摘要： 雙鋼板-混凝土組合墻（steel-concrete composite wall， SC wall）常用于核電站、超高層等重要結構的承重構件，其在偶然荷載作用下的力學性能也是其推廣應用的關鍵指標。為此，針對火災下SC 墻的抗沖擊性能進行研究并給出相關設計建議。首先建立了SC 墻在火災與沖擊耦合作用下的有限元模型，在驗證模型可靠性基礎上，開展了火災下SC 墻抗沖擊機理的分析；然后研究了軸力、受火時間、材料強度、沖擊能量與抗剪連接件形式等參數(shù)對SC 墻在火災下抗沖擊性能的影響規(guī)律；最后給出了該類構件在耦合工況下跨中峰值撓度的預測公式。結果表明：隨著受火時間的增加，SC 墻受沖擊變形模式由局部沖切逐漸轉變?yōu)檎w彎曲破壞；火災下，混凝土為SC 墻受沖擊的主要耗能部件；混凝土強度、軸力與抗剪連接件形式對SC 墻在高溫下的抗沖擊性能影響顯著，鋼板強度的影響則較??；建議的公式可較合理地預測火災下SC 墻受沖擊后的跨中峰值撓度。

關鍵詞： 雙鋼板-混凝土組合墻；火災；抗沖擊性能；破壞模式；撓度預測

中圖分類號： O347.3 國標學科代碼： 13015 文獻標志碼： A

雙鋼板-混凝土組合墻（steel-concrete composite wall， SC wall）主要由外側雙鋼板與核心混凝土組成，通過在鋼板內側設置對拉鋼筋等抗剪連接件，保證鋼板與混凝土能夠協(xié)同工作。SC 墻具有抗彎剛度大、承載能力強、抗震性能好和施工簡便等優(yōu)點，已在超高層建筑、核電站與海洋工程等重要結構中得到應用[1-2]。此類結構正常服役期間除承受常規(guī)荷載外，還有可能遭受火災、沖擊（爆炸與撞擊）等偶然荷載的作用。考慮到火災與爆炸通常是相伴發(fā)生，如火災下重物跌落、爆炸引起飛濺等，容易造成建筑物局部或整體倒塌。

近年來，針對SC 墻（板）的研究多數(shù)集中于單一工況。趙唯以等[3] 對四邊簡支的雙鋼板混凝土組合墻進行了落錘沖擊試驗，發(fā)現(xiàn)較小軸力對SC 墻抗沖擊性能有一定的提升作用，并建議了該類構件的臨界軸壓比。嚴加寶等[4] 對槽鋼連接的組合剪力墻開展了沖擊試驗，發(fā)現(xiàn)增加鋼板厚度和減小抗剪連接件間距可有效改善SC 墻的抗沖擊性能。朱立猛等[5] 通過數(shù)值模擬方法研究了沖擊能量、軸壓比與截面形式等對SC 墻抗沖擊性能的影響，并基于經(jīng)驗公式對SC 墻在沖擊荷載下的塑性位移進行了預測。Wei 等[6]進行了12 塊SC 剪力墻構件在恒載-升溫工況下的火災試驗，發(fā)現(xiàn)增大墻體厚度是提高其抗火性能的有效方式。針對火災與沖擊耦合工況下墻（板）的研究，目前主要集中在鋼筋混凝土（reinforced concrete，RC）構件并以數(shù)值分析為主。錢凱等[7] 通過有限元模擬對四邊固支的RC 板在火災下的抗沖擊性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著受火時間的增加，構件沖切破壞損傷更嚴重。Jin 等[8] 采用順序熱-力耦合方法建立了火災下RC 板抗沖擊有限元模型，發(fā)現(xiàn)受火時間對RC 板在沖擊荷載下的破壞模式、跨中撓度與耗能能力影響顯著：受火90 min 時，構件抗沖擊性能下降明顯，跨中峰值撓度較常溫增加約97%。目前暫無火災下SC 墻抗沖擊性能的研究，由于高溫會嚴重劣化外露鋼板的力學性能，因此其在沖擊荷載下的破壞過程與工作機理與常溫下會存在明顯不同。

為此，本文中將基于有限元模型，對SC 墻在ISO 834 標準火災作用下的抗沖擊性能進行分析，重點研究該類構件在耦合工況下的工作機理并開展參數(shù)分析，并基于“等效塑性鉸”簡化分析模型，給出火災下SC 墻受沖擊后的跨中峰值撓度預測公式。

