鄧旭輝，王達鋒

（湘潭大學土木工程與力學學院，湖南 湘潭 411105）

近年來，世界范圍內的爆炸恐怖事件時有發(fā)生，生活中燃油氣、化工制品和汽車爆炸事故也屢見不鮮。承重柱作為重要的建筑工程結構，一旦發(fā)生破壞，可能導致整個建筑物的連續(xù)坍塌。為了減少爆炸事故中的人員傷亡和財產損失，對建筑物中重要構件的抗爆性能提出了更高的要求，迫切需要使用新結構或新材料來提高重要構件的抗爆性能。同時由于大多數(shù)爆炸發(fā)生在建筑物附近，因此研究結構在近距離爆炸作用下的抗爆性能具有重要的現(xiàn)實意義。

中空夾層超高性能鋼管混凝土（Ultra-high performance concrete-filled double skin steel tubes,UHPCFDST）柱是通過在兩個同心放置的鋼管之間填充超高性能混凝土而形成的一種新型鋼-混凝土組合結構。在該結構中，超高性能混凝土（Ultra-high performance concrete, UHPC）比傳統(tǒng)的普通強度混凝土具有更高的強度和延展性，并且擁有出色的能量吸收和抗裂能力[1]。中空夾層鋼管混凝土(Concretefilled double skin steel tube, CFDST)柱結構能夠充分發(fā)揮鋼管的強度特性，有效地防止鋼材屈曲并減少結構損壞，與傳統(tǒng)的鋼筋混凝土柱相比，在爆炸載荷作用下不會發(fā)生混凝土的破裂和剝落破壞。

國內外專家已對UHPCFDST 柱優(yōu)異的抗爆性能開展研究。Aoude 等[2]對由超高性能鋼纖維增強混凝土組成的9 根方柱進行了爆炸試驗，研究中考慮了混凝土類型、纖維體積含量、纖維性能對方柱抗爆性能的影響，結果表明，UHPC 的使用能有效減小最大和殘余位移，其中纖維體積含量和纖維性能是影響UHPC 柱爆炸行為和破壞模式的重要因素。金何偉等[3]對UHPCFDST 柱進行了爆炸試驗，對比分析了空心及實心方形截面（邊長200 mm）和圓形截面（直徑200 mm）UHPCFDST 柱的動力響應差異，討論了不同折合距離的影響，試驗結果表明，在相同內、外徑（邊長）條件下，方形截面UHPCFDST 柱的抗爆性能優(yōu)于圓形截面。盡管爆炸試驗可以直接檢驗結構的抗爆性能，但該方法耗費巨大并存在風險，數(shù)值模擬提供了一種經濟高效的方法，可以充分還原實驗現(xiàn)象，獲得爆炸載荷下結構的變形過程和損傷機理。Zhang 等[4]對用超高性能混凝土填充的CFDST 圓柱和方柱（直徑或邊長為210 mm）在1.5 m爆炸載荷下的動力響應進行了實驗與數(shù)值模擬研究，結果表明，CFDST 柱具有出色的抗爆能力，可用于建筑物的重要結構中，并給出了不同參數(shù)對CFDST 柱抗爆性能的影響。徐慎春等[5-6]采用實驗和數(shù)值模擬方法，分別研究了UHPCFDST 圓柱和方柱（直徑或邊長為200 mm）在1.5 m 爆炸載荷作用下的動態(tài)響應和損傷破壞問題，比較了UHPCFDST 柱中空心率、含鋼率、內外層鋼管厚度及強度等參數(shù)對UHPCFDST 柱抗爆性能的影響，研究結果表明，數(shù)值模擬方法能夠有效地分析UHPCFDST 柱在爆炸載荷下的動態(tài)響應及損傷破壞，減少空心率、提高外層鋼管強度、提高含鋼率均可顯著提高UHPCFDST柱的抗爆性能。

迄今為止，對UHPCFDST 柱在爆炸載荷下的抗爆性能雖有研究，但是取得的結果仍然有限，且大多是針對中部較遠距離爆炸載荷作用下小標本柱的抗爆性能研究，對大型UHPCFDST 柱在柱底近爆作用下的研究尚未見報道。

