè)計提出了改進的方向.

雙鋼板混凝土組合剪力墻；抗震性能；滯回性能

核電作為一種清潔能源擁有煤、石油、天然氣等化石能源不可替代的優(yōu)勢，近年來核電工程在世界各國得到迅速發(fā)展.

2011年3月，日本發(fā)生的9.0級地震導致福島縣核電站發(fā)生事故，事故所造成的爆炸和核輻射災(zāi)害給世界核電站的建設(shè)敲響了警鐘.中國是個地震活動比較頻繁的國家，基于2011年發(fā)生的福島核事故的教訓，中國更應(yīng)把核電工程的安全性尤其是核電站的抗震安全作為核電工程設(shè)計中的關(guān)鍵問題.核電站屏蔽廠房作為核電站最后一層保護屏障，其抗震性能的研究尤其重要.

1　研究背景

1.1國內(nèi)外研究現(xiàn)狀

CAP1400核電站是在消化、吸收、全面掌握中國引進的第三代先進核電AP1000非能動技術(shù)的基礎(chǔ)上，進行再創(chuàng)新?lián)碛凶灾髦R產(chǎn)權(quán)和獨立出口權(quán)的三代核電技術(shù)［1］.本文所研究的雙鋼板混凝土組合剪力墻依托CAP1400核電站屏蔽廠房，其性能是核電設(shè)計施工中必須考慮的關(guān)鍵問題.

雙鋼板混凝土組合剪力墻作為一種新型的抗側(cè)力構(gòu)件，越來越多被應(yīng)用于高層建筑、高聳結(jié)構(gòu)等民用建筑.目前，已有國內(nèi)外學者對民用建筑中雙鋼板混凝土墻在軸心受壓、抗彎性能、整體結(jié)構(gòu)受力性能等方面進行了數(shù)值模擬和試驗研究［2-8］.OZAKI等［9］、HOSSAIN等［10］、LIANG等［11］研究了鋼-混凝土組合剪力墻在豎向軸壓力以及單調(diào)和循環(huán)荷載作用下的受力性能，推導出組合墻承載力計算公式，分析承受面內(nèi)剪力作用下的試驗結(jié)果，通過有限元數(shù)值模擬分析，提出彈性屈曲系數(shù)和相應(yīng)設(shè)計方法，得到組合剪力墻的荷載-位移曲線、強度、剛度、應(yīng)變分布形式，鋼和混凝土的相互作用以及失效模式等.李健等［12］對不同構(gòu)造形式的雙層鋼板混凝土組合剪力墻抗震性能進行了試驗研究.楊悅等［13］以鋼板代替受力鋼筋，通過對7個鋼板-混凝土組合板試件進行的受彎試驗研究了不同鋼板厚度、抗剪連接程度等因素對鋼板-混凝土組合板受彎性能和破壞形態(tài)的影響.

然而，核島結(jié)構(gòu)中的鋼板混凝土組合剪力墻與民用建筑中有所不同，它屬于距厚型剪力墻（一般厚度大于1 m），其抗震性能需要進一步研究.目前對核工程雙鋼板混凝土剪力墻抗震性能的研究還處于起步階段.張有佳等［14］通過2組試驗和試驗結(jié)果，分析了核電結(jié)構(gòu)鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能，討論了栓釘距厚比、加勁肋等因素的影響.熊峰等［15］通過對3個1∶4的雙鋼板混凝土剪力墻縮尺模型進行低周往復(fù)抗剪試驗，分析研究了栓釘間距和加勁肋的設(shè)置對剪力墻試件的破壞特征、承載力以及耗能情況的影響，并且通過有限元數(shù)值模擬研究了混凝土強度、鋼板厚度、軸壓力及加勁肋的設(shè)置等因素對抗剪強度的影響.目前，對于雙鋼板混凝土剪力墻試件的設(shè)計尚未確定試件側(cè)面的邊界約束作用對抗震性能的影響，對此還要進一步進行研究確定.核島結(jié)構(gòu)所對應(yīng)的理論研究和設(shè)計方法較少，還沒有形成完整體系.以上最新試驗設(shè)計的試件基礎(chǔ)都是先于剪力墻發(fā)生破壞，因此，本試驗對試件基礎(chǔ)進行了加固處理.

