钢管混凝土柱的爆炸响应数值分析

孙珊珊，赵均海，付 国

(1.长安大学 建筑工程学院， 陕西 西安 710061；2.西北农林科技大学 水利与建筑工程学院， 陕西 杨凌 712100)

钢管混凝土由于受力合理、承载力高、经济效益显著等优势广泛用作建筑结构的竖向承载力构件[1-3]。除常规荷载外，其在生命周期内可能会遭受到爆炸或冲击等强动载荷的作用，这些荷载远大于结构的设计工况，竖向承载力构件的局部失效可引发整体结构的连续倒塌，因此研究钢管混凝土柱在爆炸荷载下的动态响应及破坏机理具有非常重要的工程应用价值。

国内外学者已开展了少量小尺寸构件的钢管混凝土柱静爆试验，Shuichi Fujikura等[4]进行了10根圆钢管混凝土桥墩柱的爆炸试验，并建立了考虑压力折减等因素的最大动变形计算方法。李国强等[5]通过12根钢管混凝土试件的现场爆炸试验分析了柱的位移和应变变化以及冲击波在柱面的分布规律。爆炸荷载下构件的破坏机理较为复杂，静爆类试验鉴于其持时短、瞬时释放能量大且易受环境扰动等特性，试验数据的采集和分析具有较大困难，而数值模拟方法以其求解效率高、结果直观可视性强等诸多优势广泛应用于防护工程中。本文采用有限元软件ANSYS/LS-DYNA模拟了爆炸载荷下钢管混凝土柱的破坏形态和动力响应，并比较分析了各因素对构件动态响应的影响，研究成果为钢管混凝土柱在防护工程中的应用提供了可靠的理论参考。

1 数值模拟

1.1 爆炸荷载

爆炸荷载的输入方法有3种：第一种是时间荷载曲线加载法，基于TM5-1300获取超压峰值和正压持时，通过这两个特征参数定义数组或曲线施加爆炸荷载，该方法不能考察爆炸冲击波与被爆结构的相互作用；第二种是CONWEP经验爆炸模型，该方法无需建立和划分爆炸场网格，模型计算省时，缺点是不能考虑炸药形状、以及障碍物对被爆结构的影响等因素；第三种是建立炸药、空气及结构的模型，添加关键字实现ALE流固耦合算法，该方法可以考察爆炸冲击波在介质中的传播以及与被爆结构的相互作用，计算结果明确直观，对计算硬件要求较高。

1.2 数值模型

图1 几何模型

图2无反射边界和地面反射边界条件

1.3 材料模型

(1)

表1 *MATPLASTICKINEMATIC控制卡片关键字设置

表2 *MATJ-H-C控制卡片关键字设置

J-H-C模型的屈服面方程以规范化等效应力(真实应力和静态强度之比)描述：

(2)

J-H-C模型损伤演化方程以等效塑性应变和塑性体积应变的累积表示为：

(3)

J-H-C模型将混凝土的压缩变形分为三个阶段，分别是：线弹性、塑性过渡和压实。其状态方程为：

(4)

2 验证与分析

2.1 模拟验证

为验证该数值模型的合理性，采用同样的建模方式及材料模型，对本课题组开展的钢管混凝土柱静爆试验中的三种工况进行了模拟计算[13-15]。试件外钢管的屈服强度为293 MPa，核心混凝土的立方体抗压强度标准值为40.63 MPa，截面形式均为圆形。将爆后柱中残余变形的数值解与试验结果进行比较如表3所示。工况1条件下钢管混凝土柱中挠度数值解为10.02 mm，挠跨比为0.5%，属于弹性变形，试验实测跨中挠度为8 mm，与试验结果吻合良好；工况2和工况3条件下，柱中发生弯曲破坏，残余变形的数值解比试验结果略大，平均误差约为10%，这是由于试验中的场地条件为土质，而非数值模型中的完全刚性平面，地面反射条件不同所致；总体上，本文建模方式、材料模型及计算方法所确立模型的数值解与试验实测值相比，误差随着比例距离减小而减小，能够较好模拟钢管混凝土构件在爆炸作用下的变形及破坏。

