不同強度混凝土及鋼筋對鋼筋混凝土柱抗爆性能的影響

閆俊伯， 劉彥，2， 李亞飛， 徐梓熙， 黃風雷

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081； 2.北京理工大學 重慶創新中心， 重慶 401120；3.92228部隊， 北京 100072)

0 引言

近些年來，世界范圍內的恐怖襲擊和意外爆炸事件不斷發生，造成嚴重的人員傷亡和經濟損失，同時還造成了惡劣的政治和社會影響[1]。爆炸載荷作為一種非常規載荷，在世界范圍內越來越受到工程設計人員的重視。鋼筋混凝土(RC)柱是確保建筑物整體強度和穩定性的關鍵因素，其除了需要具有足夠的強度外，還需要進行適當的抗爆設計來提供延展性和連續性，以防止柱損壞和坍塌[2]。近幾十年來，隨著材料科學的發展，新型混凝土材料和新型鋼筋材料的力學性能不斷提高，在結構中使用高強混凝土(HSC)、超高性能混凝土(UHPC)和高強鋼筋(HSS)的數量迅速增加。強度范圍從60 MPa到100 MPa的HSC目前在大多數發達國家都可以買到，并且強度接近140 MPa的混凝土最近已在現澆建筑中使用[3]。通過仔細選擇配料混合物成分(水泥、沙子、骨料)，使用低水灰比以及使用化學和礦物摻合料(例如高效減水劑)來降低混凝土基質中的孔隙率，從而可以實現HSC的高強度性能。UHPC[4]具有非常高的抗壓強度和大量的鋼纖維[5]，使材料具有更高的拉伸能力和韌性。通過使用低水膠比、硅微粉和篩選粗骨料的遺漏，實現了UHPC的高抗壓強度(150～400 MPa)，通過添加2%～6%體積率的鋼纖維來實現延展性[6]。HSS微復合多結構可成形鋼(MMFX)成分由較低的碳含量和較高的鉻含量組成，使該材料達到的拉伸屈服強度是傳統鋼材料的兩倍(830 MPa)。與傳統的鋼筋相比，MMFX除了具有增強的強度特性外，還顯示出高耐腐蝕性[7]。

多年來，大量研究已經分析了高性能混凝土和HSS混凝土梁柱在準靜態和模擬地震載荷下的性能[3，8-12]，然而對于高性能混凝土和HSS混凝土柱在爆炸載荷作用下的動態響應和抗爆性能研究較少。其中Aoude等[4]通過激波管實驗研究了UHPC柱的爆炸載荷性能。實驗結果表明：UHPC柱通過減小最大和剩余位移、提高損傷容限、消除二次爆炸碎片，顯著提高了RC柱的抗爆性能；纖維含量、纖維性能、箍筋間距和縱向配筋率是影響超高性能RC柱動態響應和破壞模式的重要因素。Wu等[13]通過近距離爆炸實驗研究了UHPC復合材料鋼管梁抗爆性能，通過實驗數據對比了流體與固體耦合方法、初速度方法以及單自由度方法，結果表明初速度方法最大程度地提高了計算精度。Hammoud[14]開展了HSC柱在遠距離爆炸載荷作用下動態響應的實驗研究，研究結果表明，混凝土強度對柱的抗爆性能影響不大，然而HSC與HSS的組合極大地提高了柱的抗爆性能。Li等[7，15]通過遠距離爆炸實驗研究了HSS對HSC梁抗爆性能的影響，研究結果表明HSS與HSC相組合增強了柱的抗彎承載力與抗爆能力，然而要注意避免超筋梁現象和剪切破壞。郭紅梅[16]通過數值模擬研究了爆炸荷載作用下超高性能鋼筋混凝土柱的耗能機理，研究結果表明：超高性能鋼筋混凝土能量占據柱結構能量的絕大部分，鋼筋僅僅占據了其很少部分的能量。上述研究中針對UHPC構件和HSC構件抗爆響應的研究多以遠距離爆炸載荷為主，近距離爆炸載荷作用下UHPC柱和HSC柱的動態響應有待進一步研究。

