徐慎春， 劉中憲, 吳成清

(1.天津大學 建工學院，天津 300372; 2.天津城建大學 天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護與加固重點實驗室，天津 300384;3.天津城建大學與悉尼科技大學防災減災聯(lián)合研究中心，天津 300384)

方形中空夾層鋼管超高性能鋼纖維混凝土柱抗爆性能數(shù)值模擬與實驗驗證

徐慎春1， 劉中憲2,3, 吳成清2,3

(1.天津大學 建工學院，天津 300372; 2.天津城建大學 天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護與加固重點實驗室，天津 300384;3.天津城建大學與悉尼科技大學防災減災聯(lián)合研究中心，天津 300384)

建立了爆炸荷載作用下方形中空夾層鋼管超高性能鋼纖維混凝土(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete Filled Double Skin Steel Tube, UHPSFRCFDST)柱動態(tài)響應及其損傷破壞三維有限元數(shù)值模型。首先通過模擬結(jié)果與爆炸破壞試驗結(jié)果的對比分析，驗證了數(shù)值模型和計算方法的有效性。進而運用參數(shù)化分析方法，研究了空心率、含鋼率、內(nèi)、外層鋼管厚度及其強度等關(guān)鍵參數(shù)對UHPSFRCFDST柱抗爆性能的影響。研究結(jié)果表明，UHPSFRCFDST柱具有優(yōu)越的抗爆性能，所建立的三維有限元模型能夠有效地分析UHPSFRCFDST柱在爆炸荷載作用下的動態(tài)響應及其損傷破壞；在一定范圍內(nèi)減小空心率及提高外層鋼管強度可有效提升UHPSFRCFDST柱抗爆性能; 提高含鋼率、減小內(nèi)、外層鋼管高厚比均能夠顯著提升UHPSFRCDST柱抗爆性能；內(nèi)層鋼管強度對UHPSFRCFDST柱的抗爆性能影響并不明顯。

中空夾層鋼管超高性能鋼纖維混凝土柱；爆炸荷載；動態(tài)響應；破壞模式；有限元模型

實心鋼管混凝土通常被用作軸心受壓或荷載偏心較小的壓彎構(gòu)件當中[1-3]，當長細比或荷載偏心較大時，構(gòu)件抗彎剛度在很大程度上決定了其承載力，而靠近截面形心軸的混凝土僅提供了小部分的抗彎剛度，卻增大大加了構(gòu)件自重，中空夾層鋼管混凝(Concrete-filled Double Skin Steel Tube, CFDST)土可顯著改善上述缺陷。因此，該結(jié)構(gòu)形式在大長細比或大偏心率構(gòu)件的應用方面具有潛在優(yōu)勢[4]。

然而，近些年來，一方面世界范圍內(nèi)爆炸恐怖襲擊事件頻繁發(fā)生。另一方面，隨著我國經(jīng)濟的發(fā)展，人們對化工產(chǎn)品的需求不斷增加，加之人們在生產(chǎn)、生活中的疏忽等意外因素，造成了諸如化工品泄露爆炸、粉塵爆炸和燃油泄露爆炸等意外爆炸事件也時有發(fā)生。鑒于CFDST柱通常被用作橋墩、海洋平臺支架柱、建筑中大直徑柱或其他高聳結(jié)構(gòu)柱等大長細比或大偏心率構(gòu)件中，一旦其遭受爆炸荷載發(fā)生破壞，將會導致極為嚴重的生命、財產(chǎn)損失。因此，提高CFDST構(gòu)件的抗爆性能便成為了一個值得研究的課題。

中空夾層超高性能鋼纖維混凝土(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete-filled Double Skin Steel Tubes, UHPSFRCFDST)是在兩個同心放置的鋼管之間灌注超高性能鋼纖維混凝土而形成的新型鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)形式。研究表明，超高性能鋼纖維混凝土(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete，UHPSFRC)具有高強度、高韌性、高耐久性等卓越的力學性能，因而能夠更加有效地抵抗爆炸、沖擊等高應變率荷載[5-6]。已有少量研究表明超高性能鋼纖維混凝土結(jié)構(gòu)的抗爆性能遠遠優(yōu)于普通混凝土結(jié)構(gòu)[7]。因此，可以預見，較之于傳統(tǒng)中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，中空夾層鋼管超高性能鋼纖維混凝土結(jié)構(gòu)的抗爆性能會有較大提升。

