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

徐慎春， 刘中宪, 吴成清

(1.天津大学 建工学院，天津 300372; 2.天津城建大学 天津市土木建筑结构防护与加固重点实验室，天津 300384;3.天津城建大学与悉尼科技大学防灾减灾联合研究中心，天津 300384)

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

徐慎春1， 刘中宪2,3, 吴成清2,3

(1.天津大学 建工学院，天津 300372; 2.天津城建大学 天津市土木建筑结构防护与加固重点实验室，天津 300384;3.天津城建大学与悉尼科技大学防灾减灾联合研究中心，天津 300384)

建立了爆炸荷载作用下方形中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete Filled Double Skin Steel Tube, UHPSFRCFDST)柱动态响应及其损伤破坏三维有限元数值模型。首先通过模拟结果与爆炸破坏试验结果的对比分析，验证了数值模型和计算方法的有效性。进而运用参数化分析方法，研究了空心率、含钢率、内、外层钢管厚度及其强度等关键参数对UHPSFRCFDST柱抗爆性能的影响。研究结果表明，UHPSFRCFDST柱具有优越的抗爆性能，所建立的三维有限元模型能够有效地分析UHPSFRCFDST柱在爆炸荷载作用下的动态响应及其损伤破坏；在一定范围内减小空心率及提高外层钢管强度可有效提升UHPSFRCFDST柱抗爆性能; 提高含钢率、减小内、外层钢管高厚比均能够显著提升UHPSFRCDST柱抗爆性能；内层钢管强度对UHPSFRCFDST柱的抗爆性能影响并不明显。

中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土柱；爆炸荷载；动态响应；破坏模式；有限元模型

实心钢管混凝土通常被用作轴心受压或荷载偏心较小的压弯构件当中[1-3]，当长细比或荷载偏心较大时，构件抗弯刚度在很大程度上决定了其承载力，而靠近截面形心轴的混凝土仅提供了小部分的抗弯刚度，却增大大加了构件自重，中空夹层钢管混凝(Concrete-filled Double Skin Steel Tube, CFDST)土可显著改善上述缺陷。因此，该结构形式在大长细比或大偏心率构件的应用方面具有潜在优势[4]。

然而，近些年来，一方面世界范围内爆炸恐怖袭击事件频繁发生。另一方面，随着我国经济的发展，人们对化工产品的需求不断增加，加之人们在生产、生活中的疏忽等意外因素，造成了诸如化工品泄露爆炸、粉尘爆炸和燃油泄露爆炸等意外爆炸事件也时有发生。鉴于CFDST柱通常被用作桥墩、海洋平台支架柱、建筑中大直径柱或其他高耸结构柱等大长细比或大偏心率构件中，一旦其遭受爆炸荷载发生破坏，将会导致极为严重的生命、财产损失。因此，提高CFDST构件的抗爆性能便成为了一个值得研究的课题。

中空夹层超高性能钢纤维混凝土(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete-filled Double Skin Steel Tubes, UHPSFRCFDST)是在两个同心放置的钢管之间灌注超高性能钢纤维混凝土而形成的新型钢管混凝土组合结构形式。研究表明，超高性能钢纤维混凝土(Ultra-High Performance Steel Fiber Reinforced Concrete，UHPSFRC)具有高强度、高韧性、高耐久性等卓越的力学性能，因而能够更加有效地抵抗爆炸、冲击等高应变率荷载[5-6]。已有少量研究表明超高性能钢纤维混凝土结构的抗爆性能远远优于普通混凝土结构[7]。因此，可以预见，较之于传统中空夹层钢管混凝土结构，中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土结构的抗爆性能会有较大提升。

国内外已有针对普通钢管混凝土及复式空心钢管混凝土抗爆性能的研究。例如，国内，孙珊珊等[8]通过理论分析、试验研究与数值模拟相结合的方法对爆炸荷载作用下钢管混凝土柱动态响应、破坏机理等进行了研究；崔莹等[9]对复式空心钢管混凝土在爆炸荷载作用下的动态响应及其损伤破坏机理进行了试验研究及数值模拟；李国强等通过12个钢管混凝土柱试件的现场爆炸试验，研究了冲击压力波在柱表面的分布形式以及相关关键参数对柱动态响应的影响。国外，ZHANG等[11]结合现场爆炸试验以及数值模拟技术研究了钢管混凝土在爆炸荷载作用下的动态响应及其耗能机理；Jama等[12]采用数值模拟方法研究了方钢管混凝土梁在横向爆炸荷载作用下的动态响应。综上所述，现有报道鲜有提及钢管超高性能混凝土柱抗爆性能的研究，而针对中空夹层钢管超高性能混凝土柱抗爆性能的研究更是未见报道。

