双钢板混凝土组合墙抗冲击计算方法研究.pdf

第49 卷第4期2023年8 月文章编号：16 7 3-5196(2 0 2 3)0 4-0 10 8-0 9双钢板混凝土组合墙抗冲击计算方法研究兰州理工大学学报Journal of Lanzhou University of TechnologyVol.49No.4Aug.2023孙继红，安国青，王（1.山西经济管理干部学院建筑工程系，山西太原0 3 0 0 2 4；2.太原理工大学土木工程学院，山西太原0 3 0 0 2 4)摘要：为研究双钢板混凝土组合（SC)墙的抗冲击性能，采用ABAQUS建立了SC墙在轴力与冲击耦合作用下的数值模型，并通过已有SC构件落锤冲击试验结果验证了有限元模型的适用性.基于此，首先分析了SC墙的抗冲击工作机理；其次，重点研究了钢板含钢率、轴压比等参数对构件动力响应的影响；最后给出了该类构件在轴力-冲击耦合作用下跨中最大挠度简化计算公式.结果表明：SC墙冲击全过程分为四个阶段，混凝土是构件抗冲击的主要耗能部件；轴压比会削弱构件的抗冲击性能，且当轴压比大于0.2 时，影响更加明显；钢板含钢率、冲击速度、冲击质量与对拉钢筋间距对构件抗冲击性能影响较大；建议的计算公式能有效预测冲击荷载下考虑轴力影响的SC墙跨中最大挠度.关键词：双钢板混凝土组合墙；轴力-冲击耦合；有限元分析；挠度预测中图分类号：TU398Study on the calculation method of impact resistance of double-skin(1.Department of Architectural Engineering,Shanxi Institute of Economic Management,Taiyuan 030024,China;2.School of Civil Engi-neering,Taiyuan University of Technology,Taiyuan 030024,China)Abstract:In order to study the impact resistance of double-skin steel-concrete composite(SC)wall,thenumerical model under coupled axial and impact loads was established using ABAQUS software.The accu-racy of the finite element modeling was validated against the test results of SC members under drop-hammer impact.Firstly,the impact-resistance mechanism of SC wall was analyzed.Then,the influencesof the steel plate ratio,axial-load ratio and other parameters on dynamic responses were investigated.Fi-nally,a simplified equation was developed to predict the maximum mid-span deflection of axial-loaded SCwall under impact load.The results show that:the whole impact process can be divided into four phases,the sandwiched concrete is the main energy-dissipation component during impact;ratio of axial compres-sion stress to strength would weaken the impact resistance of test specimen,and the effect is more obviouswhen the ratio of axial compression stress to strength exceeds O.2;steel content of steel plate,impact ve-locity,impact mass and spacing of tension bars have significant influences on the impact resistance;theempirical formula suggested can well predict the maximum mid-span deformation of axial-loaded SC wallunder an impact load.Key words:double-skin steel-concrete composite wall;axial and impact combined load;finite element a-nalysis;deformation prediction双钢板混凝土组合(SC)墙主要由外层钢板与收稿日期：2 0 2 2-0 9-3 0基金项目：山西省自然科学基金（2 0 2 10 3 0 2 12 3 119），山西省留学人员科技活动择优资助项目（2 0 2 10 0 10）通讯作者：王蕊（197 9-），女，山西太原人，博士，教授.Email:蕊*2心心文献标志码：Asteel-concrete composite wallSUN Ji-hong,AN Guo-qing,WANG Rui?