國內(nèi)外已有針對普通鋼管混凝土及復式空心鋼管混凝土抗爆性能的研究。例如，國內(nèi)，孫珊珊等[8]通過理論分析、試驗研究與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對爆炸荷載作用下鋼管混凝土柱動態(tài)響應、破壞機理等進行了研究；崔瑩等[9]對復式空心鋼管混凝土在爆炸荷載作用下的動態(tài)響應及其損傷破壞機理進行了試驗研究及數(shù)值模擬；李國強等通過12個鋼管混凝土柱試件的現(xiàn)場爆炸試驗，研究了沖擊壓力波在柱表面的分布形式以及相關(guān)關(guān)鍵參數(shù)對柱動態(tài)響應的影響。國外，ZHANG等[11]結(jié)合現(xiàn)場爆炸試驗以及數(shù)值模擬技術(shù)研究了鋼管混凝土在爆炸荷載作用下的動態(tài)響應及其耗能機理；Jama等[12]采用數(shù)值模擬方法研究了方鋼管混凝土梁在橫向爆炸荷載作用下的動態(tài)響應。綜上所述，現(xiàn)有報道鮮有提及鋼管超高性能混凝土柱抗爆性能的研究，而針對中空夾層鋼管超高性能混凝土柱抗爆性能的研究更是未見報道。

本文針對UHPSFRCFDST柱的抗爆性能開展研究，運用顯式有限元分析軟件LS-DYNA建立了爆炸荷載作用下UPHSFRCFDST柱動態(tài)響應及其損傷破壞的三維有限元模型，通過模擬結(jié)果與野外爆炸破壞試驗數(shù)據(jù)對比驗證了模型和分析方法的有效性。進而研究了空心率、含鋼率、內(nèi)、外層鋼管厚度及鋼管強度等關(guān)鍵參數(shù)對UPHSFRCFDST柱抗爆性能的影響，以期能夠為UPHSFRCFDST結(jié)構(gòu)的抗爆設計提供一定的理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法

通過顯式有限元軟件LS-DYNA建立了3D有限元模型，進而運用此模型對UHPSFRCFDST柱爆炸荷載作用下動態(tài)響應及損傷破壞進行了數(shù)值模擬和實驗驗證。

1.1 有限元模型

建立的3D有限元模型如圖1所示。通過網(wǎng)格收斂性分析確定網(wǎng)格尺寸為5 mm。試件兩端為簡支邊界，支撐與試件之間采用自動單面接觸算法。鋼管與超高性能混凝土單元在接觸面上節(jié)點固結(jié)，不考慮兩者之間的粘結(jié)滑移。爆炸荷載采用LS-DYNA內(nèi)置的ConWep程序施加[13-14]。

1.2 材料本構(gòu)模型

內(nèi)、外層鋼管均采用隨動強化本構(gòu)模型[13-14]，此模型能夠高效、準確地模擬鋼筋、鋼管等力學性能，且已被大量研究驗證[15-16]。隨動強化模型假設在塑性變形過程中，屈服面的大小和形狀不變，僅在塑性應變方向上平動，亦考慮了包辛格效應[17]和應變率效應，其中應變率效應采用Cowper-Symonds模型，如下式：

(1)

UHPSFRC采用K&C本構(gòu)模型，此模型考慮了混凝土應變硬化、軟化特性、應變率效應以及高靜水壓的影響，已被廣泛應用于混凝土結(jié)構(gòu)抗爆分析[18-20]。其中，師燕超采用此模型對某典型鋼筋混凝土柱爆炸荷載作用下的動態(tài)響應及損傷破壞模式進行了研究，MAO等則運用此模型對某超高性能鋼纖維混凝土板在爆炸荷載作用下的動態(tài)響應及損傷破壞進行了數(shù)值模擬，并給出了適應于抗壓強度為170 MPa 的UHPSFRC K&C本構(gòu)模型參數(shù)。

在有限元軟件LS-DYNA中，僅輸入混凝土單軸抗壓強度，程序便可自動計算適應于此強度的本構(gòu)參數(shù)。然而，這些參數(shù)是以大量普通混凝土材料性能試驗為依據(jù)生成的，并不完全適用于UHPSFRC[21]。因此，為真實反應UHPSFRC宏觀力學性能，本文在MAO所提供的K&C本構(gòu)模型參數(shù)的基礎上，對UHPSFRC單軸抗壓性能進行了數(shù)值模擬，通過與試驗數(shù)據(jù)的對比分析對合理地調(diào)整了文獻[20]的參數(shù)。圖2比較了試驗和數(shù)值模擬所獲取的單軸抗壓應力應變曲線，從中可以看出二者吻合較好。最終所采用的K&C本構(gòu)模型關(guān)鍵參數(shù)列于表1。

