鋼筋混凝土剪力墻在沖擊荷載作用下的數值模擬分析

易偉建， 史先達

(湖南大學 土木工程學院， 長沙 410082)

鋼筋混凝土結構在使用過程中可能會遭遇各種沖擊荷載的作用，如煤氣爆炸、車輛撞擊建筑物和船舶碰撞橋梁或海上設施等。在沖擊荷載作用下鋼筋混凝土結構的行為是未被充分了解的研究領域，因此研究沖擊荷載作用下鋼筋混凝土結構的行為具有重要意義。

目前國內外學者對沖擊荷載作用下鋼筋混凝土結構的動力響應進行了大量研究。Fujikake等[1]進行了不同配筋率的鋼筋混凝土梁的落錘試驗，研究了縱向配筋率對沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁的破壞形態的影響；Tachibana等[2]進行了不同錘重、沖擊速度和梁的截面尺寸的落錘試驗，研究了沖擊能量、沖擊力持時、梁吸收的能量和梁的位移等特征之間的關系，并基于能量的角度提出了梁的跨中最大位移關于沖擊能量的經驗公式；Starr等[3]采用水平擺錘沖擊試驗機對防護墻板傳遞沖擊力給內部支撐框架的特性進行了研究，結果表明防護墻板可以將高峰值、短持時的荷載調整為低峰值、長持時的荷載，從而有效地防護了內部結構；Hrynyk等[4]對鋼纖維混凝土板進行了落錘試驗，試驗發現：增加鋼纖維的含量可以有效提高板的承載力，減小裂縫寬度和裂縫間距；Wang等[5]通過實驗對鋼筋混凝土單向板進行了近場爆炸研究，分析了不同裝藥量作用下的鋼筋混凝土板的損傷和破壞形態。研究表明：方形鋼筋混凝土板會隨著裝藥量的增加由整體彎曲破壞模式逐漸轉變為局部沖切破壞模式。田力等[6]利用LS-DYNA以剛性球與鋼筋混凝土柱的碰撞沖擊為例，研究了剛性球質量、初速度、混凝土軸心抗壓強度、縱筋配筋率和箍筋配筋率等參數對鋼筋混凝土柱動態響應的影響，并分析了沖擊荷載作用下鋼筋混凝土柱的破壞模式。丁陽等[7]利用有限元分析軟件 AUTODYN 的 Remap 技術對室內爆炸進行模擬，研究了壁面爆炸荷載的分布規律；依據壁面爆炸超壓時程曲線特點及其峰值超壓分布，對爆炸荷載作用區域進行劃分，并提出了各區域爆炸荷載典型參數—峰值超壓、沖擊波作用時間、準靜態峰值氣體壓力的計算式，建立了室內爆炸荷載簡化模型。

由于現有動力試驗技術的制約，鋼筋混凝土結構在沖擊荷載作用下的動力性能很難全面的獲取。基于有限元法的數值模擬為研究沖擊荷載作用下的鋼筋混凝土結構的動力響應提供了有效手段。LS-DYNA作為目前應用最廣泛的顯式動力有限元軟件之一，被大量應用到沖擊爆炸荷載作用下的鋼筋混凝土結構的研究中，證明了LS-DYNA在鋼筋混凝土結構抗爆抗沖擊分析的適用性[8]。

目前研究中對于鋼筋混凝土剪力墻的研究很少，鋼筋混凝土剪力墻作為豎向承重的關鍵構件，一般設計中并未考慮平面外的受力，一旦墻體發生破壞可能造成嚴重后果。本文采用數值模擬的方法，基于 LS-DYNA 的顯式中心差分算法，對沖擊荷載作用下鋼筋混凝土剪力墻的動態響應及破壞模式進行了數值仿真。通過對擺錘與鋼筋混凝土墻撞擊的數值模擬，研究了沖擊能量、沖擊質量、軸壓比和配筋率等參數對鋼筋混凝土墻動態響應和損傷的影響，并分析了沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁的最大撓度經驗公式在鋼筋混凝土墻板中的適用性。

