核电工程双钢板混凝土剪力墙面外受弯性能

李小军，李晓虎

(1.北京工业大学 建筑工程学院，北京 100124； 2.中国地震局 地球物理研究所，北京 100081)

核电工程双钢板混凝土剪力墙面外受弯性能

李小军1,2，李晓虎1

(1.北京工业大学 建筑工程学院，北京 100124； 2.中国地震局 地球物理研究所，北京 100081)

为了研究核电工程双钢板混凝土组合剪力墙在面外荷载作用下的抗震性能，本文对6个剪力墙试件进行了低周往复荷载试验。制作的试件包括5个双钢板混凝土组合剪力墙试件和1个钢筋混凝土剪力墙试件。通过参数分析，研究了钢板厚度、竖向荷载和混凝土强度对双钢板混凝土组合剪力墙试件面外抗震性能的影响。试验结果发现：双钢板混凝土组合剪力墙试件具有良好的承载力和抗侧刚度，但比钢筋混凝土剪力墙在破坏阶段的延性要差。钢板厚度和竖向荷载都对双钢板混凝土组合剪力墙试件的面外抗震性能有较大影响，而混凝土强度对其影响不明显。利用ABAQUS有限元软件对双钢板混凝土组合剪力墙面外荷载试验进行了模拟，试件极限荷载的模拟结果和试验结果比较吻合。在试验和数值分析的基础上提出了双钢板混凝土组合剪力墙面外受弯承载力的计算公式，为核电工程双钢板混凝土组合剪力墙的设计提供参考。

双钢板混凝土； 剪力墙； 面外低周往复试验； 抗震性能； 有限元分析； 受弯承载力； 钢板厚度； 竖向荷载； 混凝土强度； 核电工程

CAP 1400核电站是中国在吸收西屋公司第三代核电技术AP 1000的基础上通过创新拥有自主知识产权和独立出口权的大型先进压水堆核电技术。资料[1-3]显示钢筋混凝土结构应用于核电站屏蔽厂房在抗震性能和辐射防护方面还存在一些缺陷。钢板混凝土剪力墙由于其能够很大程度地提高施工效率以及良好的抗震性能，被认为是新一代核电站安全相关墙体结构的重要形式[4]。目前，虽然钢板混凝土剪力墙结构已经被应用于核电工程，但缺乏钢板混凝土剪力墙的设计规范标准，对于双钢板混凝土组合剪力墙(SCW)在面外荷载作用下的抗震性能研究还比较少。20世纪80年代，钢板混凝土组合结构最早被应用于海洋工程，加拿大、日本、英国以及美国都对其进行了研究[5-6]。日本学者开始对钢板混凝土结构在核电工程中的应用进行研究[7-8]。经过对钢板混凝土组合结构多年的研究，日本积累了大量的试验数据和理论基础。日本在试验和数值分析的基础上编制了与核电工程安全相关的SC剪力墙设计规范[9]。美国钢铁建筑协会编制了核安全相关钢板混凝土组合剪力墙的设计规范[10]。Kadir等通过比较试验结果和利用日本、韩国、美国的设计规范方程计算的结果表明，设计规范中给出的计算方程得出的结果有一定的准确性但都偏安全。近年来,钢板混凝土组合结构在我国电视塔、高层建筑等民用建筑中也有所应用[11]。许多学者对民用建筑钢板混凝土组合结构进行了试验和理论研究[12-13]。但是与民用建筑双钢板混凝土剪力墙相比，核电工程双钢板混凝土剪力墙比较厚(一般大于1 m)，而且核电工程双钢板混凝土剪力墙内部混凝土没有配置受力钢筋和拉结筋等抗剪钢筋，主要由栓钉等抗剪连接件加强钢板和混凝土之间的相互作用。因此，还需要对核电工程双钢板混凝土剪力墙进行深入研究。我国对于核电工程钢板混凝土结构的研究起步比较晚，新一代核电站CAP 1400的建设促进了我国对于核电工程双钢板混凝土组合结构的研究。目前，李小军在此项目上已经取得了一些研究成果[14-16]。但是由于设计的试件基础梁刚度不够导致剪力墙在试验过程中被拔出或基础梁先于墙体破坏的现象。在此基础上，本文在设计试件时对基础梁进行了改进。