本文針對上述問題，利用非線性有限元軟件LS-DYNA，結合光滑粒子流體動力學(SPH)方法，考慮表面壓縮碎裂和背爆面震塌等局部破壞效應，研究近距離爆炸載荷作用下RC柱的毀傷機理。通過實驗數據論證有限元模型算法、材料參數和材料模型的適用性和有效性。通過與常規強度混凝土(NSC)和常規強度鋼筋(NSS)對比分析能量消耗特性和應力狀態，從機理上揭示高性能混凝土和HSS對RC柱爆炸載荷作用下抗爆性能的影響規律。研究結果可為RC抗爆設計、戰斗部對RC梁柱類目標的毀傷評估提供數據支撐。

1 有限元模型建立

1.1 單元類型

為準確模擬近距離爆炸下RC柱的震塌效應，采用SPH方法對混凝土進行建模[17-19]。該方法的開發是為了避免在極端變形問題中網格變形過大造成的計算不準確性。同時該方法可以準確模擬復雜的自由表面和材料界面行為，包括固體破碎成碎片或震塌效應等脆性斷裂問題。然而由于SPH不能準確模擬復雜邊界條件，端部混凝土一般采用三維實體網格單元(*SECTION_SOLID)進行模擬?？v筋和箍筋均采用梁單元(*SECTION_BEAM)進行建模。本文中混凝土(實體單元)與鋼筋(梁單元)接觸忽略了粘結滑移效應，假設界面連接強度高于鋼筋和水泥強度，不考慮界面幾何非線性。*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID關鍵字允許通過選擇混凝土作為主體和鋼筋作為從屬進行耦合過程。通過選擇約束方法CTYPE=2來約束節點處的加速度和速度。最近，一個新的關鍵字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID被添加到了LS-DYNA，以克服使用舊算法發現的一些限制。在關鍵字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID中，主對象和從對象的定義與前面相同。CTYPE=2包含在關鍵字內部。耦合算法只能在梁節點上進行，也可以在梁單元的幾個不同點內進行。下一步研究中將采用一維滑動模型(CONTACT_1D)進一步考慮界面幾何非線性的影響。采用*CONTACT_AUTOMATIC _SURFACE_TO_SURFACE關鍵字定義混凝土(實體單元)和鋼板固定(殼單元)接觸，從而模擬真實RC柱固定情況。

1.2 材料模型

在數值模擬中，NSC和HSC采用混凝土損傷(K&C)模型描述。該模型的主要優點是基于單個用戶輸入參數，即無側限抗壓強度，使用內置算法自動生成剩余的模型參數，并且還可以由用戶進行修改。該模型已經被很多學者驗證可以準確預測RC柱的爆炸響應[20]。K&C模型能夠模擬包括峰后軟化(或脆性斷裂)、剪脹、側限效應和應變率效應等混凝土的關鍵力學行為，且引入不同的拉、壓損傷模式，因此可用于各種工況下的混凝土結構分析?；炷吝B續面蓋帽模型(CSCM)能模擬基于軟化和模量降低的損傷、剪脹、剪切壓實(帽蓋)、應變率效應和側限效應，但其僅在較低側限水平條件下工作良好(高圍壓下不穩定)，適合低速碰撞或拉伸載荷分析[21]。本文參數分析中依據加拿大標準協會CSA S850-12爆炸荷載作用下建筑物的設計和評估標準[22]，RC柱采用抗爆設計，箍筋間距為40 mm以增加對混凝土的圍壓；為充分考慮側限效應，混凝土模型采用K&C模型。

(1)

對于混凝土拉伸動態增強因子DIFt，有

(2)

UHPC采用改進的CSCM(*MAT_CSCM_CONCRETE)進行建模，該混凝土模型基于連續介質損傷力學與塑性理論，考慮了包括各向同性本構方程、破壞和硬化表面、損傷方程，以模擬軟化、模量降低以及應變率效應。CSCM適用于抗壓強度范圍為20～58 MPa、骨料尺寸范圍為8～32 mm的混凝土，此外模型參數可以由CSCM自動生成。一些研究表明，這種材料模型可以對沖擊載荷下混凝土的力學性能提供可靠的預測[23-25]。然而由于UHPC的機械性能與傳統混凝土的機械性能差別很大，CSCM不能直接用于UHPC，當混凝土單軸抗壓強度大于100 MPa時，無法通過CSCM生成默認參數，因此對CSCM的改進是必要的[26]。Guo等[26]對CSCM進行了改進，為低速沖擊載荷下的UHPC開發了合適的混凝土模型。其中對CSCM的改進包括體積和剪切模量、破壞表面參數、蓋帽和硬化參數以及應變率參數。此外，Guo等[23]還提出了計算方程來預測具有不同抗壓強度的UHPC的破壞面參數。關于對模型改進的更多描述可參考文獻[26]。為了更好地理解改進后的CSCM，下面簡要介紹改進方法[26]。