1 LS-DYNA模型驗證

1.1 材料模型

比較LS-DYNA中的多種混凝土本構模型，在眾多混凝土本構模型中CSCM模型適用于模擬鋼筋混凝土結構的低速沖擊行為[9]，對于鋼筋混凝土結構在沖擊荷載作用下的彎曲和剪切行為都能獲得較好的模擬效果[10]。因此本文中的混凝土采用CSCM模型(Mat_159)，CSCM模型為彈塑性損傷模型，通過引入損傷指標來模擬混凝土的峰值強度后的應變軟化和剛度退化特征。該模型在剪切屈服面和強化蓋帽面之間用光滑曲面連接，屈服面在偏平面上投影形狀由Willam-Warnke模擬描述，而強化蓋帽面由材料所經歷的應力和應變的歷史來決定強化蓋帽面的位置和大小，該模型考慮了材料的硬化、損傷以及率相關性。目前在鋼筋混凝土結構低速沖擊領域應用廣泛。

在CSCM模型中都考慮了混凝土應變率的效應，在計算過程中的每一個時間步長內，混凝土材料的黏塑性應力(考慮應變率)由彈性試算應力和非黏塑性應力(不考慮應變率)插值得到，計算公式為

(1)

式中：η為塑性流動系數。材料的塑性流動隨著應變率的增加而降低，材料在拉子午線上的動態強度定義為

(2)

(3)

(4)

CSCM模型只要將考慮應變率效應計算打開，程序將根據輸入的混凝土強度和骨料粒徑按照內置算法進行計算，結果與已有試驗結果吻合良好[11]。本次模擬中混凝土強度取30 MPa，骨料粒徑為20 mm。在CSCM本構模型的計算中可以考慮混凝土單元的侵蝕，當混凝土單元的最大主應變超過設置的侵蝕應變時單元將會被刪除，本文的侵蝕應變參考前人成果選為0.1[12]。

本文模擬中縱筋、分布鋼筋和拉筋的本構模型均選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC，該模型為雙折線模型，模型中各參數均由文獻[13]中的材性試驗數據取值。墊塊和擺錘采用彈性材料模擬。各個構件采用的材料本構模型及相關參數見表1。

1.2 模型驗證

為了驗證材料模型的正確性，使用上述本構模型及材料參數對文獻[13]中的落錘試驗進行模擬。試驗梁凈跨2.5 m，截面尺寸b×h=100 mm×250 mm，頂部和底部各配置2根直徑為16 mm的縱向鋼筋，箍筋的直徑為6 mm，間距為150 mm，縱向鋼筋保護層為20 mm。

按照試驗梁實際情況建模，采用1/4模型并在對稱面施加對稱邊界條件。將所有構件的跨中最大位移的試驗值與模擬值列出，如表2所示。并將A-2和A-4模擬的位移時間曲線與試驗結果比較，如圖1所示。

表1 材料參數

表2 梁跨中最大位移試驗值與模擬值的比較

由表2和圖1可知，利用上述的材料本構模型和建模方式得到的模擬結果與試驗結果比較接近，這驗證了本文采用的材料本構模型及參數取值的正確性。

1.3 鋼筋混凝土板的有限元模擬

為了驗證上述有限元參數對鋼筋混凝土墻板計算的準確性，對文獻[14]中的鋼筋混凝土板的試驗進行模擬。利用文獻[14]給出的部分試件第一次沖擊作用下的時程曲線圖，對其中板1、板4、板6和板7的時程曲線進行比較。為了提高模擬結果的可信度，對文獻[4]中非鋼纖維混凝土板TH2的試驗進行補充模擬。

1.3.1 試驗簡介

?zgür等[14]對8塊配筋完全相同的鋼筋混凝土板進行了落錘沖擊試驗，試驗中利用5.25 kg落錘從500 mm高度落下，每次都保持錘重和下落高度相同，直到將構件破壞。試驗變量為板的邊界條件，試驗中編號1～4的板將邊緣嵌入槽鋼中固定模擬固支，編號5～8的板直接將邊緣搭在平臺上只提供向上的支承。每組的四個構件依次為：四邊支承，三邊支承，兩鄰邊支承和兩對邊支承。板的尺寸為500 mm×500 mm×50 mm，底部兩個方向都配置直徑為4 mm間距為50 mm的鋼筋，保護層厚度為10 mm。混凝土抗壓強度為25 MPa，鋼筋屈服強度為256 MPa，極限強度為412 MPa。

Hrynyk和Vecchio對相同尺寸的鋼筋混凝土板進行了落錘試驗，板的尺寸為1 800 mm×1 800 mm×130 mm，雙層雙向布置直徑為9.5 mm間距為130 mm的鋼筋，保護層厚度為16 mm。板采用四角簡支的支承方式，且上部有壓梁防止支撐點向上位移，相鄰支撐點間距為1 510 mm。TH2試件混凝土抗壓強度為69.4 MP，鋼筋屈服強度為489 MP，極限強度為597 MP。落錘質量分別為150 kg、180 kg和210 kg，沖擊速度均為8 m/s。

