朱立猛，高曉飛，張春巍

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033)

雙鋼板混凝土組合剪力墻與傳統(tǒng)鋼筋混凝土剪力墻的區(qū)別之處在于通過內(nèi)嵌于混凝土中的對拉螺栓拉結(jié)混凝土外兩側(cè)鋼板來代替鋼筋混凝土墻中的鋼筋，外包鋼板和對拉螺栓對混凝土起到約束作用，使得混凝土的抗壓性能得到明顯改善，三者組合可以減少墻體厚度卻不降低墻體的豎向承載力。

目前國內(nèi)外學(xué)者對雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)進行了大量的平面內(nèi)靜力性能的研究[1-2],但雙鋼板混凝土組合剪力墻作為承重的關(guān)鍵構(gòu)件在使用過程中，可能會受到意外的沖擊作用，例如汽車的撞擊，超高層建筑中飛機的撞擊，爆炸等，這使得雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)研究成為必要。Remennikov等[3]對兩端固定的無剪切連接件的雙鋼板混凝土組合板進行了落錘沖擊試驗，結(jié)果表明構(gòu)件的耗能能力良好且鋼板的存在可以防止破碎的混凝土飛濺，但由于未設(shè)置連接件，墻體受到撞擊后鋼板與混凝土發(fā)生了嚴(yán)重的分離；Sohel等[4-5]提出了帶有J型抗剪連接件的雙鋼板-混凝土組合結(jié)構(gòu)并通過汽車撞擊試驗和數(shù)值模擬證明了含有連接件的墻體具有良好的整體性能以及優(yōu)越的抗沖擊性能；Hashimoto等[6]對混凝土剪力墻、單片鋼板混凝土剪力墻、雙鋼板-混凝土組合剪力墻等墻體進行了導(dǎo)彈撞擊模擬試驗發(fā)現(xiàn)鋼板的存在能夠增加墻體抗侵徹能力，并給出了彈頭速度和墻體變形之間的關(guān)系表達式；朱秀云等[7-8]分別建立了鋼筋混凝土墻和鋼板混凝土墻的飛機沖擊有限元模型，計算后發(fā)現(xiàn)鋼板混凝土墻的抗沖擊性能優(yōu)于鋼筋混凝土墻，并對鋼板混凝土墻進行了的抗沖擊參數(shù)敏感性分析。Zhao等[9]分別對施加軸向預(yù)緊力與無軸向預(yù)緊力的雙鋼板混凝土板進行沖擊試驗，發(fā)現(xiàn)施加軸向預(yù)緊力對構(gòu)件抗沖擊能力有一定的提升作用。

雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)作為墻體使用受到?jīng)_擊作用時，須考慮軸向荷載的作用，由于現(xiàn)有試驗技術(shù)的制約，很難全面獲取極短時間內(nèi)墻體動力性能的變化。

無焊縫全螺栓連接雙鋼板混凝土組合剪力墻，具有易裝配、強度高等特點，可以避免焊接連接造成的損傷和殘余變形。本文采用數(shù)值模擬的方法對無焊接全螺栓連接雙鋼板混凝土組合剪力墻平面外沖擊作用下的力學(xué)行為進行模擬，重點分析了軸壓比、沖擊能量、沖擊質(zhì)量對其抗沖擊性能的影響，并選取典型沖量加載分析對比具有不同截面形式墻體的抗沖擊能力。

1 有限元模型

基于ABAQUS軟件建立雙鋼板混凝土組合剪力墻(NSCW)受平面外沖擊荷載作用的有限元模型，模擬落錘沖擊試驗時剪力墻的力學(xué)行為，為保證計算精度在計算時縮短增量步。

1.1 模型介紹

模型如圖1所示，墻體的截面尺寸為620 mm×86 mm，高度為900 mm，試件兩端設(shè)置槽鋼，槽鋼的厚度為8 mm，兩側(cè)鋼板厚度為3 mm，對拉螺栓直徑為6 mm，間距為50 mm。墻體底部嵌入剛性基礎(chǔ)，頂部嵌入剛性加載梁并承擔(dān)軸向荷載，基礎(chǔ)和頂梁施加約束模擬剪力墻邊界條件。對拉螺栓與兩側(cè)鋼板采用綁定約束。鋼板與混凝土界面間采用硬接觸，摩擦因數(shù)取0.6。平面外受沖擊部位為墻體中部，該部位網(wǎng)格進行局部加密，為兼顧運算速度，采用了ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)。核心混凝土采用實體單元，鋼板采用殼單元，端部槽鋼采用實體單元，對拉螺栓采用梁單元。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