1 试验概况

1.1 试验方案

本试验设计了6个缩尺比为1∶5的试件(包括5个的双钢板混凝土剪力墙试件，编号为SCW1～SCW5；1个钢筋混凝土剪力墙试件，编号为RC6)，所有剪力墙试件的尺寸相同，其中试件RC6以与试件SCW1相同的含钢率进行设计。试件由三部分组成：加载梁、剪力墙墙体和基础梁，具体的尺寸分别为950 mm×430 mm×310 mm，700 mm×220 mm×730 mm，1 000 mm×1 400 mm×500 mm。剪力墙钢板采用强度等级为Q345的钢材，钢板内表面设置型号为D6-50的栓钉，栓钉间距为60 mm。为了避免基础梁先于剪力墙墙体破坏，在基础梁外包钢板，并在钢板内侧焊接型号为D12-70的栓钉，加强钢板和混凝土之间的连接。试件外观尺寸以及试件的内部构造如图1所示。方案设计的变化参数主要有钢板厚度(4、5 mm)、竖向荷载(410、820 kN)和混凝土强度(C40、C55)，试件的参数设计见表1。

表1 试件参数

1.2 材料力学性能

制作剪力墙试件所用的混凝土采用商品混凝土。在浇筑试件的过程中采集混凝土制作3个抗压强度试验立方体试块，3个抗拉强度试验试块，3个混凝土弹性模量试验试块，与剪力墙试件在同等条件下养护28 d。按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50081-2002)[17]对混凝土试块进行抗压强度试验和抗拉强度试验。混凝土抗压强度fcu、抗拉强度ft、弹性模量Ec测试结果见表2。

表2 混凝土力学性能

钢板采用Q345普通热轧钢板，钢筋选用HRB400，依照《金属材料室温拉伸试验方法》 GB/T 228-2002[18]的规定进行抗拉强度试验，钢材的屈服强度fy、抗拉强度fu、弹性模量Es测试结果见表3。

表3 钢材力学性能

图1 试件设计示意图Fig.1 Design sketch of specimens

1.3 加载设备及加载制度

本文采用对钢板混凝土组合剪力墙试件进行面外低周往复荷载试验的方法来研究剪力墙的面外抗震性能。本次试验在北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室进行，按照JGJ 101-96《建筑抗震试验方法规程》[19]的规定，通过液压千斤顶对剪力墙试件分别施加竖向和水平荷载。先对试件施加竖向荷载到预定值，然后施加水平低周往复荷载。水平荷载的施加采用荷载-位移混合控制的方式，每次加载20 kN并循环一次，逐级增加，直到试件屈服。记录试件发生屈服时的水平位移为Δy，然后开始进行位移控制加载，每次加载步距为Δy的1/8，水平荷载达到试件峰值荷载的85%时即认为试件破坏，停止加载，试验结束。为了测出墙顶的水平位移，在加载梁侧面中心位置分别设置位移计。为了消除基础梁位移对试验结果的影响，在基础梁侧面中心位置放置位移计。试验加载装置如图2所示。

图2 试验加载装置Fig.2 Test setup

1.4 试验现象

6个剪力墙试件在试验过程中的发展阶段比较相似，可以大致分为三个阶段：弹性阶段、混凝土开裂和试件屈服阶段、破坏阶段。剪力墙试件破坏形态如图3所示。

图3 剪力墙试件破坏特征Fig.3 Final failure mode of specimens

弹性阶段：钢板和混凝土都处于弹性状态，两者能够一起同步抵抗荷载的作用。从外观看，试件没有明显的变形现象。观察仪器中显示的荷载位移曲线，呈线性关系发展。

混凝土开裂和试件屈服阶段：在往复荷载作用下，试件表面开始在墙体底部出现水平短裂缝，然后继续加载，裂缝发展成交叉斜裂缝。在加载相同荷载的条件下，位移变大，试件开始屈服。在墙体根部钢板慢慢开始发生鼓屈现象。