夹层混凝土组合而成，在钢板内侧焊有栓钉、对拉钢筋等抗剪连接件，可以传递界面剪力并保证钢板与混凝土共同工作，如图1所示.SC墙具有承载力高、刚度大、施工便捷与防水性好等优点，目前已广泛应用于核电站安全壳、沉管隧道、高层建筑剪力墙、海洋平台与防护结构中1-41.该类构件在服役期间除了第4期承担静力荷载作用外，还可能遭受意外冲击、爆炸等灾害作用，如核电站厂房与高层建筑易遭受龙卷风裹物的冲击，核电站内部易遭受管道破裂液体喷射的冲击，海上采油平台易遭受浮冰的冲击等.冲击荷载已被认为是一个需要在结构设计中考虑的重要工况5-6 7 1.混凝土栓钉孙继红等：双钢板混凝土组合墙抗冲击计算方法研究109献10 提供的方法进行模拟.钢材在撞击作用下需考虑应变率效应，采用Cowper-Symonds模型计算钢材在不同应变率下的屈服强度，如式(1)所示.fg/f,=1+(e/D)1/P式中：fy为冲击荷载作用下应变率为时的钢材屈服强度；f，表示静力荷载作用下的钢材屈服强度；D与P是与材料类型和应变强化有关的参数,分别取 6 8 44 s-1 与 3.9110 .应力(1)钢板对拉钢筋图1SC墙示意图Fig.1 Diagram of double-skin steel-concrete composite wall目前，针对SC结构抗冲击性能的研究主要集中在水平构件SC板上7-10 ，而对低速冲击作用下SC墙动力响应的研究相对较少.2 0 18 2 0 19年，赵唯以等11、Guo 等12 对四边简支SC墙进行了落锤冲击试验，基于有限元模型开展了参数分析，发现试件临界轴压比随冲击能量的增大而减小，并采用能量法计算了无轴力作用的SC墙跨中最大挠度.2021年，朱立猛等13 通过数值模型对两边固支无焊缝全螺栓连接的SC墙抗冲击性能进行了研究，预测了该类构件（轴压比为0)在冲击荷载作用下的塑性位移.实际上，SC墙在遭受冲击荷载前通常处于带载工作状态，轴力会对构件的抗弯承载力产生较大的影响,进而影响其抗冲击性能.然而，当前对考虑轴力作用影响的SC墙在冲击荷载下挠度计算方法的研究尚未见报道.为此，本文利用ABAQUS建立预加轴力的SC墙侧向冲击有限元模型，深入研究轴压荷载下SC墙的抗冲击性能.重点分析轴压比、钢板含钢率、混凝土强度、冲击速度、冲击质量以及对拉钢筋间距对构件动力响应的影响，明晰双钢板混凝土组合墙在轴力-冲击耦合作用下的工作机理，提出此类构件的跨中最大度预测公式，为抗冲击设计提供参考.1有限元模型建立1.1材料模型钢材采用Han等14建议的五阶段弹塑性模型，如图2 所示.密度取7 8 50 kg/m，弹性模量与泊松比分别取2 0 3 GPa与0.3.钢板断裂损伤采用文0图2 低碳钢五阶段本构关系Fig.2 Five-stage stress-strain constitutive model of car-bon steel混凝土采用塑性损伤模型进行模拟，其单轴受压与受拉应力-应变关系采用Xiang等15 建议的模型,并分别采用CEB-FIP规范16 与Malvar 等17 建议的公式考虑混凝土受压与受拉应变率效应，分别如式(2)与式(3)所示.0cd/o(ed/e0s)1/3(ea/e.)aOtd/ots=人(ed/e.)1/3式中：d与d分别表示应变率为ed时混凝土的抗压强度与抗拉强度；cs表示混凝土在应变率为ec（静力作用）下的抗压强度，ecs=一3 0 10-s-1;1s为混凝土在应变率为。（静力作用)下的抗拉强度，=10-%-1.=1/（5+9g。/o），lg=6.1562,0co=10 MPa;=1/(1+8oc/c),lg=68-2.1.2模型的尺寸与边界选取典型SC构件进行有限元建模，数值模型长与宽分别为10 0 0 mm与8 0 0 mm，厚度为8 0.8mm.夹层混凝土厚度为7 5mm，钢板厚度为2.9mm.在两侧钢板内表面设置直径5mm的抗剪栓钉,并采用直径10 mm的对拉钢筋连接.栓钉和对应变ed30 s-1(2)ed30 s-1ed1s-1ed1 s-1(3).110拉钢筋间距分别为7 5mm和150 mm.模型的边界条件为一端固支，另一端施加轴力设置为滑动边界.