基于荷載時程分析法的鋼板混凝土結構墻的抗沖擊性能敏感性分析*

朱秀云,林 皋,潘 蓉,路 雨

(1.大連理工大學海岸與近海國家重點實驗室抗震分室，遼寧 大連 116024；2.環境保護部核與輻射安全中心廠址與土建部,北京 100082)

基于荷載時程分析法的鋼板混凝土結構墻的抗沖擊性能敏感性分析*

朱秀云1,2,林 皋1,潘 蓉2,路 雨2

(1.大連理工大學海岸與近海國家重點實驗室抗震分室，遼寧 大連 116024；2.環境保護部核與輻射安全中心廠址與土建部,北京 100082)

選取由表面鋼板、拉結筋、剪力釘及混凝土組成的鋼板混凝土結構墻為研究對象，運用經典顯式非線性動力分析軟件ANSYS/LS-DYNA，基于荷載時程分析法進行了一系列影響鋼板混凝土結構墻抗沖擊性能的參數敏感性分析。這些參數包括：墻體厚度、鋼板厚度、拉結筋直徑與間距等。分析結果表明，以上參數均會影響墻體的抗沖擊性能，尤其是墻體與鋼板的厚度以及拉結筋的間距。本文的研究工作對于核電廠核島廠房鋼板混凝土結構外墻的設計具有一定的指導與參考意義。

固體力學；抗沖擊性能；荷載時程分析法；鋼板混凝土結構墻；敏感性分析

9.11事件后，核電廠在大型商用飛機撞擊下的安全問題成為公眾的焦點。在美國, 將大型商用飛機撞擊作為核電廠一種超設計基準事件，以美國聯邦法規的新條款10CFR50.150[1]形式頒布, 要求新設計的核動力堆需就抵御大型商用飛機惡意撞擊進行專門的評價。其中，文件NEI07-13[2]提供了美國電力研究院發展的一套評價大型商用飛機撞擊的方法，對于構筑物整體破壞的評估，推薦了荷載時程分析法和飛射物-靶體相互作用分析法。在我國，核安全法規中還沒有針對核電廠抗大型商用飛機撞擊評估提出相關要求，但從國際核行業安全評價的發展趨勢看，掌握和發展核電廠構筑物抵御大型商用飛機撞擊技術，建立和完善相關法規，具有重大意義。

關于鋼板混凝土結構與鋼筋混凝土結構的抗沖擊性能對比，日本Kobori綜合研究所分別對1/7.5縮尺飛機模型垂直撞擊不同厚度鋼筋混凝土(RC)墻[3]及鋼板混凝土(SC)墻[4]進行了實驗研究；M.Sadiq等[5]和朱秀云等[6]基于非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對以上實驗分別進行了飛射物-靶體相互作用分析法和荷載時程分析法的有限元數值模擬，并對不同厚度的鋼筋混凝土(RC)墻與鋼板混凝土(SC)墻的抗沖擊性能進行了一系列的對比分析，其結論是鋼板混凝土結構墻的抗沖擊性能優于鋼筋混凝土結構墻，尤其是背面鋼板能夠有效地約束混凝土在撞擊方向上的運動，并限制混凝土碎片的飛濺，因此，用于抗飛機撞擊的鋼板混凝土結構墻體的厚度可以較鋼筋混凝土結構適當減薄。針對大型商用飛機惡意撞擊事件的補充考慮，美國西屋公司將AP1000屏蔽廠房結構類型由美國核管會批準的DCD第15版鋼筋混凝土結構變更為DCD第16版的鋼板混凝土結構；國內新設計的大型先進壓水堆CAP1400為了抵抗大型商用飛機的撞擊，同樣將屏蔽廠房設計為鋼板混凝土結構。當然，潘蓉等[7]指出鋼板混凝土結構由于鋼板暴露在外，沒有混凝土面層的保護，受火時比鋼筋混凝土結構更易于受到影響而喪失強度，需要進一步研究其防火方法。所以在抗商用飛機撞擊分析中，一般只允許鋼板混凝土結構墻體發生少量變形，不允許被穿透以防止飛機燃油燃燒對鋼板混凝土結構墻體造成破壞影響。

為了探討影響鋼板混凝土結構墻體抗沖擊性能的參數，本文中基于非線性有限元動力分析軟件ANSYS/LS-DYNA[8]，采用HAD101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[9]提供的波音707-320撞擊荷載函數，進行一系列影響鋼板混凝土結構墻體抗沖擊性能的參數敏感性研究，其參數包括：混凝土厚度、鋼板厚度、拉結筋直徑與間距等。