1.3.2 有限元模型

有限元模型的邊界條件和材料參數均根據具體試驗條件確定，對于文獻[14]中的構件采用全模型模擬，而對于文獻[4]中的構件考慮對稱性采用1/4模型建模，試驗圖和模型圖比較見圖2。由于文獻中沒有給出型鋼以及支撐條件的具體信息，模擬中通過試算近似地確定支座剛度和接觸剛度。

(a) 文獻[14]中固支邊界條件的比較

(b) 文獻[14]中簡支邊界條件的比較

(c) 文獻[4]中邊界條件的較

1.3.3 有限元模擬結果與實驗結果比較

將文獻[14]中板1、板4、板6、板7和文獻[4]中TH2試件對應的150 kg和210 kg沖擊質量下試驗的位移時程曲線與模擬結果進行比較，如圖3所示。

由圖3可知，本文建立的LS-DYNA有限元模型可以較好的模擬鋼筋混凝土板在沖擊荷載作用下的動態響應，為后續參數分析提供了較可靠的基礎。

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

圖3 板最大位移時程曲線試驗值與模擬值的比較

Fig.3 Largest displacement-time curve comparison of test value and analog value

1.3.4 有限元損傷圖與試驗裂縫圖的比較

除位移時程曲線外，利用有限元模型還可進行損傷的模擬。文獻[4] TH2-3試件的裂縫圖和模擬損傷圖比較見圖4。對于文獻[14]，本次選擇對試件4進行模擬，試驗中共進行44次沖擊，為了減小計算量，模擬中將沖擊質量增大為原來的4倍，沖擊速度保持不變，利用LS-DYNA的完全重啟動功能，共進行11次沖擊的模擬，模擬損傷圖與試驗裂縫圖的比較，如圖5所示。

(a) 板底裂縫圖與損傷圖

(b) 板頂裂縫圖與損傷圖

圖4 TH2-3模擬損傷圖與試驗裂縫圖

Fig.4 Specimen TH2-3 damage simulation diagrams and test specimen cracks diagram

比較模擬損傷圖和試驗裂縫圖可以發現，圖4給出模擬結果與試驗結果比較接近。圖5中的試驗裂縫的分布范圍更寬，而模擬得到的損傷主要集中在沖擊點和兩面固支的跨中。造成差別的主要原因是模擬中單次沖擊能量是試驗沖擊能量的4倍。加大沖擊能量可能導致了損傷更集中在沖擊點附近的區域。總的來看，模擬計算的損傷分布大體趨勢與試驗結果一致。從圖5可知，通過對模擬中第一次、第六次和最后一次沖擊作用下混凝土的損傷可以證明LS-DYNA可以模擬出混凝土在多次碰撞作用下的損傷積累。圖4和圖5的結果進一步表明，本文建立的LS-DYNA有限元模型可以較全面的反映鋼筋混凝土板的抗沖擊性能。

(b) 第六次沖擊

(c) 第十一次沖擊

(d) 試驗裂縫圖

圖5 試件4模擬損傷圖與試驗裂縫圖

Fig.5 Specimen 4 damage simulation diagrams and test specimen cracks diagram

2 數值模擬

2.1 模型建立

采用LS-DYNA對鋼筋混凝土墻板在沖擊荷載作用下的反應進行模擬。鋼筋混凝土墻的尺寸和配筋如下：寬度為1.1 m，高度為2.1 m，厚度為160 mm，保護層厚度取15 mm，縱向鋼筋和分布鋼筋直徑均為8 mm，拉筋直徑為6 mm，拉筋采用梅花形布置。當縱向鋼筋配筋率為0.251%時，縱筋鋼筋間距為250 mm，分布鋼筋間距為300 mm；當縱向鋼筋配筋率為0.393%時，縱向鋼筋間距為160 mm，分布鋼筋間距為200 mm。本次模擬中沒有考慮邊緣構件的作用，主要原因是邊緣構件的設置對墻體平面內受力的影響很大，對于墻體平面外的受力，邊緣構件主要改變了墻體邊界條件，且不同形狀的邊緣構件對墻體平面外受力的約束也不同，考慮到設計中去掉邊緣構件的分析結果偏于安全，為了讓模型邊界條件清晰，模擬中沒有考慮邊緣構件。

