核电站双钢板混凝土剪力墙抗剪强度研究

-精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 1 核电站双钢板混凝土剪力墙抗剪强 度研究 摘要：以核电站屏蔽厂房剪力墙 为原型，对含栓钉和加劲肋的双钢板混 凝土组合剪力墙进行低周往复加载抗剪 试验研究.试件包含 3 个 1U4 缩尺模 型，变化参数为栓钉间距与加劲肋，分 析了试件的破坏特征、承载力以及耗能 情况.试验研究发现：组合墙体整体受力 性能良好，具有较强的抗剪性能.通过设 置加劲肋，能有效提高墙体承载能力、 刚度和延性.在试验基础上进行了有限元 数值模拟与参数研究，研究了混凝土强 度、钢板厚度、轴压力和加劲肋设置对 抗剪强度的影响程度，并初步建立了核 电站双钢板剪力墙抗剪强度计算公式， -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 2 为核电安全壳设计理论的建立打下了基 础. 中国论文网 /4/view-12777409.htm 关键词：双钢板混凝土剪力墙； 栓钉间距；拟静力试验；有限元分析； 抗剪强度 中图分类号：TU398.9 文献标识 码：A 核能作为经济、清洁的能源，在 我国有着广阔的发展空间.屏蔽厂房作为 核电站的最后一道安全保障，在防止核 泄漏、飞机撞击、地震等灾害时有着非 常重要的作用.双钢板混凝土组合剪力墙 以其良好的防撞击性能、耗能能力以及 方便模块化施工的优点在核电站屏蔽厂 房中得到了应用.目前我国部分在建和拟 建的核电站采用了双层钢板内填混凝土 的组合剪力墙体作为屏蔽厂房安全壳1. 双钢板混凝土组合剪力墙近年来 在高层建筑中的应用也很广泛，国内外 专家学者对此做了相关的试验研究. -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 3 Wright 等2-3对双面压型钢板混凝土剪 力墙的受力性能进行了低周往复加载试 验，并和数值模拟结果进行了对比，提 出了相应的设计方法.罗永峰4等在试 验基础上建立了双钢板的多组有限元模 型，分析了影响墙体承载力的因素.聂建 国等5-6 对双钢板内填高强混凝土的剪 力墙试件进行了试验，研究表明，该墙 体具有良好的耗能能力和变形能力，适 用于超高层建筑，并建立了相应的双钢 板剪力墙压弯承载力的简化公式.但大多 数双钢板剪力墙的研究都是针对民用建 筑，其构造与核电站双钢板剪力墙有明 显的差别，例如高层双钢板剪力墙一般 设有边缘构件，因此具有较强的抗剪能 力.而核电站双钢板剪力墙不仅没有边缘 构件，而且通常钢板内也不配受力钢筋. 目前针对核电站双钢板剪力墙的研究很 少，特别是抗剪性能试验非常缺乏，至 今没有抗剪强度计算公式，给核电安全 壳设计带来了障碍7. 本文以 AP1000 核电站安全壳的 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 4 双钢板混凝土结构为原型，完成了 3 个 双钢板混凝土剪力墙试件的低周往复加 载试验，研究了栓钉间距和设置加劲肋 对双钢板混凝土剪力墙抗剪强度的影响. 得到墙体的破坏特征、滞回曲线和骨架 曲线，分析了墙体的延性、耗能能力、 刚度等，并结合有限元数值模拟初步提 出了核电站双钢板剪力墙抗剪承载力的 简化计算公式. 1 试验概况 1.1 试件设计 本次试验为核电站双钢板混凝土 剪力墙（如图 1 所示）构件受剪性能的 初步试验，主要研究此种构件在与核电 站相应的轴压力作用下的剪切破坏特性. 后期试验将更详细地研究其在核安全壳 中的性能.本文将先对安全壳进行受力分 析，在此基础上设计试验试件以模拟在 结构中的受力性能.试件取安全壳底部局 部部位，采用 1/4 缩尺模型，墙体高 1 600 mm，墙体厚 225 mm，钢板厚 3 mm.钢板采用 Q235，混凝土为 C60，栓 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 5 钉为 HPB235.