1 撞擊荷載時程函數

對于荷載時程分析法，首先是確定飛機撞擊荷載時程函數。撞擊荷載選用導則HAD101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[9]附錄I中列出的波音707-320在典型起落速度370 km/h的荷載時程曲線，如圖1所示；撞擊面積時程曲線，如圖2所示。可考慮2種不同的均布荷載時間函數加載模式。第1種模式是根據商用飛機的特征，其撞擊作用分為機身和機翼部分，其機身和機翼的撞擊荷載及撞擊面積時程曲線分別如圖3～4所示；由此相同時刻對應的撞擊荷載除以撞擊面積，可得到分別作用于墻體的機身與機翼區域的均布荷載時程曲線，如圖5所示。第2種模式是如圖1～2所示的撞擊荷載和撞擊面積時程，兩者直接相除得到作用于墻體整個飛機區域的一致均布荷載時間函數曲線，如圖6所示。

圖1 波音707-320的撞擊荷載時程曲線Fig.1 Curve of impact force vs. time-history

圖2 波音707-320的撞擊面積時程曲線Fig.2 Curve of impact area vs. time-history

圖3 機身和機翼的撞擊荷載時程曲線Fig.3 Curves of impact force vs. time-historyfor fuselage and wings

圖4 機身和機翼的撞擊面積時程曲線Fig.4 Curves of impact area vs. time-historyfor fuselage and wings

圖5 波音707-320機身和機翼的均布荷載時程曲線Fig.5 Curves of evenly distributed impact pressure vs. time-history for fuselage and wings of Boeing 707-320

圖6 波音707-320整個飛機的均布荷載時程曲線Fig.6 Curve of evenly distributed impact pressure vs. time-history for the whole aircraft of Boeing 707-320

2 數值分析模型

2.1 鋼板混凝土結構墻的有限元模型

圖7 典型的鋼板混凝土結構墻示意圖Fig.7 Schematic illustration of the typical steel plate concrete (SC) wall

鋼板混凝土結構(SC)墻一般由表面鋼板、拉結筋、剪力釘以及混凝土等部分組成，其典型的結構形式示意如圖7所示。

研究對象為長36 m、高10 m、4個側立面固定約束的鋼板混凝土結構墻體，厚度為0.75～1.0 m，內外層鋼板厚12～20 mm，剪力釘直徑12 mm、長15 cm，剪力釘間距0.2～0.3 m，拉結筋直徑12～20 mm，拉結筋長度與墻體厚度一致，拉結筋間距為剪力釘間距的2倍。通過改變上述參數，進行鋼板混凝土墻抗撞擊性能的敏感性分析。

鋼板混凝土結構墻體的鋼板、拉結筋、剪力釘和混凝土分離建模。混凝土、鋼板的單元類型分別為solid 164、shell 163，拉結筋和剪力釘的單元類型為beam 161，各個部件的有限元模型如圖8所示。混凝土沿墻體的厚度共劃分為5層單元，墻體中心區域單元長度約0.2 m，墻體邊緣單元長度約為0.4 m，從中間區域向外側網格漸變；鋼板的網格尺寸與剪力釘的間距保持一致，整個墻體模型的單元數為50 721，節點數為70 687。拉結筋、剪力釘及鋼板與混凝土之間的連接通過ANSYS/LS-DYNA軟件中自帶的耦合約束*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID[8]。撞擊荷載作用于墻體中心區域的鋼板上，加載區域如圖8(b)所示。為有效傳遞荷載，鋼板部件與混凝土部件之間定義為自動面-面接觸。

圖8 鋼板混凝土結構墻的有限元模型Fig.8 FEM model of the steel plate concrete wall

在高速碰撞過程中，鋼材和混凝土的強度會隨著材料的高應變率有所提高，采用NEI07-13報告[2]中推薦的動力強化系數來考慮此特性。考慮動力強化系數后鋼板混凝土結構墻的基本材料參數見表1。表中，ρ為材料密度，E為彈性模量，υ為泊松比，fc為抗壓強度,ft為抗拉強度。