圖2 UHSFRC單軸抗壓應力應變曲線Fig.2 Uniaxial compressive stress-strain curve

關(guān)鍵參數(shù)數(shù)值a0y3.3480E+007a1y6.250E-001a2y1.717E-009a0m4.4340E+007a1m4.463E-001a2m5.387E-010a1r4.417E-001a2r7.887E-010b2-2

現(xiàn)有研究表明，混凝土的應變率效應隨其單軸抗壓強度的不同而不同。NGO[22]提出了適用于單軸抗壓強度為32～160 MPa的混凝土的動態(tài)增大系數(shù)模型，如下式:

(2)

然而，拉伸狀態(tài)下UHPSFRC的應變率效應仍在研究當中，尚未形成統(tǒng)一結(jié)論。因此在考慮UHSFRC拉伸動態(tài)應變率效應時忽略了混凝土強度的影響，仍然選用CEB模型[24],如下式:

(3)

2 數(shù)值模型實驗驗證

采用UHPSFRCFDST柱的野外爆炸破壞試驗，驗證本文所建立的3D有限元模型的有效性。試件長2 500 mm，截面外徑200 mm，內(nèi)徑100 mm，內(nèi)、外層鋼管均為5 mm厚Q235無縫鋼管，截面如圖3(a)所示，圖3(b)給出了柱結(jié)構(gòu)示意圖。

本試驗在中國人民解放軍理工大學某靶場內(nèi)進行，試驗設置如圖3(c),3(d)及圖4所示。為放置試件及試驗設備，挖掘一個3 m×0.4 m×1.5 m的試驗坑洞，并使用20 mm厚的鋼板覆蓋試驗坑洞表面以保護試驗器材。爆源為48 kg 圓形TNT炸藥，其與試件迎爆面距離1.5 m，試件兩端為簡支邊界。為記錄試件豎向位移動態(tài)響應，在試件背爆面放置3個位移傳感器(LVDTs)，間距為380 mm(從柱端到柱中編號分別為LT1～LT3)，表2給出了位移傳感器具體參數(shù)。同時，在與UHPSFRCFDST柱相鄰的支撐鋼架上固定安裝美國PCB公司M113A32型爆炸壓力傳感器以精確測量反射超壓Pr(t)，具體參數(shù)列于表2,3。

圖3 爆炸破壞試驗設置Fig.3 Diagram of blast test

下節(jié)會對爆炸破壞試驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果進行對比分析，以驗證3D有限元模型的有效性，故此處不再贅述試驗結(jié)果。

圖4 爆炸破壞試驗示意圖Fig.4 Diagram of blast test

型號MEERKTC通用型行程/mm125機械行程/mm行程+7mm線性精度/%FS0.08%電阻/kΩ5解析度Infinite無斷解析重復性精度/mm0.01使用溫度范圍/℃-60～+150

表3 爆炸壓力傳感器參數(shù)

2.1 反射超壓驗證

為準確分析方形中空夾層鋼管超高性能鋼纖維混凝土柱在爆炸荷載作用下的動態(tài)響應及其損傷破壞，對ConWep程序計算的爆炸荷載進行了驗證，以調(diào)整相關(guān)爆炸參數(shù)，從而確保在數(shù)值模擬過程中對試件施加可靠的爆炸荷載。經(jīng)多次試算后，調(diào)整模擬炸藥當量為54 kg。

爆炸波反射超壓時程曲線如圖5所示，圖5展示了爆炸波超壓ConWep程序計算值、文獻[25]計算值以及實測值。由圖可以看出，ConWep程序計算的反射超壓峰值為51.7 MPa，正壓持時為1.0 ms，文獻[25]計算值分別為49.6 MPa和0.88 ms，而實測值分別為46.4 MPa和0.89 ms，各峰值超壓計算值與實測值誤差很小，分別為11.4%和6.9%。因此，可以說明，本次數(shù)值模擬所施加的爆炸荷載是合理有效的。

此外，盡管理論上而言，文獻[25]和ConWep程序?qū)τ诒_擊波相關(guān)參數(shù)的計算值應該相同，但本文在根據(jù)文獻[25]計算爆炸沖擊波相關(guān)參數(shù)時，在相關(guān)圖表中采用了人工取值方法，造成了其與ConWep程序計算值存在微小的誤差。而鑒于文獻[25]計算值主要用于驗證本文所施加荷載的有效性，因此本文忽略了這一微小誤差。