模型墙锚固于 350 mm500 mm 的基础梁中，基础梁箍筋 采用 8mm，纵筋采用 18mm. 为考察栓钉间距与竖向加劲肋对 墙体抗剪强度的影响，3 个试件设置了 不同的栓钉间距和加劲肋，均设置间距 为 240 mm 的支撑槽钢，加劲肋采用 50 mm3 mm 钢条垂直钢板焊接，栓钉和 加劲肋的间距与钢板厚度的比值为距厚 比.其参数见表 1，试验构件构造如图 2 所示. 1.2 材性试验 墙体混凝土设计强度等级为 C60，试件浇筑时，同条件制作养护了 3 组 9 个标准立方体试块，测得的混凝 土立方抗压强度 fcu 平均值分别为 61.0 MPa， 63.7 MPa 和 66.3 MPa.钢板、栓 钉依照金属材料室温拉伸试验方法 （GB/T 2282002）测得其屈服强度 fy 分别为 255 MPa， 495 MPa；抗拉强度 fu 分别为 395 MPa， 595 MPa. 1.3 试验装置及加载制度 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 6 本次试验采用竖向荷载恒定、水 平往复加载的方式.基础梁通过地锚螺栓 锚固于试验台，两侧钢板锚入地基梁， 并用对拉钢筋连接，与地基梁一同浇 筑.加载梁和墙通过加载梁下翼缘 和墙顶预埋板螺栓连接，用以连接水平 作动器，施加水平荷载；竖向荷载由竖 向作动器施加在位于加载梁上面的分配 梁上，并在分配梁与加载梁之间放置滚 轴，以保证墙体在水平往复中正常移动. 试验加载装置如图 3 所示.竖向荷载根据 墙体在结构中的实际受力取为 150 kN. 水平荷载的施加采用荷载和位移共同控 制，试件屈服前由荷载控制，每次加载 取试件预计极限荷载的 1/51/10，加 载初期取 20 kN 循环一次，逐级增加， 后期取 40 kN 循环一次，直至试件屈服. 试件屈服后由位移控制，施加位移取试 件屈服位移 y的倍数，每级取 13 倍 屈服位移，逐级加载，直至墙体完全破 坏或承载力降到 0.85 倍极限荷载时试验 结束. -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 7 1.4 测点布置及量测方案 试验量测内容有竖向荷载以及水 平往复荷载，试件的水平位移，钢板和 混凝土的应变等.位移采用试件顶部和底 部放置的激光位移计进行测量，钢板应 变片在墙体两侧表面对称布置，每侧钢 板布置 10 个测点，如图 4 所示.混凝土 应变采用内埋式电阻应变计，测点位置 与钢板测点对应. 2 试验过程及现象 本次试验中各试件的破坏过程基 本相似，试件 W1 和 W2 均在第 13 次 水平循环加载时宣告破坏，其极限荷载 分别为 260 kN 和 250 kN.试件 W3 最终 破坏时的水平循环加载次数为 15 次， 极限荷载为 360 kN.试件的最终破坏特 征如图 5 所示.破坏模式均为墙底部与基 础梁交界处混凝土开裂引起，由于钢板 在混凝土表面，未见有斜裂缝产生.破坏 时底部钢板局部有鼓屈，但未拔出. 试件破坏经历 4 个阶段：弹性阶段，墙 体基本保持完好，力位移曲线大致呈线 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 8 性变化，基本无残余变形；开裂阶段， 当各试件荷载达到 80 kN， 80 kN 和 120 kN（各占相应峰值的 31%， 30% 和 33%）时，墙体在与基础梁交界处首 先出现细小的水平裂缝，随着水平荷载 逐级加大，裂缝逐渐变宽并贯通，可以 看出栓钉间距对改善混凝土开裂效果并 不明显，而设置加劲肋能较明显地提高 试件底部的开裂荷载；屈服阶段，此阶 段由荷载位移曲线从明显转折点一直持 续到峰值点，裂缝展开明显，试件 W1，W2 与 W3 分别在 220 kN，240 kN 与 285 kN 的荷载下在脚部发生钢板局 部屈曲；破坏阶段，当墙体达到极限荷 载时，墙体变形急剧增大，裂缝发展变 快，随着荷载往复循环，墙和基梁交界 处裂缝宽度和深度继续增大，基础梁混 凝土局部挤碎，基础中受拉侧钢板出现 滑移并伴随“ 啪啪” 的响声，各试件水平 荷载低于峰值的 85%，试件破坏.