FRP鋼管混凝土柱抗爆性能數(shù)值模擬

趙均海，董 婧，張冬芳，李瑩萍

(長(zhǎng)安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710061)

0 引 言

鋼管混凝土作為經(jīng)典的鋼管筒體內(nèi)填混凝土組合結(jié)構(gòu)已被廣泛研究并應(yīng)用在建筑結(jié)構(gòu)中。鋼管混凝土具有承載力高、塑性和韌性好及施工方便等特點(diǎn)[1-2]。然而在某些特定的環(huán)境下，不得不采用厚壁、大直徑的鋼管，造成工作量大、安裝工序繁瑣、成本過(guò)高等問(wèn)題；同時(shí)，由于鋼管裸露在外，在某些高腐蝕性環(huán)境中采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu)就必須對(duì)鋼管進(jìn)行防腐保護(hù)，從而增加養(yǎng)護(hù)成本。纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRP)是由纖維材料與樹(shù)脂基體材料按一定的比例混合后形成的高性能復(fù)合材料。FRP具有比強(qiáng)度高、耐腐蝕等特點(diǎn)，已廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐中[3-4]。近些年，一種基于鋼管混凝土的新型結(jié)構(gòu)——FRP鋼管混凝土結(jié)構(gòu)被提出。FRP鋼管混凝土結(jié)構(gòu)即FRP復(fù)合材料與鋼管混凝土組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，鋼管對(duì)混凝土約束的同時(shí)，F(xiàn)RP對(duì)鋼管混凝土整體又進(jìn)行了二次加固。一方面，F(xiàn)RP鋼管混凝土結(jié)構(gòu)可以作為一種新型結(jié)構(gòu)應(yīng)用于新建建筑之中；另一方面，F(xiàn)RP材料也可以作為修復(fù)材料用來(lái)加固既有的鋼管混凝土結(jié)構(gòu)。

目前學(xué)者們對(duì)FRP鋼管混凝土構(gòu)件的研究主要集中在軸壓、偏壓、抗彎等靜力性能方面[5-8]，對(duì)FRP鋼管混凝土的抗震性能、抗沖擊性能也有所涉及[9-11]，但對(duì)FRP鋼管混凝土的抗爆性能研究相對(duì)有限。Wang等[12]運(yùn)用數(shù)值模擬的方式研究了FRP-混凝土-鋼管組合柱在爆炸荷載下的動(dòng)力響應(yīng)，并分析了FRP、鋼管厚度、混凝土強(qiáng)度等因素對(duì)組合柱抗爆性能的影響。該組合柱與本文研究的FRP鋼管共同約束混凝土組合柱并不完全相同。徐堅(jiān)鋒[13]對(duì)爆炸荷載下的CFRP鋼管混凝土柱進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，但該模擬的荷載方式為將爆炸荷載簡(jiǎn)化為三角形荷載，忽略了爆炸沖擊波負(fù)壓區(qū)的作用。因此，對(duì)于FRP鋼管混凝土柱抗爆性能的有效研究方法仍需要進(jìn)一步探索。

結(jié)構(gòu)的爆炸問(wèn)題是較為典型的非線性瞬時(shí)動(dòng)力學(xué)問(wèn)題，運(yùn)用解析方法求解爆炸力學(xué)的問(wèn)題存在一定難度，運(yùn)用試驗(yàn)方法不僅費(fèi)用高昂，而且無(wú)法體現(xiàn)出爆炸的過(guò)程狀態(tài)。數(shù)值模擬可以大幅度節(jié)省試驗(yàn)經(jīng)費(fèi)，也可以觀測(cè)出很多試驗(yàn)中無(wú)法得到的數(shù)據(jù)和現(xiàn)象。因此，在構(gòu)件與結(jié)構(gòu)抗爆問(wèn)題的研究上，常采用數(shù)值模擬的方法[14-17]。本文采用多物質(zhì)流固耦合方法建立爆炸荷載下FRP鋼管混凝土柱模型，從構(gòu)件位移、應(yīng)力等角度分析了FRP鋼管混凝土柱的抗爆性能。此外，還分析了FRP層數(shù)、混凝土強(qiáng)度等級(jí)及鋼管屈服強(qiáng)度對(duì)FRP鋼管混凝土柱抗爆性能的影響。

