近爆作用下中空夹层超高性能钢管混凝土柱的抗爆性能

邓旭辉 王达锋

引用本文:
Citation:

近爆作用下中空夹层超高性能钢管混凝土柱的抗爆性能

    作者简介: 邓旭辉(1975-),男,博士,副教授,主要从事工程结构设计与分析研究. E-mail: dengbh@xtu.edu.cn;
    通讯作者: 王达锋, 369909072@qq.com
  • 中图分类号: O389

Anti-Blast Performance of Ultra-High Performance Concrete-Filled Double Steel Tubes under Close-in Blast Loading

    Corresponding author: WANG Dafeng, 369909072@qq.com
  • CLC number: O389

  • 摘要: 为研究中空夹层超高性能钢管混凝土(Ultra-high performance concrete-filled double skin steel tubes, UHPCFDST)柱在近爆载荷作用下的抗爆性能,建立了TNT炸药-UHPCFDST柱-空气三维有限元模型,采用ALE多物质流固耦合算法分析了UHPCFDST柱在近爆作用下的损伤机理、能量吸收特性和影响参数,计算结果表明:UHPCFDST柱在近爆作用下的典型破坏模式为钢管的塑性变形和混凝土芯柱的凹陷破坏,且混凝土芯柱的损伤过程可以分为3个阶段;与填充普通混凝土柱相比,UHPCFDST柱具有优异的抗爆性能;在一定范围内,减小截面空心率可以有效提升UHPCFDST柱的抗爆性能;增加内外钢管厚度均可提升UHPCFDST柱的抗爆性能,但增加外层钢管厚度时提升效果更显著;有无轴压对UHPCFDST柱的变形有较大影响,在一定范围内增加轴压比有利于抵抗整体变形,但同时局部变形增大,当轴压比较大时,UHPCFDST柱在近爆载荷和轴向载荷作用下失去承载能力。
  • 图 1  普通强度混凝土和UHPC的$\lambda $$\eta $

    Figure 1.  $\lambda $ and $\eta $ values in normal strength concrete and UHPC

    图 2  整体计算模型

    Figure 2.  Overall calculation model

    图 3  UHPCFDST柱横截面几何尺寸和网格划分

    Figure 3.  Geometry and meshing of UHPCFDST columns

    图 4  网格划分细节

    Figure 4.  Mesh details

    图 5  不同炸药当量下实验与数值模拟凹陷变形对比

    Figure 5.  Comparison of the sag deformation between experiments and numericalsimulations under different explosive equivalents

    图 6  UHPCFDST柱钢管不同时刻的应力云图

    Figure 6.  Stress diagram of the UHPCFDST column steel pipe at different time

    图 7  UHPCFDST柱不同时刻的损伤轮廓

    Figure 7.  Damage profile of the UHPCFDST column at different time

    图 8  UHPCFDST柱的塑性变形能时程曲线

    Figure 8.  Plastic deformation energy-time history curves of the UHPCFDST column

    图 9  UHPCFDST柱的动能时程曲线

    Figure 9.  Kinetic energy-time history curves of the UHPCFDST column

    图 10  不同混凝土强度CFDST柱的局部变形时程曲线

    Figure 10.  Local deformation-time history curves of the CFDST column with different concrete strength

    图 11  不同混凝土强度CFDST柱的整体变形时程曲线

    Figure 11.  Overall deformation-time history curves of the CFDST column with different concrete strength

    图 12  混凝土强度对CFDST柱变形的影响

    Figure 12.  Effect of concrete strength on deformation of the CFDST columns

    图 13  不同截面空心率UHPCFDST柱局部变形时程曲线

    Figure 13.  Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column with different hollow ratios

    图 14  不同截面空心率UHPCFDST柱整体变形时程曲线

    Figure 14.  Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with different hollow ratios

    图 15  截面空心率对UHPCFDST柱变形的影响

    Figure 15.  Influence of cross-section hollow ratios on the UHPCFDST column deformation

    图 16  外钢管厚度变化时UHPCFDST柱的局部变形时程曲线

    Figure 16.  Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

    图 17  外钢管厚度变化时UHPCFDST柱的整体变形时程曲线

    Figure 17.  Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

    图 18  内外钢管厚度变化对UHPCFDST柱变形的影响

    Figure 18.  Influence of the thickness of inner and outer steel pipes on the UHPCFDST column deformation

    图 19  不同轴压比UHPCFDST柱的局部变形时程曲线

    Figure 19.  Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column under various axial compression ratios

    图 20  不同轴压比UHPCFDST柱的整体变形时程曲线

    Figure 20.  Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column under variousaxial compression ratios

    表 1  TNT炸药的主要参数[8]

    Table 1.  Main parameters of TNT explosives[8]

    A/GPaB/GPaR1R2$\omega $ρe/(kg·m−3)D/(m·s−1)p/GPaE/(MJ·kg−1)
    373.83.754.50.90.351 6405730196.93
    下载: 导出CSV

    表 2  空气的主要参数

    Table 2.  Main parameters of air

    C0C1C2C3C4C5C6ρa/(kg·m−3)E0/(J·m−3)V0
    00000.40.401.292.5 × 1051.0
    下载: 导出CSV

    表 3  钢材的主要参数[1012]

    Table 3.  Main parameters of steel[1012]

    Materialρs/(kg·m−3)Es/GPaμY/MPaτ/GPaC/s−1P
    Steel7 8502060.3348.5 2.16 8443.91
    下载: 导出CSV

    表 4  UHPC关键参数

    Table 4.  Key parameters of UHPC

    Materialρ0/(kg·m-3)Fc/MPaFt/MPaμB1WLZ/mmω
    UHPC2 400170180.190.8060.10
    下载: 导出CSV

    表 5  网格划分细节和结果

    Table 5.  Meshing details and results

    Mesh No.Meshing detailsDenting depth/mm
    Along the radialAlong the circumferenceAlong the height
    11 + 8 + 14010066.5
    22 + 15 + 28020072.6
    33 + 15 + 312030073.2
    下载: 导出CSV

    表 6  CFDST凹陷位移试验值[10]与数值模拟值对比

    Table 6.  Comparison of the CFDST depression displacement between experiments[10] and numerical simulations