表1 鋼板混凝土墻的材料參數Table 1 Material parameters of steel plate concrete wall

2.2 鋼板混凝土結構墻的本構模型

2.2.1 鋼板、拉結筋及剪力釘材料

由于金屬材料在碰撞時材料應變率效應十分明顯，故選用考慮屈服、強化及應變率效應的Cowper-Symonds本構模型，該模型為碰撞分析中常用的金屬本構。在ANSYS/LS-DYNA軟件中Cowper-Symonds本構模型對應于*MAT_PLASTIC_KINEMATIC[8]，其屈服函數為：

(1)

2.2.2 混凝土材料

(2)

式中：I1為應力張量第一不變量；J2、J3分別為應力偏張量第二不變量、應力偏張量第三不變量：

(3)

(4)

式中：參數a、b、k1、k2均是混凝土抗拉強度與抗壓強度比值(ft/fc)的函數。

通過關鍵字*MAT_ADD_EROSION[8]控制材料失效，由于沖擊荷載作用下，混凝土材料強度會隨應變率變化，且在沖擊作用下混凝土主要是受壓破壞，因此選取主應變作為混凝土材料失效準則。

2.3 數值分析方法的驗證

鋼板混凝土結構材料本構模型、失效準則以及荷載時程分析方法的合理性驗證工作主要基于日本Kobori綜合研究所對1/7.5縮尺飛機模型垂直撞擊不同厚度鋼板混凝土(SC)墻的實驗研究[4]。文獻[6]中將荷載時程分析法的計算結果與飛射物-靶體相互作用方法計算結果[5,15-16]以及實驗結果[4]進行了對比分析，結果表明，荷載時程分析法能夠較好地模擬此沖擊實驗，且計算結果略偏大，驗證了鋼板混凝土結構墻材料本構模型選取的有效性，以及由于靶體完全剛性假設造成的此方法具有一定的保守性。

3 數值分析結果

基于荷載時程分析法進行一系列影響鋼板混凝土墻體抗沖擊性能的參數敏感性分析，其中參數包括混凝土厚度(0.75、0.80、0.85、0.90、1.0 m)，鋼板厚度(12、14、16、18、20 mm)，拉結筋直徑(12、16、18、20 mm)，拉結筋間距(0.4、0.5、0.6 m)。

3.1 不同加載模式的對比分析

為了對比如圖5～6所示的2種不同加載模式的保守性，選取鋼板厚度為16 mm、拉結筋直徑為12 mm、拉結筋間距為0.5 m、墻體厚度為0.90 m的鋼板混凝土結構墻為研究對象，進行2種加載模式下的墻體沖擊響應對比分析，其墻體背部的最大位移時程曲線與撞擊區域混凝土的最大塑性應變時程曲線如圖9～10所示。其中，圖例“Load case 1”、“Load case 2”分別表示如圖5～6所示的加載模式。此外，2種不同的加載模式下混凝土的最大塑性應變云圖見圖11。

圖9 不同加載模式的墻體最大位移時程曲線Fig.9 Curves of max displacement vs. time-historyof SC wall for different loads

圖10 不同加載模式的混凝土最大塑性應變時程曲線Fig.10 Curves of max plastic strain vs. time-historyof concrete for different loads

圖11 不同加載模式下混凝土的最大塑性應變云圖Fig.11 Contour plot of max plastic strain of concrete for different loads

由圖11可見，在不同的加載模式下，其撞擊區域混凝土的塑性分布是不同的。第1種加載方式即機身和機翼區域分別加載，由于作用于機翼區域的荷載值遠大于機身區域，導致機翼區域的混凝土進入塑性區；而第2種加載方式，即整個飛機撞擊區域一致均布加載，則混凝土的塑性區集中于機身及機翼的根部區域。由圖9～10中的曲線對比可見，第2種加載模式下墻體的位移響應值和撞擊區域混凝土的塑性應變值均比第1種加載模式下的響應值偏大。可見，對于墻體的整體破壞效應評估，其作用于整個撞擊區域的較長持時的一致均布加載比單獨作用于機身和機翼區域的加載起控制作用。綜上所述，鑒于第2種加載模式的保守性，在下文的墻體參數敏感性分析中均采用此整個撞擊區域一致均布加載的模式。