1 材料的非線性本構(gòu)模型

1.1 空氣材料模型及狀態(tài)方程

空氣采用LS-DYNA中的*MAT_NULL材料模型及*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程，線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程為

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+

(C4+C5μ+C6μ2)E

(1)

(2)

式中：P為爆轟壓力；C0～C6為狀態(tài)參數(shù)；V為相對(duì)體積；E為單位體積內(nèi)能。

模擬空氣時(shí)主要參數(shù)及取值見(jiàn)表1。

表1 空氣材料參數(shù)

1.2 炸藥材料模型及狀態(tài)方程

炸藥采用LS-DYNA中的*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型及*EOS_JWL狀態(tài)方程，JWL狀態(tài)方程為

(3)

式中：ω，A，B，R1，R2為材料常數(shù)。

當(dāng)模擬TNT炸藥時(shí)，主要參數(shù)及取值見(jiàn)表2。

1.3 鋼管材料模型

鋼管采用LS-DYNA中的*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型。該模型為塑性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，考慮了應(yīng)變率影響，適合高應(yīng)變率下鋼材的模擬。該材料模型建立在Cowper-Symonds模型基礎(chǔ)之上，其考慮應(yīng)變率的屈服條件為[18]

表2 TNT材料參數(shù)

(4)

本文中鋼管材料常數(shù)取值見(jiàn)表3。

表3 鋼管材料參數(shù)

1.4 混凝土材料模型

混凝土采用LS-DYNA中的*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型。該模型可以應(yīng)用于大應(yīng)變、高應(yīng)變率及高壓下混凝土材料的模擬。Johnson-Holmquist-Cook模型是Holmquist等[19]提出的一種率相關(guān)損傷型本構(gòu)模型，其等效屈服強(qiáng)度為

(5)

D的表達(dá)式為[20]

(6)

混凝土材料模型綜合考慮了混凝土大應(yīng)變、高應(yīng)變率以及損傷積累的影響，能夠較好地描述混凝土在爆炸、高速?zèng)_擊與侵徹下的力學(xué)行為[21]。本文中混凝土材料部分參數(shù)取值如表4所示[22]，其中，PC為壓潰點(diǎn)的壓力，UC為壓潰點(diǎn)體積應(yīng)變，PL為壓實(shí)點(diǎn)壓力。

1.5 FRP材料模型

FRP采用線彈性材料模型。FRP布在拉斷之前可以認(rèn)為一直處于彈性階段，因此可以用線彈性的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系來(lái)模擬其本構(gòu)關(guān)系[23-24]。在動(dòng)力荷載作用下，材料的強(qiáng)度會(huì)隨著應(yīng)變率的變化而改變。與鋼材、混凝土明顯的應(yīng)變率效應(yīng)相比，F(xiàn)RP的應(yīng)變率效應(yīng)并不明顯[25]。因此，在數(shù)值模擬中可以忽略FRP的應(yīng)變率效應(yīng)[26]。本文中FRP材料參數(shù)取值見(jiàn)表5。

表4 混凝土材料參數(shù)

表5 FRP材料參數(shù)

2 有限元模型驗(yàn)證

由于缺乏FRP鋼管混凝土柱的抗爆試驗(yàn)數(shù)據(jù)，因此本文選取了筆者課題組所做的鋼管混凝土柱抗爆試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，視為FRP為0層時(shí)的特殊工況。此外，為了驗(yàn)證FRP材料模型選擇的合理性，又建立了爆炸荷載下FRP鋼筋混凝土柱數(shù)值模型，與FRP鋼筋混凝土柱抗爆試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

2.1 鋼管混凝土柱爆炸試驗(yàn)

在中國(guó)兵器工業(yè)試驗(yàn)測(cè)試研究院進(jìn)行了3個(gè)圓鋼管混凝土柱的靜爆試驗(yàn)[27]，鋼管混凝土柱高為1 800 mm，鋼管外直徑為273 mm，壁厚7 mm，采用Q235熱軋無(wú)縫鋼管，鋼管內(nèi)澆注C40細(xì)石混凝土。本文對(duì)SC-1，SC-2試件進(jìn)行數(shù)值模擬驗(yàn)證。采用ANSYS/LS-DYNA軟件進(jìn)行了前處理。采用125 mm×125 mm×125 mm的立方體來(lái)模擬3 kg的TNT炸藥，空氣域尺寸為2 500 mm×1 000 mm×2 500 mm?？諝庥虺酌嫣砑觿傂云矫?，其余各面采用無(wú)邊界反射條件。網(wǎng)格尺寸為25 mm×25 mm。炸藥、空氣、鋼管、混凝土均采用Solid實(shí)體單元。網(wǎng)格劃分后鋼管單元數(shù)為2 304，混凝土單元數(shù)為6 912。加入關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION來(lái)判斷單元是否失效。鋼管混凝土柱兩端按固接考慮，添加位移和轉(zhuǎn)動(dòng)約束。