1.2本文主要研究內(nèi)容

本文以核電廠屏蔽廠房為依托，通過對9個不同形式的試件進行鋼板混凝土組合剪力墻面內(nèi)低周往復(fù)加載試驗，研究了鋼板厚度、栓釘間距、豎向荷載等因素對墻體抗震性能的影響，同時，以SCSW1（SCSW為雙鋼板混凝土組合剪力墻的英文縮寫，數(shù)字為剪力墻的試件編號順序）試件為基準設(shè)計了相同含鋼率的鋼筋混凝土剪力墻，用以比較鋼筋混凝土剪力墻和雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能.以上研究為今后進一步研究雙鋼板混凝土墻在核電站中的應(yīng)用提供試驗依據(jù).

2　試驗概況

2.1試件設(shè)計

試驗設(shè)計了9個帶栓釘?shù)碾p鋼板混凝土組合剪力墻試件.試件鋼板采用Q345，混凝土強度等級為C55，考慮到試驗條件的限制，試驗采用1∶5縮尺模型.試驗設(shè)計的試件由加載梁、剪力墻和基礎(chǔ)梁組成，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，所有試件尺寸設(shè)計成同樣的規(guī)格，如圖1所示.雙鋼板混凝土組合剪力墻試件編號為SCSW1～SCSW9.設(shè)計試件的具體試驗參數(shù)如表1所示.

表1　試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

為了避免鋼板混凝土組合剪力墻在加載過程中從基礎(chǔ)梁中拔出，加強鋼結(jié)構(gòu)和混凝土界面的抗剪連接，將組合剪力墻的鋼板貫通加載梁和基礎(chǔ)梁，剪力墻鋼板底部和基礎(chǔ)梁底板焊接；另外，在貫入基礎(chǔ)梁中的剪力墻正面和側(cè)面都穿插入直徑為25 mm的鋼筋，并對鋼筋和鋼板連接處進行焊接，加強鋼板在基礎(chǔ)梁中的錨固，鋼筋的插入位置如圖2所示.

2.2荷載形式及加載制度

本文采用擬靜力試驗方法［16］研究雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能.試驗在北京工業(yè)大學工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室進行，基礎(chǔ)梁通過地錨螺栓與地面固定連接，豎向荷載和水平荷載分別通過油壓千斤頂施加，豎向荷載模擬墻體在結(jié)構(gòu)中的實際受力情況，經(jīng)計算取豎向荷載N=800 kN.在進行反復(fù)水平荷載V加載試驗前，先施加豎向荷載至預(yù)定值800 kN并保持不變.待豎向荷載穩(wěn)定后開始施加水平荷載，參考JGJ101—1996《建筑抗震試驗方法規(guī)程》［17］，水平加載采用荷載和位移混合控制方式，每次加載取50 kN并循環(huán)1次，逐級增加，直至試件屈服.試件屈服后開始位移控制加載，記錄屈服時試件的水平位移位Δy，達到屈服后位移控制，步距為屈服位移Δy的1/8，水平荷載達到試件峰值荷載的85%時，停止加載，試驗結(jié)束.試驗加載裝置如圖3所示.

2.3測點布置

試驗需要測量的物理量主要有:墻頂水平荷載V、水平位移Δ、豎向荷載N、剪力墻腹板的應(yīng)變ε等.為了消除試件底部基礎(chǔ)梁在試驗過程中的滑動對墻頂水平位移造成的影響，在基礎(chǔ)梁側(cè)面中心點處放置位移計測量基礎(chǔ)梁的位移.測點布置如圖4、5所示.

2.4試驗現(xiàn)象

通過對試驗過程中試件的受力和變形現(xiàn)象的記錄觀察，將試驗過程大致分為彈性階段、鋼板鼓曲階段、屈服階段、開裂階段和破壞階段5個階段.

1）彈性階段

試件處于加載的初期階段，鋼板和混凝土都處于彈性工作狀態(tài)，兩者由于黏結(jié)作用同步工作，試件處于完全彈性狀態(tài).頂點的荷載-位移曲線呈直線變化，無殘余變形.