圖5 爆炸波壓力時程曲線Fig.5 Time history of blast overpressure

2.2 動態(tài)響應驗證

試驗中位移計L3未能獲得試件跨中豎向位移時程曲線，但L2依然有效測得了距跨中380 mm處測點豎向位移時程曲線，故本文主要通過對比此點豎向位移時程曲線驗證3D模型的有效性。L2測點豎向位移時程曲線繪于圖6，圖中標明了實測曲線及模擬曲線。各曲線關(guān)鍵參數(shù)列于表4。由圖及表可以看出，數(shù)值模擬曲線與實測曲線吻合很好，驗證了所建立3D有限元模型的有效性。

圖6 試件柱中豎向位移時程曲線Fig.6 Time history of vertical displacement

實測值模擬值誤差/%峰值位移/mm32.731.24.6殘余位移/mm14.014.10.7

2.3 破壞模式驗證

本文以Von Misses等效應力判定鋼管損傷程度，采用K&C本構(gòu)模型的損傷縮放系數(shù)δ評估UHPSFRC單元損傷程度，其為等效塑性應變的函數(shù)，如式(4)、(5)所示。

δ=2λ/(λ+λm)

(4)

(5)

圖7展示了不同時刻外層鋼管Von Misses等效應力云圖。由圖7可以看出，各時刻外層鋼管的Von Misses等效應力最大值均超過了Q253鋼材的屈服應力，表明外層鋼管發(fā)生了屈服，產(chǎn)生了塑性應變。

圖7 不同時刻試件外層鋼管 Von Misses應力云圖Fig.7 Von Misses stress of outer steel tube at different times

試件外層鋼管及內(nèi)部UHPSFRC損傷破壞如圖8所示。由圖可以看出，無論是模擬結(jié)果還是試驗結(jié)果，外層鋼管均未出現(xiàn)鼓包屈曲現(xiàn)象，二者在一定程度上較為吻合。盡管應變數(shù)據(jù)能更好的說明二者的一致性，然而需要注意的是由于試驗中所采用的炸藥當量較大，爆源距離較近，產(chǎn)生了很大的爆炸沖擊波，沖擊波進入空隙后切斷了數(shù)據(jù)采集電纜，導致未能有效測得外層鋼管應變數(shù)據(jù)。因此，未采用應變片數(shù)據(jù)對外層鋼管的損傷破壞進行對比分析。內(nèi)部UHPSFRC在宏觀裂縫開展范圍和發(fā)展程度方面與試驗結(jié)果能很好地吻合。

圖8 試件外層鋼管及內(nèi)部UHPSFRC最終形態(tài)Fig.8 Outer steel tube and inner UHPSFRC failure modes

3 參數(shù)化分析

上節(jié)已對所建立的3D有限元模型進行了驗證，結(jié)果充分表明了此模型能夠有效地模擬爆炸荷載作用下UHPSFRCFDST柱動態(tài)響應及損傷破壞，動態(tài)響應主要以距柱中380 mm處豎向位移為指標，損傷破壞主要以填充UHPSFRC損傷縮放系數(shù)δ為指標。本節(jié)將運用參數(shù)化分析方法研究不同參數(shù)對UHPSFRCFDST柱動態(tài)響應及損傷破壞的影響，主要分析參數(shù)為空心率、含鋼率、內(nèi)、外層鋼管高厚比及其強度等。

3.1 空心率的影響

參照相關(guān)規(guī)范，定義空心率(Ψ)為構(gòu)件截面中空心部分的面積與混凝土加空心部分總面積之比。在保持其他條件(內(nèi)、外層鋼管強度及厚度、軸壓比等)不變的情況下，通過改變試件截面空心部分面積，分析空心率對UHPSFRCFDST柱動態(tài)響應及損傷破壞的影響。

圖9給出了空心部分面積分別為2 00 mm2、10 000 mm2、22 500 mm2(空心率分比為6.25%、25%、56.25%)時UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷載作用下距柱中380 mm處位移時程曲線圖。由圖可以看出，Ψ=56.25%時，試件峰值位移及殘余位移最大；當Ψ=25%時，試件峰值位移和殘余位移雖然比Ψ=56.25%小，但比Ψ=6.25%時要大，差異卻并不明顯。這說明，在Ψ<25%范圍內(nèi)減小空心率并不一定能夠提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，而在25%<Ψ<56.25%范圍內(nèi)減小空心率卻能夠顯著提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能。主要是因為，在Ψ<25%范圍內(nèi)，雖然Ψ的減小增大了試件中UHPSFRC面積，卻減小了內(nèi)層鋼管的面積，而內(nèi)層鋼管面積的減小對于試件截面剛度的削弱作用強于UHPSFRC面積增大對于試件截面剛度的增大作用，而在25%<Ψ<56.25%范圍內(nèi)卻恰恰相反。

