不同强度混凝土及钢筋对钢筋混凝土柱抗爆性能的影响

闫俊伯， 刘彦，2， 李亚飞， 徐梓熙， 黄风雷

(1.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081； 2.北京理工大学 重庆创新中心， 重庆 401120；3.92228部队， 北京 100072)

0 引言

近些年来，世界范围内的恐怖袭击和意外爆炸事件不断发生，造成严重的人员伤亡和经济损失，同时还造成了恶劣的政治和社会影响[1]。爆炸载荷作为一种非常规载荷，在世界范围内越来越受到工程设计人员的重视。钢筋混凝土(RC)柱是确保建筑物整体强度和稳定性的关键因素，其除了需要具有足够的强度外，还需要进行适当的抗爆设计来提供延展性和连续性，以防止柱损坏和坍塌[2]。近几十年来，随着材料科学的发展，新型混凝土材料和新型钢筋材料的力学性能不断提高，在结构中使用高强混凝土(HSC)、超高性能混凝土(UHPC)和高强钢筋(HSS)的数量迅速增加。强度范围从60 MPa到100 MPa的HSC目前在大多数发达国家都可以买到，并且强度接近140 MPa的混凝土最近已在现浇建筑中使用[3]。通过仔细选择配料混合物成分(水泥、沙子、骨料)，使用低水灰比以及使用化学和矿物掺合料(例如高效减水剂)来降低混凝土基质中的孔隙率，从而可以实现HSC的高强度性能。UHPC[4]具有非常高的抗压强度和大量的钢纤维[5]，使材料具有更高的拉伸能力和韧性。通过使用低水胶比、硅微粉和筛选粗骨料的遗漏，实现了UHPC的高抗压强度(150～400 MPa)，通过添加2%～6%体积率的钢纤维来实现延展性[6]。HSS微复合多结构可成形钢(MMFX)成分由较低的碳含量和较高的铬含量组成，使该材料达到的拉伸屈服强度是传统钢材料的两倍(830 MPa)。与传统的钢筋相比，MMFX除了具有增强的强度特性外，还显示出高耐腐蚀性[7]。

多年来，大量研究已经分析了高性能混凝土和HSS混凝土梁柱在准静态和模拟地震载荷下的性能[3，8-12]，然而对于高性能混凝土和HSS混凝土柱在爆炸载荷作用下的动态响应和抗爆性能研究较少。其中Aoude等[4]通过激波管实验研究了UHPC柱的爆炸载荷性能。实验结果表明：UHPC柱通过减小最大和剩余位移、提高损伤容限、消除二次爆炸碎片，显著提高了RC柱的抗爆性能；纤维含量、纤维性能、箍筋间距和纵向配筋率是影响超高性能RC柱动态响应和破坏模式的重要因素。Wu等[13]通过近距离爆炸实验研究了UHPC复合材料钢管梁抗爆性能，通过实验数据对比了流体与固体耦合方法、初速度方法以及单自由度方法，结果表明初速度方法最大程度地提高了计算精度。Hammoud[14]开展了HSC柱在远距离爆炸载荷作用下动态响应的实验研究，研究结果表明，混凝土强度对柱的抗爆性能影响不大，然而HSC与HSS的组合极大地提高了柱的抗爆性能。Li等[7，15]通过远距离爆炸实验研究了HSS对HSC梁抗爆性能的影响，研究结果表明HSS与HSC相组合增强了柱的抗弯承载力与抗爆能力，然而要注意避免超筋梁现象和剪切破坏。郭红梅[16]通过数值模拟研究了爆炸荷载作用下超高性能钢筋混凝土柱的耗能机理，研究结果表明：超高性能钢筋混凝土能量占据柱结构能量的绝大部分，钢筋仅仅占据了其很少部分的能量。上述研究中针对UHPC构件和HSC构件抗爆响应的研究多以远距离爆炸载荷为主，近距离爆炸载荷作用下UHPC柱和HSC柱的动态响应有待进一步研究。