本文针对UHPSFRCFDST柱的抗爆性能开展研究，运用显式有限元分析软件LS-DYNA建立了爆炸荷载作用下UPHSFRCFDST柱动态响应及其损伤破坏的三维有限元模型，通过模拟结果与野外爆炸破坏试验数据对比验证了模型和分析方法的有效性。进而研究了空心率、含钢率、内、外层钢管厚度及钢管强度等关键参数对UPHSFRCFDST柱抗爆性能的影响，以期能够为UPHSFRCFDST结构的抗爆设计提供一定的理论依据。

1 数值模拟方法

通过显式有限元软件LS-DYNA建立了3D有限元模型，进而运用此模型对UHPSFRCFDST柱爆炸荷载作用下动态响应及损伤破坏进行了数值模拟和实验验证。

1.1 有限元模型

建立的3D有限元模型如图1所示。通过网格收敛性分析确定网格尺寸为5 mm。试件两端为简支边界，支撑与试件之间采用自动单面接触算法。钢管与超高性能混凝土单元在接触面上节点固结，不考虑两者之间的粘结滑移。爆炸荷载采用LS-DYNA内置的ConWep程序施加[13-14]。

1.2 材料本构模型

内、外层钢管均采用随动强化本构模型[13-14]，此模型能够高效、准确地模拟钢筋、钢管等力学性能，且已被大量研究验证[15-16]。随动强化模型假设在塑性变形过程中，屈服面的大小和形状不变，仅在塑性应变方向上平动，亦考虑了包辛格效应[17]和应变率效应，其中应变率效应采用Cowper-Symonds模型，如下式：

(1)

UHPSFRC采用K&C本构模型，此模型考虑了混凝土应变硬化、软化特性、应变率效应以及高静水压的影响，已被广泛应用于混凝土结构抗爆分析[18-20]。其中，师燕超采用此模型对某典型钢筋混凝土柱爆炸荷载作用下的动态响应及损伤破坏模式进行了研究，MAO等则运用此模型对某超高性能钢纤维混凝土板在爆炸荷载作用下的动态响应及损伤破坏进行了数值模拟，并给出了适应于抗压强度为170 MPa 的UHPSFRC K&C本构模型参数。

在有限元软件LS-DYNA中，仅输入混凝土单轴抗压强度，程序便可自动计算适应于此强度的本构参数。然而，这些参数是以大量普通混凝土材料性能试验为依据生成的，并不完全适用于UHPSFRC[21]。因此，为真实反应UHPSFRC宏观力学性能，本文在MAO所提供的K&C本构模型参数的基础上，对UHPSFRC单轴抗压性能进行了数值模拟，通过与试验数据的对比分析对合理地调整了文献[20]的参数。图2比较了试验和数值模拟所获取的单轴抗压应力应变曲线，从中可以看出二者吻合较好。最终所采用的K&C本构模型关键参数列于表1。

图2 UHSFRC单轴抗压应力应变曲线Fig.2 Uniaxial compressive stress-strain curve

关键参数数值a0y3.3480E+007a1y6.250E-001a2y1.717E-009a0m4.4340E+007a1m4.463E-001a2m5.387E-010a1r4.417E-001a2r7.887E-010b2-2

现有研究表明，混凝土的应变率效应随其单轴抗压强度的不同而不同。NGO[22]提出了适用于单轴抗压强度为32～160 MPa的混凝土的动态增大系数模型，如下式:

(2)

然而，拉伸状态下UHPSFRC的应变率效应仍在研究当中，尚未形成统一结论。因此在考虑UHSFRC拉伸动态应变率效应时忽略了混凝土强度的影响，仍然选用CEB模型[24],如下式:

(3)

2 数值模型实验验证

采用UHPSFRCFDST柱的野外爆炸破坏试验，验证本文所建立的3D有限元模型的有效性。试件长2 500 mm，截面外径200 mm，内径100 mm，内、外层钢管均为5 mm厚Q235无缝钢管，截面如图3(a)所示，图3(b)给出了柱结构示意图。