2）鋼板鼓曲階段

通過用錘子敲擊剪力墻受拉側(cè)側(cè)面鋼板發(fā)出的聲音判斷鋼板和混凝土已初步分離，不能在一起共同工作.繼續(xù)加載，受壓側(cè)的側(cè)面鋼板在距離基礎(chǔ)頂面大概100 mm處出現(xiàn)明顯的鼓曲現(xiàn)象.然后，在反復(fù)加載過程中，鋼板受拉側(cè)側(cè)面鋼板被拉平，受壓側(cè)鋼板繼續(xù)出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象，鋼板鼓曲的位置大致分布在距離基礎(chǔ)頂面200 mm范圍內(nèi).

3）屈服階段

通過對試件在加載過程中V-Δ曲線的觀察，當增加荷載幅度不變而頂點水平位移明顯增大時，認為試件開始屈服，在此階段的水平位移都明顯比之前階段的水平位移大，數(shù)據(jù)統(tǒng)計顯示，在水平荷載增幅相同的情況下，水平位移的增加是原來的2倍.

4）開裂階段

試驗過程中以鋼板出現(xiàn)第1條裂縫為準.剪力墻受壓側(cè)側(cè)面鋼板和正面鋼板的交接處焊縫在鋼板鼓曲的大致位置首先開裂，在反復(fù)加載的過程中，剪力墻另外一側(cè)出現(xiàn)相似的裂縫.裂縫的起始位置大概距離基礎(chǔ)頂面20 mm，長度有120～170 mm.墻體受拉側(cè)鋼板在原來鼓曲的位置被撕裂開，出現(xiàn)水平的裂縫，裂縫長度大概20 mm.受壓側(cè)墻體中的混凝土被壓碎，從焊縫的裂口處流出.在此階段，鋼板在反復(fù)荷載作用下還能被反復(fù)鼓曲、拉平.

5）破壞階段

當墻體正面鋼板所有鼓曲全部連通，表示試件開始破壞.在此階段鼓曲的鋼板不能再被拉平，墻體正面鋼板被撕裂的水平裂縫繼續(xù)擴展，鋼板鼓曲增大.在加載過程中伴隨有“嘣嘣”的聲音，從裂口處刨除碎混凝土塊發(fā)現(xiàn)邊緣處栓釘被拉斷.墻體變形急劇增大，試件破壞.

比較9個試件的破壞形式可以發(fā)現(xiàn)，試件SCSW1～SCSW9的抗剪連接件只配有栓釘，墻體都會在鋼板鼓曲連通后整體破壞.試件SCSW8和SCSW9有豎向加勁肋，鋼板鼓曲不會整個連通，試件只是局部破壞.試件破壞模式如圖6所示.

從試驗現(xiàn)象推斷雙鋼板混凝土組合剪力墻的破壞模式:在荷載加載初期，鋼板和混凝土在栓釘?shù)淖饔孟伦鳛橐粋€整體一起工作.當水平荷載加到一定數(shù)值時，鋼板和混凝土黏結(jié)破壞，接觸面分離，然后，混凝土在反復(fù)推拉過程中表面開裂.在以后荷載的反復(fù)加載中，鋼板主要承受拉力的作用而混凝土主要承受壓力的作用.當達到混凝土的抗壓強度時，混凝土被壓碎，但是，由于鋼板對混凝土有約束作用，混凝土還可以繼續(xù)承載壓力.在此過程中，鋼板的抗側(cè)剛度會逐漸降低.繼續(xù)加載，剪力墻底部鋼板被反復(fù)拉壓逐漸達到屈服強度并產(chǎn)生鼓屈現(xiàn)象，隨著荷載加大，鋼板被撕裂.這樣鋼板對混凝土的約束作用減小，混凝土的承載力急劇下降.隨后，在豎向荷載和反復(fù)的拉壓過程中，試件底部鋼板和混凝土都被破壞，試件整體被破壞.在試驗加載過程中，構(gòu)件的鋼板和混凝土屈服總是先于構(gòu)件的局部屈曲.