(3)

與NSC相比，UHPC在動態載荷下的應變率敏感性較低。Fujikake等[27-28]對UHPC在拉伸和單軸壓縮中的應變率效應進行了實驗研究。Fujikake等[27]基于實驗數據，提出以下方程來預測UHPC的動態增強因子：

(4)

(5)

文獻[29]提出了簡化的UHPC應力- 應變曲線，現有文獻表明該簡化模型可以合理地模擬UHPC實際應力- 應變關系[30-32]。圖1給出了改進的CSCM與澳大利亞規范[29]設計曲線的對比，可見二者結果吻合良好，因此使用改進的CSCM對UHPC構件的動態響應進行模擬是合理可靠的[29]。對于UHPC，纖維增強效應會顯著影響UHPC動態響應，在未來研究中需要建立考慮鋼纖維的超高性能纖維混凝土細觀有限元模型，通過霍普金森壓桿(SHPB)實驗數值模擬， 獲得考慮鋼纖維增強效應和應變率增強效應的超高性能纖維混凝土動態損傷本構模型。

圖1 改進的 CSCM Fig.1 Improved CSCM

材料模型*MAT_PIECEWISE_LINEAR _PLASTICITY用于模擬鋼筋，該材料模型允許用戶基于實驗數據的曲線輸入任意應力- 應變曲線，因此可以得到更準確的力學響應。Malvar模型[33]用于模擬鋼筋應變率效應，鋼筋強度的DIF計算公式為

(6)

(7)

式中：fy為鋼筋的屈服強度；fu為鋼筋的抗拉強度；γ為應變率敏感系數。

1.3 軸向力與爆炸載荷

RC柱的軸向載荷通過*LOAD_SEGMENT_SET關鍵字施加在柱的頂部，使用*DEFINE_CURVE關鍵字定義載荷曲線。*LOAD_BLAST_ENHANCED關鍵字在LS-DYNA軟件中可用以激活常規武器效果程序(CONWEP)數據，以生成與裝藥量和爆距相關的超壓- 時間曲線平面波并作用在柱的迎爆面，該關鍵字可避免對爆炸裝藥和沖擊波在空氣中的傳播進行詳細建模，因此縮短了計算時間。但是此功能的缺點是無法模擬球面沖擊波和結構相互作用。文獻[20，34-35]已經證明了該功能在模擬近距離爆炸載荷上的可靠性。

2 模型驗證

2.1 近距離爆炸實驗驗證

Liu等[36]通過近距離爆炸實驗研究了RC柱近距離爆炸載荷作用下的毀傷特性，實驗中使用梯恩梯(TNT)炸藥在RC柱跨中正上方起爆，實驗工況如表1所示。通過與Liu等[36]近距離爆炸實驗中RC柱跨中位移和破壞模式的對比，驗證數值模擬算法。仿真計算中RC柱的構造與實驗中柱的構造完全相同，有限元模型如圖2所示。表2給出了仿真計算中所用材料模型與DIF模型，混凝土壓縮強度取31 MPa，使用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY模型的優勢為允許用戶輸入自定義鋼筋應力- 應變曲線，因此依據鋼筋靜態壓縮實驗得到的鋼筋應力- 應變曲線(見圖3)，取8個點輸入LS-DYNA輸件，對鋼筋材料性質進行模擬。

表1 實驗工況Tab.1 Experimental conditions

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

表2 模擬近距離爆炸實驗材料模型與DIF模型Tab.2 Material model and DIF model in numerical study

圖3 鋼筋應力- 應變曲線Fig.3 Stress-strain curves of rebars

圖4對比了典型實驗和數值模擬獲得的RC柱破壞特征，可見近距離爆炸載荷作用下RC柱發生了表面壓碎與背爆面震塌效應。

圖4 典型數值模擬破壞模式與實驗結果對比Fig.4 Comparison of typical numerical and experimental damage modes