模擬對象具有對稱性，采用1/4模型建模，在對稱面處施加對稱邊界條件，有限元模型見圖6。模型頂端的墊塊是為了防止施加軸力時發生局部破壞而設置的，錘頭和墻體之間設置300 mm×300 mm×20 mm的墊板以防止錘頭和墻體發生單點接觸。

(a) 模型邊界條件(b) 鋼筋及混凝土模型

圖6 鋼筋混凝土墻在沖擊荷載作用下的有限元模型

Fig.6 Finite element model of reinforced concrete wall under impact load

共進行28個模型的計算，模型編號由4個部分組成，第一個字母A表示墻體縱向鋼筋配筋率為0.251%，B表示墻體縱向鋼筋配筋率為0.393%；第二個數字表示構件的軸壓比，本次分為0，0.1，0.3，0.5四個不同軸壓比；第三個數字表示沖擊能量，1為1 600 J，2為3 200 J，3為6 400 J；最后一個數字為沖擊質量的編號，1為200 kg，2為400 kg，3為600 kg，4為800 kg。例如：A-0.1-2-3表示配筋率為0.251%，軸壓比為0.1的墻體在錘質量為600 kg沖擊能量為3 200 J作用下的反應。分析中可以對配筋率、軸壓比、沖擊能量和沖擊質量中的任何一個作為變量進行比較分析。

2.2 模擬數據匯總

根據數值模擬的結果將各模型跨中最大位移、跨中殘余位移、混凝土總能量、鋼筋總能量和鋼筋混凝土吸收總能量的數值，如表3所示。

3 動態響應分析

3.1 沖擊能量的影響

圖7比較了沖擊質量相同時不同沖擊能量下鋼筋混凝土墻的跨中水平位移時程曲線。其他條件相同的情況下，隨著沖擊能量的增加，最大水平位移和殘余水平位移均增大。錘質量為200 kg的情況下，沖擊能量為1 600 J、3 200 J和6 400 J時，跨中最大位移分別為9.91 mm、17.81 mm和33.24 mm，跨中最大位移和沖擊能量近似滿足線性關系。通過對錘質量為200 kg、400 kg、600 kg和800 kg的數據進行比較，均近似滿足上述關系。因此可以得出以下結論：當沖擊能量在一定范圍內，沖擊質量相同的情況下跨中最大位移和殘余位移均隨沖擊能量的增長成線性增長變化。

Kishi等[15]研究了影響鋼筋混凝土梁沖擊性能的關鍵參數，并通過對試驗數據的回歸分析得到經驗公式δmax=αEkd/Pusd。其中Pusd為梁靜力承載力；Ekd為落錘動能；δmax為梁在沖擊過程中的峰值撓度或殘余撓度。

對鋼筋混凝土墻的模擬結果顯示，當沖擊質量相同的情況下，該經驗公式也適用于邊界條件為單向滑動支座支承的墻板結構。并且在此大膽設想，對于任意邊界條件確定的鋼筋混凝土構件，沖擊質量相同的情況下，結構的最大位移與沖擊能量都滿足線性關系，且滿足上述經驗公式。只是會隨著構件的種類和邊界條件的變化而發生改變。

表3 模擬數據匯總

3.2 沖擊質量的影響

圖8比較了沖擊能量相同時不同沖擊質量情況下鋼筋混凝土墻的跨中水平位移時程曲線。當沖擊能量相同時，隨著沖擊質量的增加，跨中最大位移也跟著增加。之前得出跨中最大位移和沖擊能量關系的結論都是保證錘質量相同的情況下，當錘質量發生改變時勢必對沖擊能量在撞擊過程中的傳遞造成影響。

計算過程中將能量進行輸出，結果發現隨著錘質量的增加，沖擊能量相同的情況下傳給鋼筋混凝土的能量逐漸增大；也可以說隨著沖擊速度的增加，沖擊過程中傳給鋼筋混凝土的能量逐漸減小。并且從圖7中可以看出，200 kg、400 kg、600 kg和800 kg最大位移和殘余位移的增加似乎也是滿足了某種規律，400 kg相對于200 kg和800 kg相對于400 kg的增量差不多是相等的，因此猜測位移增量是和質量的相對比值具有線性關系。后面會從能量的觀點討論沖擊質量的變化對最大水平位移的影響。