1.2 材料本構(gòu)

1.2.1 鋼材本構(gòu)

鋼材靜力本構(gòu)模型采用彈性強化模型，其中屈服強度取fy=235 MPa，彈性模量Es=2×105MPa，泊松比為0.3，取強化段的切線模量Eh=0.01Es=200 MPa。

由于鋼材的屈服強度受到應(yīng)變率的影響顯著[10],必須要考慮應(yīng)變率效應(yīng)。Cowper等[11]針對一些金屬在中低應(yīng)變率下應(yīng)變率效應(yīng)，建立Cowper-Symonds力學(xué)模型

(1)

1.2.2 混凝土本構(gòu)

本文核心混凝土采用混凝土損傷塑性模型(concrete damaged plasticity model，簡稱CDP模型)，將各項同性拉伸和壓縮塑性理論和各項同性彈性損傷相結(jié)合來表征混凝土的非彈性行為，并通過結(jié)合各向同性彈性損傷理論和非關(guān)聯(lián)多重硬化塑性理論來表征混凝土開裂后不可逆的損傷，混凝土核心的非線性行為用過鎮(zhèn)海[12]開發(fā)的混凝土單軸壓縮曲線(如圖2)來描述，在混凝土進入塑性階段后，通過設(shè)置相關(guān)參數(shù)來確定其破壞準(zhǔn)則，其中膨脹角取37.5°，黏性系數(shù)取0，其他系數(shù)在保證計算結(jié)果可靠的情況下取Kc為0.667、fb0/fc0為1.28和偏心率為0。

圖2 混凝土應(yīng)力-塑性應(yīng)變關(guān)系Fig.2 Stress-plastic relationship for concrete

混凝土應(yīng)力-塑性應(yīng)變關(guān)系

受壓：

(2)

受拉：

(3)

當(dāng)考慮混凝土的應(yīng)變率效應(yīng)時發(fā)現(xiàn)沙漏能顯著增加且超過限值5%，因此不考慮應(yīng)變率效應(yīng)。

1.3 模型驗證

為驗證所建立的有限元模型的合理性，采用上述材料參數(shù)及本構(gòu)模型等對文獻[13]中含抗剪栓釘?shù)碾p鋼板混凝土組合剪力墻的落錘沖擊試驗進行模擬，試件水平放置于上下鋼框架之間并用螺栓可靠緊固，雙向跨度為750 mm，采用千斤頂沿試件的長邊方向施加預(yù)壓力并保持穩(wěn)定，落錘為233.5 kg的半球形剛體，試件的尺寸為1 000 mm×800 mm，其中兩側(cè)鋼板厚度為2.9 mm，混凝土厚度為75 mm，兩側(cè)鋼板由直徑為10 mm的對拉筋連接，每塊鋼板內(nèi)表面設(shè)置長度為30 mm，直徑為5 mm的栓釘，間距為75 mm。對于試驗進行全模型模擬，在模型四周設(shè)置固定支座，落錘沖擊位置在試件正中間，為了得到較為精確結(jié)果于試件中心部位進行網(wǎng)格加密，所建立有限元模型與試件比較如圖3所示，選取四種工況對有限元模型的有效性進行驗證，工況如表1所示。

表1 沖擊工況Tab.1 Impact conditions

圖3 試驗裝置與有限元模型Fig.3 The experimental device and the finite element model

對試件編號為H15、H15N、H30、H45的四個試件進行有限元模擬，沖擊背面水平位移對比結(jié)果與沖擊力對比結(jié)果如圖4所示，結(jié)果表明，采用上文中的材料模型和建模方法得到的分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，證明本文模型可有效模擬雙鋼板-混凝土組合剪力墻受落錘沖擊的力學(xué)行為，可進行參數(shù)分析。

H15

2 參數(shù)分析

保持模型材料、幾何參數(shù)不變和邊界條件不變，將軸壓比、沖擊能量、錘頭質(zhì)量作為變量進行參數(shù)分析。

分析過程中，對試件進行編號，第一位數(shù)字表示軸壓比；第二位字母表示沖擊能量(A為1 600 J，B為3 200 J，C為6 400 J)；第三位數(shù)字表示沖擊質(zhì)量(1為200 kg，2為400 kg，3為600 kg，4為800 kg)。例如：0-A-1表示當(dāng)墻體軸壓比為0時，200 kg的錘頭在沖擊能量為1 600 J時墻體的響應(yīng)。