本试验在中国人民解放军理工大学某靶场内进行，试验设置如图3(c),3(d)及图4所示。为放置试件及试验设备，挖掘一个3 m×0.4 m×1.5 m的试验坑洞，并使用20 mm厚的钢板覆盖试验坑洞表面以保护试验器材。爆源为48 kg 圆形TNT炸药，其与试件迎爆面距离1.5 m，试件两端为简支边界。为记录试件竖向位移动态响应，在试件背爆面放置3个位移传感器(LVDTs)，间距为380 mm(从柱端到柱中编号分别为LT1～LT3)，表2给出了位移传感器具体参数。同时，在与UHPSFRCFDST柱相邻的支撑钢架上固定安装美国PCB公司M113A32型爆炸压力传感器以精确测量反射超压Pr(t)，具体参数列于表2,3。

图3 爆炸破坏试验设置Fig.3 Diagram of blast test

下节会对爆炸破坏试验数据与数值模拟结果进行对比分析，以验证3D有限元模型的有效性，故此处不再赘述试验结果。

图4 爆炸破坏试验示意图Fig.4 Diagram of blast test

型号MEERKTC通用型行程/mm125机械行程/mm行程+7mm线性精度/%FS0.08%电阻/kΩ5解析度Infinite无断解析重复性精度/mm0.01使用温度范围/℃-60～+150

表3 爆炸压力传感器参数

2.1 反射超压验证

为准确分析方形中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土柱在爆炸荷载作用下的动态响应及其损伤破坏，对ConWep程序计算的爆炸荷载进行了验证，以调整相关爆炸参数，从而确保在数值模拟过程中对试件施加可靠的爆炸荷载。经多次试算后，调整模拟炸药当量为54 kg。

爆炸波反射超压时程曲线如图5所示，图5展示了爆炸波超压ConWep程序计算值、文献[25]计算值以及实测值。由图可以看出，ConWep程序计算的反射超压峰值为51.7 MPa，正压持时为1.0 ms，文献[25]计算值分别为49.6 MPa和0.88 ms，而实测值分别为46.4 MPa和0.89 ms，各峰值超压计算值与实测值误差很小，分别为11.4%和6.9%。因此，可以说明，本次数值模拟所施加的爆炸荷载是合理有效的。

此外，尽管理论上而言，文献[25]和ConWep程序对于爆炸冲击波相关参数的计算值应该相同，但本文在根据文献[25]计算爆炸冲击波相关参数时，在相关图表中采用了人工取值方法，造成了其与ConWep程序计算值存在微小的误差。而鉴于文献[25]计算值主要用于验证本文所施加荷载的有效性，因此本文忽略了这一微小误差。

图5 爆炸波压力时程曲线Fig.5 Time history of blast overpressure

2.2 动态响应验证

试验中位移计L3未能获得试件跨中竖向位移时程曲线，但L2依然有效测得了距跨中380 mm处测点竖向位移时程曲线，故本文主要通过对比此点竖向位移时程曲线验证3D模型的有效性。L2测点竖向位移时程曲线绘于图6，图中标明了实测曲线及模拟曲线。各曲线关键参数列于表4。由图及表可以看出，数值模拟曲线与实测曲线吻合很好，验证了所建立3D有限元模型的有效性。

图6 试件柱中竖向位移时程曲线Fig.6 Time history of vertical displacement

实测值模拟值误差/%峰值位移/mm32.731.24.6残余位移/mm14.014.10.7

2.3 破坏模式验证

本文以Von Misses等效应力判定钢管损伤程度，采用K&C本构模型的损伤缩放系数δ评估UHPSFRC单元损伤程度，其为等效塑性应变的函数，如式(4)、(5)所示。

δ=2λ/(λ+λm)

(4)

(5)

图7展示了不同时刻外层钢管Von Misses等效应力云图。由图7可以看出，各时刻外层钢管的Von Misses等效应力最大值均超过了Q253钢材的屈服应力，表明外层钢管发生了屈服，产生了塑性应变。

图7 不同时刻试件外层钢管 Von Misses应力云图Fig.7 Von Misses stress of outer steel tube at different times

