李忠獻(xiàn) ，曲樹(shù)盛 ，師燕超 ，丁 陽(yáng)

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（天津大學(xué))，天津 300072）

地鐵車(chē)站的整體抗爆安全性能與其站臺(tái)柱抗爆能力的大小密切相關(guān)．站臺(tái)柱在遭受意外爆炸荷載沖擊下一旦失去豎向承載能力，將可能造成車(chē)站整體結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌，從而引起無(wú)法估量的損失．

地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)多為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)體系．作為結(jié)構(gòu)工程抗爆領(lǐng)域的熱點(diǎn)，普通鋼筋混凝土柱的抗爆性能得到了普遍關(guān)注．如Shi 等[1]在考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)和鋼筋與混凝土之間滑移條件下，研究了鋼筋混凝土柱的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞模式；Shi 等[2]建立了爆炸荷載作用下任意鋼筋混凝土矩形柱p-I 曲線的預(yù)測(cè)公式，對(duì)爆炸荷載作用下鋼筋混凝土柱的損傷程度進(jìn)行了評(píng)估；Morrill 等[3]對(duì)鋼筋混凝土柱的抗爆加固問(wèn)題進(jìn)行了研究；左清林[4]比較了相同迎爆面積、相同截面抗彎剛度的圓柱和方柱的抗爆性能．與普通鋼筋混凝土柱相比，地鐵站臺(tái)柱在爆炸荷載作用下的災(zāi)害行為更加復(fù)雜．由于地鐵車(chē)站內(nèi)爆炸波傳播過(guò)程中會(huì)受到柱頂與柱底位置結(jié)構(gòu)板的多次反射，使得站臺(tái)柱受到的爆炸荷載具有多個(gè)超壓峰值，且分布不均勻．而目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)鋼筋混凝土站臺(tái)柱抗爆性能研究及其優(yōu)化設(shè)計(jì)方面的研究尚屬空白．因此，針對(duì)地鐵站臺(tái)柱特殊的工程環(huán)境、受力特點(diǎn)及設(shè)計(jì)方法，研究在地鐵車(chē)站內(nèi)爆炸作用下相同截面面積和配筋率條件下鋼筋混凝土站臺(tái)柱的抗爆性能及其優(yōu)化設(shè)計(jì)，具有重要的理論和工程意義．

筆者利用LS-DYNA 軟件，針對(duì)典型鋼筋混凝土地鐵車(chē)站站臺(tái)柱，從截面形式的選擇、軸壓比的確定、箍筋配筋率及其形式等方面，系統(tǒng)研究并提出了改善其抗爆性能的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法；提出了站臺(tái)柱合理安全防護(hù)距離的概念，并針對(duì)典型地鐵車(chē)站站臺(tái)柱給出了建議取值．

1 方柱與圓柱受到爆炸沖擊能量的差異

由于外形的差異，相同截面面積的圓柱和方柱在與爆炸沖擊波相互作用的過(guò)程中，所受到的爆炸沖擊荷載存在差異．為了比較二者之間的差異，建立相同截面面積的鋼筋混凝土圓柱和方柱，其中圓柱截面采用直徑為902,mm 的圓形，方柱截面采用800,mm×800,mm 的矩形，柱子高度為4.8,m，兩端采用固定約束．

為排除其他因素的影響以研究柱子外形的差異，數(shù)值分析時(shí)采用均一化的材料模擬鋼筋混凝土，模型選用LS-DYNA 中的MAT_PLASTIC _KINAMIC 材料模型，該模型具有材料參數(shù)簡(jiǎn)單、計(jì)算效率高的特點(diǎn)，且可以考慮材料在高速荷載作用下的塑性強(qiáng)化特性，其應(yīng)變率效應(yīng)采用Cowper- Symonds 模型進(jìn)行考慮[5]．鋼筋混凝土材料的模型參數(shù)為：泊松比μ＝0.2，密度ρ＝2,500,kg/m3，彈性模量E＝37,800,MPa，初始屈服應(yīng)力σ0＝35,MPa，切線模量Etan＝378,MPa，強(qiáng)化參數(shù)β＝1.0，應(yīng)變率參數(shù)P＝1.94，應(yīng)變率參數(shù)C＝99.3[6]．

