裝配式地下糧倉鋼板-混凝土組合倉壁軸壓受力性能分析

王振清，侯支龍，張慶章，揣 君

裝配式地下糧倉鋼板-混凝土組合倉壁軸壓受力性能分析

王振清，侯支龍，張慶章※，揣 君

（河南工業大學土木工程學院，鄭州 450001）

為了研究裝配式地下糧倉鋼板-混凝土組合倉壁的軸壓力學性能，該研究在倉壁試件軸壓試驗的基礎上，對倉壁試件進行非線性有限元分析，模擬試件加載的全過程，進一步分析試件及其組件在加載過程中的受力性能及工作機理，并對鋼板強度、混凝土強度、距厚比等不同的參數影響規律進行了分析。結果表明：有限元模擬結果與試驗結果吻合較好，在最大試驗載荷5 000 kN時模擬軸向壓縮總變形與試驗平均軸向壓縮總變形相對差值為4.2%，建立的有限元模型適用；在彈性階段倉壁預制塊部位混凝土和接頭部位止水鋼板分別承擔了79.7%和50.9%的荷載，峰值荷載主要由混凝土和傳力鋼板決定，達到峰值荷載后接頭部位止水鋼板承擔更大的荷載，增強止水鋼板可以改善試件的延性；相較鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度，混凝土強度對倉壁試件的初始剛度和峰值荷載影響最大，混凝土強度、鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度對峰值荷載回歸得到的回歸系數值分別為0.910、0.154、?0.005和0.301；止水鋼板的強度和厚度較小時，試件易發生脆性破壞；結合設計參數分析中得到的荷載-變形曲線，提出2種荷載-變形模型曲線，進一步提出裝配式鋼板-混凝土組合倉壁軸壓峰值荷載簡化計算式，得到的計算峰值荷載與有限元峰值荷載相對差值均不超過9%，計算結果具有較高的精度。研究結果可為裝配式地下糧倉倉壁的工程設計提供指導和參考。

倉壁；受力性能；有限元分析；接頭；地下糧倉；簡化計算

0 引 言

現代地下糧倉（以下簡稱地下倉）是構建中國綠色生態儲糧體系的重要技術支撐[1]。與地上糧倉相比，地下糧倉具有低溫減損、綠色環保、節地節能等顯著優勢，是糧食行業的重要課題之一[2]。近年來，大直徑鋼筋混凝土地下倉成為現代地下糧倉的典型代表，取得了不少研究成果[3-7]。然而，隨著研究工作的不斷深入，大直徑鋼筋混凝土地下倉面臨的成本、工期、防水、抗浮等問題逐漸凸顯出來。鋼筋混凝土地下倉倉壁為現澆成形[8]，現澆鋼筋混凝土結構需要有足夠的工作面用于支模和搭腳手架，基坑開挖、回填的工程量加大，工期延長。現澆倉壁無法作為基坑支護結構，基坑支護需要另外采取措施。此外，隨著基坑開挖深度加大，基坑需要持續降水[9]。基坑開挖、回填、支護、降水費用占地下倉建造成本的比重相當大。同時，地下倉具有高標準的防水要求，鋼筋混凝土結構一般采用的卷材防水施工工藝復雜，沿倉壁施工不方便，且卷材易老化，防水性能差。為此，張昊等[10-14]提出了一種在混凝土倉壁內襯聚丙烯塑料板的塑料-混凝土防水體系，并對這種體系的閉水性能、工程承壓能力和節點抗拔性能進行了試驗研究。但該防水體系尚處于研究階段，缺乏相應的規范和標準作為支撐，且內襯塑料板僅作為防水層，對混凝土倉壁的結構強度沒有增強。當地下倉向高水位等復雜地質條件地區推廣，倉體將受到較大的地下水的作用[15]。對于地下倉的抗浮問題，張會軍等[15-16]通過建立模型倉，對考慮倉體周圍回填二八灰土和砂土等實際工況下的抗浮問題進行了試驗研究，但研究成果僅對地下倉的浮力計算提供了建議，并不能解決地下倉面臨的抗浮難題。針對以上問題，王振清等[17]提出了一種裝配式鋼板-混凝土地下糧倉（簡稱裝配式地下倉），該裝配式地下倉同時將裝配式技術和鋼板-混凝土組合結構技術應用其中。采用逆作施工法，避免大開挖，解決了基坑支護難題；鋼樁與鋼板-混凝土倉壁預制塊之間采用干式連接接頭，形成整體，縮短施工周期，鋼樁可作為抗拔樁，解決了地下濕作業施工周期長和抗浮難題；組合結構內襯單面鋼板不僅是結構層，還兼做防水層，解決防水難題。該方案較好地解決了基坑支護、抗浮、防水三大難題，亦可降低建設成本。