3　試驗結(jié)果分析

3.1荷載-位移滯回曲線

取水平荷載V和墻頂與基礎(chǔ)的相對位移Δ繪制試件的V-Δ滯回曲線，如圖7所示.

從試驗結(jié)果得出的V-Δ滯回曲線可以看出，試件開始施加荷載到鋼板發(fā)生鼓曲，滯回曲線基本呈直線變化，基本上沒有殘余變形，試件處于彈性工作階段.此階段鋼板和混凝土能夠很好地協(xié)同工作，具有較強的受力性能；鋼板鼓曲后，鋼板與混凝土分離，只能靠栓釘連接在一起，鋼板的受力性能明顯下降，混凝土的約束效應(yīng)逐漸變小，滯回環(huán)的面積逐漸增大，斜率逐漸變小，試件的承載力繼續(xù)增大，在水平荷載達到最大值之前滯回曲線呈“S形”，達到極限荷載之后，承載力下降緩慢，滯回曲線沒有出現(xiàn)明顯的捏縮現(xiàn)象，呈“反S形”發(fā)展.

由圖7可以看出，試件SCSW4、SCSW5、SCSW6明顯比SCSW1、SCSW2、SCSW3、SCSW7滯回曲線的面積大，說明鋼板厚度的增加在很大程度上提高了試件的耗能能力；試件SCSW9的曲線斜率比其他鋼板厚度為4 mm的試件的曲線斜率都要大，表明加勁肋的設(shè)置能提高試件的剛度，提高試件的承載能力.

3.2骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線上各級循環(huán)加載峰值點依次相連得到的包絡(luò)線，如圖8所示.骨架曲線反映了構(gòu)件受力與變形在各個不同階段的變化情況以及試件在反復(fù)荷載作用下的強度、剛度、延性和耗能能力等特性.試件在鋼板鼓曲前基本上處于彈性狀態(tài).鋼板鼓曲后，曲線斜率開始下降，結(jié)構(gòu)剛度明顯退化，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之后，荷載減小比較緩慢，下降區(qū)段比較平緩，說明試件具有較好的變形能力.試件破壞之后，剪力墻底部的混凝土被壓碎，但在鋼板的約束下緩慢從鋼板的裂口處流出，試件仍有一定的抗側(cè)能力.

對比SCSW1、SCSW2、SCSW3、SCSW7可知，栓釘間距由100 mm減小至60 mm和由200 mm減小至150 mm時，試件的極限承載力基本上沒有變化.而由200 mm減小到60 mm時，試件的極限承載力提高了2.59%，可以看出栓釘間距的變化對試件極限承載力影響不大.栓釘間距為60 mm的試件抗側(cè)剛度和延性都比間距為200 mm的試件有所提高；比較SCSW4、SCSW5可以看出有豎向荷載的試件比無豎向荷載的試件的極限承載力提高10.39%，抗側(cè)剛度和變形能力也有所提高；比較SCSW1、SCSW4、SCSW6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%，可以看出鋼板厚度的變化對試件的極限承載力影響較大；SCSW9明顯比SCSW1的抗側(cè)剛度大，而且加勁肋的存在使得試件的極限承載力提高了48.66%.通過對比SCSW8、SCSW1可以看出加勁肋也能夠提高試件的延性和耗能能力.

3.3剛度退化

本文選用割線剛度與試件頂部位移之間的關(guān)系來描述在反復(fù)荷載作用下剪力墻試件的剛度退化現(xiàn)象，試件抗側(cè)剛度用K表示.割線剛度取各級循環(huán)加載正、反向荷載的絕對值之和除以相應(yīng)位移絕對值之和.由剛度退化曲線（見圖9）可知，栓釘間距、鋼板厚度、加勁肋和豎向荷載都對試件在反復(fù)荷載作用下的初始抗側(cè)剛度有很大影響.對比SCSW3、 SCSW2、SCSW1、SCSW7的試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，栓釘間距由200 mm依次減小至150、100、60 mm，試件的初始抗側(cè)剛度分別提高9.69%、20%、3.98%，說明栓釘間距的減小能夠提高剪力墻試件的初始抗側(cè)剛度；對比SCSW1、SCSW4、SCSW6的試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，鋼板厚度的增加能夠很大幅度地提高剪力墻試件的抗側(cè)剛度，鋼板厚度分別為4、6、8 mm時，試件的初始抗側(cè)剛度依次能夠提高67.16%、52.46%；通過對比SCSW1和SCSW9可知，設(shè)置加勁肋的試件比設(shè)置栓釘?shù)脑嚰跏伎箓?cè)剛度大59.89%，說明加勁肋能夠較好地約束混凝土在反復(fù)荷載作用下的破壞；同樣，對比SCSW4和SCSW5可以發(fā)現(xiàn)，豎向荷載的設(shè)置能很好地約束試件，增加剪力墻試件的初始抗側(cè)剛度.