本文针对上述问题，利用非线性有限元软件LS-DYNA，结合光滑粒子流体动力学(SPH)方法，考虑表面压缩碎裂和背爆面震塌等局部破坏效应，研究近距离爆炸载荷作用下RC柱的毁伤机理。通过实验数据论证有限元模型算法、材料参数和材料模型的适用性和有效性。通过与常规强度混凝土(NSC)和常规强度钢筋(NSS)对比分析能量消耗特性和应力状态，从机理上揭示高性能混凝土和HSS对RC柱爆炸载荷作用下抗爆性能的影响规律。研究结果可为RC抗爆设计、战斗部对RC梁柱类目标的毁伤评估提供数据支撑。

1 有限元模型建立

1.1 单元类型

为准确模拟近距离爆炸下RC柱的震塌效应，采用SPH方法对混凝土进行建模[17-19]。该方法的开发是为了避免在极端变形问题中网格变形过大造成的计算不准确性。同时该方法可以准确模拟复杂的自由表面和材料界面行为，包括固体破碎成碎片或震塌效应等脆性断裂问题。然而由于SPH不能准确模拟复杂边界条件，端部混凝土一般采用三维实体网格单元(*SECTION_SOLID)进行模拟。纵筋和箍筋均采用梁单元(*SECTION_BEAM)进行建模。本文中混凝土(实体单元)与钢筋(梁单元)接触忽略了粘结滑移效应，假设界面连接强度高于钢筋和水泥强度，不考虑界面几何非线性。*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID关键字允许通过选择混凝土作为主体和钢筋作为从属进行耦合过程。通过选择约束方法CTYPE=2来约束节点处的加速度和速度。最近，一个新的关键字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID被添加到了LS-DYNA，以克服使用旧算法发现的一些限制。在关键字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID中，主对象和从对象的定义与前面相同。CTYPE=2包含在关键字内部。耦合算法只能在梁节点上进行，也可以在梁单元的几个不同点内进行。下一步研究中将采用一维滑动模型(CONTACT_1D)进一步考虑界面几何非线性的影响。采用*CONTACT_AUTOMATIC _SURFACE_TO_SURFACE关键字定义混凝土(实体单元)和钢板固定(壳单元)接触，从而模拟真实RC柱固定情况。

1.2 材料模型

在数值模拟中，NSC和HSC采用混凝土损伤(K&C)模型描述。该模型的主要优点是基于单个用户输入参数，即无侧限抗压强度，使用内置算法自动生成剩余的模型参数，并且还可以由用户进行修改。该模型已经被很多学者验证可以准确预测RC柱的爆炸响应[20]。K&C模型能够模拟包括峰后软化(或脆性断裂)、剪胀、侧限效应和应变率效应等混凝土的关键力学行为，且引入不同的拉、压损伤模式，因此可用于各种工况下的混凝土结构分析。混凝土连续面盖帽模型(CSCM)能模拟基于软化和模量降低的损伤、剪胀、剪切压实(帽盖)、应变率效应和侧限效应，但其仅在较低侧限水平条件下工作良好(高围压下不稳定)，适合低速碰撞或拉伸载荷分析[21]。本文参数分析中依据加拿大标准协会CSA S850-12爆炸荷载作用下建筑物的设计和评估标准[22]，RC柱采用抗爆设计，箍筋间距为40 mm以增加对混凝土的围压；为充分考虑侧限效应，混凝土模型采用K&C模型。

(1)

对于混凝土拉伸动态增强因子DIFt，有

(2)

UHPC采用改进的CSCM(*MAT_CSCM_CONCRETE)进行建模，该混凝土模型基于连续介质损伤力学与塑性理论，考虑了包括各向同性本构方程、破坏和硬化表面、损伤方程，以模拟软化、模量降低以及应变率效应。CSCM适用于抗压强度范围为20～58 MPa、骨料尺寸范围为8～32 mm的混凝土，此外模型参数可以由CSCM自动生成。一些研究表明，这种材料模型可以对冲击载荷下混凝土的力学性能提供可靠的预测[23-25]。然而由于UHPC的机械性能与传统混凝土的机械性能差别很大，CSCM不能直接用于UHPC，当混凝土单轴抗压强度大于100 MPa时，无法通过CSCM生成默认参数，因此对CSCM的改进是必要的[26]。Guo等[26]对CSCM进行了改进，为低速冲击载荷下的UHPC开发了合适的混凝土模型。其中对CSCM的改进包括体积和剪切模量、破坏表面参数、盖帽和硬化参数以及应变率参数。此外，Guo等[23]还提出了计算方程来预测具有不同抗压强度的UHPC的破坏面参数。关于对模型改进的更多描述可参考文献[26]。为了更好地理解改进后的CSCM，下面简要介绍改进方法[26]。