通过“相互作用”模块为参考点与端面建立“耦合”约束，通过约束参考点的自由度实现边界条件设置.1.3单元类型、网格划分与接触关系图3 给出了典型构件精细化有限元模型示意图，轴力通过弹簧单元施加，释放沿轴力加载方向的落锤u,=u,=0800mmr=r=r=0兰州理工大学学报位移自由度18 .外层钢板、栓钉、夹层混凝土与落锤均采用C3D8R实体单元，加劲板采用S4R壳单元，对拉钢筋采用B31梁单元，分析精度较高且不容易发生剪切自锁现象.在落锤内部设置参考点，在相互作用模块给落锤施加刚体约束，落锤速度和质量均施加在此参考点上.除之方向（冲击方向)外，约束参考点其它方向所有自由度.X第49卷滑动边界固支边界u=u,=u=0u,=u=0=r=0弹簧轴力顶钢板wu808混凝土一底钢板1 000 mm顶钢板加劲板Fig.3 Schematic view of finite element model为确定合适的网格尺寸，首先对典型SC试件(H30L111)在冲击荷载下进行网格敏感性分析，如图4所示.模型未加密区网格尺寸为3 0 mm35mmX40mm,在距离跨中士12 5 mm范围内对网格进行局部加密，加密区网格尺寸为未加密区网格尺寸的一半.通过网格敏感性分析可以看出，当模型未加密区网格尺寸为3 5mm，加密区网格尺寸为17.5mm时，可获得较好的模拟精度.340-试验值模拟值3 0 mm-一模拟值3 5mmNY/早模拟值40 mm1700图4网格尺寸对冲击力时程曲线的影响Fig.4 Effect of mesh size on the impact force history curves底钢板图3 有限元模型示意图钢板内表面与混凝土、栓钉与混凝土界面均采用“面-面接触”，将刚度较大的混凝土表面选为主动面，钢板与栓钉表面选为从动面.钢板内表面、栓钉表面与混凝土接触面法向采用“硬接触”，切向采用“库仑 摩擦模型，摩擦系数取值为0.6 10 1；钢板外表面与落锤锤头接触面法向采用“硬接触”，切向“库仑摩擦系数设为O10.加劲板、栓钉与钢板内表面通过“绑定”约束进行连接.2有限元模型验证为验证数值模型的适用性，采用文献7,9,11中SC构件落锤冲击试验结果对本文有限元模型进行校核，试件详细参数如表1所列.其中，l。与b。分别为试件的长度与宽度，t。为钢板厚度，m。为落锤质量，H为冲击高度，N为轴压荷载.验证内容包括0.010.02时间/s栓钉对拉钢筋典型试件破坏形态、冲击力时程曲线与跨中挠度时程曲线.图5给出部分试件冲击力时程与跨中挠度时程曲线有限元模拟结果与试验结果的对比.整体来看，第4期有限元模拟曲线与试验曲线趋势符合良好，但部分结果存在一定差异,误差可能来源于试件制造、试验中数据的测量以及模型边界条件的设置等.为进一步验证数值模型的可靠性，图6 呈现了典型试件试件编号1o/mmbo/mmCP1 412SP1412S150-101000S150-151 000S150-201000H151000H301000H451000H601000H751000H15N1000H45N1000H75N10001000试验(F)-有限元(F)800-试验(u)-有限元(w)60040020000.01 0.020.03 0.04 0.05时间/s(a)CP400试验有限元3002001000102030405060落锤位移y/mm(d)S150-15600一试验(F)-有限元(F)一试验(u)-有限元(w)4503001500Fig.5 Comparison of results between test and FE model孙继红等：双钢板混凝土组合墙抗冲击计算方法研究表1 试件参数Tab.1Information of specimen parameters边界条件t./mm500两边固支500两边固支1000四边简支2.001 000四边简支2.001000四边简支800四边简支800四边简支800四边简支800四边简支2.90800四边简支800四边简支2.90800四边简支2.90800四边简支2.903501000试验(F)-有限元(F)wu/中朝280210140700111S150-209和H7511 钢板试验破坏形态与数值模拟结果的对比.可见有限元计算结果与试验结果基本一致，有限元模型可较好预测试件的变形形态.证明本文有限元建模方法是可靠的，可用于后续参数分析.mo/kgH/mN/kN数据来源3.00600.03.00600.0660.0660.02.00660.02.90233.52.90233.52.90233.5233.52.90233.5233.5233.5233.501350wu/中朝800一试验(u)-有限元(u)60040020000.010.020.030.040.05时间/s(b)SP600-试验(F)-有限元(F)一试验(w)-有限元(w)450300150060wu/中朝45301500.010.02时间/s()H30图5试验与有限元计算结果对比3.03.01.01.52.01.53.04.56.07.51.54.57.540028030021020014010070060wu/中朝45301500.010.02时间/s(e)H150000000000197197197010落锤位移y/mm(c)S150-10600一试验(F)-有限元(F)一试验(u)-有限元(uw)4503001500600一试验(F)-有限元(F)760一试验(w)-有限元(w)wu/中朝450453003015015000.01时间/s(h)H45文献7文献9文献11试验有限元20300.010.02时间/s(f)H15N0.024060wu/中4530150112兰州理工大学学报第49卷(a)S150-20(背冲击侧)Fig.6 