    Explosive mass/kgCFDST depression displacement/mmError/%
    ExperimentSimulation
    529.328.62.4
    877.772.66.6
    下载: 导出CSV

    表 7  不同工况数值模型参数

    Table 7.  Model parameters in different working conditions

    GroupNo.Di/mmti/mmDo/mmto/mm
    Outer steel pipe thickness change115963254
    215963255
    315963256
    415963257
    Inner steel pipe thickness change515943256
    615953256
    715963256
    815973256
    下载: 导出CSV
  • [1] XU J C, WU C Q, XIANG H B, et al. Behaviour of ultra high performance fibre reinforced concrete columns subjected to blast loading [J]. Engineering Structures, 2016, 118(1): 97–107.
    [2] AOUDE H, BELGHITI M, COOK W D, et al. Response of steel fiber-reinforced concrete beams with and without stirrups [J]. ACI Structural Journal, 2012, 109(3): 359–367.
    [3] 金何伟, 刘中宪, 刘申永, 等. 钢管超高强钢纤维混凝土柱抗爆性能试验研究 [J]. 建筑结构, 2016, 46(4): 45–49.
    JIN H W, LIU Z X, LIU S Y, et al. Experimental study of ultra-high performance fiber reinforced concrete filled steel tube columns under blast loading [J]. Building Structure, 2016, 46(4): 45–49.
    [4] ZHANG F R, WU C Q, ZHAO X L, et al. Experimental and numerical study of blast resistance of square CFDST columns with steel-fibre reinforced concrete [J]. Engineering Structures, 2017, 149: 50–63. doi: 10.1016/j.engstruct.2016.06.022
    [5] 徐慎春, 刘中宪, 吴成清. 方形中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土柱抗爆性能数值模拟与实验验证 [J]. 振动与冲击, 2017, 36(1): 45–54.
    XU S C, LIU Z X, WU C Q. Numerical simulation and test validation for ultra-high performance steel fiber reinforced concrete-tilled double skin steel tube column under blast loading [J]. Journal of Vibration and Shock, 2017, 36(1): 45–54.
    [6] 徐慎春, 刘中宪, 吴成清. 圆形中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土柱抗爆性能野外实验与数值模拟 [J]. 爆炸与冲击, 2017, 37(4): 649–660.
    XU S C, LIU Z X, WU C Q. Field blast test and numerical simulation of ultra-high performance steel fiber reinforced concrete-filled double skin steel tube column under blast loading [J]. Explosion and Shock Waves, 2017, 37(4): 649–660.
    [7] 赵海鸥. LS-DYNA动力分析指南 [M]. 北京: 兵器工业出版社, 2003: 82–86.
    ZHAO H O. LS-DYNA dynamic analysis guide [M]. Beijing: Ordnance Industry Press, 2003: 82–86.
    [8] 于川, 李良忠, 黄毅民. 含铝炸药爆轰产物JWL状态方程研究 [J]. 爆炸与冲击, 1999, 19(3): 274–279.
    YU C, LI L Z, HUANG Y M. Studies on JWL equation of state of detonation product for aluminized explosives [J]. Explosion and Shock Waves, 1999, 19(3): 274–279.
    [9] 李翼祺, 马素贞. 爆炸力学 [M]. 北京: 科学出版社, 1992: 60–67.
    LI Y Q, MA S Z. Explosion mechanics[M]. Beijing: Science Press, 1992: 60–67.
    [10] LI M H, ZONG Z H, HAO H, et al. Experimental and numerical study on the behaviour of CFDST columns subjected to close-in blast loading [J]. Engineering Structures, 2019, 185(1): 203–220.
    [11] WANG R, HAN L H, ZHAO X L, et al. Analytical behavior of concrete filled double steel tubular (CFDST) members under lateral impact [J]. Thin-Walled Structures, 2016, 101(1): 129–140.
    [12] WANG R, HAN L H, HOU C C. Behavior of concrete filled steel tubular (CFST) members under lateral impact: experiment and FEA model [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 80: 188–201. doi: 10.1016/j.jcsr.2012.09.003
    [13] 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. doi: 10.1016/j.ijimpeng.2013.10.003
    [14] ISAACS J, MAGALLANES J, REBENTROST M, et al. Exploratory dynamic material characterizing tests on ultra-high performance fibre reinforced concrete [C]//Proceedings of 8th International Conference on Shock and Impact Loads on Structures. Adelaide, Australia, 2009, 1(4): 337–344.
    [15] JAYASOORIYA R, THAMBIRATNAM D P, PERERA N J. Blast response and safety evaluation of a composite column for use as key element in structural systems [J]. Engineering Structures, 2014, 61: 31–43. doi: 10.1016/j.engstruct.2014.01.007
    [16] WU K C, LI B, TSAI K C. The effects of explosive mass ratio on residual compressive capacity of contact blast damaged composite columns [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2011, 67(4): 602–612. doi: 10.1016/j.jcsr.2010.12.001
    [17] 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(9/10): 847–873.
    [18] MALVAR L J, CRAWFORD J E, MORRILL K B, et al. K&C concrete material model release Ⅲ: automated generation of material model input: TR-99-24 -B1 [R]. K&C Technical Report, 2009: 154–163.
    [19] 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 Performance Procection and Strengthening of Structure under Extreme Loading, 2009: 43–48.
  • [1] 张凤国王裴胡晓棉邵建立周洪强冯其京 . 爆轰加载下锡金属连续层裂损伤机理的数值分析. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2017.03.009
    [2] 姚小虎任会兰林荣张晓晴 . 聚合物泡沫材料动态力学性能及其能量吸收研究. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2012.05.008
    [3] 李健荣吉利 . 近壁面气泡运动特性的数值计算. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2010.03.002
    [4] 冯根柱于博丽李世强刘志芳 . 多层级夹芯结构的变形与能量吸收. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.20180707
    [5] 王少恒杨震琦管公顺庞宝君陈海波 . 空心球/铝合金复合材料动态压缩性能与损伤破碎特性. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2013.03.019
    [6] 董琪韦灼彬唐廷李凌锋刘靖晗 . 港池环境近水面水下爆炸特性及其毁伤效应. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.20180638
    [7] 廖斌斌周建武林渊贾利勇王栋亮花争立郑津洋顾超华 . CFRP层合板低速冲击响应及损伤特性研究. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.20180699
    [8] 王力晓陈启东刘鑫 . 超声动态载荷下混凝土过渡区域的损伤演化. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.20190833
    [9] 周刚黄风雷恽寿榕 . 炸药爆轰合成超细金刚石机理的研究概况. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.1995.02.011
    [10] 王光勇裴晨浩林加剑 . 在顶爆作用下含裂隙锚固洞室的损伤演化及动态响应规律. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.20180561
    [11] 胡湘渝张德良 . 气相爆轰波沿胞格的动力学机理研究. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2001.03.007
    [12] 赵新才李剑肖正飞刘宁文 . 爆轰加载下柱壳膨胀断裂的超高速光电摄影实验研究. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2016.02.001
    [13] 张磊马小敏李如江李鑫吴桂英 . 纤维金属层合板的抗爆性能及失效机理. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.20180567
    [14] 牟金磊朱锡李海涛黄晓明 . 炸药水下爆炸能量输出特性试验研究. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2010.02.002
    [15] 李海涛朱石坚刁爱民何其伟 . 水下爆炸气泡作用下梁中垂损伤及流场变化特性. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2012.05.003
    [16] 管公顺哈跃庞宝君 . 铝球弹丸高速斜撞击铝Whipple防护结构时后板的损伤特性. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2012.01.001
    [17] 李春宏周信达韩伟冯斌朱启华郑万国 . 纳秒激光辐照下石英基单层石墨烯的损伤特性. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2016.05.008
    [18] 李汴生曾庆孝彭志英陈伯暖梁棣华 . 高压处理后大豆分离蛋白溶解性和流变特性的变化及其机理. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.1999.01.004
    [19] 李俊鲁长波安高军熊春华解立峰 . 抑爆高闪点喷气燃料的抑爆特性. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2017.03.016
    [20] 王猛马天宝宁建国 . 炸药混凝土中爆炸能量释放规律的研究. 高压物理学报, doi: 10.11858/gywlxb.2012.05.006
  • 加载中
图(20)表(7)
计量
  • 文章访问数:  52
  • 阅读全文浏览量:  45
  • PDF下载量:  0
出版历程
  • 收稿日期:  2020-04-09
  • 录用日期:  2020-05-26
  • 网络出版日期:  2020-06-25