這種全新技術體系在地下倉中的直接成果相對較少。國內外學者對隧道襯砌類似工程和鋼板-混凝土組合結構進行了大量的研究[18-22]。但裝配式地下倉是一種新型結構，其結構形式、受力狀態、節點連接方式與現有的鋼板-混凝土組合結構或類似工程均不相同。因此，在裝配式地下倉結構方案的基礎上，結合工程實際，王振清等[23]通過有限元對設計的有、無接頭倉壁彈性剛度進行了對比分析，表明設計的接頭是安全可靠的，但并未對倉壁及接頭進行塑性及承載力分析。在結構設計中，塑性設計可以使結構更加合理且節約材料[24]。該研究在裝配式地下倉倉壁試件軸壓足尺試驗的基礎上，采用ABAQUS有限元軟件對其進行非線性有限元模擬。分析試件及其組件在加載過程中的受力性能及工作機理，并對影響倉壁設計的參數進行分析，提出的峰值荷載簡化計算式，擬為裝配式地下倉倉壁的設計提供指導與參考。

1 試驗試件及方法

1.1 試件制作

本文裝配式地下倉是由倉頂板、倉底板（漏斗狀）、倉內筒、組合倉壁和鋼樁等組成的地下薄壁圓筒結構，結構方案詳見文獻[17]。地下倉倉容5×106kg（以小麥計），埋置在地表以下，覆土深約1.5 m，倉內有設備隔層；倉內徑25 m，倉壁厚0.31 m，倉底板標高約?21～?28 m，倉壁高約20 m，周圍均布36根鋼樁。組合倉壁是由預制的單鋼板混凝土預制塊拼裝而成，該預制塊內層為鋼板，外層為混凝土，兩者通過圓柱頭栓釘連接為一體。上下預制塊間沿倉壁環向的水平接縫為環向接頭，左右預制塊間沿倉壁高度方向的豎向接縫為豎向接頭。由柱殼理論可知，倉壁在外部水土壓力作用下，主要為環向受壓，沿倉壁高度方向受力較小。根據無接頭鋼筋混凝土模型計算，倉壁承受的環向最大軸力設計值為4 895 kN。因此，本文主要對組合倉壁及其豎向接頭（以下簡稱倉壁接頭）軸壓受力性能進行分析。

受試驗條件限制，開展地下筒倉組合倉壁整環足尺試驗難度較大。縮尺模型存在較大的近似性，由于弧形試件對加載裝置要求較高，在保證試件受力狀態與工程實際基本相符的前提下，采用平直試件代替實際的弧形試件。進行了2塊裝配式鋼板-混凝土組合倉壁的足尺試驗研究，編號分別為SC-N1和SC-N2。試件尺寸及結構如圖1所示。各試件尺寸相同，總長度為2 200 mm，寬為1 000 mm，厚310 mm。鋼板型號為Q345，混凝土強度等級為C40。倉壁接頭細部構造見圖1a，倉壁試件采用“喇叭口”空腔形式，由2塊U形包邊鋼板、止水鋼板、傳力鋼板和鋼樁翼緣板組成。包邊鋼板通過栓釘和倉壁混凝土預制在一起，鋼樁翼緣板、傳力鋼板、止水鋼板分別與包邊鋼板采用焊縫連接。