圖9 不同空心率試件距柱中380 mm位移時程曲線Fig.9 Displacement time history of specimens with different hollow ratios

圖10給出了不同空心率試件內(nèi)UHPSFRC在相同爆炸荷載作用下的最終破壞形態(tài)。由圖可以看出UHPSFRC損傷隨著空心率的增大而趨于嚴重，Ψ=6.25%與Ψ=25% UHPSFRC損傷破壞差異并不明顯，而當Ψ=56.25%時，試件形成貫通裂縫，損傷破壞最為嚴重。由此可以說明，在Ψ<25%范圍內(nèi)減小空心率并不一定能夠降低試件的損傷破壞，而在25%<Ψ<56.25%范圍內(nèi)減小空心率卻能夠顯著降低試件的損傷破壞。

圖10 不同空心率試件內(nèi)UHPSFRC損傷δ云圖Fig.10 δ contour of specimens with different hollow ratios

3.2 含鋼率的影響

參照相關(guān)規(guī)范，定義含鋼率(αsc)為構(gòu)件截面中鋼管的面積與混凝土的面積之比。在保持其他條件(內(nèi)、外層鋼管強度、空心率、軸壓比等)不變的情況下，通過改變試件截面鋼管面積，分析含鋼率對UHPSFRCFDST柱動態(tài)響應及損傷破壞的影響。

圖11給出了鋼管面積分別為3 552 m2、6 000 mm2、8 512 m2(含鋼率分比為14.3%、25%、36.8%)時UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷載作用下距柱中380 mm處豎向位移時程曲線圖。由圖可看出，UHPSFRCFDST柱的峰值位移及殘余位移均隨著含鋼率的增大而減小，說明含鋼率對爆炸荷載作用下UHPSFRCFDST柱的動態(tài)響應有著顯著影響，隨著含鋼率的增大，其抗爆性能得到了有效提升。

圖11 不同含鋼率試件柱中位移時程曲線Fig.11 Displacement time history of specimens with different steel ratios

圖12給出了不同含鋼率率試件內(nèi)UHPSFRC在相同爆炸荷載作用下的最終破壞形態(tài)。由圖可以看出，隨著含鋼率的增大，無論是UHPSFRC的損傷范圍還是其損傷程度均均有減小的趨勢?？梢哉f明，提高試件的含鋼率能夠有效降低其損傷破壞，提升其抗爆性能。

圖12 不同含鋼率試件內(nèi)UHPSFRC損傷δ云圖Fig.12 δ contour of specimens with different steel ratios

3.3 內(nèi)、外層鋼管高厚比的影響

參照相關(guān)規(guī)范，定義高厚比為鋼管外徑與鋼管厚度的比值。即內(nèi)層鋼管高厚比(H/ti)為內(nèi)層鋼管高度(H)與厚度(ti)的比值，外層鋼管高厚比(H/to)為外層鋼管高度(H)與外層鋼管厚度(to)的比值。通過分別改變內(nèi)、外層鋼管的厚度(ti、to)及強度(fi、fo)，研究其對爆炸荷載作用下UHPSFRCFDST柱動態(tài)響應及損傷破壞的影響。

圖13給出了內(nèi)層鋼管高厚比分比為 17.1、11、8.1(內(nèi)層鋼管厚度分別為3 mm、5 mm、7 mm)時UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷載作用下距柱中380 mm處豎向位移時程曲線圖。由圖可以看出，試件峰值位移及殘余位移均隨內(nèi)層鋼管高厚比的減小而減小，這說明減小內(nèi)層鋼管高厚比有助于提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，主要是因為內(nèi)層鋼管高厚比的減小意味著其厚度的增大，進而提高了試件整體抗彎剛度，最終提升了試件的抗爆性能。

圖13 不同內(nèi)層鋼管高厚比試件位移時程曲線Fig.13 Displacement time history of specimens with different thickness of inner steel tube

圖14給出了不同內(nèi)層鋼管高厚比試件內(nèi)UHPSFRC在相同爆炸荷載作用下的最終破壞形態(tài)。由圖可以看出，隨著內(nèi)層鋼管高厚比的減小，填充UHPSFRC在損傷范圍上有所擴大，但在損傷程度上明顯減小，說明減小內(nèi)層鋼管高厚比后，試件損傷分布趨于均勻，體現(xiàn)了試件抗爆耗能能力的提升。