3.2 不同鋼板混凝土墻厚度的敏感性分析

對鋼板厚度16 mm，拉結筋直徑12 mm，拉結筋間距0.5 m，墻體厚度分別選0.75、0.80、0.85、0.90、1.00 m的鋼板混凝土結構墻體進行抗沖擊性能的對比分析。在如圖6所示的沖擊荷載作用下，以上不同厚度墻體背部的撞擊區域處節點沿沖擊方向的最大位移時程曲線和撞擊區域混凝土的最大塑性應變時程曲線分別如圖12～13所示。

圖12 不同厚度SC墻體的最大位移時程曲線Fig.12 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall with different thickness

圖13 不同厚度SC墻體的混凝土最大塑性應變時程曲線Fig.13 Curves of max plastic strain vs. time-historyfor concrete of SC wall with different thickness

從圖12～13可見，厚度為0.75、0.80、0.85、0.90、1.0 m的墻體，背部撞擊區域的最大位移值分別為46.5、38.2、23.6、6.67、3.13 cm；撞擊區域混凝土的最大塑性應變值分別為1.0×10-2、3.68×10-3、2.84×10-3、1.96×10-3、1.24×10-3。可見，墻體厚度對位移響應起到顯著的控制作用。比如，墻體厚度從0.8 m增大到0.85 m時，最大位移響應由38.2 cm減小為23.6 cm，相當于減少了38.2%；當墻體厚度從0.8 m增大到0.9 m時，最大位移響應由38.2 cm減為6.67 cm，相當于減少了82.5%；當墻體厚度從0.9 m增大到1.0 m時，最大位移響應由6.67 cm減為3.13 cm。從以上位移對比可得，墻體厚度對于減少位移響應起到顯著的控制作用，但當墻體厚度達到一定值(比如0.9 m)，其結構的響應已經較小時，再進一步增大截面的厚度，對于減小位移響應影響不是很顯著。同樣，當墻體厚度為0.75 m時，撞擊區域混凝土的塑性應變達到1.0%，當墻體厚度為0.8 m時，混凝土的塑性應變驟減至3.68×10-3，隨著墻體厚度的增大，撞擊區域混凝土的塑性應變隨之減少。所以，在其他參數不變的情況下，增大墻體的厚度能夠非常有效地減小沖擊作用下結構的響應。

3.3 不同鋼板厚度的敏感性分析

3.3.1 厚度為0.85 m墻的對比分析

對墻體厚度為0.85 m，拉結筋直徑為12 mm、間距0.5 m，鋼板厚度分別取14、16、18和20 mm的鋼板混凝土結構墻，進行墻體的抗沖擊性能對比分析。

墻體背部撞擊部位區域沿沖擊方向的最大位移時程曲線與混凝土的最大塑性應變時程曲線分別見圖14～15。從圖中可見，隨著鋼板厚度的增大，墻體背部的最大位移響應以及混凝土的最大塑性應變是減小的；對應鋼板厚度為14、16、18和20 mm，其最大位移值分別為24.4、23.6、21.7和19.8 cm，但墻體背部鋼板的最終殘余位移值相當，可見增大鋼板的厚度，可以減小沖擊作用下結構的位移響應；撞擊區域混凝土的最大塑性應變值分別為2.73×10-3、2.71×10-3、2.65×10-3和2.63×10-3，可見隨著鋼板厚度的增加，撞擊區域混凝土的最大塑性應變值有所減小，但效果并不顯著。

圖14 不同鋼板厚度的墻體最大位移時程曲線Fig.14 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall of steel plates with different thickness

圖15 不同鋼板厚度的混凝土最大塑性應變時程曲線Fig.15 Curves of max plastic strain vs. time-historyfor concrete for steel plates with different thickness