1 有限元模型的建立與驗證

1.1 模型參數(shù)設計

共設計了102 個SC 墻的有限元模型，表1 為模型詳細參數(shù)，變量主要為受火時間t、軸壓比n（n=F/Fu，F(xiàn)u=fyAs+fcAc，F(xiàn) 和Fu 分別為施加的軸力和組合墻承載力）、沖擊質量m0、沖擊速度v0、抗剪連接件形式、混凝土立方體強度fcu 及鋼板屈服強度fy。圖1 給出了SC 墻的構造示意圖，構件長1 m、寬0.7 m、高0.08 m，鋼板厚度均為3 mm，采用直徑80 mm 的半球形錘頭。組合墻邊界條件設置為兩端固定約束。為方便對比，設置典型構件，其中抗剪連接件采用栓釘和對拉鋼筋，fy=355 MPa，fcu=40 MPa，n=0.1，m0=240 kg，v0=6 m/s。

1.2 模型建立

采用ABAQUS 軟件對火災下SC 墻的抗沖擊性能進行分析。首先采用完全熱-力耦合法建立ISO834 火災下SC 墻的傳熱模型。通過設置重啟動將傳熱模型的計算結果導入沖擊模型中，實現(xiàn)火災與沖擊的耦合。技術路線如圖2 所示。

（1） 高溫熱工參數(shù)

高溫下材料的熱工參數(shù)均采用Lie 等[9] 建議的模型，其中鋼材與混凝土的導熱系數(shù)λs 與λc 分別按下式取值：

（2） 力學本構模型

高溫下鋼材的應力-應變關系采用歐洲規(guī)范EN1993-1-2：2005[10] 建議的模型：

（3） 接觸、邊界條件與網(wǎng)格設置

有限元模型如圖3 所示。傳熱分析時，熱量以熱對流和熱輻射的方式向SC 墻傳遞，受火面與背火面鋼板熱對流系數(shù)分別采用25、9 W/（m2·℃），受火面鋼板熱輻射系數(shù)取0.5[15]。栓釘與鋼板、對拉鋼筋與鋼板均采用綁定約束。鋼板與混凝土之間定義法向硬接觸與切向庫侖摩擦，摩擦因數(shù)取0.6[16]。在SC 墻兩端面處分別設置參考點，參考點與構件端面采取“點-面耦合”約束，通過約束參考點自由度實現(xiàn)一端固接一端滑動邊界條件的施加。此外，將落錘等效為剛性體并定義質量與速度實現(xiàn)沖擊荷載的施加，落錘與頂部鋼板之間設置無摩擦和硬接觸。經(jīng)過網(wǎng)格敏感性分析，對沖擊區(qū)域網(wǎng)格進行局部加密，加密區(qū)長度與網(wǎng)格尺寸分別為構件長度的1/4 與1/80，其他位置設置為1/40，可達到較好的精度與計算效率。

1.3 有限元模型驗證

由于目前尚無火災下SC 墻的抗沖擊試驗，因此對相關文獻中SC 墻的耐火極限（構件CSW1 和CSW2）[17]、SC 墻在常溫（構件H60 和H30）[3] 和高溫下鋼管混凝土短柱軸向沖擊試驗（構件C2650 和C4652）[18] 進行驗證，相關沖擊力、撓度試驗曲線與破壞模態(tài)對比分別見圖4 和圖5。整體上，有限元模型可較好預測火災下SC 墻不同位置的溫度與耐火極限、常溫下SC 墻沖擊動力響應和火災下鋼管混凝土沖擊力的發(fā)展。模型預測與試驗結果存在一定誤差，這主要與有限元模擬中采用材料本構模型并非取自試驗實測以及火災與沖擊試驗復雜性有關。表2 為SC 墻常溫沖擊和高溫下鋼管混凝土受沖擊試驗與模擬結果的比值，沖擊力和峰值撓度試驗值與模擬值之比的平均值分別為1.02 與0.96，標準差分別為0.06 與0.03。

2 火災作用下SC 墻沖擊過程分析

2.1 溫度場

圖6 為SC 墻受火90 min 時沿墻厚方向的溫度場分布。可以發(fā)現(xiàn)，溫度沿墻厚度方向存在明顯的梯度，呈現(xiàn)一維傳熱特點。90 min 時，受火面與背火面鋼板溫度分別為959 和218 ℃，核心混凝土溫度在280～949 ℃ 之間。由于抗剪連接件導熱作用引起受火面溫度不均勻與剪力件拉結作用的共同影響，受火面鋼板出現(xiàn)褶皺。圖7 給出了SC 墻不同位置處的溫度發(fā)展曲線?；馂淖饔孟?，受火面鋼板（測點T1）升溫趨勢與ISO 834 標準升溫曲線類似，升溫速率隨受火時間的增大而降低。相較于標準升溫曲線，受火面鋼板在受火初期升溫較慢，且溫度與時間幾乎呈線性關系，但隨著受火時間增大二者間溫差逐漸減小，受火90 min 時，溫差約為47 ℃。對于核心混凝土，從測點T2 至測點T4，溫度升高明顯滯后，溫度降低顯著，這主要與其熱惰性有直接關系。此外，由于水分蒸發(fā)與遷移影響，離受火面距離越大，在100～200 ℃范圍內溫度平臺越明顯。