近爆作用下中空夹层超高性能钢管混凝土柱的抗爆性能

    作者简介:邓旭辉(1975-),男,博士,副教授,主要从事工程结构设计与分析研究. E-mail: dengbh@xtu.edu.cn
    通讯作者: 王达锋, 369909072@qq.com
  • 湘潭大学土木工程与力学学院,湖南 湘潭 411105

摘要: 为研究中空夹层超高性能钢管混凝土(Ultra-high performance concrete-filled double skin steel tubes, UHPCFDST)柱在近爆载荷作用下的抗爆性能,建立了TNT炸药-UHPCFDST柱-空气三维有限元模型,采用ALE多物质流固耦合算法分析了UHPCFDST柱在近爆作用下的损伤机理、能量吸收特性和影响参数,计算结果表明:UHPCFDST柱在近爆作用下的典型破坏模式为钢管的塑性变形和混凝土芯柱的凹陷破坏,且混凝土芯柱的损伤过程可以分为3个阶段;与填充普通混凝土柱相比,UHPCFDST柱具有优异的抗爆性能;在一定范围内,减小截面空心率可以有效提升UHPCFDST柱的抗爆性能;增加内外钢管厚度均可提升UHPCFDST柱的抗爆性能,但增加外层钢管厚度时提升效果更显著;有无轴压对UHPCFDST柱的变形有较大影响,在一定范围内增加轴压比有利于抵抗整体变形,但同时局部变形增大,当轴压比较大时,UHPCFDST柱在近爆载荷和轴向载荷作用下失去承载能力。

English Abstract

  • 近年来,世界范围内的爆炸恐怖事件时有发生,生活中燃油气、化工制品和汽车爆炸事故也屡见不鲜。承重柱作为重要的建筑工程结构,一旦发生破坏,可能导致整个建筑物的连续坍塌。为了减少爆炸事故中的人员伤亡和财产损失,对建筑物中重要构件的抗爆性能提出了更高的要求,迫切需要使用新结构或新材料来提高重要构件的抗爆性能。同时由于大多数爆炸发生在建筑物附近,因此研究结构在近距离爆炸作用下的抗爆性能具有重要的现实意义。

    中空夹层超高性能钢管混凝土(Ultra-high performance concrete-filled double skin steel tubes, UHPCFDST)柱是通过在两个同心放置的钢管之间填充超高性能混凝土而形成的一种新型钢-混凝土组合结构。在该结构中,超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete, UHPC)比传统的普通强度混凝土具有更高的强度和延展性,并且拥有出色的能量吸收和抗裂能力[1]。中空夹层钢管混凝土(Concrete-filled double skin steel tube, CFDST)柱结构能够充分发挥钢管的强度特性,有效地防止钢材屈曲并减少结构损坏,与传统的钢筋混凝土柱相比,在爆炸载荷作用下不会发生混凝土的破裂和剥落破坏。

    国内外专家已对UHPCFDST柱优异的抗爆性能开展研究。Aoude等[2]对由超高性能钢纤维增强混凝土组成的9根方柱进行了爆炸试验,研究中考虑了混凝土类型、纤维体积含量、纤维性能对方柱抗爆性能的影响,结果表明,UHPC的使用能有效减小最大和残余位移,其中纤维体积含量和纤维性能是影响UHPC柱爆炸行为和破坏模式的重要因素。金何伟等[3]对UHPCFDST柱进行了爆炸试验,对比分析了空心及实心方形截面(边长200 mm)和圆形截面(直径200 mm)UHPCFDST柱的动力响应差异,讨论了不同折合距离的影响,试验结果表明,在相同内、外径(边长)条件下,方形截面UHPCFDST柱的抗爆性能优于圆形截面。尽管爆炸试验可以直接检验结构的抗爆性能,但该方法耗费巨大并存在风险,数值模拟提供了一种经济高效的方法,可以充分还原实验现象,获得爆炸载荷下结构的变形过程和损伤机理。Zhang等[4]对用超高性能混凝土填充的CFDST圆柱和方柱(直径或边长为210 mm)在1.5 m爆炸载荷下的动力响应进行了实验与数值模拟研究,结果表明,CFDST柱具有出色的抗爆能力,可用于建筑物的重要结构中,并给出了不同参数对CFDST柱抗爆性能的影响。徐慎春等[5-6]采用实验和数值模拟方法,分别研究了UHPCFDST圆柱和方柱(直径或边长为200 mm)在1.5 m爆炸载荷作用下的动态响应和损伤破坏问题,比较了UHPCFDST柱中空心率、含钢率、内外层钢管厚度及强度等参数对UHPCFDST柱抗爆性能的影响,研究结果表明,数值模拟方法能够有效地分析UHPCFDST柱在爆炸载荷下的动态响应及损伤破坏,减少空心率、提高外层钢管强度、提高含钢率均可显著提高UHPCFDST柱的抗爆性能。