3.3.2 厚度為0.80 m墻的對比分析

對墻體厚度為0.80 m，拉結筋直徑為12 mm、間距為0.5 m，鋼板厚度分別為12、14、18和22 mm的鋼板混凝土結構墻進行沖擊響應的對比分析。

撞擊區域墻體背部沿沖擊方向的最大位移時程曲線以及混凝土的最大塑性應變時程曲線分別見圖16～17。從圖中可見，隨著鋼板厚度的增大，墻體背部的最大位移響應值、最終殘余位移值以及混凝土的最大塑性應變均是減小的。鋼板厚度為12、14、18和22 mm的墻體，其最大位移值分別為44.8、39.3、31.3和27.0 cm，背部鋼板的殘余位移值分別為34.3、27.6、15.8、10.0 cm；撞擊區域混凝土的最大塑性應變值分別為3.05×10-3、2.84×10-3、2.60×10-3和2.51×10-3。可見，對于相對較薄的鋼板混凝土結構墻，增大鋼板的厚度，可以有效地減小沖擊作用下墻體的位移響應值，以14 mm厚鋼板為基準，18、22 mm厚度的鋼板墻的最大位移分別減少20.4%與31.3%，殘余位移分別減小42.7%與63.8%。同樣，隨著鋼板厚度的增加，撞擊區域混凝土的最大塑性應變值也有效地減小。在沖擊荷載作用下，鋼板厚度分別為14、18 mm的墻體，其最大位移時刻對應的背部鋼板的Mises等效應力云圖分別見圖18～19。背部鋼板中心區域的紅色云圖表示其應力已達到屈服值，通過對比可見，14 mm厚鋼板的中間撞擊部位區域均已屈服，而18 mm厚鋼板的中間撞擊部位區域，只有小部分區域達到屈服，大部分區域的應力小于或接近屈服應力。綜上可得，對于厚度為0.80 m的鋼板混凝土結構墻體，增大鋼板的厚度能夠有效地減小結構的最大位移、殘余位移、混凝土的塑性應變以及鋼板的等效應力等。

圖16 不同鋼板厚度的墻體最大位移時程曲線Fig.16 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall of steel plates with different thickness

圖17 不同鋼板厚度的混凝土最大塑性應變時程曲線Fig.17 Curves of max plastic strain vs. time-historyfor concrete of steel plates with different thickness

圖18 SC墻體14 mm厚背部鋼板的等效應力云圖Fig.18 Contour plot of the equivalent stress of back faceof 14mm steel plate for SC wall

圖19 SC墻體18 mm厚背部鋼板的等效應力云圖Fig.19 Contour plot of the equivalent stress of back faceof 18mm steel plate for SC wall

圖20 不同拉結筋直徑的墻體最大位移時程曲線Fig.20 Curves of max displacement vs. time-historyfor SC wall with different diameter of tie-bar

通過以上厚度為0.85、0.80 m的鋼板混凝土結構墻體在不同厚度鋼板情況下的沖擊響應對比分析可知，總體來講，增大鋼板的厚度能夠約束混凝土在撞擊方向上的運動，有效地減小沖擊作用下結構的響應，對于防護飛機撞擊起到良好的作用。特別對于相對較薄的墻體，增加鋼板的厚度在減小墻體的殘余變形、混凝土的塑性應變以及鋼板的有效應力等方面，其效果更顯著。

3.4 不同拉結筋直徑的敏感性分析

以墻體厚度為0.85 m、鋼板厚度為16 mm、拉結筋間距為0.5 m的墻體作為研究對象，其拉結筋直徑分別取為12、16、18和20 mm時，進行墻體結構響應的對比分析。通過如圖20所示的撞擊區域墻體背部沿沖擊方向的最大位移時程曲線對比可得，拉結筋直徑為12、16、18和20 mm的墻體，其最大位移值分別為23.6 、22.7、21.4和20.4 cm。可見，隨著拉結筋直徑的增大，墻體的最大響應略有減小，其效果不是很顯著。可見增大拉結筋直徑可有效地抵抗平面外剪力，但在順著鋼筋長度方向施加沖擊荷載，抵抗飛機撞擊的效果不明顯。

3.5 不同拉結筋間距的敏感性分析

以墻體厚度為0.85 m、鋼板厚度為16 mm、拉結筋直徑12 mm的墻體作為研究對象，其拉結筋間距分別取為0.4、0.5、0.6 m，進行墻體結構響應的對比分析。當拉結筋的間距取為0.6 m時，墻體混凝土部分的最大位移云圖見圖21、其墻體背部的殘余位移云圖見圖22、墻體前部和背部鋼板的最大塑性應變云圖見圖23。從圖21可見，墻體中心撞擊區域的混凝土發生較大位移且部分被壓碎，最大位移達到2.137 m，且此區域的剪力釘和拉結筋發生部分脫落。從圖22可見，墻體背部中心區域的鋼板被撕裂，最后混凝土與鋼板的殘余變形達到1.824 m；由于具有良好延展性的鋼板的存在，約束了混凝土在撞擊方向上的運動，雖然位移響應較大，仍限制了混凝土碎片的飛濺。從圖23可知，前部和背部鋼板均發生了局部破壞，最大塑性應變達到9.95%。當拉結筋間距取為0.5、0.4 m時，墻體背部節點的最大位移時程對比見圖24，其最大位移分別為23.6、17.9 cm。墻體的前部和背部鋼板僅局部發生塑性變形，沒有單元發生失效。