采用流固耦合(ALE)方法對(duì)鋼筋混凝土柱施加爆炸荷載，計(jì)算時(shí)分別建立炸藥、空氣的Euler 單元和鋼筋混凝土柱的Lagrange 單元，通過(guò)流固耦合的方法來(lái)對(duì)柱子施加爆炸荷載．在空氣模型中，頂板和地面位置采用反射邊界條件，其他邊界采用溢出(FLOWOUT)邊界，以模擬車(chē)站內(nèi)的特殊環(huán)境．爆源采用立方體裝藥TNT，藥量為20～100 kg，與地面垂直距離1.2 m，與柱子中心水平距離2.0 m，建立數(shù)值模型如圖1 所示．

圖1 鋼筋混凝土柱與爆源數(shù)值模型Fig.1 Numerical models of RC column and explosives

通過(guò)數(shù)值分析，得到了鋼筋混凝土柱的動(dòng)能及內(nèi)能，二者之和即為站臺(tái)柱在爆炸沖擊中吸收的能量，如表1 所示．從表1 可以看出：在相同爆炸距離和炸藥量的條件下，方柱比圓柱所受到的爆炸沖擊能量更大．結(jié)果表明，鋼筋混凝土柱的截面形狀直接影響到其受到的爆炸沖擊作用的大小，一個(gè)有利于爆炸波繞射的截面形狀能夠降低爆炸波的沖擊作用，從而提高柱子抵抗爆炸沖擊的能力．其次，從圓柱和方柱所受到的爆炸沖擊能量之比可以看出，截面形狀差異的大小也與爆炸荷載的大小有關(guān)，藥量為60 kg 時(shí)的截面形狀差異最小，隨著炸藥量的增大或減小，差異越來(lái)越大，圓柱比方柱在抗爆性能上的優(yōu)勢(shì)愈加突出．

表1 鋼筋混凝土柱受到的爆炸沖擊能量Tab.1 Blast impact energy of RC columns

2 鋼筋混凝土圓柱與方柱的抗爆性能分析

第1 節(jié)分析表明：在受到相同的爆炸沖擊作用時(shí)，具有相同截面面積的方柱和圓柱所受到的爆炸沖擊能量不同．由于二者截面的抗彎和抗剪特性、縱筋和箍筋的配筋方式等都存在差異，這些因素都會(huì)影響柱子的抗爆炸沖擊性能，因此受到的爆炸沖擊能量并不能作為評(píng)判二者抗爆性能優(yōu)劣的唯一標(biāo)準(zhǔn)，需要綜合考慮多種因素，并依據(jù)較為準(zhǔn)確的損傷參數(shù)和破壞準(zhǔn)則來(lái)對(duì)鋼筋混凝土圓柱和方柱的抗爆性能進(jìn)行綜合分析．

2.1 鋼筋混凝土站臺(tái)柱數(shù)值模型

對(duì)2 種相同截面面積的圓柱和方柱的抗爆性能進(jìn)行數(shù)值分析，其中圓柱截面直徑為902,mm，方柱截面尺寸為800,mm×800,mm，混凝土等級(jí)為C45，縱筋采用20 根直徑為28,mm 的HRB335 鋼筋，箍筋采用直徑為10,mm的HPB235 鋼筋，箍筋間距150,mm，圓柱采用焊接環(huán)筋，方柱采用復(fù)合箍筋，混凝土保護(hù)層厚度均為40,mm，截面配筋形式如圖2 所示，二者的截面特性如表2 所示．

圖2 鋼筋混凝土圓柱與方柱的配筋形式Fig.2 Reinforcement forms for circular and square RC columns

表2 方柱與圓柱的截面特性比較Tab.2 Section properties of square and circular columns

分析鋼筋混凝土柱的抗爆性能時(shí)，對(duì)混凝土和鋼筋采用分離式建模，其中，混凝土采用LS-DYNA 模型庫(kù)中的MAT_ CONCRETE_DAMAGE_REL3 模型，相關(guān)研究表明MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3 模型可以很好地模擬混凝土在爆炸沖擊荷載下的動(dòng)力響應(yīng)[7-8]；鋼筋采用模型庫(kù)中可以考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)力強(qiáng)化彈塑性模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC，鋼筋材料參數(shù)如下：密度ρ＝0.007,8 g/mm3，泊松比μ＝0.3，彈性模量E＝20,GPa，縱筋屈服強(qiáng)度為fy＝335,MPa，箍筋屈服強(qiáng)度f(wàn)vy＝235 MPa．材料的應(yīng)變率效應(yīng)是通過(guò)定義混凝土材料和鋼筋材料在不同應(yīng)變率條件下強(qiáng)度的動(dòng)力增大系數(shù)來(lái)考慮的，動(dòng)力增大系數(shù)的取值參見(jiàn)文獻(xiàn)[9]．