2.2 沖擊全過程

圖8 與圖9 分別為受火時間為60 min 時 SC 墻沖擊力F 與跨中位移ω 的時程曲線以及混凝土在不同時刻的等效塑性應變 εe eff。整體上，SC 墻的動態(tài)響應可分為3 個階段。

（1） 慣性階段（OAB）：落錘與SC 墻相互接觸，能量由落錘向構件傳遞，沖擊區(qū)獲得向下運動的加速度。由于慣性效應，沖擊力迅速增加并達到首峰值即慣性力峰值（ tA 時刻） ，此時SC墻變形不明顯，混凝土損傷區(qū)域面積較小且主要集中于跨中頂部。隨后沖擊力出現(xiàn)短暫卸載至時刻tB ，此時混凝土損傷區(qū)域擴大，損傷程度加深。

（2） 加載階段（BC）：落錘與SC 墻共同運動，SC 墻持續(xù)發(fā)生變形并耗散能量。變形過程中膜力效應逐漸顯現(xiàn)，沖擊力隨時間持續(xù)增加。沖擊過程中大部分能量都在該階段被SC 墻變形消耗。當沖擊力達到第二個峰值即膜力峰值時（tC 時刻），SC 墻運動速度減小至零0，下表面中心位移達到最大。同時，構件整體變形明顯，混凝土損傷最嚴重，跨中頂部與底部塑性損傷區(qū)域幾乎貫通。

（3） 卸載階段（CD）：該階段落錘回彈，SC 墻彈性變形能逐漸釋放，沖擊力逐漸卸載。tD 時刻，沖擊力降為零，落錘與SC 墻完全分離，沖擊過程結束。構件下表面中心位移在經(jīng)歷彈性恢復后逐漸穩(wěn)定，殘余位移約為峰值位移的82%。

2.3 沖擊力

不同受火時間下沖擊力-落錘位移（F-y）關系曲線如圖10 所示。當落錘與構件發(fā)生接觸后，沖擊力迅速增大，不同受火構件沖擊力隨落錘位移呈線性增大。此外，由于高溫下SC 墻剛度降低，慣性力峰值隨受火時間增加逐漸減小。隨著落錘位移的增加，由于混凝土發(fā)生沖切破壞導致構件剛度下降，沖擊力隨位移增大變緩。相比常溫構件，受火構件F-y 曲線出現(xiàn)不同程度的波動，這主要與高溫造成混凝土酥松有關。加載結束時，沖擊力與落錘位移同時達到峰值，隨后落錘發(fā)生回彈，沖擊力逐漸降低為零。

通過對F-y 關系曲線積分獲得SC 墻吸收的能量W，如圖11 所示?？梢钥闯?，SC 墻能量增加與錘頭位移基本呈線性關系且在錘頭位移最大時達到峰值。隨著落錘回彈，構件吸收的部分沖擊能量獲得釋放。不同受火時間下SC 墻吸收的最大能量基本相同，但能量吸收率隨受火時間增大而減小，可見高溫對SC 墻在單位變形下的能量吸收具有削弱作用。

2.4 破壞模式

圖12 與圖13 分別給出了未受火、受火60 和90 min 時SC 墻受沖擊后混凝土的最大主塑性應變和頂部鋼板殘余變形。可以發(fā)現(xiàn)，構件塑性變形主要集中于跨中位置，沖擊區(qū)域產(chǎn)生局部凹陷，混凝土跨中以及支座處存在明顯的開裂現(xiàn)象。此外，高溫對SC 墻在沖擊荷載下的破壞模式影響明顯，隨著受火時間的增大，破壞模式由局部沖切逐漸轉變?yōu)檎w彎曲破壞。常溫下SC 墻表現(xiàn)為以局部沖切破壞為主，混凝土最大損傷位于跨中頂部，沖擊區(qū)域附近形成明顯的沖切錐體。受火90 min 時，SC 墻混凝土在跨中底部出現(xiàn)最大損傷，整體變形程度明顯增大，頂部凹陷深度減小且未形成明顯的沖切錐體。