圖21 混凝土的最大位移云圖Fig.21 Contour plot of max displacement of concrete

圖22 SC墻體背部的殘余位移云圖Fig.22 Contour plot of residual displacement of SC wall back surface

圖23 SC墻體鋼板的最大塑性應變云圖Fig.23 Contour plot of max plastic strain of SC wall steel plate

圖24 不同拉結筋間距的墻體最大位移時程曲線Fig.24 Curves of max displacement vs. time-history for differently spaced tie-bar

通過對比以上不同拉結筋間距的墻體響應可知，拉結筋間距對墻體的抗沖擊性能影響顯著。若拉結筋間距過大，墻體的抗沖擊性能較差，會發生整體破壞。拉結筋的加密有效地增強了鋼板與混凝土之間的連接，提高了墻體構件的整體剛度，能夠有效地提高墻體的抗沖擊性能，以減小沖擊作用下的結構響應，對于防護飛機撞擊起到良好效果。

4 結 論

建立了三維鋼板混凝土結構墻體的精細化有限元模型，基于荷載時程分析方法對影響鋼板混凝土結構墻抗沖擊性能的一系列參數進行了敏感性分析。這些參數包括混凝土厚度、鋼板厚度和拉結筋直徑與間距。得出結論如下：

(1)總體來講，以上參數均會影響鋼板混凝土結構墻體的抗沖擊性能。增大混凝土與鋼板厚度、增大拉結筋直徑以及減小拉結筋與剪力釘間距，均有利于墻體抗沖擊性能的提高。

(2)在其他參數不變的情況下，單方面的增大墻體混凝土厚度，即增大墻體的截面尺寸，對于提高鋼板混凝土結構墻體的抗沖擊性能效果顯著，起到決定性作用。

(3)通過不同鋼板厚度的結構響應敏感性分析，可以得出，增大鋼板厚度能夠有效地減小沖擊作用下結構的響應，對于防護飛機撞擊起到良好的作用。特別對于相對較薄墻體，增加鋼板厚度能夠有效的減小墻體的殘余變形、混凝土的塑性應變以及鋼板的有效應力等，其效果更顯著。

(4)適當減小拉結筋間距，相對于增大拉結筋的直徑，在減小結構的沖擊響應、提高墻體的抗沖擊性能方面，其效果更顯著。

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(責任編輯 曾月蓉)

Sensitivity analysis for impact resistance of steel plate concrete walls based on force vs. time-history analysis

Zhu Xiuyun1,2, Lin Gao1, Pan Rong2, Lu Yu2

(1.LaboratoryofEarthquake,StateKeyLaboratoryofCoastalandOffshoreEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,Liaoning,China;2.PlantSiteandCivilEngineeringDepartment,NuclearandRadiationSafetyCenter,MinistryofEnvironmentalProtectionofPRC,Beijing100082,China)

In this paper, to study preventive ways against incidents involving the impact of steel plate concrete (SC) structures, the steel plate concrete (SC) walls composed of surface steel plates, tie-bars, shear studs and concretes were selected as the object of investigation. The impact analysis of the walls was performed using ANSYS/LS-DYNA, the FEM code, based on the force vs. time-history analysis, in which a series of numerical sensitivity studies were conducted to evaluate the effect of several parameters affecting the behavior of the SC wall. These parameters include the thickness of the wall, the thickness of the steel plate, and the diameter and space of tie bars. The results show that they all have an effect on the impact resistance of the SC wall. This is especially true with the thickness of the wall and the steel plate, and the spacing distance between the tie bars. These studies will serve as guidance and reference for the design of SC structures that are to be used in nuclear power plant buildings.

solid mechanics; behavior of impact resistance; force vs. time-history analysis; steel plate concrete wall; sensitivity analysis

10.11883/1001-1455(2016)05-0670-10

2015-02-04； < class="emphasis_bold">修回日期：2015-04-21

2015-04-21

國家科技重大專項基金項目(2011ZX06002-10)

朱秀云(1985— )，女，博士研究生,高級工程師,lyzhuxiuyun@163.com。

O347.1;TL371 <國標學科代碼：13015 class="emphasis_bold"> 國標學科代碼：13015 文獻標志碼：A國標學科代碼：13015

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