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

（湘潭大学土木工程与力学学院，湖南 湘潭 411105）

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(Concretefilled 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。

1 数值模拟方法与材料参数

1.1 流固耦合算法

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。

1.2 材料模型

1.2.1 炸药材料模型及状态方程

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

表1 TNT 炸药的主要参数[8]Table 1 Main parameters of TNT explosives[8]

表2 空气的主要参数Table 2 Main parameters of air

1.2.3 钢材料模型

表3 钢材的主要参数[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， ν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 ω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。

表4 UHPC 关键参数Table 4 Key parameters of UHPC

图1 普通强度混凝土和UHPC 的λ 和ηFig. 1 λ and η values in normal strength concrete and UHPC

2 数值仿真分析

2.1 有限元计算模型

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Fig. 2 Overall calculation model

2.2 网格收敛性分析

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3 UHPCFDST 柱横截面几何尺寸和网格划分Fig. 3 Geometry and meshing of UHPCFDST columns

表5 网格划分细节和结果Table 5 Meshing details and results

图4 网格划分细节Fig. 4 Mesh details

2.3 数值仿真与试验的对比

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。

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

图5 不同炸药当量下实验与数值模拟凹陷变形对比Fig. 5 Comparison of the sag deformation between experiments and numerical simulations under different explosive equivalents

2.4 UHPCFDST 柱的损伤机理与能量吸收特性

2.4.1 近爆作用下UHPCFDST 柱的损伤机理

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

图9 UHPCFDST 柱的动能时程曲线Fig. 9 Kinetic energy-time history curves of the UHPCFDST column

3 抗爆性能影响因素分析

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。

3.1 填充混凝土抗压强度

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 和图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Fig. 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Fig. 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Fig. 12 Effect of concrete strength on deformation of the CFDST columns

3.2 截面空心率

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

3.3 内外钢管厚度

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。

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 和图17 所示。由图16和图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。

表7 不同工况数值模型参数Table 7 Model parameters in different working conditions

图16 外钢管厚度变化时UHPCFDST 柱的局部变形时程曲线Fig. 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Fig. 17 Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column with various outer steel thicknesses

3.4 轴压比

图18 内外钢管厚度变化对UHPCFDST 柱变形的影响Fig. 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Fig. 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Fig. 20 Overall deformation-time history curves of the UHPCFDST column under various axial compression ratios

4 结 论

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。