按照設計要求，全部鋼構件在鋼結構加工廠規范批量加工制作，圓柱頭栓釘和鋼板用螺柱焊機焊接。各試件的鋼構件作為底模，再澆筑混凝土，混凝土養護28 d以上，最后模擬現場施工（立焊）將預制塊與鋼樁焊接成一體，完成試件的制作。

1.2 試驗方法

試驗加載設施選用河南省糧油倉儲建筑與安全重點實驗室電液伺服剪壓長柱試驗加載系統（YAJ-12000），此試驗機能夠提供的最大壓力為12 000 N。采用軸壓的加載方式，加載示意圖如圖2所示。

根據上文所述的倉壁環向最大軸力設計值，試驗最大荷載目標值取為5 000 kN，分25級加載，每級加載速度為2 kN/s。試件的測量數據包含位移和應變，鋼板側和混凝土側均設置測點，測點布置如圖3所示。

試驗測量的主要內容包括：試件的軸向壓縮總變形、試件不同高度處的壓縮變形、鋼板和混凝土的應變。試件軸向壓縮總變形由底端鋼板和混凝土兩側共6個測點（YW1～YW3，YW13～YW15）的位移均值減去頂端6個測點（YW10～YW12，YW22～YW24）位移均值得到。不同高度處壓縮變形以每排6個測點的位移均值減去頂端6個測點的位移均值得到。

2 有限元計算模型

2.1 材料的本構模型

1）混凝土采用ABAQUS軟件中的塑性損傷模型（Plasticity damage）。該模型中的屈服面采用由Lubline[25]等提出并由Lee和Fenves[26]等在1998年進行修正的準則。混凝土單軸受壓和受拉應力-應變關系采用《混凝土結構設計規范》（GB50010-2010）中的模型，彈性模量c為

式中cu為混凝土立方體抗壓強度，MPa。

混凝土損傷因子采用Sidoroff[27]提出的計算方法：

式中c為混凝土的應力，MPa；c為混凝土應變。

試驗中只對與試件同時澆筑的立方體試塊進行了抗壓試驗，與混凝土本構模型中采用的棱柱體抗壓強度c換算關系式為[28]

2.2 模型建立

模型中鋼板、混凝土和栓釘均采用C3D8R實體單元。栓釘通過Embedded方式嵌入到混凝土中，栓釘與鋼板采用剛性連接。通過設置接觸單元模擬鋼板與混凝土的接觸界面，切向方向采用庫倫摩擦模型，摩擦系數取0.6，法向方向采用硬接觸來模擬。按照試件的實際尺寸建立有限元模型，并采用結構化網格劃分技術對每個部件分割成規則的形狀。模型的網格密度基本相同，接頭處網格加密，根據試算結果，按照此種網格密度進行劃分具有較好的計算精度和效率。圖4為有限元的幾何模型與網格劃分。模型中左側加載端面采用位移的加載方式進行加載，邊界條件為左端面所有節點施加向、向位移約束及轉動約束，右端面所有節點施加向、向、向位移約束及向、向轉動約束。

3 結果與分析

3.1 試驗值與有限元計算值對比

由于倉壁試件在試驗加載中最大加載值為5 000 kN，取有限元加載到5 000 kN的位移計算結果與試驗結果進行對比。圖5為荷載與試件的軸向壓縮總變形關系曲線。可以看出，試件的試驗位移結果與數值模擬位移結果吻合良好，在5 000 kN時尚處于彈性階段，模擬軸向壓縮總變形與試驗平均軸向壓縮總變形相對差值為4.2%。有限元可以較好的模擬試件的初始剛度。在5 000 kN時試件在不同高度測點的壓縮變形如表1所示。可見試件沿試件高度方向沒有均勻變形，這是由于實際中試件存在制造誤差。但這種影響很小，試驗結果與有限元結果相差不大。

表1 不同高度測點壓縮變形

應變對比如圖6所示，其中試驗值取5 000 kN時2個試件應變平均值。可以看出，模擬值與試驗值基本重合，鋼板側和混凝土側均為壓應變，鋼板側的應變分布較為均勻，混凝土側在靠近接頭位置的應變值相對較大。