试件外层钢管及内部UHPSFRC损伤破坏如图8所示。由图可以看出，无论是模拟结果还是试验结果，外层钢管均未出现鼓包屈曲现象，二者在一定程度上较为吻合。尽管应变数据能更好的说明二者的一致性，然而需要注意的是由于试验中所采用的炸药当量较大，爆源距离较近，产生了很大的爆炸冲击波，冲击波进入空隙后切断了数据采集电缆，导致未能有效测得外层钢管应变数据。因此，未采用应变片数据对外层钢管的损伤破坏进行对比分析。内部UHPSFRC在宏观裂缝开展范围和发展程度方面与试验结果能很好地吻合。

图8 试件外层钢管及内部UHPSFRC最终形态Fig.8 Outer steel tube and inner UHPSFRC failure modes

3 参数化分析

上节已对所建立的3D有限元模型进行了验证，结果充分表明了此模型能够有效地模拟爆炸荷载作用下UHPSFRCFDST柱动态响应及损伤破坏，动态响应主要以距柱中380 mm处竖向位移为指标，损伤破坏主要以填充UHPSFRC损伤缩放系数δ为指标。本节将运用参数化分析方法研究不同参数对UHPSFRCFDST柱动态响应及损伤破坏的影响，主要分析参数为空心率、含钢率、内、外层钢管高厚比及其强度等。

3.1 空心率的影响

参照相关规范，定义空心率(Ψ)为构件截面中空心部分的面积与混凝土加空心部分总面积之比。在保持其他条件(内、外层钢管强度及厚度、轴压比等)不变的情况下，通过改变试件截面空心部分面积，分析空心率对UHPSFRCFDST柱动态响应及损伤破坏的影响。

图9给出了空心部分面积分别为2 00 mm2、10 000 mm2、22 500 mm2(空心率分比为6.25%、25%、56.25%)时UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷载作用下距柱中380 mm处位移时程曲线图。由图可以看出，Ψ=56.25%时，试件峰值位移及残余位移最大；当Ψ=25%时，试件峰值位移和残余位移虽然比Ψ=56.25%小，但比Ψ=6.25%时要大，差异却并不明显。这说明，在Ψ<25%范围内减小空心率并不一定能够提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，而在25%<Ψ<56.25%范围内减小空心率却能够显著提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能。主要是因为，在Ψ<25%范围内，虽然Ψ的减小增大了试件中UHPSFRC面积，却减小了内层钢管的面积，而内层钢管面积的减小对于试件截面刚度的削弱作用强于UHPSFRC面积增大对于试件截面刚度的增大作用，而在25%<Ψ<56.25%范围内却恰恰相反。

图9 不同空心率试件距柱中380 mm位移时程曲线Fig.9 Displacement time history of specimens with different hollow ratios

图10给出了不同空心率试件内UHPSFRC在相同爆炸荷载作用下的最终破坏形态。由图可以看出UHPSFRC损伤随着空心率的增大而趋于严重，Ψ=6.25%与Ψ=25% UHPSFRC损伤破坏差异并不明显，而当Ψ=56.25%时，试件形成贯通裂缝，损伤破坏最为严重。由此可以说明，在Ψ<25%范围内减小空心率并不一定能够降低试件的损伤破坏，而在25%<Ψ<56.25%范围内减小空心率却能够显著降低试件的损伤破坏。

图10 不同空心率试件内UHPSFRC损伤δ云图Fig.10 δ contour of specimens with different hollow ratios

3.2 含钢率的影响

参照相关规范，定义含钢率(αsc)为构件截面中钢管的面积与混凝土的面积之比。在保持其他条件(内、外层钢管强度、空心率、轴压比等)不变的情况下，通过改变试件截面钢管面积，分析含钢率对UHPSFRCFDST柱动态响应及损伤破坏的影响。

图11给出了钢管面积分别为3 552 m2、6 000 mm2、8 512 m2(含钢率分比为14.3%、25%、36.8%)时UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷载作用下距柱中380 mm处竖向位移时程曲线图。由图可看出，UHPSFRCFDST柱的峰值位移及残余位移均随着含钢率的增大而减小，说明含钢率对爆炸荷载作用下UHPSFRCFDST柱的动态响应有着显著影响，随着含钢率的增大，其抗爆性能得到了有效提升。

图11 不同含钢率试件柱中位移时程曲线Fig.11 Displacement time history of specimens with different steel ratios

图12给出了不同含钢率率试件内UHPSFRC在相同爆炸荷载作用下的最终破坏形态。由图可以看出，随着含钢率的增大，无论是UHPSFRC的损伤范围还是其损伤程度均均有减小的趋势。可以说明，提高试件的含钢率能够有效降低其损伤破坏，提升其抗爆性能。