    迄今为止,对UHPCFDST柱在爆炸载荷下的抗爆性能虽有研究,但是取得的结果仍然有限,且大多是针对中部较远距离爆炸载荷作用下小标本柱的抗爆性能研究,对大型UHPCFDST柱在柱底近爆作用下的研究尚未见报道。

    在前述研究的基础上,运用LS-DYNA流固耦合算法,研究大型UHPCFDST圆柱在爆炸距离为200 mm的近爆载荷作用下的抗爆性能,通过数值模拟得出UHPCFDST柱在近爆作用下的损伤机理和能量吸收特性,运用参数化分析方法,分析不同混凝土抗压强度、截面空心率、内外钢管厚度和轴压比对整个结构的影响,以期为UHPCFDST圆柱结构的抗爆性能设计提供一定的理论依据。

    • 流固耦合算法是通过一定的约束方法将结构与流体耦合在一起,实现力学参量的传递,广泛应用于各种爆炸(水下、空中、建筑物和土壤中)、气囊的展开、体积成型、罐内液体晃动等[7]分析中。主要的约束方法有速度约束、加速度约束和罚函数约束。该算法的优点在于进行有限元网格划分时,不需要将耦合面上的流体单元和结构单元一一对应,从而大大减少了计算的工作量。分析中常用的约束方法是速度约束和加速度约束,其计算通常分为3个步骤。

      (1)搜寻包含结构节点的流体单元,将结构单元节点参数(质量、动量、节点力)分配给流体单元节点

      ${m_{\rm{n}}}{(M,F)_{{\rm{f}},i}} = {m_0}{(M,F)_{{\rm{f}},i}} + {h_i}m{(M,F)_{\rm{s}}}$

      (2)计算新的流体节点加速度(速度)

      $a{(v)_{{\rm{f}},i}} = F{(M)_{{\rm{f}},i}}/{m_{{\rm{fn}},i}}$

      (3)约束结构节点的加速度(速度)

      $a{(v)_{\rm{s}}} = \sum\limits_1^i {{h_i}a{{(v)}_{{\rm{f}},i}}} $

      式中:${m_0}$${m_{\rm{n}}}$分别为分配前和分配后流体单元节点质量,$M$$F$分别为动量和节点力,$a$$v$分别为节点的加速度和速度,$h$为单个流体单元中包含的节点数,f和s为流体和实体单元符号,i为节点编号,fn为分配后的节点。

    • 炸药通过材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN结合JWL状态方程描述,状态方程中压力定义为相对体积和内能密度的函数,JWL状态方程表达式为

      $p = A\left(1 - \frac{\omega }{{{R_1}V}}\right){{\rm{e}}^{ - {R_1}V}} + B\left(1 - \frac{\omega }{{{R_2}V}}\right){{\rm{e}}^{ - {R_2}V}} + \frac{{\omega E}}{V}$

      式中:p为爆轰产物的压力,ABR1R2ω为JWL状态方程参数,V为相对体积,${E}$为内能密度。炸药参数参照文献[8],如表1所示,其中:ρe为TNT炸药密度,D为爆速。

      A/GPaB/GPaR1R2$\omega $ρe/(kg·m−3)D/(m·s−1)p/GPaE/(MJ·kg−1)
      373.83.754.50.90.351 6405730196.93

      表 1  TNT炸药的主要参数[8]

      Table 1.  Main parameters of TNT explosives[8]

    • 空气通过*MAT_NULL材料模型结合多线性状态方程*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL来描述

      $p = {{C_0} + {C_1}\mu + {C_2}{\mu ^2} + {C_3}{\mu ^3}} + \left( {{C_4} + {C_5}\mu + {C_6}{\mu ^2}} \right){E_0}$

      $\mu {\rm{ = }}\frac{V_0}{V} - 1$

      式中:C0C1C2C3C4C5C6为计算常数,参数取值如表2所示,其中:ρa为空气密度,E0为初始内能密度,V0为初始相对体积。为了计算方便,把空气视为理想气体[9]

      C0C1C2C3C4C5C6ρa/(kg·m−3)E0/(J·m−3)V0
      00000.40.401.292.5 × 1051.0

      表 2  空气的主要参数

      Table 2.  Main parameters of air

    • 钢管中钢材的材料模型采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIN双线性随动强化本构模型,具体材料参数参考文献[10]。该模型具有基于应变的内置失效准则,可以通过Cowper-Symonds模型来考虑对钢材的应变率影响,表达式为

      ${\frac{{\sigma}_{\rm{d}}}{{\sigma}_{\rm{y}}}} = 1 + {\left( {\frac{{\dot \varepsilon }}{C}} \right)^{{1}/{P}}}$

      式中:${{\sigma}_{\rm{d}}}$为动态应力,${\sigma}_{\rm{y}}$为静态屈服应力,$\dot \varepsilon $为应变率,CP为应变率参数[11-12]。钢材的主要参数如表3所示,其中:ρs为钢的密度,Es为弹性模量,μ为泊松比,Y为屈服强度,τ为切线模量。

      Materialρs/(kg·m−3)Es/GPaμY/MPaτ/GPaC/s−1P
      Steel7 8502060.3348.5 2.16 8443.91

      表 3  钢材的主要参数[1012]

      Table 3.  Main parameters of steel[1012]