圖14 不同內(nèi)層鋼管高厚比試件內(nèi)UHPSFRC損傷δ云圖Fig.14 δ contour of specimens with different thickness of inner steel tube

圖15給出了外層鋼管高厚比分比為33.3、20、14.3(外層鋼管厚度分別為3 mm、5 mm、7 mm)時UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷載作用下距柱中380 mm處豎向位移時程曲線圖。由圖可以看出，試件峰值位移及殘余位移均隨外層高厚比的減小而減小，這說明減小外層鋼管高厚比有助于提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，主要是因為外層鋼管高厚比的減小意味著其厚度的增大，進而提高了試件整體抗彎剛度，最終提升了試件的抗爆性能。

圖15 不同外層鋼管高厚比試件柱中位移時程曲線Fig.15 Displacement time history of specimens with different thickness of outer steel tube

圖16給出了不同外層鋼管高厚比試件內(nèi)UHPSFRC在相同爆炸荷載作用下的最終破壞形態(tài)。由圖可以看出，隨著外層鋼管高厚比的減小，試件內(nèi)UHPSFRC損傷沿柱縱向擴展更為均勻，截面高度方向損傷程度減弱?？梢哉f明，減小UHPSFRCFDST外層鋼管高厚比能夠有效降低試件的損傷破壞，提升試件整體抗爆性能。

圖16 不同外層鋼管高厚比試件內(nèi)UHPSFRC損傷δ云圖Fig.16 δ contour of specimens with different thickness of outer steel tube

3.4 內(nèi)、外層鋼管強度的影響

圖17給出了內(nèi)層鋼管鋼材分別為Q235、Q345、Q390時UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷載作用下距柱中380 mm處豎向位移時程曲線圖。由圖可以看出，無論是峰值位移還是殘余位移，內(nèi)層鋼管強度的影響并不顯著。可以說明，內(nèi)層鋼管強度對UHPSFRCFDST柱抗爆性能影響并不明顯。

圖17 不同強度內(nèi)層鋼管試件柱中位移時程曲線Fig.17 Displacement time history of specimens with different strength of inner steel tubes

圖18給出了不同強度內(nèi)層鋼管試件UHPSFRC在相同爆炸荷載作用下的最終破壞形態(tài)。由圖可以看出，各試件UHPSFRC損傷范圍及程度相差不大，說明內(nèi)層鋼管強度對UHPSFRCFDST柱的損傷破壞影響并不顯著。

圖18 不同強度內(nèi)層鋼管試件UHPSFRC損傷δ云圖Fig.18 δ contour of specimens with different strength of inner steel tube

圖19給出了外層鋼管鋼材分別為Q235、Q345、Q390時UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷載作用下距柱中380 mm處豎向位移時程曲線圖。由圖可以看出，當外層鋼管強度分別為Q235和Q345時，試件的峰值位移和殘余位移相差不大，而當外層鋼管強度為Q390時，試件的峰值位移和殘余位移顯著減小，說明在強度小于Q345范圍內(nèi)提升外層鋼管的強度并不能提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，而將外層鋼管強度提升到Q390以上卻能夠顯著提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能。

圖19 不同強度外層鋼管試件柱中位移時程曲線Fig.19 Displacement time history of specimens with different strength of outer steel tube

圖20給出了不同強度外層鋼管試件UHPSFRC在相同爆炸荷載作用下的最終破壞形態(tài)。由圖可以看出隨著外層鋼管強度的增大，UHPSFRC損傷范圍沿柱縱向變大，而沿柱橫向減小，雖然差異并不顯著，但也足以說明提高外層鋼管強度能夠使得內(nèi)部UHPSFRC裂縫開展更為均勻，進而提升了試件整體的抗爆耗能性能。

圖20 不同強度外層鋼管試件UHPSFRC損傷δ云圖Fig.20 δ contour of specimens with different strength of outer steel tube

4 結(jié) 論

(1) 本文中試驗測得的爆炸波反射超壓與 ConWep 模擬值及文獻[25]計算值吻合很好。當折合距離為 0.37 m/kg1/3時，爆炸波反射超壓峰值及持時的實測值、ConWep 模擬值及文獻[25]計算值分別為46.4 MPa和0.89 ms、51.7 MPa和1.0 ms以及49.6 MPa和 0.88 ms。