在前述研究的基礎上，運用LS-DYNA 流固耦合算法，研究大型UHPCFDST 圓柱在爆炸距離為200 mm 的近爆載荷作用下的抗爆性能，通過數(shù)值模擬得出UHPCFDST 柱在近爆作用下的損傷機理和能量吸收特性，運用參數(shù)化分析方法，分析不同混凝土抗壓強度、截面空心率、內外鋼管厚度和軸壓比對整個結構的影響，以期為UHPCFDST 圓柱結構的抗爆性能設計提供一定的理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法與材料參數(shù)

1.1 流固耦合算法

流固耦合算法是通過一定的約束方法將結構與流體耦合在一起，實現(xiàn)力學參量的傳遞，廣泛應用于各種爆炸（水下、空中、建筑物和土壤中）、氣囊的展開、體積成型、罐內液體晃動等[7]分析中。主要的約束方法有速度約束、加速度約束和罰函數(shù)約束。該算法的優(yōu)點在于進行有限元網(wǎng)格劃分時，不需要將耦合面上的流體單元和結構單元一一對應，從而大大減少了計算的工作量。分析中常用的約束方法是速度約束和加速度約束，其計算通常分為3 個步驟。

1.2 材料模型

1.2.1 炸藥材料模型及狀態(tài)方程

炸藥通過材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 結合JWL 狀態(tài)方程描述，狀態(tài)方程中壓力定義為相對體積和內能密度的函數(shù)，JWL 狀態(tài)方程表達式為

表1 TNT 炸藥的主要參數(shù)[8]Table 1 Main parameters of TNT explosives[8]

表2 空氣的主要參數(shù)Table 2 Main parameters of air

1.2.3 鋼材料模型

表3 鋼材的主要參數(shù)[10-12]Table 3 Main parameters of steel[10-12]

1.2.4 混凝土材料模型

混凝土材料模型采用K&C 本構模型（*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3），該模型考慮了超高混凝土的應變硬化、軟化特性、應變率效應以及高靜水壓的影響，被廣泛應用于混凝土抗爆性能分析中，具有高效率和高準確性等優(yōu)點。K&C 混凝土模型由許多參數(shù)定義，研究人員可以直接輸入混凝土的單軸抗壓強度，LS-DYNA 自動獲得與該強度匹配的計算參數(shù)，但是該模型主要是基于普通強度混凝土開發(fā)的，并不完全適用于UHPC。因此需要修改LS-DYNA 中的混凝土材料模型來更好地表達UHPC材料的行為，如應變軟化行為和應變率效應。利用改進的混凝土模型，可以很好地預測UHPCFDST在不同爆炸載荷作用下的撓曲時間歷程，同時可以以合理的精度獲得混凝土柱的破壞模式。Zhang 等[4]為了擴展K&C 模型以適應UHPC 材料的性能，進行了大量的實驗測試來校核模型參數(shù)，給出了170 MPa的UHPC K&C 本構模型參數(shù)，因此本研究中所用的超高混凝土材料模型采用Zhang 等[4]校核過的材料參數(shù)，UHPC 材料的關鍵參數(shù)如表4 所示，其中： ρ0為UHPC 材料的密度，F(xiàn)c為單軸壓縮強度，F(xiàn)t為單軸拉伸強度， ν為泊松比，參數(shù)B1控制壓縮破壞和軟化行為，參數(shù)WLZ控制元素的斷裂能，參數(shù) ω控制體積的擴展?？刂茡p傷函數(shù) λ和比例因子 η的關系如圖1 所示，其中NSC(Normal strength concrete)代表普通混凝土。