2.2 破壞準(zhǔn)則與損傷參數(shù)

目前常用的鋼筋混凝土柱破壞準(zhǔn)則有柱中最大位移、最大應(yīng)力和最大應(yīng)變等，由于柱子主要被作為承受豎向荷載的構(gòu)件，Shi 等[2]據(jù)此提出基于柱子豎向承載力退化程度的破壞準(zhǔn)則，用于評(píng)估受到爆炸沖擊作用后結(jié)構(gòu)柱的破壞程度．該方法與結(jié)構(gòu)柱的整體特性有關(guān)，可以通過(guò)數(shù)值模擬或試驗(yàn)的方法獲得．該方法中，損傷參數(shù)D 定義為

在采用Shi 等的方法評(píng)估柱子的損傷程度時(shí)，由于 NP′ 的計(jì)算公式?jīng)]有考慮柱子截面形式、箍筋形式及配箍率等因素，因此，本文 NP′ 取值采用數(shù)值模擬方法得到的鋼筋混凝土柱在受到爆炸荷載作用前的豎向承載力．

2.3 方柱與圓柱的抗爆性能比較

為比較鋼筋混凝土圓柱和方柱在抗爆性能上的差異，對(duì)不同炸藥量產(chǎn)生的爆炸沖擊荷載作用下圓柱和方柱的響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并采用第2.2 節(jié)中的損傷準(zhǔn)則對(duì)柱子的損傷程度進(jìn)行了分析，結(jié)果如圖3所示．

圖3 鋼筋混凝土柱損傷程度與炸藥量的關(guān)系Fig.3 Relationship between damage degree of RC columns and amount of explosives

從圖3 中可以看出，對(duì)于鋼筋混凝土方柱，當(dāng)炸藥量小于20,kg 時(shí)，柱子的損傷程度很低，隨著炸藥量的增大，柱子的損傷程度不斷提高，當(dāng)炸藥量大于70,kg 時(shí)，柱子的損傷程度突然增大為1.0，這是由于爆炸沖擊作用降低了鋼筋混凝土柱的豎向承載力，柱子在豎向荷載的作用下發(fā)生倒塌；對(duì)于圓柱，其損傷程度的變化規(guī)律與方柱基本相同，但圓柱在不產(chǎn)生損傷情況下所能抵抗的最大炸藥量提高到30,kg，倒塌前所能抵抗的最大炸藥量達(dá)到80,kg．總體上，鋼筋混凝土圓柱比方柱具有更好地抵抗爆炸沖擊荷載的能力，只有在60,kg 炸藥量時(shí)圓柱的抗爆性能要略低于方柱．產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因有2 個(gè)：①?gòu)牡? 節(jié)的分析結(jié)果可以看出，60,kg 藥量時(shí)圓柱和方柱受到的爆炸沖擊能量差異最小，即圓柱所受到的爆炸沖擊能量相對(duì)較大；②由于方柱中布置有復(fù)合箍筋，在相同箍筋間距的情況下方柱的面積配箍率要高于圓柱，使其具有較大的截面抗剪能力，從而降低了爆炸荷載作用下的損傷程度．

以上分析表明，在相同的爆炸環(huán)境、截面面積及縱筋配筋率條件下，圓柱與方柱在抗爆性能上相比有4 點(diǎn)優(yōu)勢(shì)：①圓柱受到的爆炸沖擊能量低于方柱；②圓柱在爆炸荷載作用下的損傷程度總體上低于方柱；③圓柱的箍筋用量低于方柱；④圓柱在抗爆性能上有較大的提升空間．因此，建議在地鐵車(chē)站站臺(tái)柱的抗爆設(shè)計(jì)中優(yōu)先采用圓柱．