(2) 本文建立的3D有限元數(shù)值分析模型能夠有效的分析UHPSFRCFDST 柱在爆炸荷載作用下的動態(tài)響應。柱中最大位移與殘余位移實測值與模擬值誤差在5%以內(nèi)?；赩on Misses應力及損傷縮放系數(shù)δ的損傷評估能夠較好地估計UHPSFRCFDST柱的損傷破壞。

(3) 簡支條件下，當空心率Ψ<25%時，減小空心率并不一定能夠提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能；當25%<Ψ<56.25%時，減小空心率卻能夠顯著減小UHPSFRCFDST柱的峰值位移和殘余位移，降低其損傷破壞，有效提升其抗爆性能；提高含鋼率亦能夠顯著減小UHPSFRCDST柱的峰值位移及殘余位移，有效降低其損傷破壞，提升其抗爆性能。

(4) 簡支條件下，減小內(nèi)、外層鋼管高厚比均能夠顯著減小UHPSFRCFDST柱的峰值位移和殘余位移，同時使得試件損傷破壞開展地更為均勻，有效提升其抗爆性能。

(5) 簡支條件下，內(nèi)層鋼管強度對UHPSFRCFDST柱的峰值位移、殘余位移及其損傷破壞影響并不顯著，故而其對UHPSFRCDST柱抗爆性能的影響并不明顯；在強度小于Q345范圍內(nèi)提升外層鋼管的強度并不能顯著減小UHPSFRCFDST柱的峰值位移和殘余位移，但卻能夠使得試件損傷破壞開展地更為均勻；將外層鋼管強度提升到Q390后，UHPSFRCFDST柱的峰值位移和殘余位移明顯減小，其損傷破壞區(qū)分布更為均勻， UHPSFRCFDST柱的抗爆性能得到了有效提升。

[ 1 ] 鐘善桐. 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M]. 北京：清華大學出版社，2003.

[ 2 ] 蔡紹懷. 現(xiàn)代鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M]. 北京：人民交通出版社，2003.

[ 3 ] 韓林海. 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)-理論與實踐[M].北京：科學出版社，2004.

[ 4 ] 黃宏.中空夾層鋼管混凝土壓彎構(gòu)件的力學性能研究[D].福州：福州大學土木工程學院， 2006.

[ 5 ] HABEL K, GAUVREAU P. Response of ultra-high performance fiber reinforced concrete (UHPFRC) impact and static loading [J]. Cement and Concrete Composites, 2008, 30(10):938-946.

[ 6 ] 巫緒濤.鋼纖維高強混凝土動態(tài)力學性質(zhì)的研究[D].合肥：中國科學技術(shù)大學力學和機械工程系，2006.

[ 7 ] WU C,OEHLERS D J, REBENTROST M, et al. Blast testing of ultra-high performance fibre and FRP-retrofitted concrete slabs [J]. Engineering Structures, 2009, 31(9): 2060-2069.

[ 8 ] 孫珊珊.爆炸荷載下鋼管混凝土柱抗爆性能研究[D].西安：長安大學土木工程學院，2013.

[ 9 ] 崔瑩.爆炸荷載下復式空心鋼管混凝土柱的動態(tài)響應及損傷評估[D].西安：長安大學土木工程學院，2013.

[10] 李國強，瞿海雁，楊濤春，等.鋼管混凝土柱抗爆性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學報，2013，13(12):69-76. LI Guoqiang, QU Haiyan, YANG Taochun, et al. Experimental study of concrete-filled steel tubular columns under blast loading [J]. Journal of Building Structures,2013, 13(12):69-76.

[11] ZHANG Fangrui, WU Chengqing, WANG Hongwei, et al. Numerical simulation of concrete filled steel tube columns against BLAST loads [J]. Thin-Walled Structures, 2015, 92:82-92.

[12] JAMA H H, BAMBACH M R, NURICK G N, et al. Numerical modeling of square tubular steel beams subjected to transverse blast loads [J]. Thin-Walled Structures, 2009, 47(12):1523-1534.

[13] LS-DYNA Keyword User’s Manual[M]. Livermore, California: Livermore Software Technology Corporation, 2015.

[14] LS-DYNA Theoretical Manual[M]. Livermore, California: Livermore Software Technology Corporation, 2015.

[15] 李忠獻，師燕超，史祥生.爆炸荷載作用下鋼筋混凝土板破壞評定方法[J].建筑結(jié)構(gòu)學報，2009(6):60-66. LI Zhongxian, SHI Yanchao, SHI Xiangsheng. Damage analysis and assessment of RC slabs under blast load [J]. Journal of Building Structures,2009(6):60-66.