可以 看出，墙体破坏是由墙体底部与基础梁 交界部位引起，说明此处锚固不足，可 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 9 能降低了墙体的承载力.设置加劲肋对墙 体各方面性能提升明显，承载力提高了 近 50%. 3 试验结果及分析 3.1 滞回曲线和骨架曲线 各试件的顶点水平荷载滞回曲线 如图 6 所示. 可以看出在弹性阶段，滞回曲线 近似为一条直线，斜率较大，基本没有 残余变形.在开裂阶段，滞回环面积逐渐 增大，试件开始耗能，滞回曲线的斜率 逐渐减小，出现一定的残余变形.屈服阶 段，滞回曲线呈 S 形发展趋势，在原点 附近出现捏拢，滞回环面积继续增大， 试件耗能增强，残余变形较大.极限阶段， 滞回曲线呈反 S 形发展趋势，此时滞回 环面积最大，试件呈现出一定的滑移， 滞回曲线斜率继续降低.破坏阶段，滞回 曲线呈 Z 形发展趋势，试件出现大量的 滑移，承载能力逐渐减小，呈现出良好 的延性和耗能能力.从图 6 得出在同一荷 载作用下，试件 W3 的滞回曲线斜率和 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 10 滞回环面积最大，表明墙体设置加劲肋 后刚度增大，墙体耗能能力增强.试件 W2 的曲线斜率较 W1 大，极限变形也 较大，表明减小栓钉间距对墙体刚度和 耗能能力有所加强. 各试件的顶点水平荷载位移骨架 曲线如图 7 所示，在弹性阶段，3 个试 件骨架曲线斜率相近，而弹塑性阶段试 件 W3 较试件 W1 和 W2 大，且试件 W3 弹塑性阶段更长，表明设置加劲肋 能有效提高墙体的承载能力、刚度和延 性.在弹塑性阶段试件 W2 的骨架曲线斜 率大于 W1，且在破坏阶段骨架曲线较 W1 平缓，表明试件 W2 延性比 W1 好. 3.2 承载能力与耗能 各试件的特征荷载、对应的水平 位移、耗能能力以及延性系数见表 2.各 试件刚度退化曲线如图 8 所示.其中，开 裂荷载取试件第一条裂缝出现时对应的 荷载值，极限荷载取试件在加载过程中 的最大荷载值，屈服荷载取底部钢板应 变达到屈服应变时的荷载值.破坏荷载取 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 11 试件破坏时或承载能力低于 0.85 倍极限 荷载时对应的荷载值.本文采用文献7 中所取方法来确定延性系数 ，以评估 试件延性性能.采用功比指数8来评价 试件耗能能力. 分析表 2 以及图 8 可知： 1）承载力对比表明：试件 W1 和 W2 的极限荷载与破坏荷载相近，栓 钉间距对构件承载能力基本无影响，但 是栓钉间距减小能增强钢板和混凝土的 连接，防止钢板局部屈曲.试件 W3 的极 限荷载和破坏荷载均较试件 W1 和 W2 提高了 50%，表明试件 W3 中设置加劲 肋并将其延伸到基础的构造增强了墙体 和基础的连接，提高了墙体的承载能力 和耗能能力. 2）延性系数：各试件延性系数 均大于 4，表明双钢板混凝土剪力墙具 有良好的延性性能.试件 W2 较 W1 提高 38%， W3 较 W1 提高 66%，表明减小 栓钉间距对墙体延性有一定增强，而设 置加劲肋对提高墙体延性则有重要作用. -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 12 3）耗能能力：试件 W1 和 W2 的功比指数相同，表明栓钉间距对墙体 耗能能力影响很小；试件 W3 的功比指 数比试件 W1 和 W2 均高 87.9%，表明 设置加劲肋有利于提高墙体的耗能能力， 增强墙体的抗震性能. 4）试件刚度退化曲线表明：除 去试件初期加载出现的刚度略微跳跃现 象，各试件刚度下降大致分为 3 段，快 速下降段、次降速段和缓慢降速段，降 幅分别约为 62%，20% 和 8%.