為對比不同材料模型對RC柱近距離爆炸載荷作用下毀傷特性的影響規律，采用K&C模型和CSCM分別對該近爆實驗進行模擬。使用K&C模型計算得到表面壓碎區長度Lc,n與實驗實測值Lc,e偏差為14.2%，震塌區域長度Ls,n與實驗實測值Ls,e偏差為10.6%；使用CSCM計算得到表面壓碎區長度與實驗實測值偏差為98.4%，震塌區域長度與實驗實測值偏差為4.1%. 圖5(a)給出了不同混凝土本構模型獲得的跨中位移時間曲線與實驗實測值對比圖。由圖5(a)可見，使用K&C模型獲得的最大跨中位移偏差為4.1%，使用CSCM最大偏差增加至15.4%. 綜上所述，本文采用K&C模型模擬30 MPa NSC.

數值模擬結果與近距離爆炸實驗結果對比如表3所示。由表3可知：K&C模型計算得到表面壓碎區長度與實驗實測值平均偏差為14.9%，震塌區域長度與實驗實測值平均偏差為12.5%，最大跨中位移數值模擬結果dn與實驗結果de平均偏差為6.7%. 如圖5(b)所示，RC柱的跨中位移- 時間曲線典型數值模擬結果與實驗結果吻合較好。表明該數值模擬模型可以準確模擬RC柱的近距離爆炸載荷作用下的破壞模式和動態響應。

圖5 數值模擬跨中位移- 時間曲線與實驗結果對比Fig.5 Comparison of numerical and experimental displacement-time curves

以上仿真結果表明，本文所采用的有限元數值模擬方法、材料模型及參數是可靠的，可用于進一步的仿真計算。本節提出的數值模擬結果偏差是由于有限元分析中的一些簡化引起的，如未考慮鋼筋與混凝土之間的粘結滑移、粘結滑移應變率效應以及網格尺寸對剪切效應和材料損傷的影響。

2.2 材料模型驗證

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，為驗證上述HSC、UHPC以及HSS材料模型和參數的正確性，將數值模擬結果與Hammoud等[38]和Aoude等[39]實驗進行了比較，為RC柱抗爆性能的參數分析打下基礎。圖6顯示了RC柱的三維有限元模型。為準確模擬沖擊波載荷，采用殼單元建立載荷傳遞裝置，載荷傳遞裝置兩端采用固支支撐，如圖6(d)激波管載荷加載示意圖所示，利用LOAD_SEGMENT_SET關鍵字將沖擊波載荷均勻作用于載荷傳遞裝置表面。

表3 數值模擬結果與近距離爆炸實驗結果對比Tab.3 Comparison of numerical results and close-in blast experimental results

表4給出了模擬激波管實驗材料模型與DIF模型。材料模型*MAT_CONCRETE_DAMAGE用于模擬NSC與HSC，*MAT_CSCM模型用于模擬UHPC，文獻[40]給出了136 MPa UHPC材料參數，如表5所示。NSS使用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY，對鋼筋的應力- 應變響應進行模擬，并使用Malvar&Crawford模型[41]考慮應變率效應。對于HSS，忽略應變率效應[7]，由Hammoud實驗[14]得到HSS應力- 應變曲線(見圖7)，將其代入LS-DYNA軟件進行計算。

表6和表7比較了仿真計算得到的最大跨中位移dn與實驗測得的最大跨中位移de，給出了測得的反射超壓pr、反射沖量Ir以及正壓作用時間td. 對于仿真計算中所有的HSC柱(包含NSS和HSS)，dn/de為1.04，標準差為6.0%. 對于仿真計算中所有的UHPC柱，dn/de為1.04，標準差為2.0%. 圖8(a)給出了典型構件位移- 時間曲線對比，進一步說明該數值模擬方法可以準確模擬HSC柱(NSS，HSS)和UHPC柱(NSS，HSS)的最大跨中位移。圖8(b)總結了所有構件數值模擬最大跨中位移與實驗最大跨中位移結果對比，得到總體偏差在12%內。