Comparison of failure patterns between test and FE model of typical specimens3参数分析算例本文根据核电站钢板混凝土结构技术标准5设计了3 0 个双钢板混凝土组合墙，具体参数见表2.构件长与宽分别为10 0 0 mm与8 0 0 mm，夹层混凝土厚度t。为7 5mm，边界条件为两端固支.抗剪连接件包括栓钉与对拉钢筋，栓钉直径与间距表2 参数分析算例Tab.2Specimens of parametric analysis钢板钢板冲击冲击混凝土 对拉钢轴压含钢率厚度质量速度/抗压强度筋间距比nPs/%ts/mmmo/kg(m s-1)feu/MPa20.7751.9783.2620.7751.9783.2651.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.9751.97(b）有限元(背冲击侧)图6 典型试件钢板试验破坏形态与有限元结果对比击动力响应的影响相关研究表明，冲击力惯性峰值F；主要与冲击速度有关，也受到落锤与构件接触刚度和接触质量$,/mm的影响11.惯性峰值后冲击力平均值F反映了构3007.673007.673007.673007.673007.673007.673007.673007.673005.423005.423005.423005.423006.263006.263006.263006.262007.674007.673007.673007.673006.263006.263007.673007.673007.673007.673006.263006.263006.263006.26(c)H75(冲击侧)分别为5mm和7 5mm，对拉钢筋直径与间距分别为10 mm和150 mm；落锤锤头为半球形，直径为8 0 mm;钢板屈服强度为3 55MPa.重点分析钢板含钢率(ps=2%8%,单位宽度钢板截面积与单位宽度试件截面积之比5）、混凝土立方体抗压强度(fcu=406 0 MPa)、冲击质量(mo=20040 0 k g)、冲击速度(=5.42 7.6 7 m/s)、轴压比（n=00.3)与对拉钢筋间距(st=1002 0 0 m m)对构件冲401504015040150401504015040150401504015040150401504015040150401504015040150401504015040150501506015050150601505015060150401004020040100402004010040200(d)有限元(冲击侧)0000.10.10.10.20.300.10.20.300.10.20.30.10.10.10.10.10.10.20.20.10.10.10.10.20.2件的抗弯承载力，主要与构件的膜力效应有关119,可采用文献2 0-2 1 建议的方法进行计算，如式(4)与图7 所示,t1与t2分别表示惯性峰值后冲击力平均值开始和结束时刻.惯性峰值后冲击力平均值与跨中最大挠度可用于评价构件的抗冲击性能.Fmt1t2ti冲击力FF-.图7 惯性峰值后冲击力平均值计算简图Fig.7 Calculation diagram of average impact forceafter inertia peak force4抗冲击工作机理分析以双钢板混凝土组合墙典型构件(ps=5%,mo=300kg,u=6.26 m/s,fcu=40 MPa,st=150 mm和F(t)dtFm-(4)时间第4期n=0.2)为例,对冲击全过程与耗能机理进行分析.图8 给出冲击力F、底钢板跨中挠度、落锤冲击速度 h与跨中速度。无量纲化时程曲线，其中FpeakVUb.peakvVs.pa和Wpuak分别为冲击力膜力峰值、落锤速度峰值、构件跨中速度峰值与底钢板跨中度峰值.可以看出，预加轴力SC墙冲击过程大致可分为四个阶段：1）A-B段：当落锤接触构件后，构件被迫向下加速运动，冲击力迅速上升达到峰值（冲击力惯性峰值），构件速度相应增大.此阶段构件跨中挠度较小，冲击力主要通过惯性力来抵抗2）B-C 段：落锤与构件共同向下运动，由于钢板的膜力效应冲击力持续增加并达到峰值Fpeak（膜力峰值），构件跨中挠度不断增大并达到最大值Wpeak（C 点),此时落锤速度与构件速度减为O（C点).