表4 UHPC 關鍵參數(shù)Table 4 Key parameters of UHPC

圖1 普通強度混凝土和UHPC 的λ 和ηFig. 1 λ and η values in normal strength concrete and UHPC

2 數(shù)值仿真分析

2.1 有限元計算模型

本計算模型的建模與Li 等[10]進行的近爆作用下填充普通混凝土CFDST 柱的抗爆實驗工況一致，如圖2 所示。該模型主要由UHPCFDST 柱、TNT 炸藥和周圍的空氣域（其中為了方便觀看，隱藏了空氣域）組成，各部分均采用SOLID164 六面體單元建模，其中UHPCFDST 柱采用LAGRANGE 網(wǎng)格描述，炸藥和空氣采用ALE 網(wǎng)格描述，通過定義關鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 來耦合兩者之間的相互作用，UHPC 單元與鋼管單元采用共節(jié)點來模擬混凝土芯與鋼管之間的完美黏結[15-16]，UHPCFDST 柱高2 500 mm，內徑Di= 159 mm，外徑Do= 325 mm，鋼管內外厚度ti=to= 6 mm，橫截面幾何尺寸和網(wǎng)格劃分如圖3 所示。炸藥為長方體，尺寸為250 mm × 200 mm × 100 mm，質量為8 kg，采用中心起爆方式，炸藥中心與圓柱外表面的水平距離為200 mm，與地面的垂直距離為500 mm，以此模擬炸藥在圓柱下端近距離爆炸。整個計算過程采用g-mm-ms 單位制，計算時間為5 ms。計算模型的邊界條件為：空氣域模型邊界定義為無反射邊界條件，并打開吸收膨脹波與剪切波選項，UHPCFDST柱設為底部固定，頂端約束水平方向的位移，可以旋轉和沿柱的方向位移，地面通過定義關鍵字*RIGIDWALL_PLANAR 來模擬現(xiàn)實中的地面反射，以減小計算誤差。

圖2 整體計算模型Fig. 2 Overall calculation model

2.2 網(wǎng)格收斂性分析

在數(shù)值模擬中，計算模型的網(wǎng)格大小是影響計算結果的重要因素，即使在同一個模型中，不同的網(wǎng)格精度得到的結果也會有偏差，表5 為3 種不同精度的普通混凝土CFDST 柱在8 kg 炸藥近距離爆炸載荷下的局部凹陷位移結果分析，3 種不同精度的普通混凝土CFDST 柱網(wǎng)格劃分細節(jié)如圖4 所示。以第一種網(wǎng)格劃分為例，沿截面徑向劃分為“1 + 8 + 1”，表示內外鋼管壁沿徑向劃分為1 等分，混凝土芯的半徑劃分為8 等分。截面周長劃分為40 等分，柱的高度方向劃分為100 等分。對比3 種不同網(wǎng)格劃分得到的結果可知，最粗的網(wǎng)格和最細的網(wǎng)格得到的結果差異為9.1%，而中等網(wǎng)格和最細網(wǎng)格的差異減小到1.2%，結合網(wǎng)格收斂性分析可得，選擇中等網(wǎng)格既可保證計算精度，又可提高計算效率。

圖3 UHPCFDST 柱橫截面幾何尺寸和網(wǎng)格劃分Fig. 3 Geometry and meshing of UHPCFDST columns

表5 網(wǎng)格劃分細節(jié)和結果Table 5 Meshing details and results

圖4 網(wǎng)格劃分細節(jié)Fig. 4 Mesh details

2.3 數(shù)值仿真與試驗的對比

為了驗證該計算方法的有效性，參照文獻[10]中進行的爆炸試驗，模擬了核心抗壓強度為30 MPa的普通混凝土CFDST 柱在不同炸藥當量作用下鋼管柱的凹陷位移，抗壓強度為30 MPa 的普通混凝土材料模型根據(jù)軟件自動生成，模型與工況均與試驗一致，試驗數(shù)據(jù)與模擬結果如表6 所示。表6 中數(shù)據(jù)表明，數(shù)值模擬結果與試驗結果的平均誤差不超過4.5%。圖5 顯示了試驗中實際測量的結果與鋼管柱實際凹陷情況與數(shù)值模擬結果的對比。由圖5 可以看出，兩者的變形輪廓相近，證明了本研究方法的有效性?；谠撃M方法，將普通混凝土更改為超高鋼纖維增強混凝土，探究其在近爆作用下的變形模式、損傷機理和能量吸收特性。