表4 數值模擬激波管實驗材料模型與DIF模型Tab.4 Material and DIF models for shock tube experiment

圖7 鋼筋應力- 應變曲線Fig.7 Stress-strain curves of rebars used in the shock tube experiment

如圖9所示，該有限元分析能夠充分模擬RC柱爆炸載荷作用下的破壞模式。上述仿真結果表明，本文所采用的HSC、UHPC和HSS材料模型及參數是可靠的，可用于進一步的參數分析仿真計算。

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

表6 HSC柱實驗數據與數值模擬結果對比Tab.6 Comparison of experimental and numerical results of HSC columns

表7 UHPC柱實驗數據與數值模擬結果對比Tab.7 Comparison of experimental and numerical results of UHPC columns

圖8 典型位移時間曲線對比與總體結果Fig.8 Typical results and overall result of displacements

圖9 激波管實驗(左)與數值模擬(右)破壞模式對比Fig.9 Comparison of experimental (left) and simulated (right) damage modes of shock tube

3 高性能RC柱參數分析

利用第2節的仿真模型、材料模型和參數，進一步研究混凝土類型以及鋼筋類型對RC柱在近距離爆炸載荷作用下抗爆性能的影響。分析對象采用原型柱，柱高3.4 m，RC柱腳底面豎直方向的位移被約束，柱腳視為固支；柱頭和柱腳四周水平方向的位移被約束，柱頂施加軸向載荷，RC柱頂由于軸向力作用可延豎直方向移動。截面構造如圖10所示，20M型縱筋配筋率ρc和10M型箍筋配筋率ρv如表8所示，軸壓比保持為0.2不變。

圖10 參數分析RC柱截面構造Fig.10 Configuration of RC columns in parametric study

表8 參數分析中縱筋配筋率以及箍筋配筋率Tab.8 Longitudinal reinforcement ratio and stirrupreinforcement ratio in parametric study

為研究近距離爆炸載荷作用下高性能RC柱的動態響應，依據CSA S850-12標準，保持比例距離Z=0.8 m/kg1/3(比例距離Z是關于TNT質量m和爆距hm之間的函數Z=hm/m1/3)，首先采用50 kg TNT炸藥在RC柱跨中正上方對其進行毀傷，然后每次新算例中爆炸載荷增加50 kg TNT對新的RC柱進行毀傷，直至鋼筋混凝土柱無法承受軸向載荷而完全壓垮倒塌，載荷加載方式如圖11所示。典型破壞模式如圖12所示，可見RC柱由于爆炸載荷作用失去軸向載荷承載能力，在跨中處發生斷裂破壞，由于軸向載荷作用從而倒塌。圖13(a)和圖13(b)分別給出了50 kg和200 kg TNT作用下位移- 時間曲線對比和軸力- 時間曲線對比，可以看出200 kg TNT爆炸載荷作用下，RC柱跨中位移曲線不斷增加，軸向承載能力趨于0，發生完全壓倒破壞。

圖11 RC柱載荷加載方式Fig.11 Schematic diagram of loading on RC column

圖12 RC柱破壞模式Fig.12 Damage mode of RC column

圖13 50 kg和200 kg TNT作用下30 MPa RC柱動態響應對比Fig.13 Comparison of dynamic responses of 30 MPa RC columns subjected to 50 kg and 200 kg blast loads

3.1 混凝土強度的影響

利用以上有限元模型，研究30 MPa、80 MPa和140 MPa共3種混凝土強度RC柱在近距離爆炸載荷作用下的動態響應。計算中保持比例距離為0.8 m/kg1/3不變，通過改變藥量改變爆炸載荷大小，計算中藥量不斷增加，直至RC柱完全倒塌。

圖14(a)比較了3種混凝土強度RC柱的位移響應，可以看出相同爆炸載荷作用下，隨著混凝土強度的提高，RC柱的跨中位移隨之減少。例如，在給定的150 kg爆炸載荷，30 MPa、80 MPa和140 MPa混凝土柱的跨中位移分別為29.1 mm、23.6 mm和13.7 mm.