以上對比分析可知，有限元中采用這種建模方法是有效的，為下文的非線性分析奠定基礎。

3.2 倉壁受力機理分析

試件及其組件在加載全過程模擬中的荷載-變形曲線如圖7所示。由圖7可以看出：1）在彈性階段（OA段），試件整體及其組件的荷載-變形關系呈線性增長，在A點時各組件與試件整體的荷載比值可以得到各組件承擔的相應荷載。預制塊內側鋼板和混凝土各自承擔20.3%和79.7%的荷載，接頭部位鋼樁下翼緣、傳力鋼板和止水鋼板承擔的荷載分別為19.5%、29.6%和50.9%。可見預制塊部位大部分荷載（約80%）由混凝土承擔，接頭部位大部分荷載（約80%）由傳力鋼板和止水鋼板承擔。2）當試件達到峰值荷載時，混凝土和傳力鋼板承擔的荷載也達到峰值，可見試件的峰值荷載主要由混凝土和傳力鋼板決定。3）當荷載-變形曲線達到B點時，接頭位置止水鋼板承擔著更大的荷載，因此適當增大止水鋼板的強度和厚度可在一定程度上增加試件的延性。

表2 不同截面各組件軸向應力最值

注：c為混凝土棱柱體抗壓強度，MPa；y為鋼材的屈服應力，MPa。

Note:cis compressive strength of prismatic concrete, MPa;yis yield stress of steel, MPa.

根據鋼材的受力發展過程[29]，將試件整體的荷載-變形曲線分成4個階段：彈性段（OA）、彈塑性段（AB）、塑性段（BC）、硬化段（CD）。表2為試件接頭及接頭影響范圍內不同截面各組件的軸向應力最值。其中，由于鋼樁上翼緣和腹板受力較小，跨中截面（4-4截面）只給出了下翼緣、傳力鋼板和止水鋼板的軸向應力在關鍵點位的應力最值。由圖7和表2可知：

1）在OA段，試件各個組件均處于彈性狀態，到達A點荷載作用時，3-3截面中混凝土和鋼板的最大軸向壓應力分別為0.71c和0.55y。4-4截面中鋼板的最大軸向壓應力為0.59y。由于接頭傳力鋼板和止水鋼板的擠壓，3-3截面混凝土中相應高度處的軸向應力較大，但這種影響只是局部的。此外，倉壁預制塊由單側鋼板組成，中和軸靠近鋼板側，所以4-4截面中3塊鋼板的軸向應力并不相同，靠近中和軸的鋼板所受的應力較大。

2）在AB段，隨著荷載的增大，試件及各個組件的軸向應力均有所增大。在峰值荷載（B點）時，3-3截面混凝土中受傳力鋼板和止水鋼板擠壓區域軸向應力開始出現不均勻分布，傳力鋼板擠壓區域應力值超過其棱柱體抗壓強度，但混凝土大部分截面仍受力較小，處于彈性階段。接頭區域止水鋼板開始屈服，跨中止水鋼板上表面最大軸向應力達到1.03y。鋼樁下翼緣和傳力鋼板軸向應力增長較小，說明止水鋼板為接頭的關鍵受力部位。

3）在BC段，3-3截面混凝土受擠壓區域軸向應力進一步不均勻分布，由于發展了較大的軸向應變，受傳力鋼板擠壓的混凝土軸向應力開始下降，傳力鋼板承擔的荷載也不再增加，此時接頭位置增加的荷載主要由止水鋼板分擔。到達C點時，3-3截面鋼板和跨中截面止水鋼板塑性都進一步發展，最大軸向應力達到了1.08y。

4）隨著荷載的繼續增大（CD段），荷載-變形曲線進入第二次上升段。這是由于混凝土承擔荷載的下降速度(c1)和傳力鋼板承擔荷載的下降速度(sc1)減緩，止水鋼板承擔荷載的增大速度(sz)和預制塊鋼板承擔荷載的增大速度(s)沒有減弱，以BC段相同的速度增大。使試件的承載能力得到了第二次加強。在此階段，試件下部鋼板塑性進一步從中間向兩邊發展。