表6 CFDST 凹陷位移試驗值[10]與數(shù)值模擬值對比Table 6 Comparison of the CFDST depression displacement between experiments[10] and numerical simulations

圖5 不同炸藥當量下實驗與數(shù)值模擬凹陷變形對比Fig. 5 Comparison of the sag deformation between experiments and numerical simulations under different explosive equivalents

2.4 UHPCFDST 柱的損傷機理與能量吸收特性

2.4.1 近爆作用下UHPCFDST 柱的損傷機理

近爆作用下UHPCFDST 柱不同時刻內外鋼管的等效應力云圖如圖6 所示。由圖6 可知：柱內外鋼管的應力變化趨勢一致；爆炸產生的沖擊波在剛接觸外鋼管時，對應的爆炸中心高度產生了較大應力；隨著應力波在柱中的傳播，以中心高度位置為中心，柱的上下兩端逐漸產生應力，爆炸沖擊波作用一段時間后，鋼管柱產生較大變形；1.44 ms 時，固定端位置產生的應力最大；1.44 ms 后，隨著鋼管柱的彎曲和剪切變形，應力波耗散后，鋼管柱整體發(fā)生塑性回彈，此時在內外鋼管的爆炸中心位置和上端出現(xiàn)較大應力。圖6(a)～圖6(d)中的等效應力最大值均超過鋼管的屈服應力，表明在這些位置都發(fā)生了屈服且產生了塑性變形。

圖6 UHPCFDST 柱鋼管不同時刻的應力云圖Fig. 6 Stress diagram of the UHPCFDST column steel pipe at different time

鋼管柱在近爆作用下不同時刻超高性能混凝土芯的損傷輪廓如圖7 所示，為了便于觀察，截取不同時刻混凝土芯柱的正面、背面和剖面圖。由圖7 可知，爆炸沖擊波造成的混凝土芯損傷主要對應爆炸中心位置的局部凹陷破壞，其輪廓的變化趨勢大致可以分為3 個階段：從爆炸初始到0.49 ms，近爆產生的沖擊波作用在混凝土芯柱的迎爆面，此時混凝土芯柱迎爆面在爆炸中心高度位置處產生變形凹陷并發(fā)生破壞；隨后迎爆面的破壞范圍逐漸擴大，混凝土芯的損傷沿著爆炸中心高度水平延伸，由柱中心高度迎爆面向背面擴散，隨后同時向柱中間匯集；從0.49 ms 到1.21 ms，由于三維應力波在圓柱中的傳播和反射，圓柱損傷沿著迎爆面垂直向上蔓延，此時混凝土芯柱上端發(fā)生塑性變形，芯柱上端迎爆面發(fā)生破壞；從1.21 ms 到2.50 ms，芯柱的損傷輪廓由迎爆面上端逐漸向背面蔓延，整體來看，下部混凝土比上部混凝土遭受的破壞要嚴重得多，特別是在爆炸中心高度位置。

圖7 UHPCFDST 柱不同時刻的損傷輪廓Fig. 7 Damage profile of the UHPCFDST column at different time

2.4.2 近爆作用下UHPCFDST 柱的能量吸收特性

近爆作用下UHPCFDST 柱的耗能曲線如圖8 所示。由圖8 可知，鋼管混凝土柱中混凝土芯吸收的爆炸能量最多，結構整體吸收的能量中有63.6%被混凝土芯吸收，凸顯了UHPCFDST 柱中混凝土填料的重要性。內、外鋼管吸收的能量分別占吸收總能量的9.7%和33.8%，外鋼管吸收的能量比內鋼管吸收的能量多，這是因為外鋼管直接承受爆炸沖擊波，導致外鋼管嚴重變形，從而吸收了大量的爆炸能量，雖然鋼管壁吸收的只是總能量的一小部分，但是內外鋼管的存在可以有效地防止常規(guī)RC 結構中混凝土的剝落破壞，因此更加有利于能量的充分吸收。近爆作用下UHPCFDST 柱各部分的動能時程曲線如圖9 所示。由圖9 可知，在結構最初受到爆炸沖擊波的時候，UHPCFDST 柱各部分結構動能迅速增加，在0.2 ms 時結構動能達到峰值，隨后急劇下降，結構真正發(fā)揮抗爆性能是在動能急劇下降階段，即0.2 ms 后，此階段內UHPCFDST 柱通過鋼管的拉伸彎曲變形和混凝土芯的壓縮變形將動能轉化為塑性能，并且混凝土芯在該階段發(fā)揮了重要作用。