3.3 軸壓比的影響

圖9比較了軸壓比對鋼筋混凝土墻體的中點水平位移時程曲線的影響。軸壓比從0變成0.1結構剛度有明顯提升，無論是中點最大位移還是隨后的振動周期都有明顯改變；而軸壓比從0.1繼續增加到0.3時，水平位移所受的影響程度降低，但結構剛度還是有較大的提高；當軸壓比增加到0.5時，對墻體中點水平位移和結構剛度的影響已經很小。錘質量200 kg時，軸壓比0.5對應的最大水平位移甚至大于比軸壓比0.3對應的最大水平位移。根據以上情況可知，軸壓比在0.3～0.5范圍內的某一個值時沖擊荷載作用下墻的水平位移會達到最小值。考慮到實際工程中剪力墻的軸壓比一般不會超過0.5，因此對軸壓比超過0.5的情況沒有進行模擬。軸壓比對沖擊荷載作用下鋼筋混凝土墻的水平位移的影響類似于壓彎構件軸力對彎矩承載力的影響。不考慮使用過程中出現高軸壓比的情況時，軸力對結構抗沖擊荷載的能力有一定的提升，設計中可以按照軸壓比為0進行抗沖擊設計。

(a)

(b)

(c)

(d)

圖7 不同沖擊能量下墻體中點水平位移比較

Fig.7 Midpoint horizontal displacement comparison of the wall with different impact energy

(a)

(b)

(c)

(d)

圖8 不同沖擊質量下墻體中點水平位移比較

Fig.8 Midpoint horizontal displacement comparison of the wall with different impact block mass

(a)

(b)

(c)

(d)

圖9 不同軸壓比下墻體中點水平位移比較

Fig.9 Midpoint horizontal displacement comparison of the wall with different axial force compression ratio

3.4 縱筋配筋率的影響

圖10比較了縱向鋼筋配筋率對鋼筋混凝土墻的跨中水平位移時程曲線的影響。配筋率的改變僅通過改變鋼筋間距的手段，鋼筋直徑并沒有改變。隨著縱筋配筋率的提高，墻的跨中最大水平位移和殘余位移均有一定程度的降低。對增加縱筋配筋率和軸壓比改變為0.1的兩種情況進行比較，增加縱筋配筋率是通過提高墻體截面抗彎承載力的方式，使得相同荷載作用的情況下進入塑性狀態的區域減小，從而降低鋼筋混凝土墻的跨中水平位移，增加縱筋配筋率對墻體剛度的提升并不大；軸壓比從0變為0.1則是通過改變墻體的邊界條件，使結構整體剛度提高的方式來減小跨中水平位移的。因此軸壓比對于鋼筋混凝土墻跨中水平位移的影響要比配筋率更明顯。

(a)

(b)

(c)

(d)

圖10 不同配筋率下墻體中點水平位移比較

Fig.10 Midpoint horizontal displacement comparison of the wall with different reinforcement ratio

4 破壞模式和基于能量的設計方法討論

4.1 破壞模式分析

圖11和圖12比較了沖擊能量為3 200 J時200 kg沖擊質量和800 kg沖擊質量作用時墻體混凝土的損傷圖，其中(a)為200 kg沖擊質量墻體縱向配筋率為0.251%的損傷圖；(b)為800 kg沖擊質量墻體縱向配筋率為0.251%的損傷圖；(c)為200 kg沖擊質量墻體縱向配筋率為0.393%的損傷圖。從(a)和(b)的比較可以看出相同沖擊能量的情況下沖擊質量小、沖擊速度大的時候更容易造成局部損傷，從整體的損傷程度也可以發現，沖擊質量小、沖擊速度大的情況下混凝土整體的損傷程度也更大。從(a)和(c)的比較可以看出改變配筋率不會對混凝土的整體損傷程度有太大影響，但是提高配筋率讓混凝土的損傷更加均勻。