總結(jié)剪力墻試件的試驗結(jié)果，可以把墻體剛度退化的過程大致分為3個階段:

1）急速下降階段.剛開始加載時，鋼板和混凝土可以一起工作，此時墻體試件的抗側(cè)剛度最大.鋼板和混凝土在反復(fù)荷載作用下發(fā)生分離，此階段位移變化很小，但抗側(cè)剛度卻大幅度下降.

2）緩速下降階段.此階段雖然鋼板和混凝土分離工作，但混凝土尚未破壞，鋼板也未屈服，混凝土能很好地發(fā)揮其抗壓性能，鋼板也能很好地發(fā)揮其抗拉性能.因此，抗側(cè)剛度下降稍微緩和.

3）平緩下降階段.此階段鋼板和混凝土都有所破壞，在抗剪連接件的作用下，鋼板和混凝土共同承受反復(fù)荷載，抗側(cè)剛度變化不大，直至試件破壞.

3.4耗能分析

地震時，結(jié)構(gòu)在地震作用下有一個能量吸收和耗散的過程.當結(jié)構(gòu)進入彈塑性狀態(tài)時，其抗震性能主要取決于構(gòu)件的耗能能力.滯回曲線中加載曲線和卸載曲線所包圍的面積（用S表示）就是構(gòu)件所耗散的能量，因此，單周滯回環(huán)所包圍的面積大小就可以衡量構(gòu)件的耗能能力，見圖10.

對比圖7中各試件的滯回曲線可知，在試件屈服前，滯回環(huán)狹長，耗能較?。辉嚰?，滯回環(huán)逐漸增大并豐滿.根據(jù)圖10中各試件單周滯回環(huán)面積-位移曲線可知，剪力墻試件在彈性階段單周滯回環(huán)面積增長緩慢，耗能能力逐漸增大，但各試件單周滯回環(huán)面積變化不大；試件屈服以后單周滯回環(huán)面積迅速增長，耗能能力增長率變大，各試件的單周滯回環(huán)面積發(fā)生明顯變化.比較試件SCSW1、SCSW2、SCSW3、SCSW4、SCSW5、SCSW7可以看出，栓釘間距和豎向荷載對剪力墻試件的耗能能力影響不大.比較SCSW1、SCSW5、SCSW6可以發(fā)現(xiàn)，鋼板厚度每增加2 mm，可以提高試件的耗能能力50%～100%.比較SCSW1、SCSW8、SCSW9可以發(fā)現(xiàn):加勁肋在很大程度上增大了試件的耗能能力和延性；當試件進入破壞階段后，單周滯回環(huán)面積開始下降，但下降速度緩慢，反應(yīng)出試件具有比較好的延性.

4　有限元分析

本文完成了9個雙鋼板混凝土組合剪力墻試件的試驗，為了更充分地理解和解釋試驗結(jié)果并為發(fā)展數(shù)值分析模型提供參考，本文采用ABAQUS有限元計算軟件對部分雙鋼板混凝土組合剪力墻試件進行了數(shù)值模擬分析.