    • 混凝土材料模型采用K&C本构模型(*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3),该模型考虑了超高混凝土的应变硬化、软化特性、应变率效应以及高静水压的影响,被广泛应用于混凝土抗爆性能分析中,具有高效率和高准确性等优点。K&C混凝土模型由许多参数定义,研究人员可以直接输入混凝土的单轴抗压强度,LS-DYNA自动获得与该强度匹配的计算参数,但是该模型主要是基于普通强度混凝土开发的,并不完全适用于UHPC。因此需要修改LS-DYNA中的混凝土材料模型来更好地表达UHPC材料的行为,如应变软化行为和应变率效应。利用改进的混凝土模型,可以很好地预测UHPCFDST在不同爆炸载荷作用下的挠曲时间历程,同时可以以合理的精度获得混凝土柱的破坏模式。Zhang等[4]为了扩展K&C模型以适应UHPC材料的性能,进行了大量的实验测试来校核模型参数,给出了170 MPa的UHPC K&C本构模型参数,因此本研究中所用的超高混凝土材料模型采用Zhang等[4]校核过的材料参数,UHPC材料的关键参数如表4所示,其中:ρ0为UHPC材料的密度,Fc为单轴压缩强度,Ft为单轴拉伸强度,μ为泊松比,参数B1控制压缩破坏和软化行为,参数WLZ控制元素的断裂能,参数$\omega $控制体积的扩展。控制损伤函数λ和比例因子η的关系如图1所示,其中NSC(Normal strength concrete)代表普通混凝土。

      图  1  普通强度混凝土和UHPC的$\lambda $$\eta $

      Figure 1.  $\lambda $ and $\eta $ values in normal strength concrete and UHPC

      Materialρ0/(kg·m-3)Fc/MPaFt/MPaμB1WLZ/mmω
      UHPC2 400170180.190.8060.10

      表 4  UHPC关键参数

      Table 4.  Key parameters of UHPC

      为考虑混凝土的应变率效应,Mao等[13]提出了适用于超高性能混凝土的动态增大系数模型,其中动态增强因子($\psi $)在压缩作用下随应变率的变化可以表示为

      ${{\psi}_{\rm{c}}} = \left\{ \begin{aligned} & {\left( {\frac{{\dot \varepsilon }}{{{{\dot \varepsilon }_{\rm{s}}}}}} \right)^{1.026\alpha }}\quad \;\;\, \dot \varepsilon \leqslant {{\dot \varepsilon }_1} \\ & {A_1}\left( {\dot \varepsilon } \right) - {A_2}\quad \dot \varepsilon > \dot \varepsilon_1 \end{aligned} \right.$

      式中:$\dot \varepsilon $为应变率;${\dot \varepsilon_{\rm{s}}} = 3 \times {10^{ - 5}}\;{{\rm{s}}^{ - 1}}$,为准静态应变率;$\alpha = 2/\left( {40 + {f_{\rm{{cs}}}}} \right)$${f_{\rm{{cs}}}}$为静态混凝土抗压强度;${A_1} = - 0.004\;4{f_{\rm{{cs}}}} + 0.986\;6$${A_2} = - 0.012\;8{f_{\rm{{cs}}}} + 2.139\;6$${\dot \varepsilon _1} = 0.002\;{2f_{{\rm{{cs}}}}^2} - 0.198\;9{f_{\rm{{cs}}}} + 46.437\;0$

      在拉伸作用下随应变率的变化表示为

      ${{\psi}_{\rm{t}}} = \left\{ \begin{aligned} & {\left( {\frac{{\dot \varepsilon }}{{{{\dot \varepsilon }_{\rm{s}}}}}} \right)^\delta }\quad \quad \dot \varepsilon \leqslant 30\;{\rm{s}^{ - 1}} \\ & \beta {\left( {\frac{{\dot \varepsilon }}{{{{\dot \varepsilon }_{\rm{s}}}}}} \right)^{1/3}}\quad \dot \varepsilon > 30\;{\rm{s}^{ - 1}} \end{aligned} \right.$

      式中:${\dot \varepsilon _{\rm{s}}} = {10^{ - 6}}\;{\rm{s}^{ - 1}}$$\lg \beta = 7.11\delta - 2.33$$\delta = {f_{\rm{{co}}}}/\left( {10{f_{\rm{{co}}}} + 6{f_{\rm{{cs}}}}} \right)$${f_{\rm{{co}}}} = 10\; {\rm{MPa}}$。根据式(8)计算所得到的动态增大系数与Isaacs等[14]进行UHPC压缩试验测试得到的动态增大系数相近,本研究采用式(8)来表达UHPC在压缩状态下的应变率效应,然而,在拉伸状态下,UHPC应变率效应尚未形成统一结论,在忽略混凝土强度影响的前提下,选用式(9)来表达UHPC在拉伸状态下的应变率效应较为合理。

    • 本计算模型的建模与Li等[10]进行的近爆作用下填充普通混凝土CFDST柱的抗爆实验工况一致,如图2所示。该模型主要由UHPCFDST柱、TNT炸药和周围的空气域(其中为了方便观看,隐藏了空气域)组成,各部分均采用SOLID164六面体单元建模,其中UHPCFDST柱采用LAGRANGE网格描述,炸药和空气采用ALE网格描述,通过定义关键字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID来耦合两者之间的相互作用,UHPC单元与钢管单元采用共节点来模拟混凝土芯与钢管之间的完美黏结[15-16],UHPCFDST柱高2 500 mm,内径Di = 159 mm,外径Do = 325 mm,钢管内外厚度ti = to = 6 mm,横截面几何尺寸和网格划分如图3所示。炸药为长方体,尺寸为250 mm × 200 mm × 100 mm,质量为8 kg,采用中心起爆方式,炸药中心与圆柱外表面的水平距离为200 mm,与地面的垂直距离为500 mm,以此模拟炸药在圆柱下端近距离爆炸。整个计算过程采用g-mm-ms单位制,计算时间为5 ms。计算模型的边界条件为:空气域模型边界定义为无反射边界条件,并打开吸收膨胀波与剪切波选项,UHPCFDST柱设为底部固定,顶端约束水平方向的位移,可以旋转和沿柱的方向位移,地面通过定义关键字*RIGIDWALL_PLANAR来模拟现实中的地面反射,以减小计算误差。