圖8 UHPCFDST 柱的塑性變形能時程曲線Fig. 8 Plastic deformation energy-time history curves of the UHPCFDST column

圖9 UHPCFDST 柱的動能時程曲線Fig. 9 Kinetic energy-time history curves of the UHPCFDST column

3 抗爆性能影響因素分析

為探究UHPCFDST 柱中參數(shù)對其近爆作用下動態(tài)響應的影響，取兩個特征點作為衡量UHPCFDST柱在爆炸作用下的動態(tài)響應，以柱上迎爆面距中1 250 mm 處的橫向位移作為柱的整體變形，以柱上迎爆面炸藥中心高度處的橫向位移作為柱的局部變形，運用參數(shù)化分析的方法研究不同參數(shù)對其動態(tài)響應的影響，選取參數(shù)分別為填充混凝土強度、截面空心率、內外鋼管厚度和軸壓比。

3.1 填充混凝土抗壓強度

為研究填充混凝土抗壓強度對UHPCFDST 柱在爆炸載荷下變形的影響，保持其他條件不變，分別取混凝土抗壓強度標準值為30、45、60、170 MPa 時的計算結果進行對比分析，填充不同抗壓強度混凝土的CFDST 柱在相同爆炸載荷下的局部和整體變形水平位移時程曲線分別如圖10 和圖11 所示，局部殘余變形和整體峰值位移隨混凝土抗壓強度變化曲線如圖12 所示。由圖10、圖11 和圖12 可知，填充超高性能混凝土與填充普通混凝土柱的變形位移曲線有較大差異，這是因為兩種材料在近爆下的應變率效應相差較大，導致結構的變形表現(xiàn)出差異性。當混凝土強度由30 MPa 增加到60 MPa 時，柱中局部殘余變形僅降低6.9%，整體峰值位移僅降低3.4%，說明僅使用普通強度混凝土時，其抗壓強度對結構在爆炸載荷下的變形影響不大。但是當采用抗壓強度為170 MPa 的UHPC 時，相比于抗壓強度為30 MPa的普通混凝土，其局部殘余變形降低59.8%，而整體峰值位移減少23.1%，顯著降低了結構在爆炸載荷下的變形。這是由于普通混凝土的抗拉強度不高，極限拉伸應變較小，在爆炸沖擊下容易發(fā)生斷裂失去部分承載能力，鋼管壁承載了主要的彎曲變形，但UHPC 的延展性好，抗裂能力強，在爆炸沖擊下能夠充分發(fā)揮其良好的抗壓強度，因此填充UHPC 柱的局部殘余變形和整體峰值位移都遠小于普通混凝土柱。

圖10 不同混凝土強度CFDST 柱的局部變形時程曲線Fig. 10 Local deformation-time history curves of the CFDST column with different concrete strength

圖11 不同混凝土強度CFDST 柱的整體變形時程曲線Fig. 11 Overall deformation-time history curves of the CFDST column with different concrete strength

圖12 混凝土強度對CFDST 柱變形的影響Fig. 12 Effect of concrete strength on deformation of the CFDST columns