表3 受爆后柱中残余变形的试验结果与数值解

2.2 破坏形态

结合已确立的数值模拟方法，探究钢管混凝土柱在不同爆炸荷载下的破坏模式。大量工况模拟结果表明，比例距离和炸药当量为决定钢管混凝土柱的破坏形式的间接因素，直接因素为作用在钢管混凝土柱上的超压峰值以及正压作用的时间。当爆炸荷载呈现出低超压峰值、高持时特点时(尤其是持时远大于结构构件自振周期)，如计算工况中对应反射超压为25 MPa，正压持时为10 ms，该工况具有较小的超压峰值和较长的正压持时，试件有充分的时间发生弯曲变形，此时外钢管屈服、压区混凝土压碎，属于弯曲破坏(见图3)；当爆炸荷载为高超压峰值、低持时特点时(尤其是持时远小于结构构件自振周期)，如计算工况中对应反射超压为800 MPa，正压持时为0.3 ms，正压持时较为短暂，柱头和柱脚剪切应力的增速快于柱中的弯曲变形，因此支座处发生直剪破坏或剪跨区发生斜剪破坏，属于剪切破坏(见图4)；当爆炸荷载的超压峰值和持时介于以上两种情况之间时，如计算工况中对应反射超压为100 MPa，正压持时为2 ms，易于发生弯剪破坏(见图5)。

图3 弯曲破坏

图4 剪切破坏

图5弯剪破坏

3 参数分析

为探讨不同参数对钢管混凝土柱抗爆性能的影响，基于上述已建立的数值模拟方法，从核心混凝土抗压强度、钢管屈服强度、含钢率、截面形状四个方面，对比了不同参数下爆炸荷载作用下的柱中最大位移。数值模型中，钢管混凝土柱直径为273 mm，外钢管壁厚为7 mm，柱高为1 800 mm，TNT炸药当量取为50 kg，爆心水平距离为0.7 m，爆心高度0.9 m。

3.1 核心混凝土抗压强度

为研究核心混凝土抗压强度的影响，取混凝土抗压强度标准值分别为30 MPa、40 MPa、50 MPa、60 MPa进行对比分析，图6给出了不同混凝土抗压强度下柱中点水平位移时程曲线，随混凝土抗压强度提高，钢管混凝土柱中水平位移减小。这是由于随着强度等级的提高，混凝土的抗拉、抗压强度均相应提高，可有效减小柱中变形量。

图6不同混凝土抗压强度标准值下柱中点水平位移时程曲线

3.2 钢管屈服强度

为研究钢管屈服强度对试件变形的影响，保持其他因素不变，钢管屈服强度分别取为235 MPa、345 MPa、390 MPa、420 MPa进行对比分析，图7给出了不同钢材屈服强度柱中点水平位移时程曲线，整体上，随钢管屈服强度的提高，柱中水平位移呈递减趋势，当屈服强度分别为345 MPa、390 MPa和420 MPa时，对应柱中水平残余位移为91.73 mm、86.06 mm和82.41 mm，但当屈服强度为235 MPa时，柱中水平残余位移增加至135.70 mm，增幅较大。结果表明：适当提高钢管强度对提升钢管混凝土柱的抗爆性能有积极意义，但当钢管强度等级≥345 MPa时，增大钢管屈服强度对提高抗爆性能影响不明显。

图7不同钢材屈服强度下柱中点水平位移时程曲线

3.3 含钢率

为研究含钢率对试件变形的影响，钢管外径保持273 mm不变，壁厚分别取为4 mm、5 mm、6 mm、7 mm、8 mm和9 mm，对应含钢率为0.06、0.08、0.09、0.11、0.13和0.15。图8给出了不同含钢率柱中点水平位移时程曲线，随含钢率的增加，柱中水平位移减小。这是由于伴随含钢率的提高，不仅外钢管的截面刚度增大，同时增强了对核心混凝土的约束作用，混凝土强度得以提高，进而有效降低柱中残余变形。