2.5 接觸應力分析

圖14 給出了受火60 和90 min 時SC 墻跨中截面不同位置混凝土與鋼板的接觸應力時程曲線。沖擊位置（測點C1）接觸應力較大，平均接觸應力分別為100、65 MPa，表明該位置處混凝土對鋼板產(chǎn)生了有效支撐作用。除沖擊位置外，其余位置接觸應力均較小，這與SC 墻在受火階段鋼板與混凝土熱膨脹系數(shù)不同造成二者產(chǎn)生分離有一定關系。

2.6 耗能分析

在沖擊過程中，部件塑性變形耗能與各部件變形耗能之和的比值為部件塑性耗能占比，圖15 給出了不同受火時間下SC 墻各部件塑性耗能占比情況?；炷翞楦邷叵耂C 墻受沖擊主要耗能部件，耗能約占總能量的53%～75%，抗剪連接件與背火面鋼板耗能占比較小，分別占總能量的4%～5% 與4%～10%。隨著受火時間的增加，混凝土與受火面鋼板耗能占比分別出現(xiàn)減小與增大的趨勢，這主要與SC 墻破壞模式由常溫時局部沖切轉變?yōu)楦邷叵抡w彎曲破壞有直接關系，高溫下鋼板變形發(fā)展更為充分。

3 參數(shù)分析

3.1 受火時間

SC 墻膜力峰值Fpm 和跨中峰值撓度ωpeak 隨受火時間的變化規(guī)律如圖16 所示。可以發(fā)現(xiàn)，隨著受火時間不斷增大，SC 墻抗沖擊性能顯著降低。當fcu=40 MPa、fy=355 MPa 時，受火90 min 后，F(xiàn)pm 較常溫時降低36%，ωpeak 約為常溫時的1.5 倍。這與受火條件下混凝土和鋼材的力學性能指標降低有直接關系。

3.2 沖擊能量

圖17 和圖18 分別給出了沖擊質量和速度變化對Fpm 與ωpeak 的影響規(guī)律。由于應變率效應對材料強度的提高，隨著沖擊質量和速度的增大，F(xiàn)pm 呈現(xiàn)明顯增長。此外，ωpeak 隨沖擊質量和速度的增大呈上升趨勢，這是由于沖擊能量增大，組合墻需要更大的變形轉換和耗散沖擊能量。

圖19 給出了受火時間為60 min 時不同沖擊質量和速度下的SC 墻的W-y 曲線。可以發(fā)現(xiàn)，隨著沖擊質量與速度的增大，構件吸收的最大能量均顯著增大。此外，沖擊能量對SC 墻的能量吸收率具有明顯影響，構件吸能率隨沖擊質量和速度的增大而增加。

3.3 軸壓比

圖20 給出了軸壓比對Fpm 和ωpeak 的影響規(guī)律?？梢园l(fā)現(xiàn)，未受火SC 墻的抗沖擊性能隨軸壓比n 從0 增大0.3，呈現(xiàn)上升趨勢，這主要與較小軸力提高了構件抗彎剛度以及引起的面內膜力抵消部分沖擊能量有關。然而，高溫下軸力的存在對SC 墻的抗沖擊性能有削弱作用。以受火時間為30 和90 min 時為例，軸壓比從0 提高至0.3 時，F(xiàn)pm 分別降低了5.4%、20.0%，ωpeak 分別增加了5.3% 和14.0%。這是由于高溫下軸力與沖擊耦合作用加劇了二階效應的影響，明顯削弱了SC 墻的抗沖擊性能。

3.4 材料強度

由圖21 可以發(fā)現(xiàn)，在不同受火時間下，SC 墻的抗沖擊性能隨材料強度的提高逐漸增大。相較于提高鋼材強度，增加混凝土強度可明顯改善火災下SC 墻的抗沖擊性能。在本文的參數(shù)研究范圍內，提高鋼材與混凝土的強度，高溫下SC 墻的ωpeak 分別降低了3%～10% 和14%～25%。這是因為鋼材在火災作用下的力學性能出現(xiàn)明顯劣化，而混凝土具有熱惰性，仍然保持較好的力學性能。

3.5 抗剪連接件形式

不同抗剪連接件形式對Fpm 與ωpeak 的影響趨勢如圖22 所示。其中，SH-1 和SH-2 分別代表栓釘與對拉鋼筋組合連接和對拉鋼筋連接?？梢钥闯觯袅问綖镾H-2 組合墻的抗沖擊性能明顯優(yōu)于SH-1形式組合墻。以受火時間為60 min 為例，當剪力件形式由SH-1 改變至SH-2 時，F(xiàn)pm 提高了36%，ωpeak 降低了16%。這是由于對拉鋼筋直接連接兩塊鋼板，增強了上下鋼板對混凝土的約束作用，使SC 墻具有更強的整體性，從而使抗沖擊性能得到明顯改善。