图12 不同含钢率试件内UHPSFRC损伤δ云图Fig.12 δ contour of specimens with different steel ratios

3.3 内、外层钢管高厚比的影响

参照相关规范，定义高厚比为钢管外径与钢管厚度的比值。即内层钢管高厚比(H/ti)为内层钢管高度(H)与厚度(ti)的比值，外层钢管高厚比(H/to)为外层钢管高度(H)与外层钢管厚度(to)的比值。通过分别改变内、外层钢管的厚度(ti、to)及强度(fi、fo)，研究其对爆炸荷载作用下UHPSFRCFDST柱动态响应及损伤破坏的影响。

图13给出了内层钢管高厚比分比为 17.1、11、8.1(内层钢管厚度分别为3 mm、5 mm、7 mm)时UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷载作用下距柱中380 mm处竖向位移时程曲线图。由图可以看出，试件峰值位移及残余位移均随内层钢管高厚比的减小而减小，这说明减小内层钢管高厚比有助于提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，主要是因为内层钢管高厚比的减小意味着其厚度的增大，进而提高了试件整体抗弯刚度，最终提升了试件的抗爆性能。

图13 不同内层钢管高厚比试件位移时程曲线Fig.13 Displacement time history of specimens with different thickness of inner steel tube

图14给出了不同内层钢管高厚比试件内UHPSFRC在相同爆炸荷载作用下的最终破坏形态。由图可以看出，随着内层钢管高厚比的减小，填充UHPSFRC在损伤范围上有所扩大，但在损伤程度上明显减小，说明减小内层钢管高厚比后，试件损伤分布趋于均匀，体现了试件抗爆耗能能力的提升。

图14 不同内层钢管高厚比试件内UHPSFRC损伤δ云图Fig.14 δ contour of specimens with different thickness of inner steel tube

图15给出了外层钢管高厚比分比为33.3、20、14.3(外层钢管厚度分别为3 mm、5 mm、7 mm)时UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷载作用下距柱中380 mm处竖向位移时程曲线图。由图可以看出，试件峰值位移及残余位移均随外层高厚比的减小而减小，这说明减小外层钢管高厚比有助于提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，主要是因为外层钢管高厚比的减小意味着其厚度的增大，进而提高了试件整体抗弯刚度，最终提升了试件的抗爆性能。

图15 不同外层钢管高厚比试件柱中位移时程曲线Fig.15 Displacement time history of specimens with different thickness of outer steel tube

图16给出了不同外层钢管高厚比试件内UHPSFRC在相同爆炸荷载作用下的最终破坏形态。由图可以看出，随着外层钢管高厚比的减小，试件内UHPSFRC损伤沿柱纵向扩展更为均匀，截面高度方向损伤程度减弱。可以说明，减小UHPSFRCFDST外层钢管高厚比能够有效降低试件的损伤破坏，提升试件整体抗爆性能。

图16 不同外层钢管高厚比试件内UHPSFRC损伤δ云图Fig.16 δ contour of specimens with different thickness of outer steel tube

3.4 内、外层钢管强度的影响

图17给出了内层钢管钢材分别为Q235、Q345、Q390时UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷载作用下距柱中380 mm处竖向位移时程曲线图。由图可以看出，无论是峰值位移还是残余位移，内层钢管强度的影响并不显著。可以说明，内层钢管强度对UHPSFRCFDST柱抗爆性能影响并不明显。

图17 不同强度内层钢管试件柱中位移时程曲线Fig.17 Displacement time history of specimens with different strength of inner steel tubes

图18给出了不同强度内层钢管试件UHPSFRC在相同爆炸荷载作用下的最终破坏形态。由图可以看出，各试件UHPSFRC损伤范围及程度相差不大，说明内层钢管强度对UHPSFRCFDST柱的损伤破坏影响并不显著。

图18 不同强度内层钢管试件UHPSFRC损伤δ云图Fig.18 δ contour of specimens with different strength of inner steel tube

图19给出了外层钢管钢材分别为Q235、Q345、Q390时UHPSFRCFDST柱在相同爆炸荷载作用下距柱中380 mm处竖向位移时程曲线图。由图可以看出，当外层钢管强度分别为Q235和Q345时，试件的峰值位移和残余位移相差不大，而当外层钢管强度为Q390时，试件的峰值位移和残余位移显著减小，说明在强度小于Q345范围内提升外层钢管的强度并不能提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，而将外层钢管强度提升到Q390以上却能够显著提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能。