由于SC-1試件為小藥量的爆炸試驗(yàn)，試件沒(méi)有發(fā)生明顯的破壞現(xiàn)象，且沒(méi)有產(chǎn)生明顯的位移。因此，主要將SC-1柱身上6個(gè)測(cè)點(diǎn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。測(cè)點(diǎn)1#～6#分別設(shè)置在柱子迎爆面的柱頂、柱中、柱底與背爆面的柱頂、柱中和柱底。表6為試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬數(shù)據(jù)對(duì)比情況。由表6可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體誤差較小。

表6 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

采用與SC-1同樣的建模方法對(duì)SC-2的爆炸試驗(yàn)進(jìn)行建模。采用350 mm×300 mm×300 mm的立方體來(lái)模擬50 kg的TNT炸藥，炸藥中心距柱身0.7 m。由于本次試驗(yàn)為近距離大藥量爆炸試驗(yàn)，試件發(fā)生了明顯破壞現(xiàn)象。試件在50 kgTNT炸藥近爆荷載作用下的破壞形式見(jiàn)圖1。通過(guò)對(duì)比可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果接近，柱跨中都出現(xiàn)了明顯的變形。通過(guò)數(shù)值模擬的試件跨中位移可知，柱中最大位移為91.276 mm，而試驗(yàn)結(jié)果為93 mm，相對(duì)誤差為1.85%，差異較小。驗(yàn)證了該數(shù)值模型的可行性。

圖1 試件SC-2的破壞形式

2.2 FRP鋼筋混凝土柱爆炸試驗(yàn)

劉路[28]對(duì)8根不同防護(hù)的鋼筋混凝土圓形墩柱進(jìn)行了野外現(xiàn)場(chǎng)爆炸試驗(yàn)。柱有效高度為3 500 mm，截面直徑為400 mm?；炷翉?qiáng)度等級(jí)為C40，配筋率為0.9%，縱筋為10根直徑12 mm的HRB400帶肋鋼筋，箍筋為直徑8 mm的HPB300光圓鋼筋，柱頂、柱底箍筋間距為100 mm，柱中箍筋間距為150 mm。構(gòu)件JS5為外包1層FRP布的鋼筋混凝土圓柱，對(duì)該構(gòu)件進(jìn)行了4種不同工況下的爆炸試驗(yàn)。本文對(duì)工況25，27進(jìn)行模擬驗(yàn)證，根據(jù)第2.1節(jié)建模方法對(duì)爆炸試驗(yàn)進(jìn)行建模，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖2為構(gòu)件迎爆面高1 330 mm處測(cè)點(diǎn)超壓時(shí)程曲線對(duì)比，圖3為構(gòu)件背爆面高3 300 mm處測(cè)點(diǎn)3#加速度時(shí)程曲線對(duì)比。由圖2，3可知，試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬數(shù)據(jù)基本吻合。

圖2 測(cè)點(diǎn)2#超壓時(shí)程曲線

圖3 測(cè)點(diǎn)3#加速度時(shí)程曲線

3 FRP鋼管混凝土柱模型的建立

由前文可知材料模型的選擇和數(shù)值模型的建立都是合理的。本文采用上述模型的建立方法對(duì)典型的FRP鋼管混凝土柱進(jìn)行抗爆分析。模擬構(gòu)件為圓形截面鋼管混凝土柱，柱高為3 000 mm，鋼管外直徑為500 mm，核心混凝土直徑為480 mm，鋼管壁厚為10 mm，鋼管外包厚0.167 mm的FRP布，柱兩端固定約束。炸藥為300 mm×300 mm×300 mm的TNT(質(zhì)量相當(dāng)于44.28 kg)，炸藥中心點(diǎn)距離地面高1.5 m，距離構(gòu)件迎爆面1 m?？諝庥虺叽鐬? 500 mm×2 000 mm×3 600 mm?？諝庥虺酌嫣砑觿傂云矫妫溆喔髅娌捎脽o(wú)邊界反射條件。過(guò)大的網(wǎng)格尺寸會(huì)使計(jì)算結(jié)果精確度降低，而過(guò)小的網(wǎng)格尺寸會(huì)降低計(jì)算效率，因而本文網(wǎng)格尺寸為25 mm×25 mm。劃分網(wǎng)格后FRP單元數(shù)為7 680，鋼管單元數(shù)為7 680，混凝土單元數(shù)為46 080，TNT單元數(shù)為1 728，空氣單元數(shù)為1 150 272。網(wǎng)格劃分后的柱截面及整體有限元模型如圖4所示。