试件 W3 各个阶段的刚度明显大于试件 W1 和 W2，裂缝发展初期刚度退化速度略小 于 W1 和 W2，后期稍有增大，表明设 置加劲肋后，墙体刚度明显增大.试件 W1 和 W2 刚度大小及退化速率接近， 表明栓钉间距对墙体刚度影响不大. 3 片钢板混凝土剪力墙的低周水 平往复加载试验显示：双钢板混凝土剪 力墙具有良好的承载力、延性、耗能能 力和刚度，两侧钢板和混凝土相互约束， 使得墙体受力性能良好，整体性较强.栓 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 13 钉间距影响钢板和混凝土之间的连接， 减小栓钉间距能较好地防止钢板面外局 部屈曲，但对承载力提高有限.通过设置 加劲肋的构造措施，能有效提高墙体的 承载能力、刚度和延性，增大墙体的耗 能能力，对墙体抗震性能有重要影响.墙 体底部是墙体的主要破坏部位，应加强 墙体底部的连接构造. 4 双钢板混凝土剪力墙非线性有 限元分析 4.1ABAQUS 模型建立 为进一步研究双钢板剪力墙的抗 剪性能，扩充试验范围，本文采用通用 有限元计算软件 ABAQUS 进行了数值 分析.混凝土、钢板、加劲肋和栓钉采用 C3D8R 单元，即八结点线性六面体单 元；钢筋采用 T3D2 单元，即两结点线 性三维桁架单元.水平荷载的施加采用力 和位移共同控制，过程与试验同步.基础 底面采用完全固定的方式.墙体边界条件 及加载形式如图 9 所示. 根据试验数据赋予模型截面特征 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 14 和材料属性，混凝土本构采用塑性损伤 模型，混凝土的抗拉和抗压应力应变曲 线及混凝土抗拉和抗压损伤因子根据文 献9取值.其中混凝土单轴抗压强度代 表值取混凝土试块 28 d 立方体抗压强度 的标准值，单轴抗拉强度代表值取抗压 强度标准值的 1/10，弹性模量取 3.6104 N/mm2，泊松比取 0.2.钢材和 钢筋本构采用双折线模型，钢材弹性模 量取 2.06105 N/mm2，泊松比取 0.3； 钢筋弹性模量取 2.1105 N/mm2，泊松 比取 0.3. 为模拟钢板、栓钉与混 凝土的共同工作，将栓钉嵌入到钢板和 混凝土中，钢板和混凝土间采用罚摩擦； 墙体混凝土与基础梁采用共节点连接， 两侧钢板嵌入到基础梁中.在距墙顶 0.005 m 处创建加载点，并将加载点与 墙顶表面耦合，用来施加水平荷载.基础 梁、基础梁钢筋及墙体混凝土网格单元 都取 0.04 m，两侧钢板网格单元取 0.02 m，栓钉网格单元取 0.01 m. 4.2 有限元计算结果与试验结果 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 15 对比 通过以上建模所得的剪力墙有限 元模型，破坏均由混凝土受拉侧达到最 大拉应力引起，墙体达到极限承载力时 受压侧混凝土未出现压碎，图 10 所示 为试件 W3 破坏时的应力图，有限元模 拟的破坏过程和试验结果比较吻合. 3 个试件的有限元与试验骨架曲 线对比如图 11 所示，曲线发展趋势相 似，极限承载能力相近，但是屈服后位 移相差较大，试验值大于有限元值.原因 可能是试件基础与地槽锚固强度有限， 在加载过程中试件会产生整体转动，且 试件实际因为底部钢板局部屈服，混凝 土受拉裂缝增大而破坏，以至于钢板在 基础梁中出现滑移，墙体部分产生绕墙 体受压侧角部的转动，对试件水平位移 影响较大.由于有限元模型很难模拟这种 大变形，导致试验位移与有限元位移相 差较大. 表 3 显示了承载能力、延性系数 的计算值与试验值的对比.可以看出极限 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 16 承载力有限元值和试验值比值分别为 1.02，1.12 和 1.01，两者吻合较好；耗 能能力的功比指数试验值和有限元值也 基本吻合，延性系数试验值与有限元值 相差 15%左右. 4.3 极限抗剪承载力影响参数分 析 为了考察影响双钢板剪力墙抗剪 强度的因素，改变部分参数建立了 W4W13 共计 10 个有限元模型，进行 了参数分析，计算结果如表 4 与图 12 所示. 