(3)

与NSC相比，UHPC在动态载荷下的应变率敏感性较低。Fujikake等[27-28]对UHPC在拉伸和单轴压缩中的应变率效应进行了实验研究。Fujikake等[27]基于实验数据，提出以下方程来预测UHPC的动态增强因子：

(4)

(5)

文献[29]提出了简化的UHPC应力- 应变曲线，现有文献表明该简化模型可以合理地模拟UHPC实际应力- 应变关系[30-32]。图1给出了改进的CSCM与澳大利亚规范[29]设计曲线的对比，可见二者结果吻合良好，因此使用改进的CSCM对UHPC构件的动态响应进行模拟是合理可靠的[29]。对于UHPC，纤维增强效应会显著影响UHPC动态响应，在未来研究中需要建立考虑钢纤维的超高性能纤维混凝土细观有限元模型，通过霍普金森压杆(SHPB)实验数值模拟， 获得考虑钢纤维增强效应和应变率增强效应的超高性能纤维混凝土动态损伤本构模型。

图1 改进的 CSCM Fig.1 Improved CSCM

材料模型*MAT_PIECEWISE_LINEAR _PLASTICITY用于模拟钢筋，该材料模型允许用户基于实验数据的曲线输入任意应力- 应变曲线，因此可以得到更准确的力学响应。Malvar模型[33]用于模拟钢筋应变率效应，钢筋强度的DIF计算公式为

(6)

(7)

式中：fy为钢筋的屈服强度；fu为钢筋的抗拉强度；γ为应变率敏感系数。

1.3 轴向力与爆炸载荷

RC柱的轴向载荷通过*LOAD_SEGMENT_SET关键字施加在柱的顶部，使用*DEFINE_CURVE关键字定义载荷曲线。*LOAD_BLAST_ENHANCED关键字在LS-DYNA软件中可用以激活常规武器效果程序(CONWEP)数据，以生成与装药量和爆距相关的超压- 时间曲线平面波并作用在柱的迎爆面，该关键字可避免对爆炸装药和冲击波在空气中的传播进行详细建模，因此缩短了计算时间。但是此功能的缺点是无法模拟球面冲击波和结构相互作用。文献[20，34-35]已经证明了该功能在模拟近距离爆炸载荷上的可靠性。

2 模型验证

2.1 近距离爆炸实验验证

Liu等[36]通过近距离爆炸实验研究了RC柱近距离爆炸载荷作用下的毁伤特性，实验中使用梯恩梯(TNT)炸药在RC柱跨中正上方起爆，实验工况如表1所示。通过与Liu等[36]近距离爆炸实验中RC柱跨中位移和破坏模式的对比，验证数值模拟算法。仿真计算中RC柱的构造与实验中柱的构造完全相同，有限元模型如图2所示。表2给出了仿真计算中所用材料模型与DIF模型，混凝土压缩强度取31 MPa，使用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY模型的优势为允许用户输入自定义钢筋应力- 应变曲线，因此依据钢筋静态压缩实验得到的钢筋应力- 应变曲线(见图3)，取8个点输入LS-DYNA输件，对钢筋材料性质进行模拟。

表1 实验工况Tab.1 Experimental conditions

图2 RC柱有限元模型Fig.2 Numerical model of RC column

表2 模拟近距离爆炸实验材料模型与DIF模型Tab.2 Material model and DIF model in numerical study

图3 钢筋应力- 应变曲线Fig.3 Stress-strain curves of rebars

图4对比了典型实验和数值模拟获得的RC柱破坏特征，可见近距离爆炸载荷作用下RC柱发生了表面压碎与背爆面震塌效应。

图4 典型数值模拟破坏模式与实验结果对比Fig.4 Comparison of typical numerical and experimental damage modes

为对比不同材料模型对RC柱近距离爆炸载荷作用下毁伤特性的影响规律，采用K&C模型和CSCM分别对该近爆实验进行模拟。使用K&C模型计算得到表面压碎区长度Lc,n与实验实测值Lc,e偏差为14.2%，震塌区域长度Ls,n与实验实测值Ls,e偏差为10.6%；使用CSCM计算得到表面压碎区长度与实验实测值偏差为98.4%，震塌区域长度与实验实测值偏差为4.1%. 图5(a)给出了不同混凝土本构模型获得的跨中位移时间曲线与实验实测值对比图。由图5(a)可见，使用K&C模型获得的最大跨中位移偏差为4.1%，使用CSCM最大偏差增加至15.4%. 综上所述，本文采用K&C模型模拟30 MPa NSC.