      图  2  整体计算模型

      Figure 2.  Overall calculation model

      图  3  UHPCFDST柱横截面几何尺寸和网格划分

      Figure 3.  Geometry and meshing of UHPCFDST columns

    • 在数值模拟中,计算模型的网格大小是影响计算结果的重要因素,即使在同一个模型中,不同的网格精度得到的结果也会有偏差,表5为3种不同精度的普通混凝土CFDST柱在8 kg炸药近距离爆炸载荷下的局部凹陷位移结果分析,3种不同精度的普通混凝土CFDST柱网格划分细节如图4所示。以第一种网格划分为例,沿截面径向划分为“1 + 8 + 1”,表示内外钢管壁沿径向划分为1等分,混凝土芯的半径划分为8等分。截面周长划分为40等分,柱的高度方向划分为100等分。对比3种不同网格划分得到的结果可知,最粗的网格和最细的网格得到的结果差异为9.1%,而中等网格和最细网格的差异减小到1.2%,结合网格收敛性分析可得,选择中等网格既可保证计算精度,又可提高计算效率。

      图  4  网格划分细节

      Figure 4.  Mesh details

      Mesh No.Meshing detailsDenting depth/mm
      Along the radialAlong the circumferenceAlong the height
      11 + 8 + 14010066.5
      22 + 15 + 28020072.6
      33 + 15 + 312030073.2

      表 5  网格划分细节和结果

      Table 5.  Meshing details and results

    • 为了验证该计算方法的有效性,参照文献[10]中进行的爆炸试验,模拟了核心抗压强度为30 MPa的普通混凝土CFDST柱在不同炸药当量作用下钢管柱的凹陷位移,抗压强度为30 MPa的普通混凝土材料模型根据软件自动生成,模型与工况均与试验一致,试验数据与模拟结果如表6所示。表6中数据表明,数值模拟结果与试验结果的平均误差不超过4.5%。图5显示了试验中实际测量的结果与钢管柱实际凹陷情况与数值模拟结果的对比。由图5可以看出,两者的变形轮廓相近,证明了本研究方法的有效性。基于该模拟方法,将普通混凝土更改为超高钢纤维增强混凝土,探究其在近爆作用下的变形模式、损伤机理和能量吸收特性。

      图  5  不同炸药当量下实验与数值模拟凹陷变形对比

      Figure 5.  Comparison of the sag deformation between experiments and numericalsimulations under different explosive equivalents

      Explosive mass/kgCFDST depression displacement/mmError/%
      ExperimentSimulation
      529.328.62.4
      877.772.66.6

      表 6  CFDST凹陷位移试验值[10]与数值模拟值对比

      Table 6.  Comparison of the CFDST depression displacement between experiments[10] and numerical simulations

    • 本研究以von Misses等效应力判定内外钢管的损伤程度,采用K&C本构模型的损伤缩放系数来评估UHPC单元的损伤程度,其为等效塑性应变的函数[5]

      $\delta {\rm{ = }}2\lambda /\left( {\lambda + {\lambda _{\rm{m}}}} \right)$

      $ \lambda =\left\{ \begin{aligned} &\int_0^{{{\bar \varepsilon }_{\rm{p}}}} {\frac{{{\rm{d}}{{\bar \varepsilon }_{\rm{p}}}}}{{c{{\left[ {1 + p/\left( {{f_{\rm{t}}}c} \right)} \right]}^{{b_1}}}}}\quad p \geqslant 0} \\ &\int_0^{{{\bar \varepsilon }_{\rm{p}}}} {\frac{{{\rm{d}}{{\bar \varepsilon }_{\rm{p}}}}}{{c{{\left[ {1 + p/\left( {{f_{\rm{t}}}c} \right)} \right]}^{{b_2}}}}}\quad p < 0} \end{aligned} \right. $

      式中:$\delta $为损伤缩放系数,$\lambda $为损伤函数,${\bar \varepsilon_{\rm{p}}}$为等效塑性应变,${\rm{d}}{\bar \varepsilon_{\rm{p}}}$为等效塑性应变增量,${f_{\rm{t}}}$为抗拉强度,$c$为应变率强化系数,$p$为静水压力,b1b2为损伤参数,文献[1719]通过与试件真实损伤的对比分析,发现$\delta \geqslant 1.8$为混凝土的损伤范围,因此,本研究只分析$\delta \geqslant 1.8$的情况。

      近爆作用下UHPCFDST柱不同时刻内外钢管的等效应力云图如图6所示。由图6可知:柱内外钢管的应力变化趋势一致;爆炸产生的冲击波在刚接触外钢管时,对应的爆炸中心高度产生了较大应力;随着应力波在柱中的传播,以中心高度位置为中心,柱的上下两端逐渐产生应力,爆炸冲击波作用一段时间后,钢管柱产生较大变形;1.44 ms时,固定端位置产生的应力最大;1.44 ms后,随着钢管柱的弯曲和剪切变形,应力波耗散后,钢管柱整体发生塑性回弹,此时在内外钢管的爆炸中心位置和上端出现较大应力。图6(a)图6(d)中的等效应力最大值均超过钢管的屈服应力,表明在这些位置都发生了屈服且产生了塑性变形。

      图  6  UHPCFDST柱钢管不同时刻的应力云图

      Figure 6.  Stress diagram of the UHPCFDST column steel pipe at different time

      钢管柱在近爆作用下不同时刻超高性能混凝土芯的损伤轮廓如图7所示,为了便于观察,截取不同时刻混凝土芯柱的正面、背面和剖面图。由图7可知,爆炸冲击波造成的混凝土芯损伤主要对应爆炸中心位置的局部凹陷破坏,其轮廓的变化趋势大致可以分为3个阶段:从爆炸初始到0.49 ms,近爆产生的冲击波作用在混凝土芯柱的迎爆面,此时混凝土芯柱迎爆面在爆炸中心高度位置处产生变形凹陷并发生破坏;随后迎爆面的破坏范围逐渐扩大,混凝土芯的损伤沿着爆炸中心高度水平延伸,由柱中心高度迎爆面向背面扩散,随后同时向柱中间汇集;从0.49 ms到1.21 ms,由于三维应力波在圆柱中的传播和反射,圆柱损伤沿着迎爆面垂直向上蔓延,此时混凝土芯柱上端发生塑性变形,芯柱上端迎爆面发生破坏;从1.21 ms到2.50 ms,芯柱的损伤轮廓由迎爆面上端逐渐向背面蔓延,整体来看,下部混凝土比上部混凝土遭受的破坏要严重得多,特别是在爆炸中心高度位置。