分析表 4 可知： 1）钢板厚度：W4 比试件 W1 配 钢率降低 50%，而极限承载力同比减少 12.82%；试件 W5 配钢率比 W1 增加 50%， 而极限承载力同比增加 9.85%.增大墙体 钢板厚度对墙体强度有一定的提高，但 是增长幅度较小，这可能与核电站钢板 剪力墙两边未设置充分约束以至不能充 分发挥钢板的作用有关. 2）混凝土强度：双钢板剪力墙 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 17 承载力随混凝土强度增加而增大，但是 增加幅度较小，试件混凝土强度由 C40 提高到 C50，极限承载力增加了 4.33%；由 C50 提高到 C60，极限承载 力增加了 9.54%. 3）轴压力分析：在试件 W1 基 础上改变轴压比，取轴压力为 100 kN，200 kN，编号为 W8，W9. 可以看 出承载力随轴向力改变的幅度约为 3%，轴压力对抗剪承载力的影响十分 有限. 4）加劲肋分析：在试件 W3 基 础上改变加劲肋含量（分别为 303120，803120 ，50360 ）对 墙体进行有限元计算，编号为 W10，W11，W12.W10 加劲肋含量比 W3 减少 66.7%，而极限承载力同比减 少 9%；试件 W11 加劲肋含量比 W3 增 加 60%，而极限承载力同比增加 12.09%； 试件 W12 加劲肋含量比 W11 增加 25%，而极限承载力同比增加 7.67%.可 见抗剪承载力随加劲肋含量增加而提高， -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 18 且提高幅度较大，增加加劲肋间距比增 加加劲肋尺寸能更好地提高墙体抗剪承 载力. 计算结果显示：有限元分析能较 好地模拟试件的破坏，所得试件承载力、 骨架曲线均与试验结果基本吻合.试件承 载能力受配钢率影响较大，混凝土次之， 轴压力最小，加劲肋含量对试件的承载 能力、延性等影响较大. 5 双钢板混凝土剪力墙抗剪承载 力公式拟合 用于核电站安全壳中的双钢板混 凝土剪力墙主要承受轴力、剪力和弯矩. 但目前还没有抗剪承载力计算公式，设 计时主要参考建筑结构中的钢筋混凝土 剪力墙.如参考高层建筑混凝土结构技 术规程采用有地震作用下偏心受压剪 力墙斜截面受剪承载力计算公式（见式 （1） ）10，计算本次试验的双钢板混 凝土剪力墙试件斜截面抗剪承载力约为 1 100 kN，约为试验值的 4 倍.其原因可 能由于墙体混凝土太厚，其中没有钢筋 -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 19 约束，而外层钢板约束有限，因此受拉 时混凝土极易开裂，造成抗剪强度较低. 试验破坏模式也显示了与钢筋混凝土剪 力墙的破坏有较大差别.因此双钢板混凝 土剪力墙抗剪承载力不宜直接采用公式 （1）进行计算. V1RE1- 0.5（0.4ftbwhw0+0.1NAwA）+ 0.8fyhAshshw0.（1） 分析核电站剪力墙模型可以看出， 影响抗剪强度的因素包括：混凝土强度、 钢板配置量、轴向荷载以及加劲肋.混凝 土在抗剪过程中充分受力，而钢板不能 充分发挥承载力.采用 SPSS 统计分析软 件，仍然利用式（1）形式，增加加劲 肋承载力项，将试验结果和有限元结果 通过最小二乘法回归拟合，得到混凝土、 轴向荷载、钢板以及加劲肋的分项承载 力系数分别为 0.61，0.12，0.06 以及 0.2.得 到适合核电站双钢板混凝土剪力墙的斜 截面抗剪承载能力计算公式如下： V1RE1- -精选财经经济类资料- -最新财经经济资料-感谢阅读- 20 0.5（0.61ftbwhw0+0.12NAwA）+ 0.06fyhAshHhw0+0.2fysAst.（2） 式中：RE 为承