3.2 截面空心率

根據(jù)規(guī)范，截面空心率定義為構件截面中空部分的面積與實體部分和中空部分面積之和的比值。為了研究UHPCFDST 柱的截面空心率對圓柱在爆炸載荷下變形的影響，取5 種不同截面空心率的模型進行計算，鋼管外徑為325 mm，壁厚為6 mm 保持不變，內徑分別取0、80、120、159 和200 mm，對應的截面空心率分別為0%、6%、14%、24%和38%，不同截面空心率下UHPCFDST 柱在相同爆炸載荷作用下的局部位移時程曲線如圖13 所示。由圖13 可知，隨著截面空心率不斷減小，圓柱的局部殘余變形也在減小，這是因為當空心率較小時，圓柱的截面抗彎剛度增大，一定程度上提高了圓柱的抗爆性能。當截面空心率為38%時，圓柱的局部殘余變形和整體峰值位移最大。當空心率由38%減小至24%時，局部變形和整體變形均顯著減小，且相比于空心率由24%減小至6%時位移減小更為明顯，說明當空心率在24%～38%范圍內時，減小空心率能顯著提升圓柱的抗爆性能。不同截面空心率下UHPCFDST柱在相同爆炸載荷作用下的整體位移時程曲線如圖14 所示。由圖14 可知，隨著截面空心率逐漸減小，整體位移峰值未出現(xiàn)單調遞減，同時結合圖15 可知，截面空心率為24%時，整體的峰值位移較小。這是因為空心率在6%～24%范圍內時，雖然增大空心率會減小圓柱中UHPC 的面積，卻增加了圓柱中內層鋼管的面積，而內層鋼管面積的增加對截面剛度的加強作用要大于UHPC 面積的減小對于截面剛度的削弱作用。值得注意的是，截面空心率為零的實心柱在近爆下發(fā)生的局部變形和整體變形都是最小的，抵抗變形能力突出，但是由于中間沒有空心存在導致自重增加，因此在實際工程應用中需平衡兩者的關系。

圖13 不同截面空心率UHPCFDST 柱局部變形時程曲線Fig. 13 Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column with different hollow ratios

圖14 不同截面空心率UHPCFDST 柱整體變形時程曲線Fig. 14 Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with different hollow ratios

圖15 截面空心率對UHPCFDST 柱變形的影響Fig. 15 Influence of cross-section hollow ratios on the UHPCFDST column deformation

3.3 內外鋼管厚度

為研究內外鋼管厚度變化對圓柱變形的影響，在保證其他條件一致的情況下，建立了8 種不同工況的模型進行對比分析，數(shù)值模型的具體參數(shù)如表7 所示。表7 中工況1～工況4 保持內鋼管厚度不變，研究外鋼管厚度變化對UHPCFDST 柱在近爆下變形的影響，工況5～工況8 則剛好相反。

工況1～工況4 下圓柱局部殘余位移和整體峰值位移時程曲線分別如圖16 和圖17 所示。由圖16和圖17 可知，在內鋼管厚度不變時，增加外鋼管厚度能減少圓柱變形，這是因為鋼管厚度的增加能明顯增大圓柱的剛度，使其抗彎能力增強。其中外鋼管厚度為4 mm 時變形最大，當厚度增加到7 mm時，圓柱的殘余變形減少26.8%，整體峰值位移減小35.7%，鋼管厚度變化對整體變形的影響更大，這也說明UHPCFDST 柱中鋼管的存在不僅能夠約束混凝土，而且在抵抗結構整體變形方面起到重要作用。工況5～工況8 中內鋼管厚度變化也能得出相同的結論。工況1～工況8 下殘余位移和峰值位移隨鋼管厚度變化曲線如圖18 所示。由圖18 可知，外鋼管厚度變化影響曲線的下降斜率較內鋼管厚度變化影響曲線更大，說明外鋼管厚度增加導致圓柱殘余變形和整體峰值位移的減小比內鋼管厚度變化導致的結果更顯著，所以在實際應用中，可以優(yōu)先考慮通過增加UHPCFDST 柱外鋼管的厚度來達到快速提升結構抗爆性能的目的。

表7 不同工況數(shù)值模型參數(shù)Table 7 Model parameters in different working conditions

圖16 外鋼管厚度變化時UHPCFDST 柱的局部變形時程曲線Fig. 16 Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