数值模拟结果与近距离爆炸实验结果对比如表3所示。由表3可知：K&C模型计算得到表面压碎区长度与实验实测值平均偏差为14.9%，震塌区域长度与实验实测值平均偏差为12.5%，最大跨中位移数值模拟结果dn与实验结果de平均偏差为6.7%. 如图5(b)所示，RC柱的跨中位移- 时间曲线典型数值模拟结果与实验结果吻合较好。表明该数值模拟模型可以准确模拟RC柱的近距离爆炸载荷作用下的破坏模式和动态响应。

图5 数值模拟跨中位移- 时间曲线与实验结果对比Fig.5 Comparison of numerical and experimental displacement-time curves

以上仿真结果表明，本文所采用的有限元数值模拟方法、材料模型及参数是可靠的，可用于进一步的仿真计算。本节提出的数值模拟结果偏差是由于有限元分析中的一些简化引起的，如未考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移、粘结滑移应变率效应以及网格尺寸对剪切效应和材料损伤的影响。

2.2 材料模型验证

Aoude利用激波管研究了HSC柱[38]、HSS-HSC柱[38]、UHPC柱[39]、HSS-UHPC柱[39]的抗爆性能，为验证上述HSC、UHPC以及HSS材料模型和参数的正确性，将数值模拟结果与Hammoud等[38]和Aoude等[39]实验进行了比较，为RC柱抗爆性能的参数分析打下基础。图6显示了RC柱的三维有限元模型。为准确模拟冲击波载荷，采用壳单元建立载荷传递装置，载荷传递装置两端采用固支支撑，如图6(d)激波管载荷加载示意图所示，利用LOAD_SEGMENT_SET关键字将冲击波载荷均匀作用于载荷传递装置表面。

表3 数值模拟结果与近距离爆炸实验结果对比Tab.3 Comparison of numerical results and close-in blast experimental results

表4给出了模拟激波管实验材料模型与DIF模型。材料模型*MAT_CONCRETE_DAMAGE用于模拟NSC与HSC，*MAT_CSCM模型用于模拟UHPC，文献[40]给出了136 MPa UHPC材料参数，如表5所示。NSS使用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY，对钢筋的应力- 应变响应进行模拟，并使用Malvar&Crawford模型[41]考虑应变率效应。对于HSS，忽略应变率效应[7]，由Hammoud实验[14]得到HSS应力- 应变曲线(见图7)，将其代入LS-DYNA软件进行计算。

表6和表7比较了仿真计算得到的最大跨中位移dn与实验测得的最大跨中位移de，给出了测得的反射超压pr、反射冲量Ir以及正压作用时间td. 对于仿真计算中所有的HSC柱(包含NSS和HSS)，dn/de为1.04，标准差为6.0%. 对于仿真计算中所有的UHPC柱，dn/de为1.04，标准差为2.0%. 图8(a)给出了典型构件位移- 时间曲线对比，进一步说明该数值模拟方法可以准确模拟HSC柱(NSS，HSS)和UHPC柱(NSS，HSS)的最大跨中位移。图8(b)总结了所有构件数值模拟最大跨中位移与实验最大跨中位移结果对比，得到总体偏差在12%内。

表4 数值模拟激波管实验材料模型与DIF模型Tab.4 Material and DIF models for shock tube experiment

图7 钢筋应力- 应变曲线Fig.7 Stress-strain curves of rebars used in the shock tube experiment

如图9所示，该有限元分析能够充分模拟RC柱爆炸载荷作用下的破坏模式。上述仿真结果表明，本文所采用的HSC、UHPC和HSS材料模型及参数是可靠的，可用于进一步的参数分析仿真计算。