4.1有限元模型

鋼板、混凝土、栓釘和加勁肋都采用C3D8R單元，鋼筋采用兩節(jié)點線性三維桁架單元（T3D2）.在模擬時對試件進行了一些簡化處理，由于加載梁剛度比較大，忽略加載梁的變形對墻體的影響，將加載梁的自重加在豎向荷載中，豎向荷載為803 kN.試驗中采用地錨螺栓對試件進行固定，模擬時忽略基礎(chǔ)梁的變形和位移對墻體的影響，墻體底面采用完全固定的方式.在墻體頂面的中心點創(chuàng)建加載點，并將此點和墻頂面耦合，用來加載豎向荷載和水平位移.水平位移的加載采用單調(diào)加載方式.

采用2個分析步，第1步將豎向荷載一次施加到墻體上表面，第2步水平荷載的施加采用位移控制的方法，同樣能達到力-位移加載控制的效果.剪力墻墻體的邊界條件和加載形式見圖11.

4.2材料模型

混凝土本構(gòu)模型選用塑性損傷模型（damaged plasticity），材料的模型參數(shù)及抗壓強度根據(jù)對試驗原材料的試驗結(jié)果取得，C55混凝土的抗壓強度取試驗值54.71 MPa，彈性模量取32.5 GPa，泊松比取0.2，本構(gòu)關(guān)系曲線參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》GB 50010—2010［18］的相關(guān)規(guī)定.鋼板的本構(gòu)模型采用經(jīng)典金屬塑性模型，鋼筋采用理想彈性模型，屈服值和極限強度值采用材料性能試驗數(shù)值，如表2所示.鋼板和鋼筋的泊松比都取0.3.

表2　鋼板材料性能Table 2 Properties of steel plates and rebars

4.3計算結(jié)果分析

通過ABAQUS模擬的雙鋼板混凝土組合剪力墻在單調(diào)荷載作用下的受力狀態(tài)，SCSW1模型的應(yīng)力分布情況見圖12.

本文建立了試件SCSW1、SCSW4、SCSW6的有限元模型來分析雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能.水平位移采用單調(diào)加載，有限元負方向曲線通過正方向曲線反對稱得到.圖13給出了SCSW1、SCSW4、SCSW6剪力墻模型在單調(diào)荷載作用下的數(shù)值計算和試驗的荷載-位移曲線，對比分析有限元的計算結(jié)果與試驗結(jié)果的差異.

從圖中荷載-位移骨架曲線的比較分析可以看出，由于未考慮反復(fù)加載造成的損傷累計，因此，試驗與模擬得出的曲線有一定的偏差.本文在模型建立時未考慮初始幾何缺陷，因此，有限元模型得出的試件剛度比試驗的試件剛度大.在達到極限荷載之前，曲線的整體發(fā)展趨勢相似，有限元模型和試驗得出的試件極限承載力比較接近.比較曲線的下降段，有限元分析得出的曲線下降不是很明顯，這是由于有限元計算不能完全考慮混凝土的壓碎等因素.因此，有限元計算的下降段計算結(jié)果不是十分準確.

表3給出了有限元計算和試驗得出的試件SCSW1、SCSW4、SCSW6的極限承載力結(jié)果.通過對比可以得出有限元計算值和試驗結(jié)果數(shù)值之間的誤差都在10%以內(nèi)，兩者能較好吻合.

表3　極限承載力有限元計算值和試驗值對比Table 3 Comparison of ultimate capacities between the test results and computed results

5　與相關(guān)試驗研究結(jié)果的比較分析

5.1與民用建筑雙鋼板混凝土組合剪力墻結(jié)果的比較

核島結(jié)構(gòu)和民用結(jié)構(gòu)中雙鋼板混凝土組合剪力墻與一般鋼筋混凝土剪力墻相比都具有延性好、耗能能力強等優(yōu)點，但由于用途的不同，兩者的結(jié)構(gòu)也有所不同:

1）試件設(shè)計.聶建國等［2］以對鋼板混凝土組合剪力墻的研究現(xiàn)狀進行了綜述，對應(yīng)用于超高層建筑結(jié)構(gòu)中的雙鋼板混凝土組合剪力墻的設(shè)計提出了初步建議.試驗設(shè)計中試件兩側(cè)采用鋼管混凝土端柱，內(nèi)填混凝土布置縱橫向分布鋼筋.本試驗設(shè)計的試件內(nèi)填素混凝土，試件側(cè)面有鋼板作為約束混凝土的邊界條件.由于核島結(jié)構(gòu)需要防輻射等的特殊作用，核島結(jié)構(gòu)雙鋼板混凝土剪力墻一般厚度要超過1 m，比民用建筑雙鋼板混凝土剪力墻厚.