2.1 沖擊質(zhì)量

其它條件不變，輸入相同沖擊能量，改變錘頭質(zhì)量，分析雙鋼板混凝土組合剪力墻沖擊性能，結(jié)果如圖5所示。墻體受沖擊后沖擊處背面首先達到最大位移，隨錘頭的反彈，墻體振動過程中損耗能量趨于穩(wěn)定，得到墻體最終的塑性位移。當(dāng)沖擊能量相同時，隨錘重的增加，墻體的變形速率逐漸減小，沖擊后墻體的振動幅度逐漸減小，塑性變形也隨著錘重的增加而增加，但錘重對跨中水平位移的最大值影響較小，可忽略。

圖5 不同沖擊質(zhì)量下水平位移比較Fig.5 Comparison of horizontal displacement under different impact masses

圖6為沖擊力時程曲線，錘頭與墻體間的沖擊力峰值隨錘重的增加而增加，到達沖擊力峰值的時間隨錘重的增加而增加，并且錘重越大，沖擊作用時間越長，且后期出現(xiàn)明顯平臺段。四種不同錘重沖擊時的位移-沖擊力曲線如圖7所示，該曲線所包圍的面積即為所消耗的能量，選取沖擊能量為1 600 J進行分析，當(dāng)錘重分別為200 kg、400 kg、600 kg、800 kg時，沖擊力-位移曲線包圍的面積分別為1 051.58 J、1 148.70 J、1 231.98 J、1 357.04 J，當(dāng)錘頭質(zhì)量為400 kg時墻體耗散的能量比錘頭質(zhì)量為200 kg時墻體耗散的能量增加了約10%，當(dāng)錘頭質(zhì)量為600 kg時墻體耗散的能量比錘頭質(zhì)量為200 kg時墻體耗散的能量增加了約20%，當(dāng)錘頭質(zhì)量為800 kg時墻體耗散的能量比錘頭質(zhì)量為200 kg時墻體耗散的能量增加了約30%，即沖擊能量相同的情況下，隨著錘重的增加，墻體耗散的能量增加。

圖6 沖擊力時程曲線Fig.6 Time history curve of impact force

圖7 沖擊力-位移曲線Fig.7 Impact force-displacement curve

2.2 沖擊能量

如圖8所示，保持錘頭質(zhì)量不變，改變沖擊能量對墻體跨中水平位移的影響較大。質(zhì)量為200 kg、400 kg、600 kg、800 kg錘頭作用下表現(xiàn)出相似規(guī)律，最大位移與塑性位移隨著沖擊能量的增大而增大，可按照能量設(shè)計的方法對墻體進行抗沖擊設(shè)計。

圖8 不同沖擊能量下水平位移比較Fig.8 Comparison of horizontal displacement under different impact energy

不同錘頭質(zhì)量的水平位移隨時間變化趨勢類似，選取錘頭質(zhì)量為200 kg時進行分析，圖9為不同沖擊能量下沖擊力時程對比，沖擊力增長速度隨沖擊能量的增大逐漸加快，沖擊能量為1 600 J、3 200 J、6 400 J時其沖擊力峰值分別為117.94 kN、164.04 kN、210.14 kN。沖擊力-位移曲線如圖10所示，沖擊能量為1 600 J、3 200 J、6 400 J時墻體耗散的能量分別為1 051.58 J、2 453.82 J、5 106.15 J，對應(yīng)的能量吸收效率分別為為66%、77%、80%，由此可知，隨著沖擊能量的增大，墻體吸收能量的比例不斷增大。

圖9 不同沖擊能量下沖擊力時程曲線Fig.9 Time history curve of impact force under different impact energy

圖10 沖擊力-位移曲線Fig.10 Impact force-displacement curve

2.3 軸壓比

圖11給出了在沖擊能量及錘頭質(zhì)量相同的情況下，軸壓比對墻體跨中水平位移的影響，在進行分析時，通過改變豎向均布荷載的數(shù)值來改變軸壓比n，軸壓比按式(1)進行計算。

n=N/(fcAc+fyAs)

(4)