4 簡化計算公式

4.1 動態(tài)極限彎矩

相關研究表明，動力提高系數(shù)可以量化沖擊荷載下抗力的提高程度[19]。因此，通過定義火災下動態(tài)抗彎強度的提高系數(shù)RT 以反映SC 墻截面動態(tài)極限彎矩的提高[20]，其計算公式為：

Mdu，T = RTMsu（7）

式中：Mdu，T為高溫下SC 構件截面的動態(tài)極限彎矩； 為常溫構件截面的靜態(tài)極限彎矩[21]，其計算簡圖如圖23 所示。

由力和力矩的平衡條件可得：

NL = Ncs Nts +Ncc （8）

Msu= Ncs（tc +ts）/ 2+Nts（tc +ts）/ 2+Ncc（tc - x）/ 2 （9）

式中：Ncs、Nts 和Ncc 分別為受壓側鋼板、受拉側鋼板和受壓區(qū)混凝土承擔的力；ts 和tc 分別為鋼板和混凝土的厚度；x 為混凝土受壓區(qū)的高度。

基于參數(shù)分析結果，通過回歸分析給出火災下動態(tài)抗彎強度提高系數(shù)RT 的實用計算公式：

RT = 56 f （a） f （n） f （b） （10）

公式中考慮了受火時間、沖擊能量、材料強度與軸力的影響。其中，多項式f（a）、f（n）、f（b） 與RT 相關系數(shù)R2 分別為0.96、0.99、0.97 與0.82。其中：

f （a） = 0.098+2×10-6a-3×10-11a2

f （n） = 0.158 6-0.277 4n+0.455 6n2

f （b） = 0.244 7-0.017 9b+6×10-4b2

式中：a=m0v0t/（LM），L、M 分別為SC 墻有效跨度和質量，t 的單位為s；b=fy/fcu。

構件跨中截面極限彎矩有限元模擬值和公式計算值的對比如圖24 所示，該公式可以較好地預測高溫下SC 墻在沖擊作用下的截面極限彎矩。

4.2 火災作用下構件撓度預測公式

由于高溫下SC 墻受沖擊破壞模式以整體變形為主，且大部分沖擊能量轉化為構件的塑性應變能。因此采用等效塑性鉸簡化分析模型對火災與沖擊耦合作用下SC 墻的跨中峰值撓度進行預測，如圖25 所示。

基于能量法建立跨中截面塑性鉸繞兩端轉動角度θ 的計算表達式：

θ"= Ke／4Mp（11）

式中：Mp 為跨中截面動態(tài)極限彎矩，Ke 為沖擊動能。

跨中峰值撓度ωpeak 與轉角θ 的關系可采用下式表達：

ωpeak = （L／2）θ"（12）

結合公式（11） 得到ωpeak 與Mp 的關系：

ωpeak = LKe／8Mp（13）

火災與沖擊耦合作用下SC 墻峰值撓度ωpeak 的模擬值和公式計算值對比如圖26 所示?？梢钥闯?，模擬值與計算值之比的平均值與標準差分別為1.008 與0.062，公式可較合理地預測火災下以整體變形為主的SC 墻受沖擊的跨中峰值撓度。

5 結 論

基于102 個有限元模型對火災下SC 墻的抗沖擊機理和影響參數(shù)進行了分析，得到以下主要結論。

（1） 火災下，SC 墻受沖擊后的動態(tài)響應過程分為慣性階段、加載階段與卸載階段；隨著受火時間的增加，構件破壞模式由局部沖切轉變?yōu)檎w彎曲變形破壞；混凝土與鋼板塑性耗能占比隨受火時間的增加分別呈現(xiàn)減小與增大的趨勢，混凝土為SC 墻火災下抗沖擊的主要耗能部件。

（2） 相比于增大鋼材強度，提高混凝土強度可明顯改善SC 墻在火災下的抗沖擊性能，當混凝土強度由30 MPa 增加至50 MPa 時，受火90 min 時構件的抗沖擊性能提高了約27%。

（3） 基于等效塑性鉸簡化分析模型，給出了火災下SC 墻受沖擊跨中峰值撓度的預測公式，公式計算值與模擬值吻合較好。

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（責任編輯 曾月蓉）

基金項目： 國家自然科學基金（52108162）；山西省留學回國人員科技活動擇優(yōu)資助項目（20210010）