(a) A-0-2-1(b) A-0-2-4(c) B-0-2-1

圖11 沖擊荷載作用下墻體背面損傷圖

圖12 沖擊荷載作用下墻體正面損傷圖

Fig.12 Damage simulation diagrams in the front of the wall

4.2 基于能量的設計方法討論

表4給出各部分能量。可以看出，當沖擊能量相同時，鋼筋和混凝土吸收的總能量隨著沖擊質量的增加而增加，且隨著沖擊質量的增加混凝土吸收能量的比例逐漸降低，而鋼筋吸收能量的百分比逐漸提高。將混凝土能量變化的關系和圖11圖12的混凝土損傷圖比較可以發現，混凝土損傷越嚴重，吸收的能量就越多。鋼筋總能量分別與墻體中點最大位移和殘余位移的比值如表4所示，可以發現在沖擊能量相同的情況下，無論沖擊質量如何改變，鋼筋總能量與跨中位移尤其是跨中殘余位移的比值都非常接近。這是因為混凝土吸收能量主要是通過混凝土的損傷，而鋼筋吸收能量主要是通過鋼筋的變形。由此可以判斷鋼筋混凝土墻體跨中位移的大小和鋼筋吸收的能量之間關系最為密切。如果可以在沖擊荷載作用之前就判斷出鋼筋和混凝土能量的分配比例，就可以計算出沖擊荷載作用下鋼筋吸收的能量，從而估算鋼筋混凝土結構的最大位移和殘余位移。

表4 模型各部分能量匯總

考慮到實際設計中的通用性，結構使用過程中很難估計具體的沖擊質量大小，考慮沖擊速度和沖擊質量影響的設計方法具有較大的局限性，為了簡化設計方法，只要從沖擊能量相同的情況下使用偏于安全的參數進行設計即可。鋼筋混凝土墻板在沖擊荷載作用下的設計流程，如圖13所示。沖擊能量Ekd為經典力學計算出的動能；最大位移δmax根據設計需求確定，本文建議取為凈跨的1.5%(參考Kishi定義[16]的殘余撓度大于凈跨的1.1%為彎曲破壞極限狀態)；經過對本文模擬和其他梁和板試驗數據的計算，的值一般在0.35～0.60，偏于安全考慮本文建議取α=0.60；所有系數確定以后就可以將沖擊過程簡化為靜力作用通過塑性鉸線法進行配筋設計。

圖13 沖擊荷載作用下鋼筋混凝土墻板設計流程

5 結 論

(1) 基于CSCM混凝土本構關系建立LS-DYNA有限元模型可以較好地模擬鋼筋混凝土板在沖擊荷載作用下的動力效應，包括位移時程曲線、損傷分布以及多次沖擊作用下混凝土板損傷累積的過程。

(2) 對于沖擊荷載作用下的鋼筋混凝土墻，當沖擊能量在一定范圍內時，沖擊質量相同的情況下跨中最大位移和殘余位移均隨沖擊能量的增加成線性增長變化。墻體跨中最大位移可近似用經驗公式δmax=αEkd/Pusd進行計算。

(3) 在沖擊能量相同的條件下，沖擊質量影響鋼筋混凝土墻板的最大水平位移。沖擊過程中能量轉換的分析表明，影響水平位移的能量是沖擊過程中鋼筋吸收的能量；沖擊能量相同時，鋼筋和混凝土吸收的總能量隨著沖擊質量的增加而增加，且隨沖擊質量增加混凝土吸收能量的比例逐漸降低，鋼筋吸收能量的比例逐漸提高，而沖擊質量的減少導致兩者吸收能量比例的變化只好相反，墻體沖擊位置的局部破壞加據，混凝土耗能增加，從而減少跨中位移。

(4) 軸壓比對沖擊荷載作用下鋼筋混凝土墻的水平位移的影響類似于壓彎構件軸力對彎矩承載力的影響。當軸壓比在0.3～0.5的某一個值時沖擊荷載作用下墻的水平位移會達到最小值，不考慮使用過程中出現高軸壓比的情況時，軸力對結構抗沖擊荷載的能力有一定的提升，設計中可以按照軸壓比為0進行抗沖擊設計。

(5) 增加墻體的配筋率對沖擊能量在鋼筋和混凝土中的分配比例影響不大，相同的鋼筋能量的情況下，高配筋率的墻體通過提高墻體截面抗彎承載力的方式，使得相同荷載作用的情況下進入塑性狀態的區域減小，從而達到減小水平位移的目的；混凝土能量相同的情況下，提高配筋率可減小局部損傷，使墻體損傷相對均勻。

(6) 沖擊質量或者沖擊速度對鋼筋混凝土結構在沖擊荷載作用下的位移是有一定影響的，引入沖擊質量或沖擊速度的變量會提高經驗公式的準確性。

(7) 從能量的角度提出了將沖擊作用通過公式Fd=αEkd/δmax等效成靜力荷載，并利用所得到的靜力荷載通過塑性鉸線法進行配筋計算的設計方法。設計中對于δmax建議取為凈跨的1.5%；α建議取0.60。