3.3 設計參數分析

在試驗驗證有限元模型參數設置正確性的基礎上，建立了13個有限元模型對裝配式鋼板-混凝土組合倉壁的設計參數進行分析。分析的設計參數包括：混凝土強度、鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度。表3給出了設計參數的取值及主要結果。以有限元模型PSC-C40為基礎模型，各個模型均在基礎模型上改變某個參數，其余參數均保持不變。所得各有限元模型的荷載-變形曲線如圖8所示。

表3 設計參數取值及主要結果

注：表示栓釘軸向（加載方向）間距，表示內側鋼板厚度；PSC-C表示改變混凝土強度的模型；PSC-Q表示改變鋼板強度的模型；PSC-表示改變距厚比的模型；PSC-表示改變止水鋼板厚度的模型。下同。

Note:/:indicates the axial (loading direction) bolts distance ,indicates the thickness of inner steel plate; PSC-C indicates the model that changes the concrete strength; PSC-Q indicates the model that changes the steel plate strength; PSC-indicates the model that changes the distance thinkness ratio; PSC-indicates the model that changes the sealing-up steel plate thinkness. The same below.

3.3.1 混凝土強度

隨著混凝土強度的提高，有限元模型中的彈性階段位移和剛度依次增大，峰值荷載也明顯提高。當混凝土強度從30增大到60 MPa，有限元得到的峰值荷載增幅分別為17.4%、16.3%、8.4%。此外，混凝土強度為30、40和50 MPa時，試件超過峰值荷載后的剛度退化趨勢相同。當混凝土強度為60 MPa時，試件超過峰值荷載后的剛度退化較快，承載力下降幅值較大。

3.3.2 鋼板強度

隨著鋼板強度的提高，組合倉壁的彈性階段剛度和位移變化很小。有限元模型得到的峰值荷載隨著鋼板強度的提高增幅分別為7.2%、0.5%、0.08%。當鋼板強度達到345 MPa，繼續增大鋼板強度對峰值荷載幾乎沒有影響。當鋼板強度為235 MPa時，試件的承載能力在達到峰值荷載后便逐漸減小，這是由于接頭處止水鋼板在峰值荷載時幾乎完全進入屈服（圖8b應力云圖），不能繼續承擔荷載。鋼板強度為345、390和420 MPa時，試件的荷載-變形曲線區別很小，只在第二次上升段有微小變化，且承載能力隨著鋼板強度的提高而提高。可見，當鋼板達到一定強度后，提高鋼板強度對增強試件的峰值荷載效果較弱，但可以一定程度上增加試件在達到峰值荷載后的承載能力。從受力機理分析中可知，峰值荷載后倉壁組件只有止水鋼板和內側鋼板承載能力繼續增大，因此增大鋼板強度可以提高荷載峰值后的承載能力。

3.3.3 距厚比

距厚比是通過改變栓釘軸向間距來實現。有限元模型中鋼板-混凝土組合倉壁的距厚比對其初始剛度、變形能力和峰值荷載影響很小。當試件處于彈性階段以及彈塑性階段時，不同距厚比試件的荷載-變形曲線基本重合。當試件進入塑性階段后，隨著距厚比的增大，試件的承載能力逐漸減弱。這是由于當距厚比較大時，內側鋼板和混凝土的約束變弱。內側鋼板因承擔的荷載逐漸增大而發生局部屈曲，從而使試件的承載力下降。

3.3.4 止水鋼板厚度

隨著止水鋼板厚度的增大，試件的峰值荷載增幅分別為4.8%、1.6%和3.8%，增幅相對較弱。當鋼板厚度為10 mm時，荷載-變形曲線沒有硬化段，原因同PSC-Q235。此時止水鋼板在達到峰值荷載時已完全進入屈服階段（圖8d應力云圖），喪失了承載能力。因為硬化階段止水鋼板對試件的承載能力起主要作用，鋼板厚度為15、18、25 mm時，其硬化程度依次增強。