隨著混凝土強度的增加，柱承受爆炸載荷的能力也隨之增加，本文中抗爆能力定義為RC柱倒塌前能承受的最大爆炸載荷。當混凝土強度從30 MPa增加到80 MPa時，需要100 kg額外的炸藥才能引起柱的破壞。當使用140 MPa UHPC時，與80 MPa混凝土柱承受的250 kg藥量相比，其承受爆炸載荷能力增加到2 500 kg藥量，相同比例距離下，該結構RC柱承受TNT藥量提高10倍(RC柱倒塌前能承受的最大爆炸載荷)。

同時可以看出，UHPC柱的延性大幅增加，破壞時的跨中位移增加到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柱破壞倒塌時的跨中位移分別為29.1 mm和31.4 mm，HSC柱的延性沒有明顯增加。雖然HSC可以更好地控制爆炸載荷下的最大位移和殘余位移，但是使用HSC不能提供更大的延性，表明撓性構件的抗爆性能受拉伸鋼筋的性能影響更大。Li等[7]通過激波管實驗得到了相同的結論。

圖14 不同強度(類型)RC柱在爆炸載荷作用下的動態響應Fig.14 Dynamic responses of RC columns with different concrete strength

圖15 不同混凝土強度(類型)RC柱最終破壞模式對比(比例距離0.8 m/kg1/3，藥量200 kg和100 μs時刻)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)

圖16 UHPC柱背爆面跨中混凝土應力狀態Fig.16 Stress-time history of concrete at rear surface of UHPC column

圖17給出了不同混凝土強度RC柱吸收能量對比。由圖17可以看出：在相同的TNT藥量下(150 kg)，對于30 MPa混凝土柱，混凝土吸收能量占整個柱內能的49%；當使用80 MPa HSC時，混凝土吸收能量占比下降到41%，大部分能量被鋼筋吸收，占56.5%，這是因為相比于30 MPa混凝土柱，80 MPa HSC柱塑性變形只下降了3 mm，鋼筋吸收的能量只減小1.48 kJ，然而混凝土壓縮碎裂和震塌破壞大幅減小，混凝土吸收的內能減小3.6 kJ；當使用UHPC時，RC柱的內能大部分被混凝土吸收，占74%，這是因為UHPC柱脆性增加，塑性變形大幅度減小，導致鋼筋吸收的內能相比HSC柱減小2.77 kJ，證明了混凝土強度(類型)對RC柱能量耗散起了重要作用。同時還發現，箍筋吸收的能量占比不到1%，但是箍筋通過給混凝土提供側限壓力從而增加了混凝土強度[42]，并且減小了RC柱震塌效應[43]與剪切破壞[36]。

圖17 150 kg藥量下不同混凝土強度RC柱能量對比(100 μs時刻)Fig.17 Comparison of internal energies of RC columns with different concrete strength subjected to 150 kg TNT blast loading at 100 μs

圖18 不同藥量下UHPC柱能量對比(100 μs時刻)Fig.18 Comparison of internal energies of UHPC column subjected to different blast loading at 100 μs

圖18對比了不同TNT藥量下UHPC柱能量耗散狀態。由圖18可以看出：當爆炸載荷較小時，大部分能量被混凝土吸收，這是因為混凝土直接面對沖擊波而耗散了大量的爆炸能量；隨著藥量的增加，由于塑性變形使爆炸能量傳遞到內部鋼筋，混凝土吸收能量占比隨之下降，但是也保持在50%以上；當藥量從200 kg增加到750 kg時，混凝土吸收能量占比從74%下降到58.5%，最大跨中位移(塑性變形)增加導致鋼筋吸收能量大幅提高(占比從25.7%增加到48.8%)；隨著藥量的繼續增加，鋼筋在RC柱中的貢獻越來越大，鋼筋的屈服破壞決定了RC柱整體抗爆性能。綜上所述可知，能量吸收水平取決于混凝土類型、結構的塑性響應和鋼筋的損壞。

綜上所述，UHPC使柱在完全破壞前能夠承受較大的爆炸載荷(140 MPa UHPC柱能夠承受的最大藥量為80 MPa HSC柱的10倍)，并使柱子更具延性(破壞前的變形能力)。在給定的爆炸荷載下，提高的混凝土強度顯著降低了跨中位移。

3.2 鋼筋強度的影響

為研究HSS對RC柱在近距離爆炸載荷作用下動態響應的影響，對30 MPa混凝土與NSS組合、30 MPa混凝土與HSS組合、140 MPa UHPC與NSS組合以及140 MPa UHPC與HSS組合4種RC柱的爆炸響應進行仿真計算。