      图  7  UHPCFDST柱不同时刻的损伤轮廓

      Figure 7.  Damage profile of the UHPCFDST column at different time

    • 近爆作用下UHPCFDST柱的耗能曲线如图8所示。由图8可知,钢管混凝土柱中混凝土芯吸收的爆炸能量最多,结构整体吸收的能量中有63.6%被混凝土芯吸收,凸显了UHPCFDST柱中混凝土填料的重要性。内、外钢管吸收的能量分别占吸收总能量的9.7%和33.8%,外钢管吸收的能量比内钢管吸收的能量多,这是因为外钢管直接承受爆炸冲击波,导致外钢管严重变形,从而吸收了大量的爆炸能量,虽然钢管壁吸收的只是总能量的一小部分,但是内外钢管的存在可以有效地防止常规RC结构中混凝土的剥落破坏,因此更加有利于能量的充分吸收。近爆作用下UHPCFDST柱各部分的动能时程曲线如图9所示。由图9可知,在结构最初受到爆炸冲击波的时候,UHPCFDST柱各部分结构动能迅速增加,在0.2 ms时结构动能达到峰值,随后急剧下降,结构真正发挥抗爆性能是在动能急剧下降阶段,即0.2 ms后,此阶段内UHPCFDST柱通过钢管的拉伸弯曲变形和混凝土芯的压缩变形将动能转化为塑性能,并且混凝土芯在该阶段发挥了重要作用。

      图  8  UHPCFDST柱的塑性变形能时程曲线

      Figure 8.  Plastic deformation energy-time history curves of the UHPCFDST column

      图  9  UHPCFDST柱的动能时程曲线

      Figure 9.  Kinetic energy-time history curves of the UHPCFDST column

    • 为探究UHPCFDST柱中参数对其近爆作用下动态响应的影响,取两个特征点作为衡量UHPCFDST柱在爆炸作用下的动态响应,以柱上迎爆面距中1 250 mm处的横向位移作为柱的整体变形,以柱上迎爆面炸药中心高度处的横向位移作为柱的局部变形,运用参数化分析的方法研究不同参数对其动态响应的影响,选取参数分别为填充混凝土强度、截面空心率、内外钢管厚度和轴压比。

    • 为研究填充混凝土抗压强度对UHPCFDST柱在爆炸载荷下变形的影响,保持其他条件不变,分别取混凝土抗压强度标准值为30、45、60、170 MPa时的计算结果进行对比分析,填充不同抗压强度混凝土的CFDST柱在相同爆炸载荷下的局部和整体变形水平位移时程曲线分别如图10图11所示,局部残余变形和整体峰值位移随混凝土抗压强度变化曲线如图12所示。由图10图11和图12可知,填充超高性能混凝土与填充普通混凝土柱的变形位移曲线有较大差异,这是因为两种材料在近爆下的应变率效应相差较大,导致结构的变形表现出差异性。当混凝土强度由30 MPa增加到60 MPa时,柱中局部残余变形仅降低6.9%,整体峰值位移仅降低3.4%,说明仅使用普通强度混凝土时,其抗压强度对结构在爆炸载荷下的变形影响不大。但是当采用抗压强度为170 MPa的UHPC时,相比于抗压强度为30 MPa的普通混凝土,其局部残余变形降低59.8%,而整体峰值位移减少23.1%,显著降低了结构在爆炸载荷下的变形。这是由于普通混凝土的抗拉强度不高,极限拉伸应变较小,在爆炸冲击下容易发生断裂失去部分承载能力,钢管壁承载了主要的弯曲变形,但UHPC的延展性好,抗裂能力强,在爆炸冲击下能够充分发挥其良好的抗压强度,因此填充UHPC柱的局部残余变形和整体峰值位移都远小于普通混凝土柱。

      图  10  不同混凝土强度CFDST柱的局部变形时程曲线

      Figure 10.  Local deformation-time history curves of the CFDST column with different concrete strength

      图  11  不同混凝土强度CFDST柱的整体变形时程曲线

      Figure 11.  Overall deformation-time history curves of the CFDST column with different concrete strength

      图  12  混凝土强度对CFDST柱变形的影响

      Figure 12.  Effect of concrete strength on deformation of the CFDST columns

    • 根据规范,截面空心率定义为构件截面中空部分的面积与实体部分和中空部分面积之和的比值。为了研究UHPCFDST柱的截面空心率对圆柱在爆炸载荷下变形的影响,取5种不同截面空心率的模型进行计算,钢管外径为325 mm,壁厚为6 mm保持不变,内径分别取0、80、120、159和200 mm,对应的截面空心率分别为0%、6%、14%、24%和38%,不同截面空心率下UHPCFDST柱在相同爆炸载荷作用下的局部位移时程曲线如图13所示。由图13可知,随着截面空心率不断减小,圆柱的局部残余变形也在减小,这是因为当空心率较小时,圆柱的截面抗弯刚度增大,一定程度上提高了圆柱的抗爆性能。当截面空心率为38%时,圆柱的局部残余变形和整体峰值位移最大。当空心率由38%减小至24%时,局部变形和整体变形均显著减小,且相比于空心率由24%减小至6%时位移减小更为明显,说明当空心率在24%~38%范围内时,减小空心率能显著提升圆柱的抗爆性能。不同截面空心率下UHPCFDST柱在相同爆炸载荷作用下的整体位移时程曲线如图14所示。由图14可知,随着截面空心率逐渐减小,整体位移峰值未出现单调递减,同时结合图15可知,截面空心率为24%时,整体的峰值位移较小。这是因为空心率在6%~24%范围内时,虽然增大空心率会减小圆柱中UHPC的面积,却增加了圆柱中内层钢管的面积,而内层钢管面积的增加对截面刚度的加强作用要大于UHPC面积的减小对于截面刚度的削弱作用。值得注意的是,截面空心率为零的实心柱在近爆下发生的局部变形和整体变形都是最小的,抵抗变形能力突出,但是由于中间没有空心存在导致自重增加,因此在实际工程应用中需平衡两者的关系。