3 鋼筋混凝土圓柱抗爆優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 軸壓比的選用

由于上部荷載及結(jié)構(gòu)自重的作用，鋼筋混凝土柱始終承受著較大的豎向荷載，軸向壓力能夠?qū)χ釉诒_擊作用下的響應(yīng)和破壞產(chǎn)生影響，在進(jìn)行抗爆設(shè)計(jì)時(shí)需加以考慮．本節(jié)通過(guò)改變軸壓比來(lái)調(diào)整柱子上的軸力，以研究軸力對(duì)鋼筋混凝土柱抗爆性能的影響，軸壓比采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(50010—2010)[10]中的計(jì)算方法，即

式中N 為柱子承受的軸力．

采用與前文相同的爆源位置，對(duì)不同軸壓比(n＝0～1.0)下，鋼筋混凝土圓柱受到40,kg 和70,kg TNT炸藥爆炸作用下的響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬和損傷評(píng)估，結(jié)果如圖4 所示．

圖4 軸壓比對(duì)爆炸荷載下結(jié)構(gòu)柱損傷程度的影響Fig.4 Influence of axial compression ratio on damage degree of RC columns under blast load

從圖4 中可以看出：在相同的爆炸荷載作用下，結(jié)構(gòu)柱的破壞程度受軸壓比的影響較大；在不同的爆炸荷載作用下，結(jié)構(gòu)的破壞程度隨軸壓比變化的趨勢(shì)有所不同．當(dāng)承受40,kg TNT 當(dāng)量的爆炸沖擊作用時(shí)，結(jié)構(gòu)柱的損傷程度隨著軸壓比的增大而減?。划?dāng)承受70,kg TNT 當(dāng)量的爆炸荷載時(shí)，在n＝0～0.8 的范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)柱的損傷程度隨著軸壓比的增大而減小，隨著軸壓比的繼續(xù)增大，結(jié)構(gòu)的損傷程度有所降低，當(dāng)n 大于0.92 時(shí)，由于爆炸荷載作用后的柱子豎向承載能力下降，已不能繼續(xù)提供較大的豎向支撐，在豎向荷載作用下壓潰，損傷參數(shù)達(dá)到1.0．究其原因，相關(guān)試驗(yàn)研究[11]表明，軸壓比能夠提高鋼筋混凝土柱的側(cè)向剛度，因此，當(dāng)柱子在承受40,kg 及以下TNT 當(dāng)量的較小爆炸沖擊作用時(shí)，隨著軸壓比的增大，結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度增大，從而使柱子的變形和損傷逐漸減?。划?dāng)柱子承受70,kg 及以上TNT 當(dāng)量的較大爆炸荷載沖擊時(shí)，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的側(cè)向位移，出現(xiàn)明顯的p-Δ效應(yīng)，由此產(chǎn)生的附加彎矩隨著軸壓比的增大而增大，因此當(dāng)柱子的軸壓比增大時(shí)，在側(cè)向剛度增大和附加彎矩也增大2 個(gè)因素的共同作用下，柱子的破壞程度呈現(xiàn)出先減小后增大的變化趨勢(shì)．

研究結(jié)果表明，對(duì)于40,kg 及以下當(dāng)量的較小爆炸荷載作用下，柱子軸向壓力的存在對(duì)結(jié)構(gòu)抗爆性能是有利的，因此在站臺(tái)柱的抗爆設(shè)計(jì)中可以不考慮軸壓比的影響，僅按現(xiàn)行抗震規(guī)范[12]中軸壓比的有關(guān)要求進(jìn)行設(shè)計(jì)．同時(shí)，為了真實(shí)地反映站臺(tái)柱的實(shí)際抗爆性能，后文在研究和分析時(shí)，在柱頂都預(yù)先施加了正常使用情況下柱子所承受的豎向荷載8,000,kN.