图8不同含钢率柱中点水平位移时程曲线

3.4 截面形状

为比较截面形状对试件动态响应的影响，选取方形和圆形两种截面形式的钢管混凝土柱为研究对象，使方柱的边长等于圆柱的直径，取值为273 mm，保持其它参数不变。由图9可知，相同爆炸荷载作用下，圆柱发生弯曲破坏，最大残余位移为105 mm，方柱呈现出柱顶和柱脚严重的剪切破坏，构件丧失承载力。这是由于方形的柱截面不利于爆炸波的绕射，容易导致冲击波在局部区域集中并对柱产生较大的危害。因此，圆形截面柱有较强的抵御爆炸荷载的能力。

图9不同截面形状柱中点水平位移时程曲线

4 结 论

基于流固耦合数值模拟方法，利用ANSYS/LS-DYNA模拟了钢管混凝土柱在地面爆炸荷载下的动态响应及破坏形态，并进行了抗爆性能影响参数分析，结果表明：

(1) 爆炸荷载下钢管混凝土柱易发生的典型破坏类型分别为：弯曲破坏、剪切破坏和弯剪破坏，破坏类型与作用在其上的超压峰值以及正压作用时间直接相关：低超压峰值-高持时爆炸荷载作用下，发生弯曲破坏；高超压峰值-低持时爆炸荷载作用下，发生剪切破坏；二者之间，发生弯剪破坏。

(2) 增大混凝土抗压强度、提高含钢率和钢管屈服强度，均可降低柱中残余变形，显著提高钢管混凝土柱的抗爆性能；适当提高钢管强度对提升钢管混凝土柱的抗爆性能有积极意义；圆形截面柱有较强的抵御爆炸荷载的能力。

参考文献：

[1] 钟善桐.钢管混凝土结构[M].北京：清华大学出版社，2003.

[2] 韩林海，杨有福.现代钢管混凝土结构技术[M].2版.北京：中国建筑工业出版社，2007.

[3] 王吉忠，刘连鹏，叶 浩.钢管-混凝土组合柱在我国的研究进展与展望[J].水利与建筑工程学报，2014，12(4)：143-149.

[4] Fujikura S, Bruneau M, Lopezgarcia D. Experimental investigation of multihazard resistant bridge piers having concrete-filled steel tube under blast loading[J]. Journal of Bridge Engineering，2008，13(6)：586-594.

[5] 李国强，翟海燕，杨涛春，等.钢管混凝土墩柱抗爆性能试验研究[J].建筑结构学报，2013，34(12)：69-76.

[6] 石少卿，康建功，汪 敏，等. ANSYS/LS-DYNA在爆炸与冲击领域内的工程应用[M]. 北京：中国建筑工业出版社，2011.

[7] 杜 仇，刘永军，李锡鑫，等.爆炸荷载下圆截面钢-混凝土-CFRP-混凝土组合柱动力响应数值模拟[J].水利与建筑工程学报，2016，14(5)：55-60.

[8] 吴 赛.爆炸荷载下复式钢管混凝土柱动力响应研究[D].西安：长安大学，2015.

[9] 杨仁树，丁晨曦，王雁冰，等.爆炸应力波与爆生气体对被爆介质作用效应研究[J].岩石力学与工程学报，2016，35(2)：3501-3506.

[10] LS-DYNA. Keyword User's Manual[M]. Livermore，California: Livermore Software Technology Coporation, 2006.

[11] 李 楠，赵均海，吴 赛，等.钢纤维高强混凝土墙基于CONWEP的爆炸响应[J].西安建筑科技大学学报，2014，46(6)：833-838，855.

[12] 田 力，胡 杨.汽车撞击和爆炸共同作用下钢筋混凝土柱的动力响应与破坏模式[J].建筑科学与工程学报，2017，34(1)：41-48.

[13] 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，2013.

[14] 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，2013.

[15] 崔 莹，赵均海，张常光，等.复式空心钢管混凝土柱抗爆性能及损伤研究[J].振动与冲击，2015,34(21)：188-193，216.