大部分冲击能量在该阶段通过构件变形耗散.3）C-D 段：由于构件在加载阶段（BC段)发生了较大的塑性变形，构件回弹较小,落锤冲击速度与构件跨中速度反向增大，落锤回弹速度逐渐超过构件回弹速度，冲击力不断减小，至D点时冲击力减为0.4）D-E 段：落锤与构件完全分离，构件跨中挠度保持稳定.1.00.50AB-0.5-1.00图8 无量纲化时程曲线Fig.8 Dimensionless responses of typical SC wall图9给出了典型SC墙（ps=5%，m。=3 0 0 k g，u=6.26m/s,fcu=40MPa,st=150mm和n=0.2)在冲击过程中落锤动能时程以及各部件内能时程曲线，各曲线均可从有限元计算结果中提取2 0 1，内能增量等于落锤所做的功（冲击力-位移曲线的积分）.可以发现，冲击发生后落锤动能迅速减小，构件各部件内能不断增加，损耗的落锤动能转化为构件各部件内能.混凝土、顶钢板、底钢板和剪力连接件的耗能分别占冲击总能量的6 3.6%、13.9%、7.2%孙继红等：双钢板混凝土组合墙抗冲击计算方法研究-跨中挠度W.落锤速度Uh构件速度一冲击力F：CD:E0.010.02时间/s11310.0厂一动能-落锤-内能-混凝土78内能-顶钢板-内能-底钢板风能-栓钉内能-对拉钢筋7.565.04动2.50图9落锤动能与各部件内能时程曲线Fig.9Time histories of kinetic energy of hammer and inter-nal energy of each component of SC wall和3.2%，表明轴力-冲击共同作用下夹层混凝土耗能是此类构件抗冲击的主要耗能机制.5影响参数分析5.1钢板含钢率的影响图10 给出了钢板含钢率ps（p。=2 t s/t，t=2 t。十t。)对构件冲击动力响应的影响，其中m。=3 0 0 k g，u=6.26 m/s,feu=40 MPa,St=150 mm 和n=0.随着。的增大，冲击力惯性峰值变化不大，主要由于所研究参数范围内s的增大对接触刚度影响较小所致；而惯性峰值后冲击力平均值（Fm）明显增加，底钢板跨中挠度相应减小，主要是因为增大s提高了构件的抗弯刚度，增强了钢板的膜力效应.综上，钢板含钢率对构件冲击力与跨中挠度影响显著.3002001000.03060wu/中朝40200图10 钢板含钢率的影响Fig.10IEffects of steel faceplate ratio200.010.02时间/s-0-P,=2%-o-P,=5%-P,=8%0.0070.014时间/s(a)冲击力时程曲线0.0070.014时间/s(b)跨中挠度时程曲线0.030.0210.02800-0-0-0-0-0-00.0210.0281145.2混凝土抗压强度的影响不同混凝土抗压强度fcu对SC墙冲击力时程与底钢板跨中挠度时程曲线的影响如图11所示，其中p.=5%,mo=300kg,=7.67m/s,st=150mm,n=0.1.当fcu从40 MPa增加到6 0 MPa,冲击力惯性峰值（F)与惯性峰值后冲击力平均值（Fm）分别增加5.5%和4.9%，底钢板跨中最大挠度减少10.5%，表明fcu增加有利于构件抗冲击性能的提升.300200100060wu/中40200图11混凝土抗压强度的影响Fig.11Effects of concrete compressive strength5.3冲击速度与质量的影响图12 与图13 分别给出了冲击速度与冲击质量。对构件动力响应的影响.当冲击速度 从5.42m/s增加到7.6 7 m/s时，冲击力惯性峰值明显增加,是因为冲击力惯性峰值主要与冲击速度与接触刚度有关.随着 和。增加,惯性峰值后冲击力平均值(F)相应提高，主要由于冲击能量增大使得材料应变率效应与钢板膜力效应明显增强所致.5.4对拉钢筋间距的影响图14呈现了对拉钢筋间距st的变化对SC墙冲击力时程与跨中挠度时程曲线的影响,其中s=5%,fcu=40 MPa,mo=300 kg,u=7.67 m/s 和n=0.1.随着st的增大，惯性峰值后冲击力平均值(Fm)降低，跨中挠度增加,因为st的增大会削弱外层钢板与夹层混凝土的组合作用.当st从150 mm兰州理工大学学报3002001000-o-eu=40 MPa-fu=50MPa-fou=60 MPa0.0070.014时间/s(a)冲击力时程曲线-o-feu=40 MPao-feu=50MPa-fu=60 MPa0.0070.014时间/s(b）跨中挠度时程曲线第49卷o U=5.42 m/so-U=6.26 m/s-U=7.67 m/s0.0070.014时间/s(a)冲击力时程曲线80o U=5.42 m/so=6.26 m/s60-U=7.67 m/swu/中朝40200.0210.0280.0210.0280.0210-0-0-0-0-0-000.007(b）跨中挠度时程曲线图12 冲击速度的影响Fig.12Effects of impact velocity300-o m=200 kgo m,=300 kg-m,=400 kgN/200100080uu/中朝6040200图13 冲击质量的影响Fig.13Effects of impact mass0.0280.0140.021时间/s0.0070.014时间/s(a)冲击力时程曲线00000-0-00-0TOTO1O-O-O1O1O1O1Oo-m=200 kgm300 kg-m.