破坏阶段：在此阶段，混凝土表面出现贯通裂缝，混凝土被压碎，钢板鼓屈现象严重，钢板和混凝土接触面完全脱离，内部栓钉在剪切作用下有的被剪断。混凝土破碎并且钢板发生屈服以后，钢板混凝土组合剪力墙试件承载力下降比较明显，钢筋混凝土剪力墙试件则表现出良好的延性，承载力没有明显下降。

2 试验结果及分析

2.1 滞回曲线

剪力墙试件的荷载-位移滞回曲线如图4所示。从图中可以看出，在加载初期曲线呈直线变化，基本没有能量消耗。当试件开裂以后，滞回环的面积逐渐变大，能量消耗也逐渐变大。一直到峰值荷载，滞回曲线呈“S”形。比较SCW和RC的峰值荷载，在相同条件下SCW比RC具有更好的极限承载力。当试件进入破坏阶段，SCW滞回曲线下降比较快，而RC试件滞回曲线下降缓慢。分析原因，对于SCW试件，刚开始由于钢板对混凝土的约束作用使得SCW试件拥有更高的承载力，当钢板屈服以后只剩下内部混凝土起作用，因此SCW试件会发生脆性破坏。对于RC试件，刚开始主要由混凝土承担荷载，当混凝土被压碎以后，内部的钢筋起作用，后期试件表现出良好的延性。总结分析结果，面外低周往复试验RC比SCW拥有更好的延性，SCW比RC拥有更强的承载力。

2.2 骨架曲线

把滞回曲线上每个循环的荷载最大值用平滑曲线连接起来形成骨架曲线。根据骨架曲线可以判断试件的刚度、强度等重要抗震性能指标。

为了研究钢板厚度对剪力墙面外抗震性能的影响，取试件SCW3(钢板厚度4 mm)和SCW5(钢板厚度5 mm)为研究对象。试件SCW3和SCW5的骨架曲线如图5所示。从图中可以看出，钢板厚度的增加提高了试件的抗侧刚度，并且在一定程度上提高了剪力墙的极限承载力，数据显示，极限承载力提高了17.16%。比较试件SCW3和SCW5极限承载力出现的时间可以发现，钢板厚度的增加使得极限承载力出现时所对应的位移减小，说明钢板厚度的增加在一定程度上减小了试件的延性。

为了研究竖向荷载对剪力墙面外抗震性能的影响，取两组试件SCW1 (820 kN)和SCW2 (410 kN)、SCW3 (820 kN)和SCW4 (410 kN) 为研究对象。两组试件的骨架曲线如图6所示。

图4 试件荷载-位移滞回曲线Fig.4 Horizontal load and top displacement hysteresis curves for the specimens

图5 不同钢板厚度试件骨架曲线Fig.5 Skeleton curves of specimens with plates of different thickness

比较试件SCW1和SCW2，两者的抗侧刚度变

化不大，但竖向荷载大的试件承载力有所提高；比较试件SCW3和SCW4，竖向荷载的增加使得抗侧刚度有所提高，并且试件的极限承载力也有明显提高。比较极限承载力出现的时间可以发现，竖向荷载的增加延缓了极限承载力的出现。

为了研究混凝土强度等级对剪力墙面外抗震性能的影响，取两组试件SCW1 (C55)和SCW3(C40)、SCW2(C55)和SCW4 (C40) 为研究对象。两组试件的骨架曲线如图7所示。比较试件SCW1和SCW3，混凝土强度的变化对试件的抗侧刚度和极限承载力都没有明显的影响。比较试件SCW2和SCW4，混凝土强度的增加稍微地提高了试件的极限强度，但效果不明显。

图6 不同竖向荷载试件骨架曲线Fig.6 Skeleton curves of specimens with different vertical load

图8给出了钢板混凝土组合剪力墙试件和钢筋混凝土剪力墙试件的骨架曲线。比较试件SCW1和RC6可以看出，钢板混凝土组合剪力墙很大程度上提高了试件的抗侧刚度和极限承载力。数据显示，钢板混凝土组合剪力墙试件的极限承载力比钢筋混凝土剪力墙提高了88.9%，但是在达到极限承载力以后试件的延性明显降低。分析原因：在试件进入破坏阶段后，钢板混凝土组合剪力墙试件钢板已经发生屈服，只有部分混凝土起作用，因此最后会发生脆性破坏；钢筋混凝土剪力墙中的钢筋则在试件破坏后发挥了重要作用，因此在破坏阶段会有很好的延性。