表5 CSCM参数[40]Tab.5 Parameters for CSCM[40]

表6 HSC柱实验数据与数值模拟结果对比Tab.6 Comparison of experimental and numerical results of HSC columns

表7 UHPC柱实验数据与数值模拟结果对比Tab.7 Comparison of experimental and numerical results of UHPC columns

图8 典型位移时间曲线对比与总体结果Fig.8 Typical results and overall result of displacements

图9 激波管实验(左)与数值模拟(右)破坏模式对比Fig.9 Comparison of experimental (left) and simulated (right) damage modes of shock tube

3 高性能RC柱参数分析

利用第2节的仿真模型、材料模型和参数，进一步研究混凝土类型以及钢筋类型对RC柱在近距离爆炸载荷作用下抗爆性能的影响。分析对象采用原型柱，柱高3.4 m，RC柱脚底面竖直方向的位移被约束，柱脚视为固支；柱头和柱脚四周水平方向的位移被约束，柱顶施加轴向载荷，RC柱顶由于轴向力作用可延竖直方向移动。截面构造如图10所示，20M型纵筋配筋率ρc和10M型箍筋配筋率ρv如表8所示，轴压比保持为0.2不变。

图10 参数分析RC柱截面构造Fig.10 Configuration of RC columns in parametric study

表8 参数分析中纵筋配筋率以及箍筋配筋率Tab.8 Longitudinal reinforcement ratio and stirrupreinforcement ratio in parametric study

为研究近距离爆炸载荷作用下高性能RC柱的动态响应，依据CSA S850-12标准，保持比例距离Z=0.8 m/kg1/3(比例距离Z是关于TNT质量m和爆距hm之间的函数Z=hm/m1/3)，首先采用50 kg TNT炸药在RC柱跨中正上方对其进行毁伤，然后每次新算例中爆炸载荷增加50 kg TNT对新的RC柱进行毁伤，直至钢筋混凝土柱无法承受轴向载荷而完全压垮倒塌，载荷加载方式如图11所示。典型破坏模式如图12所示，可见RC柱由于爆炸载荷作用失去轴向载荷承载能力，在跨中处发生断裂破坏，由于轴向载荷作用从而倒塌。图13(a)和图13(b)分别给出了50 kg和200 kg TNT作用下位移- 时间曲线对比和轴力- 时间曲线对比，可以看出200 kg TNT爆炸载荷作用下，RC柱跨中位移曲线不断增加，轴向承载能力趋于0，发生完全压倒破坏。

图11 RC柱载荷加载方式Fig.11 Schematic diagram of loading on RC column

图12 RC柱破坏模式Fig.12 Damage mode of RC column

图13 50 kg和200 kg TNT作用下30 MPa RC柱动态响应对比Fig.13 Comparison of dynamic responses of 30 MPa RC columns subjected to 50 kg and 200 kg blast loads

3.1 混凝土强度的影响

利用以上有限元模型，研究30 MPa、80 MPa和140 MPa共3种混凝土强度RC柱在近距离爆炸载荷作用下的动态响应。计算中保持比例距离为0.8 m/kg1/3不变，通过改变药量改变爆炸载荷大小，计算中药量不断增加，直至RC柱完全倒塌。

图14(a)比较了3种混凝土强度RC柱的位移响应，可以看出相同爆炸载荷作用下，随着混凝土强度的提高，RC柱的跨中位移随之减少。例如，在给定的150 kg爆炸载荷，30 MPa、80 MPa和140 MPa混凝土柱的跨中位移分别为29.1 mm、23.6 mm和13.7 mm.

随着混凝土强度的增加，柱承受爆炸载荷的能力也随之增加，本文中抗爆能力定义为RC柱倒塌前能承受的最大爆炸载荷。当混凝土强度从30 MPa增加到80 MPa时，需要100 kg额外的炸药才能引起柱的破坏。当使用140 MPa UHPC时，与80 MPa混凝土柱承受的250 kg药量相比，其承受爆炸载荷能力增加到2 500 kg药量，相同比例距离下，该结构RC柱承受TNT药量提高10倍(RC柱倒塌前能承受的最大爆炸载荷)。