=400 kg0.0070.014时间/s(b）跨中挠度时程曲线0.0280.0210.0280.0210.028第4期300N/早20010008060wu/中部40200图1 4对拉钢筋间距的影响Fig.14Effects of tie-bar spacing增加2 0 0 mm时，构件跨中最大挠度增大2 2%，可见对拉钢筋间距对SC墙动力响应影响显著.5.5车轴压比的影响图1 5 给出了轴压比n对SC墙惯性峰值后冲240o-U=5.42 m/s 200 U=6.26 m/s-U=7.67 m/s 16012080400(a）惯性峰值后冲击力平均值120o U=5.42 m/so-U=6.26 m/s80uu/om400图1 5 车轴压比的影响Fig.15Effects of axial-load ratio孙继红等：双钢板混凝土组合墙抗冲击计算方法研究-o-s=100 mmo-s=150 mm$=200 mm0.0070.014时间/s(a)冲击力时程曲线0-0-0-000-0-0o-s=100 mmo-s=150 mm s$=200 mm0.0070.014时间/s(b）跨中挠度时程曲线0.10.2轴压比-=7.67 m/s0.1轴压比(b)跨中最大挠度115击力平均值(Fm）与跨中最大挠度(wmax）的影响，其中ps=5%,fu=40 MPa,mo=300kg,st=150mm.对于冲击速度为5.42 m/s的构件，当n从0增加到0.2 时，Fm与max变化不大；然而，当n从0.2增加到0.3 时，Fm减少了2 0.8%，max增大37%，主要归因于较大轴力产生的二阶效应影响显著.对于冲击速度超过5.42 m/s的构件，随着轴压0.0210.0280.0210.0280.310.20.3比n的增加，惯性峰值后冲击力平均值不断降低，跨中最大挠度不断增大，当n大于0.2 时影响更加明显.6计算方法跨中最大挠度是评估结构构件抗冲击或抗爆性能的重要指标 8 1.2.2 3 1,本文以回归方法计算SC墙在冲击荷载作用下底钢板跨中最大挠度（wmax），该方法有效预测构件在冲击荷载下的位移响应 2 3-2 41。由5 节可知，钢板含钢率s、冲击速度、冲击质量mo、轴向比n、对拉钢筋间距st与混凝土抗压强度fcu是影响构件跨中挠度的重要参数.考虑上述参数的影响，提出了Wmax的简化计算公式，如式(5)所示：Wmax=3.0 X 10-.f(ps)f(v)f(mo).f(n)f(st)f(feu)其中，f(ps)=-229.58p,+57.029f()=10.932-32.222f(m)=0.1535mo+5.290f(n)=813.55n35.639n+44.517f(st)=0.156st+31.056f(fcu)=-0.2721fcu+63.029图1 6 给出了公式预测结果与有限元模拟结果的对比，公式预测结果相对于有限元计算结果的平均值与标准差S分别为0.9 8 和0.1 1.在参数研120u=0.98S-0.119060300图1 6 公式预测结果与有限元模拟结果的比较Fig.16 Comparison of results between formula prediction andFE simulation(5)+10%-10%3060wmax/mm(有限元计算)90120.116究范围内简化公式能够很好预测预加轴力SC墙的底钢板跨中最大挠度.7结论针对冲击荷载作用下SC墙的力学性能进行研究，分析了SC墙的抗冲击工作机理，揭示了相关参数对SC墙动力响应的影响，最后提出了该类构件在轴力-冲击耦合作用下跨中挠度计算方法.在参数研究范围内可得出以下结论：1）SC墙冲击全过程大致可分为四个阶段，大部分冲击能量在第二阶段通过构件变形耗散，冲击过程中夹层混凝土是构件抗冲击的主要耗能部件.2）钢板含钢率、冲击速度、冲击质量、对拉钢筋间距与轴压比对构件动力响应影响明显.轴压比会削弱构件抗冲击性能，当轴压比大于0.2 时轴压比的影响更加显著.3）建议的简化计算公式可有效预测SC墙在轴力-冲击耦合作用下的跨中最大度，为此类构件在低速冲击下的损伤评估与抗冲击设计提供指导.参考文献：1J HILO S J,WAN BADARUZZAMAN W H,OSMAN S A,etal.A state-of-the-art review on double-skinned composite wallsystems J.Thin-Walled Structures,2015,97:74-100.2RICHARD LIEW J Y,YAN J B,HUANG Z Y.Steel-concrete-steel sandwich composite structures-recent innovations J.Journal of Constructional Steel Research,2017,130:202-221.3聂建国，孙彤，温凌燕，等.