图19 不同强度外层钢管试件柱中位移时程曲线Fig.19 Displacement time history of specimens with different strength of outer steel tube

图20给出了不同强度外层钢管试件UHPSFRC在相同爆炸荷载作用下的最终破坏形态。由图可以看出随着外层钢管强度的增大，UHPSFRC损伤范围沿柱纵向变大，而沿柱横向减小，虽然差异并不显著，但也足以说明提高外层钢管强度能够使得内部UHPSFRC裂缝开展更为均匀，进而提升了试件整体的抗爆耗能性能。

图20 不同强度外层钢管试件UHPSFRC损伤δ云图Fig.20 δ contour of specimens with different strength of outer steel tube

4 结 论

(1) 本文中试验测得的爆炸波反射超压与 ConWep 模拟值及文献[25]计算值吻合很好。当折合距离为 0.37 m/kg1/3时，爆炸波反射超压峰值及持时的实测值、ConWep 模拟值及文献[25]计算值分别为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有限元数值分析模型能够有效的分析UHPSFRCFDST 柱在爆炸荷载作用下的动态响应。柱中最大位移与残余位移实测值与模拟值误差在5%以内。基于Von Misses应力及损伤缩放系数δ的损伤评估能够较好地估计UHPSFRCFDST柱的损伤破坏。

(3) 简支条件下，当空心率Ψ<25%时，减小空心率并不一定能够提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能；当25%<Ψ<56.25%时，减小空心率却能够显著减小UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移，降低其损伤破坏，有效提升其抗爆性能；提高含钢率亦能够显著减小UHPSFRCDST柱的峰值位移及残余位移，有效降低其损伤破坏，提升其抗爆性能。

(4) 简支条件下，减小内、外层钢管高厚比均能够显著减小UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移，同时使得试件损伤破坏开展地更为均匀，有效提升其抗爆性能。

(5) 简支条件下，内层钢管强度对UHPSFRCFDST柱的峰值位移、残余位移及其损伤破坏影响并不显著，故而其对UHPSFRCDST柱抗爆性能的影响并不明显；在强度小于Q345范围内提升外层钢管的强度并不能显著减小UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移，但却能够使得试件损伤破坏开展地更为均匀；将外层钢管强度提升到Q390后，UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移明显减小，其损伤破坏区分布更为均匀， UHPSFRCFDST柱的抗爆性能得到了有效提升。

[ 1 ] 钟善桐. 钢管混凝土结构[M]. 北京：清华大学出版社，2003.

[ 2 ] 蔡绍怀. 现代钢管混凝土结构[M]. 北京：人民交通出版社，2003.

[ 3 ] 韩林海. 钢管混凝土结构-理论与实践[M].北京：科学出版社，2004.

[ 4 ] 黄宏.中空夹层钢管混凝土压弯构件的力学性能研究[D].福州：福州大学土木工程学院， 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 ] 巫绪涛.钢纤维高强混凝土动态力学性质的研究[D].合肥：中国科学技术大学力学和机械工程系，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 ] 孙珊珊.爆炸荷载下钢管混凝土柱抗爆性能研究[D].西安：长安大学土木工程学院，2013.

[ 9 ] 崔莹.爆炸荷载下复式空心钢管混凝土柱的动态响应及损伤评估[D].西安：长安大学土木工程学院，2013.

[10] 李国强，瞿海雁，杨涛春，等.钢管混凝土柱抗爆性能试验研究[J].建筑结构学报，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] 李忠献，师燕超，史祥生.爆炸荷载作用下钢筋混凝土板破坏评定方法[J].建筑结构学报，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] 师燕超,李忠献.爆炸荷载作用下钢筋混凝土柱的动力响应与破坏模式[J].建筑结构学报，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

国家自然科学基金项目面上项目(51278326)；国家科技支撑计划重点项目(2012BAJ07B05)；天津市科技支撑计划重点项目(14ZCZDSF00016)

2015-09-23 修改稿收到日期：2015-12-13

徐慎春 男，博士生，1986年生

刘中宪 男，副教授，1982年生 E-mail:zhongxian1212@163.com

TU375.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.007