同时可以看出，UHPC柱的延性大幅增加，破坏时的跨中位移增加到129 mm，延性(倒塌前的跨中最大位移)相比HSC提高4倍。30 MPa和80 MPa RC柱破坏倒塌时的跨中位移分别为29.1 mm和31.4 mm，HSC柱的延性没有明显增加。虽然HSC可以更好地控制爆炸载荷下的最大位移和残余位移，但是使用HSC不能提供更大的延性，表明挠性构件的抗爆性能受拉伸钢筋的性能影响更大。Li等[7]通过激波管实验得到了相同的结论。

图14 不同强度(类型)RC柱在爆炸载荷作用下的动态响应Fig.14 Dynamic responses of RC columns with different concrete strength

图15 不同混凝土强度(类型)RC柱最终破坏模式对比(比例距离0.8 m/kg1/3，药量200 kg和100 μs时刻)Fig.15 Damage modes of RC columns with different concrete strength for 100 μs(scaled distance: 0.8 m/kg1/3, powder quantity: 200 kg, at 100 μs)

图16 UHPC柱背爆面跨中混凝土应力状态Fig.16 Stress-time history of concrete at rear surface of UHPC column

图17给出了不同混凝土强度RC柱吸收能量对比。由图17可以看出：在相同的TNT药量下(150 kg)，对于30 MPa混凝土柱，混凝土吸收能量占整个柱内能的49%；当使用80 MPa HSC时，混凝土吸收能量占比下降到41%，大部分能量被钢筋吸收，占56.5%，这是因为相比于30 MPa混凝土柱，80 MPa HSC柱塑性变形只下降了3 mm，钢筋吸收的能量只减小1.48 kJ，然而混凝土压缩碎裂和震塌破坏大幅减小，混凝土吸收的内能减小3.6 kJ；当使用UHPC时，RC柱的内能大部分被混凝土吸收，占74%，这是因为UHPC柱脆性增加，塑性变形大幅度减小，导致钢筋吸收的内能相比HSC柱减小2.77 kJ，证明了混凝土强度(类型)对RC柱能量耗散起了重要作用。同时还发现，箍筋吸收的能量占比不到1%，但是箍筋通过给混凝土提供侧限压力从而增加了混凝土强度[42]，并且减小了RC柱震塌效应[43]与剪切破坏[36]。

图17 150 kg药量下不同混凝土强度RC柱能量对比(100 μs时刻)Fig.17 Comparison of internal energies of RC columns with different concrete strength subjected to 150 kg TNT blast loading at 100 μs

图18 不同药量下UHPC柱能量对比(100 μs时刻)Fig.18 Comparison of internal energies of UHPC column subjected to different blast loading at 100 μs

图18对比了不同TNT药量下UHPC柱能量耗散状态。由图18可以看出：当爆炸载荷较小时，大部分能量被混凝土吸收，这是因为混凝土直接面对冲击波而耗散了大量的爆炸能量；随着药量的增加，由于塑性变形使爆炸能量传递到内部钢筋，混凝土吸收能量占比随之下降，但是也保持在50%以上；当药量从200 kg增加到750 kg时，混凝土吸收能量占比从74%下降到58.5%，最大跨中位移(塑性变形)增加导致钢筋吸收能量大幅提高(占比从25.7%增加到48.8%)；随着药量的继续增加，钢筋在RC柱中的贡献越来越大，钢筋的屈服破坏决定了RC柱整体抗爆性能。综上所述可知，能量吸收水平取决于混凝土类型、结构的塑性响应和钢筋的损坏。

综上所述，UHPC使柱在完全破坏前能够承受较大的爆炸载荷(140 MPa UHPC柱能够承受的最大药量为80 MPa HSC柱的10倍)，并使柱子更具延性(破坏前的变形能力)。在给定的爆炸荷载下，提高的混凝土强度显著降低了跨中位移。

3.2 钢筋强度的影响

为研究HSS对RC柱在近距离爆炸载荷作用下动态响应的影响，对30 MPa混凝土与NSS组合、30 MPa混凝土与HSS组合、140 MPa UHPC与NSS组合以及140 MPa UHPC与HSS组合4种RC柱的爆炸响应进行仿真计算。