      图  13  不同截面空心率UHPCFDST柱局部变形时程曲线

      Figure 13.  Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column with different hollow ratios

      图  14  不同截面空心率UHPCFDST柱整体变形时程曲线

      Figure 14.  Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with different hollow ratios

      图  15  截面空心率对UHPCFDST柱变形的影响

      Figure 15.  Influence of cross-section hollow ratios on the UHPCFDST column deformation

    • 为研究内外钢管厚度变化对圆柱变形的影响,在保证其他条件一致的情况下,建立了8种不同工况的模型进行对比分析,数值模型的具体参数如表7所示。表7中工况1~工况4保持内钢管厚度不变,研究外钢管厚度变化对UHPCFDST柱在近爆下变形的影响,工况5~工况8则刚好相反。

      GroupNo.Di/mmti/mmDo/mmto/mm
      Outer steel pipe thickness change115963254
      215963255
      315963256
      415963257
      Inner steel pipe thickness change515943256
      615953256
      715963256
      815973256

      表 7  不同工况数值模型参数

      Table 7.  Model parameters in different working conditions

      工况1~工况4下圆柱局部残余位移和整体峰值位移时程曲线分别如图16图17所示。由图16图17可知,在内钢管厚度不变时,增加外钢管厚度能减少圆柱变形,这是因为钢管厚度的增加能明显增大圆柱的刚度,使其抗弯能力增强。其中外钢管厚度为4 mm时变形最大,当厚度增加到7 mm时,圆柱的残余变形减少26.8%,整体峰值位移减小35.7%,钢管厚度变化对整体变形的影响更大,这也说明UHPCFDST柱中钢管的存在不仅能够约束混凝土,而且在抵抗结构整体变形方面起到重要作用。工况5~工况8中内钢管厚度变化也能得出相同的结论。工况1~工况8下残余位移和峰值位移随钢管厚度变化曲线如图18所示。由图18可知,外钢管厚度变化影响曲线的下降斜率较内钢管厚度变化影响曲线更大,说明外钢管厚度增加导致圆柱残余变形和整体峰值位移的减小比内钢管厚度变化导致的结果更显著,所以在实际应用中,可以优先考虑通过增加UHPCFDST柱外钢管的厚度来达到快速提升结构抗爆性能的目的。

      图  16  外钢管厚度变化时UHPCFDST柱的局部变形时程曲线

      Figure 16.  Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

      图  17  外钢管厚度变化时UHPCFDST柱的整体变形时程曲线

      Figure 17.  Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

      图  18  内外钢管厚度变化对UHPCFDST柱变形的影响

      Figure 18.  Influence of the thickness of inner and outer steel pipes on the UHPCFDST column deformation

    • 在实际结构中,UHPCFDST柱一般都承受较大的轴向力,因此有必要研究轴压比的大小对UHPCFDST柱在近爆作用下动态响应的影响,本节对比分析了轴压比分别为0、0.2、0.4和0.8时UHPCFDST柱的变形时程曲线,其局部变形位移时程曲线如图19所示。由图19可知:随着轴压比不断增大,UHPCFDST柱在近爆下的局部变形也不断增大;轴压比由零增大到0.2时,局部残余变形增大了50.6%,说明有无轴压对UHPCFDST柱的变形有较大影响;当轴压比增大到0.8时,钢管柱在爆炸载荷和轴向压力的共同作用下产生大变形,失去承载能力,这是因为在较大轴压比情况下,钢管柱随着局部凹陷的增大发生偏心破坏,导致变形急剧增大。不同轴压比情况下UHPCFDST柱整体变形位移时程曲线如图20所示。由图20可知,轴压比在0~0.4范围内时,随着轴压比的增大,圆柱整体变形逐渐减小,这是因为轴向载荷加强了圆柱整体抵抗弯曲变形的能力,同样在轴压比为0.8时,由于局部的偏心破坏导致整体的变形也不断增大。

      图  19  不同轴压比UHPCFDST柱的局部变形时程曲线

      Figure 19.  Local deformation-time history curves of the UHPCFDST column under various axial compression ratios

      图  20  不同轴压比UHPCFDST柱的整体变形时程曲线

      Figure 20.  Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column under variousaxial compression ratios

    • 采用LS-DYNA显式动力非线性有限元分析软件,基于流固耦合方法,建立了UHPCFDST柱在空气中受近爆作用下的耦合模型,分析了UHPCFDST柱在近爆作用下的损伤机理和能量吸收特性,并考虑了填充混凝土抗压强度、截面空心率、内外钢管厚度和轴压比对UHPCFDST柱抗爆性能的影响,得出如下结论。

      (1)UHPCFDST柱在下端近爆作用下的典型破坏模式为钢管的塑性变形和混凝土芯柱的局部凹陷破坏。混凝土芯柱在近爆作用下的损伤过程可以分为3个阶段:损伤范围首先由芯柱迎爆面爆炸中心高度位置逐渐向背面蔓延,不断增大直至整个芯柱下端;随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扩散。

      (2)UHPCFDST柱中混凝土芯柱通过严重的凹陷破坏耗散了大量的爆炸能量,钢管的存在能防止混凝土的剥落,充分发挥混凝土的能量吸收能力。

      (3)在相同条件下,提高填充混凝土的抗压强度能提高UHPCFDST柱在近爆作用下的抗爆性能,但是与普通强度混凝土相比,填充UHPC提升的效果非常显著。UHPCFDST柱的截面空心率在24%~38%范围内时,减小截面空心率能显著降低结构的变形,提高UHPCFDST柱在近爆作用下的抗爆性能;当空心率为24%时,UHPCFDST柱的变形最小。增加UHPCFDST柱的内外钢管厚度均能减小UHPCFDST柱在近爆作用下的变形,但是增加外钢管厚度造成圆柱变形减小的效果比增加内钢管厚度产生的效果更显著。有无轴压比对UHPCFDST柱的变形有较大的影响;随着轴压比在一定范围内的增大,钢管柱的局部变形增大,但是整体变形减小;当轴压比较大时,钢管柱发生偏心破坏失去承载能力。

参考文献 (19)

目录

    /

    返回文章
    返回