3.2 箍筋配筋率優(yōu)化

對(duì)于鋼筋混凝土梁柱構(gòu)件，提高箍筋配筋率可以提高其抗剪承載力，從而提高其抵抗爆炸沖擊荷載的能力．提高配箍率有增大箍筋直徑和減小箍筋間距2種方法，筆者對(duì)2 種方法分別進(jìn)行了比較，以確定通過(guò)提高配箍率來(lái)提高鋼筋混凝土柱抗爆承載力的最佳方法．

3.2.1 箍筋直徑

分 別 采 用 Φ8@150,mm 、Φ10@150,mm 和Φ12@150,mm,3 種配箍形式，通過(guò)數(shù)值模擬得到鋼筋混凝土圓柱受爆炸沖擊之前的初始豎向承載力 PN′ 和受到50,kg TNT 當(dāng)量爆炸沖擊作用之后的剩余豎向承載力 PN′_res，來(lái)分析爆炸沖擊后的損傷程度，計(jì)算結(jié)果如表3 所示．

表3 箍筋直徑對(duì)損傷程度的影響Tab.3 Influence of stirrup diameter on damage degree of RC columns

從表3 中可以看出，增大箍筋直徑在提高初始豎向承載力的同時(shí)，也提高了爆炸沖擊作用之后的剩余豎向承載力，其損傷程度也有所降低．

3.2.2 箍筋間距

分別采用Φ10@75,mm、Φ10@100,mm、Φ10@125,mm 和Φ10@150,mm 4 種配箍形式，通過(guò)數(shù)值模擬得到鋼筋混凝土圓柱未受爆炸沖擊作用之前的初始豎向承載力 PN′ 和受到50,kg TNT 當(dāng)量爆炸沖擊作用之后的剩余豎向承載力 PN′_res，來(lái)對(duì)其受到爆炸沖擊作用時(shí)的損傷程度進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果如表4所示.

表4 箍筋間距對(duì)損傷程度的影響Tab.4 Influence of stirrup spacing on damage degree of RC columns

從表4 可以看出，減小箍筋間距在提高初始豎向承載力的同時(shí)，也提高了爆炸沖擊作用之后的剩余豎向承載力，其損傷程度也隨之降低．

將以上2 種提高箍筋配筋率的方法進(jìn)行比較，得到鋼筋混凝土柱受爆炸沖擊荷載作用下?lián)p傷程度隨箍筋配筋率變化的關(guān)系曲線，如圖5 所示．

圖5 箍筋配筋率對(duì)柱損傷程度的影響Fig.5 Influence of stirrup reinforcement ratio on damage degree of RC columns

從圖5 中可以看出，采用增大箍筋直徑方法時(shí)，在箍筋配筋率增大約1 倍的情況下，鋼筋混凝土柱的損傷程度約降低10%；而采用減小箍筋間距的方法，在箍筋配筋率增大約1 倍的情況下，鋼筋混凝土柱的損傷程度約降低30%．因此，在對(duì)鋼筋混凝土柱進(jìn)行抗爆設(shè)計(jì)時(shí)，相對(duì)于增大箍筋直徑的方法，宜首先考慮采用減小箍筋間距的方法來(lái)提高鋼筋混凝土柱在爆炸沖擊荷載作用下的抗爆能力．

3.3 箍筋形式優(yōu)化

由前文的分析可知，方柱受到的爆炸沖擊能力大于圓柱，但其在爆炸沖擊下的損傷有時(shí)卻小于圓柱，這主要是由于方柱中配置了復(fù)合箍筋，增大了截面抗剪強(qiáng)度，從而改善了其抗爆性能．因此考慮在圓柱中加入復(fù)合箍筋，以提升其抗爆承載能力．復(fù)合箍筋的配筋形式如圖6 所示．

圖6 配置復(fù)合箍筋的圓柱截面Fig.6 Cross section of RC circular column with composite stirrups

通過(guò)對(duì)普通箍筋圓柱和配置復(fù)合箍筋圓柱在不同炸藥量下的損傷進(jìn)行模擬，得到其剩余承載力和損傷程度，如圖7 和圖8 所示．

圖7 剩余承載力Fig.7 Residual bearing capacity of RC columns

圖8 損傷程度Fig.8 Damage degree of RC columns

從圖7 和圖8 可以看出，在不同的炸藥量下，配置了復(fù)合箍筋的圓柱比普通箍筋圓柱的剩余承載能力有了較大的提升，柱子在爆炸沖擊荷載作用下的損傷程度也明顯降低．因此，復(fù)合箍筋的配置對(duì)鋼筋混凝土圓柱抗爆性能的提高有較明顯的效果，可以應(yīng)用于地鐵車(chē)站站臺(tái)柱的抗爆設(shè)計(jì)．