图19 不同钢筋类型加固RC柱位移响应对比Fig.19 Displacement responses of RC columns

如图19所示为使用HSS强度减小RC柱的位移响应。例如对于UHPC RC柱，当爆炸载荷为1 500 kg时，NSS(fy=400 MPa)和HSS(fy=1 000 MPa)加固RC柱的位移响应分别为82.6 mm和70.3 mm。然而对于30 MPa RC柱，使用HSS增强了RC柱的抗爆能力，例如：NSS(fy=400 MPa)和HSS(fy=1 000 MPa)加固的30 MPa混凝土柱分别能够承受150 kg和200 kg的爆炸载荷。然而对于UHPC柱，使用HSS反而降低了RC柱的抗爆能力，NSS和HSS加固的UHPC柱分别能够承受2 500 kg和1 500 kg的爆炸载荷，这是因为对于UHPC柱，使用HSS加固后柱的脆性增加，造成超筋梁现象，易于发生剪切破坏。

如图20所示，对UHPC柱，当爆炸载荷为2 000 kg时，NSS加固没有破坏，而HSS加固发生严重的剪切破坏(见图21)，当使用HSS时，RC柱的最大剪切应力也随之增加152%，RC柱破坏模式由弯曲破坏变为剪切破坏。由于过度加固，RC柱脆性增加，抗爆能力反而下降。

图20 不同钢筋类型柱的最终破坏模式(比例距离0.8 m/kg1/3，爆炸载荷2 000 kg)Fig.20 Damage modes of RC columns with different steel strength (scaled distance: 0.8 m/kg1/3, blast load: 2 000 kg)

图21 不同钢筋加固UHPC柱最大剪切应力- 时间曲线对比(比例距离0.8 m/kg1/3，爆炸载荷1 500 kg)Fig.21 Comparison of maximum shear stresses of UHPC columns with different steel strength (scaled distance: 0.8 m/kg1/3; blast load: 1 500 kg)

综上所述，对于UHPC柱，与NSS相比，使用HSS的混凝土柱在较低爆炸载荷下可能会失效，因为一方面HSS的断裂应变较小；另一方面由应力分析可知，HSS增加了UHPC柱的脆性，使其更易发生剪切破坏，抗爆性能反而减弱。

4 结论

本文运用有限元显示动力分析软件LS-DYNA建立了RC柱的三维有限元模型，该模型运用了光滑粒子流体动力学(SPH)方法对混凝土进行建模，并考虑了材料的应变率效应。通过与近距离爆炸实验结果对比证明了近距离爆炸RC柱有限元模型算法的合理性，通过与激波管实验结果对比证明了HSC(*MAT072R_CONCRETE_DAMAGE_REL3)、HSS(*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY)和UHPC(*MAT_CSCM_CONCRETE)材料模型和参数以及应变率效应模型的合理性，以此通过参数化分析从机理上研究了混凝土类型和钢筋类型对RC柱抗爆性能的影响规律。得到主要结论如下：

1)与80 MPa HSC柱和30 MPa混凝土柱相比，140 MPa UHPC柱可以大幅度减小柱的位移，局部破坏模式由震塌破坏转为裂纹破坏，是更好的抗爆材料。在比例距离为0.8 m/kg1/3的近距离爆炸相同比例距离下，与80 MPa HSC柱相比，140 MPa UHPC柱承受TNT药量提高10倍、延性提高4倍、相同爆炸载荷作用下吸收能量下降25%；HSC柱延性与30 MPa混凝土柱相比，延性没有明显增加。

2)通过能量耗散分析发现，混凝土和钢筋塑性破坏对RC柱能量吸收机理起着重要作用，近距离爆炸载荷作用下，混凝土吸收能量总体占比在40%以上。相同药量下，HSC柱中钢筋吸收了大部分能量，而UHPC柱中混凝土吸收了大部分能量，随着药量的增加，钢筋对UHPC柱抗爆性能的贡献随之增大。

3)HSS影响了UHPC柱的破坏模式，破坏模式由弯曲破坏转变为剪切破坏，抗爆性能相比HSS与30 MPa混凝土组合反而减弱。这是因为HSS增加了UHPC柱的脆性，其剪切应力随之增加，RC柱的破坏模式由钢筋的断裂转变为混凝土的失效破坏。当使用HSS与UHPC组合时，要注意提高其剪切承载力。