圖19 不同鋼筋類型加固RC柱位移響應對比Fig.19 Displacement responses of RC columns

如圖19所示為使用HSS強度減小RC柱的位移響應。例如對于UHPC RC柱，當爆炸載荷為1 500 kg時，NSS(fy=400 MPa)和HSS(fy=1 000 MPa)加固RC柱的位移響應分別為82.6 mm和70.3 mm。然而對于30 MPa RC柱，使用HSS增強了RC柱的抗爆能力，例如：NSS(fy=400 MPa)和HSS(fy=1 000 MPa)加固的30 MPa混凝土柱分別能夠承受150 kg和200 kg的爆炸載荷。然而對于UHPC柱，使用HSS反而降低了RC柱的抗爆能力，NSS和HSS加固的UHPC柱分別能夠承受2 500 kg和1 500 kg的爆炸載荷，這是因為對于UHPC柱，使用HSS加固后柱的脆性增加，造成超筋梁現象，易于發生剪切破壞。

如圖20所示，對UHPC柱，當爆炸載荷為2 000 kg時，NSS加固沒有破壞，而HSS加固發生嚴重的剪切破壞(見圖21)，當使用HSS時，RC柱的最大剪切應力也隨之增加152%，RC柱破壞模式由彎曲破壞變為剪切破壞。由于過度加固，RC柱脆性增加，抗爆能力反而下降。

圖20 不同鋼筋類型柱的最終破壞模式(比例距離0.8 m/kg1/3，爆炸載荷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)

圖21 不同鋼筋加固UHPC柱最大剪切應力- 時間曲線對比(比例距離0.8 m/kg1/3，爆炸載荷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)

綜上所述，對于UHPC柱，與NSS相比，使用HSS的混凝土柱在較低爆炸載荷下可能會失效，因為一方面HSS的斷裂應變較??；另一方面由應力分析可知，HSS增加了UHPC柱的脆性，使其更易發生剪切破壞，抗爆性能反而減弱。

4 結論

本文運用有限元顯示動力分析軟件LS-DYNA建立了RC柱的三維有限元模型，該模型運用了光滑粒子流體動力學(SPH)方法對混凝土進行建模，并考慮了材料的應變率效應。通過與近距離爆炸實驗結果對比證明了近距離爆炸RC柱有限元模型算法的合理性，通過與激波管實驗結果對比證明了HSC(*MAT072R_CONCRETE_DAMAGE_REL3)、HSS(*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY)和UHPC(*MAT_CSCM_CONCRETE)材料模型和參數以及應變率效應模型的合理性，以此通過參數化分析從機理上研究了混凝土類型和鋼筋類型對RC柱抗爆性能的影響規律。得到主要結論如下：

1)與80 MPa HSC柱和30 MPa混凝土柱相比，140 MPa UHPC柱可以大幅度減小柱的位移，局部破壞模式由震塌破壞轉為裂紋破壞，是更好的抗爆材料。在比例距離為0.8 m/kg1/3的近距離爆炸相同比例距離下，與80 MPa HSC柱相比，140 MPa UHPC柱承受TNT藥量提高10倍、延性提高4倍、相同爆炸載荷作用下吸收能量下降25%；HSC柱延性與30 MPa混凝土柱相比，延性沒有明顯增加。

2)通過能量耗散分析發現，混凝土和鋼筋塑性破壞對RC柱能量吸收機理起著重要作用，近距離爆炸載荷作用下，混凝土吸收能量總體占比在40%以上。相同藥量下，HSC柱中鋼筋吸收了大部分能量，而UHPC柱中混凝土吸收了大部分能量，隨著藥量的增加，鋼筋對UHPC柱抗爆性能的貢獻隨之增大。

3)HSS影響了UHPC柱的破壞模式，破壞模式由彎曲破壞轉變為剪切破壞，抗爆性能相比HSS與30 MPa混凝土組合反而減弱。這是因為HSS增加了UHPC柱的脆性，其剪切應力隨之增加，RC柱的破壞模式由鋼筋的斷裂轉變為混凝土的失效破壞。當使用HSS與UHPC組合時，要注意提高其剪切承載力。