4 地鐵車(chē)站站臺(tái)柱安全防護(hù)距離

為了給工程結(jié)構(gòu)抗爆提供技術(shù)參考，對(duì)20 kg TNT 當(dāng)量的中型爆炸裝置在距離柱子不同距離處爆炸時(shí)普通箍筋圓柱和配置復(fù)合箍筋圓柱的損傷程度進(jìn)行了數(shù)值分析，采用的柱子尺寸和配筋與第4 節(jié)的相同，結(jié)果如圖9 所示，圖中爆炸距離指炸藥的中心距離圓柱圓心的距離．

圖9 鋼筋混凝土圓柱損傷程度與爆炸距離的關(guān)系Fig.9 Relationship between damage degree of RC circular columns and blast distance

從圖9 中可以看出，在相同炸藥量、相同爆炸距離的情況下，配置復(fù)合箍的鋼筋混凝土圓柱的損傷程度低于普通箍筋圓柱，而且二者的損傷程度都隨著爆炸距離的增大而減?。虼?，通過(guò)設(shè)定合理的安全防護(hù)距離，可以避免意外爆炸對(duì)柱子造成較為嚴(yán)重的破壞．參照文獻(xiàn)[2]提出的破壞等級(jí)，得到該鋼筋混凝土圓柱的破壞等級(jí)與爆炸距離的范圍，如表5 所示．

表5 鋼筋混凝土圓柱的破壞等級(jí)與爆炸距離d 的范圍Tab.5 Damage grades of circular RC columns and blast distance range m

由圖9 與表5 可以看出，對(duì)于鋼筋混凝土普通箍圓柱與復(fù)合箍圓柱，在20 kg 中型爆炸裝置引發(fā)的爆炸荷載作用下，當(dāng)安全距離(距柱外邊沿的距離)設(shè)為0.65 和0.55 m 時(shí)，便可有效避免站臺(tái)柱發(fā)生重度破壞．因此，通過(guò)放置障礙物、設(shè)置廣告牌等措施，保證鋼筋混凝土站臺(tái)柱具有合理的安全距離，不失為一種既經(jīng)濟(jì)又實(shí)用的地鐵站臺(tái)柱抗爆措施．

5 結(jié) 論

(1) 在相同爆炸環(huán)境、截面面積和縱筋配筋率情況下，與方柱相比，鋼筋混凝土圓柱的抗爆性能具有以下優(yōu)勢(shì)：圓柱在受到爆炸沖擊能量上要低于方柱；圓柱在爆炸沖擊作用下的損傷程度總體上低于方柱；圓柱在抗爆性能上有較大的提升空間．因此，建議在地鐵車(chē)站站臺(tái)柱抗爆設(shè)計(jì)中優(yōu)先采用圓形截面形式.

(2) 對(duì)于40,kg 及以下當(dāng)量的較小爆炸荷載作用下，柱子軸向壓力的存在對(duì)于結(jié)構(gòu)抗爆性能是有利的，因此在站臺(tái)柱的抗爆設(shè)計(jì)中可以不考慮軸壓比的影響，僅按現(xiàn)行抗震規(guī)范中軸壓比的有關(guān)要求進(jìn)行設(shè)計(jì)．

(3) 在對(duì)鋼筋混凝土柱進(jìn)行抗爆設(shè)計(jì)時(shí)，相對(duì)于增大箍筋直徑的方法，宜優(yōu)先考慮采用減小箍筋間距的方法來(lái)提高鋼筋混凝土柱的抗爆能力．

(4) 提出在鋼筋混凝土圓柱中配置復(fù)合箍筋來(lái)改善柱子抗爆性能的方法，效果明顯，可以在工程抗爆設(shè)計(jì)中加以運(yùn)用．

(5) 通過(guò)設(shè)置障礙物、廣告牌等措施，保證鋼筋混凝土站臺(tái)柱具有合理的安全距離，是一種既經(jīng)濟(jì)又實(shí)用的抗爆措施．

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