式中:N為豎向荷載;fc為混凝土強度設(shè)計值;fy為鋼材強度設(shè)計值;As為鋼材截面面積;Ac為混凝土截面面積。

軸壓比分別設(shè)為0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6及0.7，結(jié)果如圖11所示。當(dāng)軸壓比由0增加到0.3時，跨中水平位移逐漸減小，墻體抗沖擊能力逐漸增強，當(dāng)軸壓比由0.5增加到0.7時，墻體抗沖擊能力逐漸減弱，但仍優(yōu)于無軸壓的情況。因此當(dāng)軸壓比介于0.3～0.5時，跨中水平位移可以達到最小值。不考慮高軸壓比的情況，可以認(rèn)為軸壓比對于帶全螺栓連接雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗沖擊能力有一定的提升作用，在進行墻體的抗沖擊設(shè)計時可以偏安全的取軸壓比為0。

圖11 不同軸壓比下水平位移比較Fig.11 Comparison of horizontal displacement under different axial compressure ratios

2.4 各部件吸能比分析

各部件能量比如表2所示。當(dāng)沖擊能量相同時，墻體各部件能量吸收比例比較穩(wěn)定，當(dāng)沖擊能量為1 600 J時，對拉螺栓所吸收的能量約占吸收總能量的12%，混凝土核心所吸收的能量約占吸收總能量的71%，兩側(cè)鋼板所吸收的能量約占吸收總能量的16%，當(dāng)沖擊能量為3 200 J時，對拉螺栓所吸收的能量約占吸收總能量的12%，混凝土核心所吸收的能量約占吸收總能量的64%，兩側(cè)鋼板所吸收的能量約占吸收總能量的23%，當(dāng)沖擊能量為6 400 J時，拉桿所吸收的能量約占吸收總能量的11%，混凝土核心所吸收的能量約占吸收總能量的54%，兩側(cè)鋼板所吸收的能量約占吸收總能量的31%，從表3中數(shù)據(jù)可以看出，隨著沖擊能量的增加，對拉螺栓的吸能比變化不大，而混凝土的吸能比逐漸減小，鋼板的吸能比逐漸增大，混凝土以開裂耗散能量為主，鋼板以變形耗散能量為主，可知沖擊能量較小時，混凝土已開裂，隨著能量的增加，混凝土開裂程度變化不如鋼板變形程度大，鋼板變形隨著沖擊能量增大明顯增大，這與圖11中所得結(jié)論吻合。

表2 各部件吸能比Tab.2 Energy absorption ratio of each component

3 墻體不同構(gòu)造對比

雙鋼板混凝土組合剪力墻形式多樣，上文對兩側(cè)槽鋼開口向外的含對拉螺栓的雙鋼板混凝土組合剪力墻(NSCW1)進行了抗沖擊性能的研究，本節(jié)對不同端部構(gòu)造及不同連接構(gòu)造的雙鋼板剪力墻選取代表性沖擊變量進行數(shù)值模擬，探討邊界構(gòu)造形式及連接件種類對雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗沖擊性能的影響。圖12為不同構(gòu)造墻體截面示意圖，其中NSCW1為端部槽鋼開口向外含對拉螺栓雙鋼板剪力墻，NSCW2為端部槽鋼開口向內(nèi)含對拉螺栓雙鋼板剪力墻，NSCW3為端部槽鋼開口向外含交錯栓釘雙鋼板剪力墻。

圖12 不同構(gòu)造墻體橫截面圖Fig.12 Cross-section views of differently constructed walls

3.1 沖擊質(zhì)量對比

選取沖擊能量為3 200 J進行分析，不同沖擊質(zhì)量下三種墻體最大位移對比與塑性位移對比見表3，從表中可以看出，不同墻體的抗沖擊能力均受沖擊質(zhì)量影響不大，其中NSCW2墻體較NSCW1墻體最大位移減小約2.5%，NSCW2墻體較NSCW1墻體塑性位移減小約5.5%，NSCW3墻體較NSCW1墻體最大位移增加約36%，NSCW3墻體較NSCW1墻體塑性位移增加約39%。

表3 墻體位移對比Tab.3 Comparison of wall displacement

三種墻體在不同沖擊質(zhì)量下塑性位移與最大位移的比值于表3最后列出，可以看出墻體端部槽鋼開口向內(nèi)時抗沖擊性能略優(yōu)，且受沖擊時塑性位移減小效果比最大位移減小效果略明顯，猜測出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是當(dāng)兩側(cè)槽鋼開口向內(nèi)時墻邊界處混凝土體積較槽鋼開口向外時墻體邊界處混凝土體積更大，墻體邊界約束更強。由于交錯栓釘未貫穿于整片墻體，使得兩側(cè)鋼板對混凝土的約束作用較弱，導(dǎo)致不同沖擊質(zhì)量作用下NSCW3墻體抗沖擊能力較NSCW1墻體差。