图7 不同混凝土强度试件骨架曲线Fig.7 Skeleton curves of specimens with different strength grade of concrete

图8 SCW1和RC6骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of SCW1和RC6

3 双钢板混凝土组合剪力墙有限元分析

3.1 ABAQUS模型

本文采用ABAQUS有限元软件对钢板混凝土组合剪力墙的面外抗震性能进行模拟。钢板、混凝土和栓钉采用C3D8单元，钢筋采用T3D2单元。采用“硬接触”来模拟钢板和混凝土之间的法向行为，采用库伦摩擦模型来模拟钢板和混凝土之间的切向行为。库伦摩擦系数根据多项试验结果取0.6。在建立模型过程中，忽略加载梁的变形，将加载点直接设置在墙体顶面中心点上，不另外设置加载梁。忽略基础梁在实际加载过程中的位移，在基础底面设置完全固定的约束方式。模拟试验加载过程设置2个分析步:1)在墙顶施加竖向荷载；2)在墙顶中心点施加水平荷载，采用位移控制的方法。墙体边界条件及加载方式如图9所示。

3.2 材料本构

混凝土采用混凝土塑性损伤模型，为了保证模拟和试验的同步并有利于模拟结果的收敛，材料的模型参数根据对试验原材料的试验结果取得。混凝土的抗压强度、弹性模量的取值见表2，泊松比取0.2。材料的本构关系曲线参考GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》的相关规定。钢材的本构模型采用经典的金属塑性模型，钢材的泊松比取0.3，屈服强度和弹性模量的取值见表3。

图9 边界条件及加载方式Fig.9 Boundary conditions and loading form

3.3 结果分析

由于在建立模型中对试件加载的是单调水平荷载，在绘制试件的骨架曲线时负方向的曲线采用把正方向的曲线反对称得到。剪力墙试件的有限元和试验骨架曲线对比如图10所示。从图中可以看出，试件在有限元模拟和试验过程中的曲线发展趋势比较相似，而且极限承载力比较接近。但是有限元模拟的试件抗侧刚度要大于试验值，试件在达到极限承载力时的位移相差比较大。分析原因：有限元分析时没有考虑混凝土的累积损伤。在试验过程中基础梁会有微小的水平位移，在有限元模型建立时忽略了基础梁的水平位移，将基础梁设置成了完全固定的约束形式。

图10 试件有限元和试验骨架曲线Fig.10 Skeleton curves of specimens

表4 极限荷载有限元值和实测值

Table 4 Finite element value and experimental value of ultimate load

试件编号VEuVFuVEu/VFuSCW13424136270944SCW231836341130933SCW333607349530961SCW427517311410884SCW539375353351114RC61812521841083

4 双钢板混凝土组合剪力墙受弯承载力分析

对钢板混凝土组合剪力墙的面外承载力的计算，美国主要参考ACI[11]规范中规定的计算公式(见式1)。此公式主要是为了计算核电站钢筋混凝土结构的面外承载力，把承载力分为混凝土和钢板两个部分，没有考虑钢板对混凝土的约束作用，因此直接用于双钢板混凝土组合剪力墙的计算会偏于安全。我国目前核电站安全壳中对双钢板混凝土组合结构的设计同样主要参考建筑结构中钢筋混凝土剪力墙的斜截面受剪承载力的计算。而根据试验结果分析，钢板混凝土组合剪力墙和钢筋混凝土剪力墙在承载力和破坏模式上有很大区别，因此核电工程中钢板混凝土组合剪力墙极限承载力的计算不宜直接采用钢筋混凝土结构计算公式。

对核电工程双钢板混凝土组合剪力墙面外荷载的极限承载力进行计算分析，需要对剪力墙试件进行一些简化假定：

1)平截面假定。即试件在变形后截面仍然为平面，忽略由于混凝土被压碎和钢板鼓屈对截面造成的影响。

2)受压区混凝土都达到抗压强度，忽略受拉区混凝土的抗拉作用。

3)考虑钢板对混凝土的约束作用，在混凝土抗拉强度乘以一个提高系数α=1.2。

4)钢板发生屈服后达到屈服强度不变，钢板的应力-应变关系曲线如图11所示，表达式如下:

当0≤εs≤εy时，σs=Esεs，

当εs≥εy时，σs=σy。

图11 钢板的应力-应变曲线Fig.11 σs-εs curve of steel plate

根据《混凝土结构设计规范》[18]GB 50010-2010中的规定，受弯构件正截面承载力计算时，受压区混凝土的应力图形可以简化为等效的矩形应力图，矩形应力图的应力值可由混凝土的轴心抗压强度fc乘以系数α1确定，经计算取α1=0.99。根据试件在试验过程中承受的荷载和基本假设得出剪力墙试件在极限状态下的应力分布图如图12所示。

图12 极限状态截面应力分布Fig.12 Stress distribution of cross section in the limit state

根据试件截面的应力分布以及力的平衡可知：

(1)

(2)

根据力矩平衡可得

(3)

联立方程(2)、(3)可求得极限状态时试件截面的极限弯矩Mu，因此

(4)

式中：Vu为试件面外水平极限荷载，H为剪力墙高度。

从表5中水平极限荷载计算值和实测值的比较可以发现，两者能够较好吻合。说明以上公式对于核电站双钢板混凝土组合剪力墙受弯承载力的计算有一定的参考价值。

表5 水平极限荷载计算值和实测值

Table 5 Calculated value and experimental value of ultimate load

试件编号VEuVCuVEu/VCuSCW134241320781067SCW231836285201116SCW333607314941067SCW427517283760970SCW539375372781056

5 结论

1)本文通过对双钢板混凝土组合剪力墙进行的面外低周往复试验，研究了双钢板混凝土组合剪力墙的面外抗震性能。结果表明：双钢板混凝土组合剪力墙具有良好的承载力和抗侧刚度。但和钢筋混凝土剪力墙相比，破坏阶段的延性较差。

2)通过试验研究了钢板厚度、竖向荷载和混凝土强度对双钢板混凝土组合剪力墙试件面外抗震性能的影响。参数分析显示：钢板厚度和竖向荷载对剪力墙试件的承载力和抗侧刚度有较大影响，钢板厚度和竖向荷载的增加都能够在一定程度上提高剪力墙试件的承载力和抗侧刚度。混凝土强度在文中给出的强度范围内对剪力墙试件的抗震性能没有明显的影响。

3)通过ABAQUS有限元软件对双钢板混凝土组合剪力墙试件面外荷载试验进行了模拟，模拟结果显示，有限元值和试验实测值的极限承载力比较接近，但有限元模拟的抗侧刚度明显比实测值大。

4)分析双钢板混凝土组合剪力墙试件在极限状态下截面的应力分布，通过拟合分析，提出了双钢板混凝土组合剪力墙受弯承载力公式。比较计算值和实测值，结果显示两者吻合较好，可以作为核电工程双钢板混凝土组合剪力墙受弯承载力设计提供参考。

[1]PQULAY T, PRIESTLEY MJN. Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings[M]. New York: Wiley Interscience Publication, 1992.

[2]QIAN J R, LU W, FANG E H. Displacement ductility-based aseismic design for shear walls[J]. Journal of building structures, 1999, 20(3): 42-49.

[3]SU R K L, WONG S M. Seismic behaviour of slender reinforced concrete shear walls under high axial load ratio[J]. Engineering structures, 2007, 29(8): 1957-1965.

[4]VARMA A H, MALUSHTE S R, SENER K C, et al. Steel-plate composite (SC) walls for safety related nuclear facilities: design for in-plane forces and out-of-plane moments [J]. Nuclear engineering & design, 2014, 269(4): 240-249.

[5]MATSUISHI, M, IWATA S. Strength of composite system ice-resisting structures steel concrete composite structural systems, C-FER publication No. 1[C]//Proceedings of a Special Symposium Held in Conjunction with POAC 87, 9th International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions. Fairbanks, Alaska, 1987.