2）試驗現(xiàn)象.比較文獻［2］和本文的試件試驗可以發(fā)現(xiàn)，核島結(jié)構(gòu)和民用建筑雙鋼板混凝土組合剪力墻的破壞過程大致相同.試件的破壞都經(jīng)歷了彈性階段、屈服階段、開裂階段和破壞階段.但由于結(jié)構(gòu)的不同，兩者的破壞過程還有差別:文獻［2］中鋼板和混凝土發(fā)生分離的水平荷載由于剪跨比的不同達到峰值荷載的60%～85%.本試驗設(shè)置加勁肋的試件在水平荷載達到峰值荷載的88%時鋼板和混凝土發(fā)生分離.根據(jù)混凝土最后的破碎情況可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)置混凝土分布鋼筋的配置對于混凝土的破碎沒有明顯的延緩作用，見圖14.并且民用建筑雙鋼板混凝土剪力墻試件鋼板最后破壞被連通，本試驗設(shè)置加勁肋的試件鋼板為局部破壞，圖片可以參考文獻［2］和圖6（b）.

5.2與核島結(jié)構(gòu)雙鋼板混凝土剪力墻已有試驗結(jié)果的比較

近年來針對核島結(jié)構(gòu)雙鋼板混凝土剪力墻開展了一些試驗，如張有佳等［14］、熊峰等［15］對核電結(jié)構(gòu)鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能都有了一定的試驗研究和數(shù)值模擬分析研究.通過比較本文的試驗研究和這些試驗研究成果，總結(jié)研究工作存在的問題，為以后的試驗研究提供改進的方向.

1）試驗方案設(shè)計.張有佳、熊峰等試驗設(shè)計的鋼板混凝土組合剪力墻試件都采用鋼筋混凝土地基梁，在試驗的加載過程中，地基梁有不同程度的破壞，剪力墻從地基梁中拔出，這樣會對試驗結(jié)果的正確性有一定的影響.本試驗采用混凝土外包鋼板地基梁，避免了地基梁的破壞.本試驗在設(shè)計時為考慮周邊剪力墻對剪力墻試件的約束影響，在側(cè)面設(shè)置了鋼板.但不足之處是不能像熊峰等的試驗設(shè)計的剪力墻，從墻體側(cè)面能夠直接觀察內(nèi)部混凝土裂縫的出現(xiàn)時間以及裂縫的發(fā)展情況.

2）在低周往復(fù)荷載下本試驗的試件破壞現(xiàn)象和其他的試驗研究基本相同，但在一些地方還是有細微的差別.張有佳和熊峰等的試驗，鋼板鼓屈都發(fā)生在試件的屈服階段，而本試驗試件是在鋼板屈服以后才發(fā)生屈服現(xiàn)象.說明本試驗的設(shè)計充分發(fā)揮了鋼板的材料性能.比較本試驗和張有佳等的第2組試驗可以發(fā)現(xiàn)，鋼板的鼓屈位置大致相同，都處于墻體底部.

3）比較本試驗的分析結(jié)果和熊峰等對雙鋼板混凝土剪力墻進行的非線性有限元分析可以發(fā)現(xiàn)，鋼板厚度、栓釘間距以及加勁肋的設(shè)置對剪力墻的抗震性能的影響程度比較吻合，而豎向荷載對極限荷載的影響有所不同.比較各個試件的滯回曲線可以看出，有側(cè)面鋼板的剪力墻滯回曲線更加飽滿，發(fā)生的是延性破壞，說明比沒有側(cè)面鋼板的剪力墻有更好的延性和耗能能力.

總結(jié)以上試驗研究和數(shù)值模擬分析，在以后的試驗設(shè)計過程中要特別注重墻體和基礎(chǔ)梁的錨固設(shè)計；對一些結(jié)果不同的影響因素需要進一步研究分析，結(jié)合有限元分析和試驗查找問題來源；有必要對試驗墻體邊界的約束作用進行深入的研究，找出更合適的邊界條件設(shè)計.