3.2 沖擊能量對比

圖13為三種墻體在三種不同沖擊能量下的位移時程對比。對比發(fā)現(xiàn)沖擊能量相同時三種墻體初始變形速度相同，NSCW2墻體整體塑性位移隨能量的增加較NSCW1墻體略減小，沖擊能量為1 600 J時塑性位移減小6.6%，沖擊能量為3 200 J時塑性位移減小5.6%，沖擊能量為6 400 J時塑性位移減小3.4%，即隨著沖擊能量增大，兩種墻體最終變形差異逐漸減小。沖擊能量為1 600 J時，NSCW3墻體較NSCW1最大位移增加28%，沖擊能量為3 200 J時最大位移增加35%，沖擊能量為6 400 J時最大位移增加44%，即隨著沖擊能量的增加，SCS3墻體的最大變形增長速率較NSCW1墻體的快。

(a) 1 600 J

圖14為三種墻體在三種不同沖擊能量下的沖擊力時程對比，沖擊力作用時間較短，其大小主要由局部接觸剛度決定，從圖中可以看出，NSCW1與NSCW2兩種墻體受不同能量的沖擊作用時沖擊力持續(xù)時間和沖擊力峰值基本吻合，在沖擊力上升段NSCW2墻體沖擊力略高，但兩種墻體沖擊力時程曲線趨勢基本一致，墻體兩側(cè)端部構(gòu)造形式對墻體抗沖擊性能影響不大。

(a) 1 600 J

NSCW3墻體相較于NSCW1墻體，連接件的約束作用較弱，使得混凝土核心受來自于鋼板的約束作用較小，導(dǎo)致錘頭與墻體接觸剛度較小，沖擊力峰值較低，且作用時間較長，隨著沖擊能量的增加，NSCW3墻體沖擊力峰值較NSCW1墻體沖擊力峰值減小愈加明顯。

3.3 軸壓比對比

圖11為三種墻體在不同軸壓比下的最大位移對比，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，NSCW1、NSCW2兩種墻體最大位移隨軸壓比變化趨勢相同，NSCW2墻體最大位移在不同軸壓比下相較于NSCW1墻體最大位移略有減小，當(dāng)軸壓比由0增加到0.3時，NSCW2墻體跨中水平位移逐漸減小，墻體抗沖擊能力逐漸增強，當(dāng)軸壓比由0.5增加到0.7時，墻體抗沖擊能力逐漸減弱，但仍優(yōu)于無軸壓的情況，從圖中可知，當(dāng)軸壓比為介于0.3～0.5的某個數(shù)值時，跨中水平位移可以達到最小值。不考慮高軸壓比的情況，仍可以認(rèn)為軸壓比對NSCW2墻體的抗沖擊能力有一定的提升作用，所以也可按照板的設(shè)計方法進行設(shè)計。NSCW3墻體最大位移隨軸壓比的增加呈現(xiàn)先減后增的趨勢，當(dāng)軸壓比小于0.4～0.5的某值時，軸壓力對NSCW3墻體的抗沖擊能力有提升作用，當(dāng)超過這個數(shù)值時，軸壓力的存在會加重墻體受沖擊時的破壞程度。

4 破壞模式及設(shè)計方法

4.1 破壞模式

圖15與圖16分別為沖擊能量為3 200 J時沖擊質(zhì)量為200 kg與800 kg的NSCW1墻體應(yīng)力云圖，由于三種截面墻體受沖擊時應(yīng)力云圖相似，此處只對NSCW1墻體進行分析。圖15和16中(a)、(b)為沖擊面應(yīng)力云圖，(c)、(d)為沖擊背面應(yīng)力云圖。通過比較可知，當(dāng)沖擊能量一定時，沖擊質(zhì)量小、沖擊速度大會使墻體產(chǎn)生較大的局部變形，當(dāng)沖擊質(zhì)量大、沖擊速度小時會使墻體產(chǎn)生較大的整體變形，混凝土損傷更為均勻。墻體受沖擊時，墻體背面受力面積較正面受力面積更大。