3.4 參數敏感性分析

以峰值荷載作為因變量，將混凝土強度、鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度作為自變量進行多元線性回歸分析，得到的回歸參數如表4所示。

從表4可以看出，參數混凝土強度、鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度的Beta值分別為0.910、0.154、?0.005和0.301，說明混凝土強度對組合倉壁峰值荷載的影響最大，止水鋼板厚度對峰值荷載的影響次之，鋼板強度和距厚比對峰值荷載的影響較弱。由顯著性可知混凝土強度和止水鋼板厚度顯著，鋼板強度和距厚比不顯著，在荷載設計值的基礎上，應主要提高混凝土強度和止水鋼板厚度以提高組合倉壁的承載能力。

表4 回歸參數

注：在0.05的顯著性水平下，*表示顯著，**表示不顯著

Note: At the significance level of 0.05, * indicates significant, and ** indicates not significant.

4 承載力分析

由設計參數分析可知，除有限元模型PSC-Q235和PSC-10的荷載-變形曲線只經歷了彈性段、彈塑性段和塑性段，其余有限元模型的荷載-變形曲線均經歷了彈性段、彈塑性段、塑性段和硬化段。將以上2種荷載-變形曲線模型化，如圖9所示。其中，有限元模型PSC-Q235和PSC-10的荷載-變形曲線可簡化為ML-2，其余有限元模型的荷載-變形曲線可簡化為ML-1。

在模型化荷載-變形曲線ML-1中，倉壁試件達到峰值荷載時，混凝土和傳力鋼板承擔的荷載均達到峰值，倉壁其余組件仍可繼續承擔荷載（見圖7）。此時受擠壓混凝土最大軸向應力為1.05c，傳力鋼板最大軸向應力為0.50y。可見，um由受擠壓混凝土決定，根據混凝土受壓承載力計算公式[30]，um可按下式計算：

式中c表示傳力鋼板對軸力的貢獻系數；um表示ML-1峰值荷載，N；c表示傳力鋼板受到的軸力，N；c表示受傳力鋼板擠壓的混凝土截面面積，mm2。

對于模型化荷載-變形曲線ML-2，由于接頭截面中止水鋼板承擔的荷載較大，當止水鋼板的強度和厚度較弱時，止水鋼板會先于受擠壓混凝土達到極限抗壓強度而屈服。此時，u由止水鋼板決定，計算公式如下：

式中z表示止水鋼板對軸力的貢獻系數；u表示ML-2峰值荷載，N；z表示止水鋼板受到的軸力，N；z表示止水鋼板的截面面積，mm2。

采用以上模型化方法對裝配式鋼板-混凝土組合倉壁試件的峰值荷載計算結果如表5，與有限元結果對比分析可知，兩者相對差值不超過9%，本文提出的方法可以較為合理的估算裝配式鋼板-混凝土組合倉壁試件的峰值承載力，為裝配式地下倉倉壁的工程設計提供指導與參考。

表5 計算峰值荷載

5 結 論

本文根據試驗結果，對裝配式鋼板-混凝土組合倉壁進行了有限元分析。分析結果與試驗結果吻合較好，最大試驗載荷5 000 kN時模擬軸向壓縮總變形與試驗平均軸向壓縮總變形相對差值為4.2%，表明有限元模型設置合理。進而基于有限元模型開展了機理分析和參數分析，主要得到以下結論：

1）在彈性階段預制塊混凝土和接頭止水鋼板承擔了大部分荷載，混凝土承擔的荷載為79.7%，止水鋼板承擔的荷載為50.9%。止水鋼板在試件進入塑性階段后發揮主要作用，增強止水鋼板可以改善試件的延性。

2）相較鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度，混凝土強度對試件初始剛度和峰值荷載的影響更為顯著。混凝土對峰值荷載的回歸系數為0.910，鋼板強度、距厚比和止水鋼板厚度對峰值荷載的回歸系數分別為0.154、?0.005和0.301。