6　結(jié)論

本文進行了9個1∶5的縮尺模型試件的低周往復(fù)荷載試驗，基于試驗及結(jié)果分析得出以下結(jié)論:

1）雙鋼板混凝土組合剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下的試驗過程大致可分為5個階段:彈性階段、鋼板鼓曲階段、屈服階段、開裂階段和破壞階段.設(shè)置加勁肋試件的破壞模式與帶栓釘試件的破壞模式有所不同，加勁肋的設(shè)置可以有效延緩試件的整體破壞，增加試件的延性.

2）通過對9個不同試件的滯回曲線比較發(fā)現(xiàn)，鋼板厚度、豎向荷載和加勁肋的設(shè)置對極限抗剪強度、延性和耗能能力都有很大的影響，栓釘間距對試件的延性及耗能能力影響不大.

3）各個因素對雙鋼板混凝土組合剪力墻試件初始剛度影響的分析結(jié)果顯示，栓釘間距、鋼板厚度、豎向荷載以及加勁肋的設(shè)置都能增強試件的抗側(cè)剛度，其中鋼板厚度和加勁肋的設(shè)置對其影響最大.在荷載的加載過程中，墻體抗側(cè)剛度的退化過程可以大致分為3個階段:急速下降階段、緩速下降階段和平緩下降階段.

4）基于試驗數(shù)據(jù)分析試件的耗能能力發(fā)現(xiàn)，試件耗能能力最大值大概在試件達到極限承載力的時候，然后試件的耗能能力逐漸變小.

5）進行試驗?zāi)Ｐ偷挠邢拊M，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好.

6）對比分析了核島結(jié)構(gòu)和民用建筑雙鋼板混凝土組合剪力墻在結(jié)構(gòu)和抗震性能，核島結(jié)構(gòu)和民用建筑雙鋼板混凝土組合剪力墻的破壞過程大致相同，但民用建筑雙鋼板混凝土剪力墻試件鋼板最后破壞被連通，而本文試驗設(shè)置加勁肋的試件鋼板為局部破壞.

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（責任編輯 鄭筱梅）

Experimental Study of Composite Shear Walls With Double Steel Plates and Filled Concrete for a Nuclear Island Structure Under Low Cyclic Loading

LI Xiaohu1，LI Xiaojun1，2，SHEN Liting1，LIU Jin1
（1.the 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 solve the safety problem of nuclear shielding workshop under earthquake，the seismic behavior of composite shear walls with double steel plates and filled concrete for shielding workshop needs to be be studied.For this purpose，low cyclic loading tests on 9 1/5 scaled models of composite shear wall were conducted.The characteristics of lateral stiffness，failure mode，and energy dissipation capacity of composite shear wall were studied based on the tests and the influence of several parameters including the thickness of the steel palate，stud space，vertical load，and stiffener were also analyzed based on seismic performance of composite shear walls with double steel plates and filled concrete.It indicates that the thickness of the steel palate，the vertical load and the stiffener all have great effect on seismic performance of composite shear wall，but the stud space has little impact.On the basis of the test，the finite element numerical analysis of specimens was carried out，and the evaluatedresults show good agreement with the test results.Finally，the research results of the tests were compared with the latest research achievements，and the direction for future experimental design was suggested.

composite shear walls with double steel plates and filled concrete；hysteresis behavior seismic performance；lateral stiffness

TU 398+.2

A

0254-0037（2016）10-1498-11

10.11936/bjutxb2016020016

2016-02-24

國家自然科學基金資助項目（51421005）；北京市屬高等學校創(chuàng)新團隊建設(shè)提升計劃資助項目（IDHT20130507）；國家科技重大專項資助項目（2013ZX06002001）

李曉虎（1986—），男，博士研究生，主要從事結(jié)構(gòu)抗震方面的研究，E-mail:xiaohu12066@126.com

李小軍（1965—），男，博導，研究員，主要從事結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)減災(zāi)工程方面的研究，E-mail:beerli@vip.sina.com