圖17 外鋼管厚度變化時UHPCFDST 柱的整體變形時程曲線Fig. 17 Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

3.4 軸壓比

圖18 內外鋼管厚度變化對UHPCFDST 柱變形的影響Fig. 18 Influence of the thickness of inner and outer steel pipes on the UHPCFDST column deformation

在實際結構中，UHPCFDST 柱一般都承受較大的軸向力，因此有必要研究軸壓比的大小對UHPCFDST 柱在近爆作用下動態(tài)響應的影響，本節(jié)對比分析了軸壓比分別為0、0.2、0.4 和0.8 時UHPCFDST 柱的變形時程曲線，其局部變形位移時程曲線如圖19 所示。由圖19 可知：隨著軸壓比不斷增大，UHPCFDST 柱在近爆下的局部變形也不斷增大；軸壓比由零增大到0.2 時，局部殘余變形增大了50.6%，說明有無軸壓對UHPCFDST柱的變形有較大影響；當軸壓比增大到0.8 時，鋼管柱在爆炸載荷和軸向壓力的共同作用下產生大變形，失去承載能力，這是因為在較大軸壓比情況下，鋼管柱隨著局部凹陷的增大發(fā)生偏心破壞，導致變形急劇增大。不同軸壓比情況下UHPCFDST 柱整體變形位移時程曲線如圖20所示。由圖20可知，軸壓比在0～0.4 范圍內時，隨著軸壓比的增大，圓柱整體變形逐漸減小，這是因為軸向載荷加強了圓柱整體抵抗彎曲變形的能力，同樣在軸壓比為0.8 時，由于局部的偏心破壞導致整體的變形也不斷增大。

圖19 不同軸壓比UHPCFDST 柱的局部變形時程曲線Fig. 19 Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column under various axial compression ratios

圖20 不同軸壓比UHPCFDST 柱的整體變形時程曲線Fig. 20 Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column under various axial compression ratios

4 結 論

采用LS-DYNA 顯式動力非線性有限元分析軟件，基于流固耦合方法，建立了UHPCFDST 柱在空氣中受近爆作用下的耦合模型，分析了UHPCFDST 柱在近爆作用下的損傷機理和能量吸收特性，并考慮了填充混凝土抗壓強度、截面空心率、內外鋼管厚度和軸壓比對UHPCFDST 柱抗爆性能的影響，得出如下結論。

（1）UHPCFDST 柱在下端近爆作用下的典型破壞模式為鋼管的塑性變形和混凝土芯柱的局部凹陷破壞?；炷列局诮饔孟碌膿p傷過程可以分為3 個階段：損傷范圍首先由芯柱迎爆面爆炸中心高度位置逐漸向背面蔓延，不斷增大直至整個芯柱下端；隨后由迎爆面下端向迎爆面上端延伸；最后由迎爆面上端向背面擴散。

（2）UHPCFDST 柱中混凝土芯柱通過嚴重的凹陷破壞耗散了大量的爆炸能量，鋼管的存在能防止混凝土的剝落，充分發(fā)揮混凝土的能量吸收能力。

（3）在相同條件下，提高填充混凝土的抗壓強度能提高UHPCFDST 柱在近爆作用下的抗爆性能，但是與普通強度混凝土相比，填充UHPC 提升的效果非常顯著。UHPCFDST 柱的截面空心率在24%～38%范圍內時，減小截面空心率能顯著降低結構的變形，提高UHPCFDST 柱在近爆作用下的抗爆性能；當空心率為24%時，UHPCFDST 柱的變形最小。增加UHPCFDST 柱的內外鋼管厚度均能減小UHPCFDST 柱在近爆作用下的變形，但是增加外鋼管厚度造成圓柱變形減小的效果比增加內鋼管厚度產生的效果更顯著。有無軸壓比對UHPCFDST 柱的變形有較大的影響；隨著軸壓比在一定范圍內的增大，鋼管柱的局部變形增大，但是整體變形減?。划斴S壓比較大時，鋼管柱發(fā)生偏心破壞失去承載能力。