3）試件設計時應保證止水鋼板的強度和厚度，若止水鋼板較弱，峰值荷載較低且易發生脆性破壞。

4）建議了裝配式鋼板-混凝土組合倉壁峰值荷載簡化計算式，得到的計算峰值荷載與有限元峰值荷載相對差值不超過9%，簡化計算式具有較高的精度。

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Performance analysis of axial compressive behavior for precast steel plate-concrete composite silo wall of underground silo

Wang Zhenqing, Hou Zhilong, Zhang Qingzhang※, Chuai Jun

(,,450001,)

An underground silo is essential to green grain storage, due to its low temperature, low land consumption, energy conservation, and environmental protection. A new underground silo was proposed in combination with the prefabricated technology and combined structure technology in the engineering practice. In this study, a finite element model of steel plate-concrete composite silo wall containing stud was established on the ABAQUS software, in order to explore the compressive properties of assembled underground silo using the full-scale axial compression test. A nonlinear finite element model of silo wall specimen was also established, concurrently considering the plastic damage of concrete and the elastoplasticity of steel plate. A simulation was performed on the whole loading process of specimens, thereby to analyze the mechanical properties and working mechanism. Various parameters were determined, such as the steel plate strength, concrete strength, and distance thickness ratio. The results showed that: The finite element simulation was in good agreement with the test. Moreover, the relative difference of axial deformation between the simulated and experimental value was 4.2% at 5 000 kN, indicating an applicable finite element model. The precast block concrete and the joint sealing-up steel plate could bear the load of 79.7%, and 50.9%, respectively, during the elastic stage. The peak load depended mainly on the precast concrete of silo wall and the load transfer of steel plates. There was more load in the sealing-up steel plate at the joint position after reaching the peak load. As such, strengthening the sealing-up steel plate can be used to improve the ductility of the specimen. There was the greatest influence of concrete strength on the initial stiffness and the ultimate bearing capacity of specimens, compared with the strength of steel plate, the distance thickness ratio, and sealing-up steel plate thickness. The regression coefficient of concrete strength, steel plate strength, distance thickness ratio, and sealing-up steel plate thickness to peak load were 0.910, 0.154, -0.005, and 0.301, respectively. The specimens were prone to brittle failure, due to the small strength and thickness of sealing-up steel plate. Two curves of load-deformation model were proposed in combination with the load-deformation curves for the silo wall specimens with the assembled steel plate-concrete composite under the various parameters. Furthermore, the simplified formula was also proposed for the axial peak load of the assembled steel plate-concrete composite silo wall. The relative difference of peak loads obtained by the calculation formula and the finite element method was not more than 9%, indicating high accuracy of calculation. The research findings can provide potential guidance for the engineering design of prefabricated underground silo wall.

silo wall; mechanical performance; finite element analysis; joint; underground silo; simplified calculation

王振清，侯支龍，張慶章，等. 裝配式地下糧倉鋼板-混凝土組合倉壁軸壓受力性能分析[J]. 農業工程學報，2021，37(1)：59-67.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2021.01.008 http://www.tcsae.org

Wang Zhenqing, Hou Zhilong, Zhang Qingzhang, et al. Performance analysis of axial compressive behavior for precast steel plate-concrete composite silo wall of underground silo[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2021, 37(1): 59-67. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2021.01.008 http://www.tcsae.org

2020-10-20

2020-12-10

國家自然科學基金項目（51509084）；河南省重點研發與推廣專項（科技攻關）項目（192102310278）；河南省高等學校青年骨干教師培養計劃（2019GGJS086）；河南工業大學青年骨干教師培養計劃

王振清，教授，博士生導師，主要研究方向為儲倉結構和綠色儲糧體系。Email：hnzzwzhq@163.com

張慶章，副教授，主要研究方向為地下糧倉設計。Email：zqz313@163.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2021.01.008

TU267+.1

A

1002-6819(2021)-01-0059-09