(a) 200 kg

(a) 200 kg

4.2 能量設(shè)計方法

混凝土通過開裂來吸收能量，鋼板通過變形吸收能量，從而推測墻體跨中位移(即鋼板變形)與鋼板所吸收能量之間存在關(guān)系。

Fujikake等[14]采用了等效單自由度的方法對鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能進行了研究。Kishi等[15-16]根據(jù)大量試驗數(shù)據(jù)的擬合推出了經(jīng)驗公式δ=αPusd/Ekd，其中δ為梁受沖擊作用時的最大位移或者塑性位移，α為大量試驗中擬合得到的系數(shù)為0.63，Pusd為梁的靜力承載力，Ekd為梁所受的沖擊能量。

對無焊縫全螺栓連接雙鋼板混凝土組合剪力墻變換軸壓比研究后發(fā)現(xiàn)軸壓比對其抗沖擊能力有一定的提升作用，在進行墻體的抗沖擊設(shè)計時可以偏安全的取軸壓比為0，即按照板的設(shè)計方法進行設(shè)計。板的靜力承載力計算采用塑性絞線法，考慮軸對稱的結(jié)構(gòu)其塑性絞線也對稱，板的支撐邊也為轉(zhuǎn)動軸，集中荷載作用下塑性絞線經(jīng)過荷載作用點后，確定其塑性絞線，將鋼板受力類比于鋼筋，按照鋼筋混凝土受彎構(gòu)件計算方法得到雙鋼板混凝土組合板單位長度上彎矩，利用虛功原理得到雙鋼板混凝土組合板的平面外靜力承載力Pd，有限元計算NSCW1不同沖擊能量下塑性位移見表4，利用塑性絞線法與Kishi等根據(jù)大量試驗數(shù)據(jù)的擬合的梁受沖擊時的經(jīng)驗公式δ=αPusd/Ekd進行計算得到如表4結(jié)果，從誤差中可以看出該經(jīng)驗公式可以對無焊縫全螺栓連接雙鋼板混凝土組合剪力墻受沖擊時出平面外塑性位移預(yù)測提供一定的參考，其受沖擊時塑性位移的準(zhǔn)確預(yù)測可以在此經(jīng)驗公式的基礎(chǔ)上進行改進。

表4 模擬值與計算值比較Tab.4 Comparison of simulation value and calculated value

5 結(jié) 論

本文對無焊縫全螺栓連接雙鋼板混凝土組合剪力墻平面外沖擊力學(xué)行為進行了有限元分析，重點研究了沖擊質(zhì)量、沖擊能量、軸壓比、墻體邊界及連接構(gòu)造對墻體抗沖擊性能的影響，主要結(jié)論如下:

(1) 沖擊能量相同時，錘頭形狀不變，隨錘重增加，錘頭對墻體的沖擊力峰值增加，到達沖擊力峰值的時間增加，墻體耗散的能量增加，但錘重對最大位移影響較小。

(2) 墻體遭受不同能量的沖擊作用時，最大位移與塑性位移隨著沖擊能量的增大規(guī)律增大，可按照能量設(shè)計的方法對墻體進行抗沖擊設(shè)計。隨沖擊能量的增加，對拉螺栓的吸能比變化不大，而混凝土的吸能比逐漸減小，鋼板的吸能比逐漸增大。

(3) 當(dāng)軸壓比介于0.3～0.5時，抗沖擊能力較強，在此范圍內(nèi)增大軸壓比提高雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗沖擊能力。在進行墻體的抗沖擊設(shè)計時可以偏安全的取軸壓比為0。

(4) 端部槽鋼開口向內(nèi)的雙鋼板混凝土組合剪力墻(NSCW2)較端部槽鋼開口向外的雙鋼板混凝土組合剪力墻(NSCW1)抗沖擊能力略好，由于其邊界處混凝土體積更大，墻體邊界約束更強。由于交錯栓釘?shù)募s束能力較對拉螺栓的差，導(dǎo)致含交錯栓釘?shù)碾p鋼板混凝土組合剪力墻抗沖擊能力比含對拉螺栓的雙鋼板混凝土剪力墻的抗沖擊能力差。

(5) 當(dāng)沖擊能量一定時，沖擊質(zhì)量小、沖擊速度大會使墻體產(chǎn)生較大的局部變形、較小的整體變形。經(jīng)驗公式δ=αPusd/Ekd可較好預(yù)測對雙鋼板-混凝土組合剪力墻受沖擊時塑性位移。