某会展中心大跨交叉钢-混凝土组合梁系楼盖设计JI.建筑结构学报，2 0 0 4，2 5（6)：1 2 3-1 2 5.4樊健生，丁然，聂鑫，等.高性能双钢板混凝土结构研究与应用J.建筑结构学报，2 0 2 2，43（9）：5 5-7 2.5中国核工业建设集团有限公司.核电站钢板混凝土结构技术标准：GB/T513402018S.北京：中国计划出版社，2 0 1 8.6AISC Committee on Specifications.Specification for safety-re-lated steel structures for nuclear facilities:AISC N 69018S.Chicago,America:American Institute of Steel Construc-tion,2018.7 REMENNIKOV A M,KONG S Y,UY B.The response of axi-ally restrained non-composite steel-concrete-steel sandwichpanels due to large impact loading JJ.Engineering Structures,2013,49:806-818.8SOHEL K M A,RICHARD LIEW J Y.Behavior of steel con-crete steel sandwich slabs subject to impact load JJ.Journal ofConstructional Steel Research,2014,100:163-175.9 GUO Q Q,WANG Z Y,CHEN J,et al.Dynamic response and兰州理工大学学报failure mode of steel-concrete composite panels under low-ve-locity impact JJ.International Journal of Impact Engineering,2022,162:104128.10安国青，王，蕊，赵晖，等.双钢板混凝土组合板在撞击荷载下的动力响应J.东北大学学报（自然科学版），2 0 2 2，43(8):1192-1200.11赵唯以，郭全全.低速冲击下双钢板混凝土组合墙的力学性能研究J.土木工程学报，2 0 1 8,5 1(1 1)：8 8-9 4.12（GUO Q Q,ZHAO W Y.Design of steel-concrete compositewalls subjected to low-velocity impact J.Journal of Con-structional Steel Research,2019,154:190-196.13朱立猛，高晓飞，张春巍.无焊缝全螺栓连接双钢板混凝土组合剪力墙平面外抗冲击性能有限元分析J.振动与冲击，2021,40(9):166-174.14HAN L H,YAO G H,TAO Z.Performance of concrete-filledthin-walled steel tubes under pure torsion J.Thin-WalledStructures,2007,45(1):24-36.15XIANG S,ZENG L,LIU Y H,et al.Experimental study onthe dynamic behavior of T-shaped steel reinforced concretecolumns under impact loading JJ.Engineering Structures,2020,208:110307.16DU BETON C E I.CEB-FIP model code 1990 M.Trow-bridge,Wiltshire,UK:Redwood Books,1993.17MALVAR L J,ROSS C A.Review of strain rate effects forconcrete in tension J.ACI Materials Journal,1998,95(6):735-739.18YANG X Q,YANG H,ZHANG S M.Transverse impact be-havior of high-strength concrete filled normal-high-strengthsquare steel tube columns JJ.International Journal of ImpactEngineering,2020,139:103512.19TIMOSH