[16] 師燕超,李忠獻.爆炸荷載作用下鋼筋混凝土柱的動力響應與破壞模式[J].建筑結(jié)構(gòu)學報，2008(4):112-117. SHI Yanchao, LI Zhongxian. Dynamic response and failure modes of RC columns under blast loading [J]. Journal of Building Structures,2008(4):112-117.

[17] BAUSCHINGER J.On the change of position of the elastic limit of iron and steel under cyclic variations of stress [J]. Mitt Mech Tech Lab Mü nchen, 1886, 13:1-115.

[18] MALVAR L J, CRAWFORD J E, WESEVICH J W, et al. A plasticity concrete material model for DYNA3D [J]. International Journal of Impact Engineering, 1997, 19(9): 847-873.

[19] TU Z, LU Y. Evaluation of typical concrete material models used in hydrocodes for high dynamic response simulations [J]. International Journal of Impact Engineering, 2009, 36(1): 132-146.

[20] MAO L, BARNETT S, BEGG D, et al. Numerical simulation of ultra high performance fibre reinforced concrete panel subjected to blast loading[J]. International Journal of Impact Engineering, 2014, 64: 91-100.

[21] MALVAR L J, CRAWFORD J E, MORILL K B,et al. K&C concrete material model release III-automated generation of material model input [J]. K&C Technical Report TR-99-24-B1, 2009.

[22] NGO T,MENDIS P, KRAUTHAMMER T. Behavior of ultrahigh-strength prestressed concrete panels subjected to blast loading[J]. Journal of Structural Engineering, 2007, 133(11): 1582-1590.

[23] ISAACS J,MAGALLANES J, REBENTROST M, et al. Exploratory dynamic material characterization tests on ultra-high performance fibre reinforced concrete[C]//Proceedings of 8th International Conference on Shock and Impact Loads on Structures, Adelaide, Australia, 2009.

[24] Comite Euro-International Du Beton. CEB-FIP Model Code 1990: Design Code[S]. Thomas Telford, London ,1993.

[25] UFC-3-340-02. Structures to resist the effect of accidental explosions[S].US Department of the Army,Navy and Air Force Technical Manual, 2014.

[26] WANG F W Y, CHONG Q Y K, LIM C H. Reinforced concrete slab subjected to close-in explosion[C]//The Second International Workshop on Performanceprocection and Strengthening of Structure Under Extreme loading, 2009.

Numerical simulation and test validation for ultra-high performance steel fiber reinforced concrete-filled double skin steel tube column under blast loading

XU Shenchun1, LIU Zhongxian2,3, WU Chengqing2,3

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjing 300372, China;2. Tianjin Key Laboratory of Civil Structure Protection and Reinforcement Tianjin Pro Chengjian University, Tianjin 300384, China;3. Tianjing Chengjian Univerisity-Adelaide University Disaster Prevention and Mitigation Joint Research Center, Tianjing 300384, China)

A 3D FE model was developed to analyze dynamic response and damage mechanism of a UHPSFRCFDST(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete Filled Double Skin Steel Tube)column under blast loading, they were validated through comparison of simulated results and blast testing ones of the UHPSFRCFDST column. The effects of main variables including hollow ratios, steel ratios, and thicknesses and strengths of inner steel tube and outer steel one on the blast resistant performance of the UHPSFRCFDST column were investigated by utilizing the 3D FE model. The results indicated that the UHPSFRCFDST column has excellent anti-blast performances, and the proposed 3D FEM model can be used to analyze the dynamic response of the UHPSFRCFDST column under blast loading efficiently; reducing hollow ratio and increasing strength of outer steel tube in certain ranges can enhance effectively the blast resistant performance of the UHPSFRCFDST column; increasing steel ratio and reducing height to thickness ratios of inner and outer steel tubes can significantly improve the blast resistant performance of the UHPSFRCFDST column; the strength of inner steel tube has a little effect on the blast resistant performance of the UHPSFRCFDST column, but increasing the strength of outer steel tube in a certain range can improve the blast resistant performance of the UHPSFRCFDST column significantly.

ultra-high performance steel fiber reinforced concrete-filled double skin steel tube colums；blast loading；dynamic response； failure model；finite element model

國家自然科學基金項目面上項目(51278326)；國家科技支撐計劃重點項目(2012BAJ07B05)；天津市科技支撐計劃重點項目(14ZCZDSF00016)

2015-09-23 修改稿收到日期：2015-12-13

徐慎春 男，博士生，1986年生

劉中憲 男，副教授，1982年生 E-mail:zhongxian1212@163.com

TU375.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.007