[6]OHNO F, SHIOYA T, NAGASAWA Y, et al. Experimental studies on composite members for arctic offshore structures steel/concrete composite structural systems, C-FER publication No. 1[C]// Proceedings of a Special Symposium Held in Conjunction with POAC 1987, 9th International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions. Fairbanks, Alaska, 1987.

[7]SEKIMOTO H A H, TANAKA M, INOUE K, et al. 1/10th scale model test of inner concrete structure composed of concrete filled steel bearing wall[C]//10th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology. Anaheim, 1989.

[8]OZAKI M, AKITA S, OSUGA H, et al. Study on steel plate reinforced concrete panels subjected to cyclic in-plane shear [J]. Nuclear engineering & design, 2004, 228(1): 225-244.

[9]JEAC-4618. Technical code for seismic design of steel plate reinforced concrete structures: buildings and structures[S]. Tokyo：Japanese Electric Association Nuclear Standards Committee, Translated from Japanese by Obayashi Company and Westinghouse Electric Company，2009.

[10]AISC Proposal APPENDIX N9, Specification for design of steel-plate composite (SC) walls in safety-related structures for nuclear facilities[S]. [S.l.], 2010.

[11]SENER K C, VARMA A H, AYHAN D. Steel-plate composite (SC) walls: Out-of-plane flexural behavior, database, and design [J]. Journal of constructional steel research, 2015, 108: 46-59.

[12]陈锦石，张军．盐城广播电视塔双钢板组合剪力墙结构施工技术[J]．施工技术，2011，40(15): 14-20． CHEN Jinshi, ZHANG Jun. Construction technology of composite structure of double steel plate and shear wall in Yancheng broadcast television tower[J]. Construction technology, 2011, 40(15): 14-20．

[13]孙建超，王杨，孙慧中,等.钢板混凝土组合剪力墙在中国国家博物馆工程中的应用[J]. 建筑结构, 2011, 41(6): 14-19. SUN Jianchao, WANG Yang, SUN Huizhong, et al. Application of steel plate concrete composite wall in National Museum of China[J]. Building structure, 2011,41(6): 14-19.

[14]熊峰，何涛，周宁. 核电站双钢板混凝土剪力墙抗剪强度研究[J]. 湖南大学学报:自然科学版, 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 science, 2015, 42(9): 33-41.

[15]张有佳，李小军. 双钢板混凝土墙体构件抗震性能试验研究[J]. 武汉大学学报:工学版, 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.

[16]杨悦. 核工程双钢板-混凝土结构抗震性能研究[D].北京：清华大学, 2015： 38-60. YANG Yue. Seismic behavior of doublesteel-concrete composite structure in nuclear engineering [D]. Beijing: Tsinghua University, 2015： 38-60.

[17]中国建筑科学研究院. GB50010-2010 混凝土结构设计规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社，2011． China Academy of Building Reaearch.GB50010-2010 Code for design of concrete structures[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2011.

[18]国家质量监督检验检疫总局. GB/T 228-2002 金属材料室温拉伸试验方法[S].北京:中国标准出版社, 2003. State Administration for Quality Supervision and Inspection and Quarantine.GB/T 228-2002 Metallic materials Tensile testing at ambient temperature[S]. Beijing: China Standards Press, 2003.

[19]中国建筑科学研究院. JGJ 101-96 建筑抗震试验方法规程[M]. 北京：中国建筑工业出版社, 1997. China Academy of Building Reaearch.JGJ 101-96 Procedures of the aseismic test method [M]. Beijing: China Architecture & Building Press, 1997.

本文引用格式：

李小军，李晓虎. 核电工程双钢板混凝土剪力墙面外受弯性能[J]. 哈尔滨工程大学学报， 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.

国家自然科学基金创新研究群体科学基金项目(51421005)；国家科技重大专项(2013ZX06002001)；北京市属高等学校创新团队建设提升计划(IDHT20130507).

李小军(1965-)，男，教授，博士生导师，长江学者特聘教授； 李晓虎(1986-)，男，博士研究生.

李晓虎，E-mail：xiaohu12066@126.com.

10.11990/jheu.201609015

TU398

A

1006-7043(2017)08-1238-09

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