圖4 有限元模型

采用多物質(zhì)流固耦合方法來(lái)模擬炸藥與結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系。使用關(guān)鍵字*SECTION_SOLID來(lái)實(shí)現(xiàn)FRP、鋼管、混凝土的Lagrange算法，使用關(guān)鍵字*SECTION_SOLID_ALE將炸藥和空氣定義為ALE算法。再通過(guò)關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID和*ALE將流體和固體耦合在一起[29]。這種方法與共用節(jié)點(diǎn)和接觸耦合法相比，雖然計(jì)算量較大且計(jì)算效率偏低，但該算法網(wǎng)格可以在空間中流動(dòng)，避免了在計(jì)算過(guò)程中網(wǎng)格的畸變，計(jì)算精度較高。使用關(guān)鍵字*INITIAL_DETONATION引爆炸藥。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

將上述建好的模型導(dǎo)入LS-DYNA V971R7軟件中求解計(jì)算，隨后將結(jié)果導(dǎo)入后處理軟件LS-PREPOST進(jìn)行分析。

4.1 FRP鋼管混凝土柱破壞形態(tài)

圖5為FRP鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)。由圖5可以看出，柱中處產(chǎn)生了位移，鋼管沒(méi)有發(fā)生明顯破壞。在柱中及柱兩端處的混凝土有部分脫落，但由于外部有FRP材料與鋼管的雙重約束，因此混凝土沒(méi)有發(fā)生飛濺現(xiàn)象。柱整體變形情況較好，表示FRP鋼管混凝土柱有著較好的抗爆性能。

圖5 破壞形態(tài)

4.2 位 移

為研究構(gòu)件在爆炸荷載作用下的位移變化，圖6給出了不同時(shí)刻FRP鋼管混凝土柱迎爆面x方向(爆炸沖擊波傳播方向)的位移云圖。從圖6可以看出，時(shí)間t=0.4 ms時(shí)，爆炸沖擊波剛抵達(dá)FRP鋼管混凝土柱，柱中位移較為明顯，達(dá)到9.924 mm。隨著時(shí)間的不斷增加，構(gòu)件位移也在不斷增大。當(dāng)t=0.9 ms時(shí)，柱中位移達(dá)到最大值24.13 mm。當(dāng)t=2.2 ms時(shí)，柱中位移有所降低，上下兩端處位移有所增加。位移在整體上呈現(xiàn)中部大、兩端小的對(duì)稱分布形式。

圖7為FRP鋼管混凝土柱中點(diǎn)在爆炸荷載作用下位移時(shí)程曲線。從圖7可以看出，在爆炸開(kāi)始后的0～0.2 ms內(nèi)，F(xiàn)RP鋼管混凝土柱并未發(fā)生橫向(x軸方向)位移。這段時(shí)間為空氣中的炸藥起爆后沖擊波在空氣中的傳播時(shí)間。0.2 ms后，F(xiàn)RP鋼管混凝土柱中部沿爆炸沖擊波傳播方向(x軸正方向)位移迅速增加，在0.9 ms時(shí)達(dá)到最大，最大橫向位移為24.13 mm。隨后FRP鋼管混凝土柱的橫向位移逐漸減小，并在12 mm左右振動(dòng)。

圖6 迎爆面不同時(shí)刻位移云圖(單位:mm)

圖7 柱中位移時(shí)程曲線

4.3 鋼管等效應(yīng)力

爆炸沖擊荷載下FRP鋼管混凝土柱的應(yīng)力狀態(tài)是十分復(fù)雜的，通常采用等效應(yīng)力來(lái)表示其應(yīng)力特征。圖8給出了不同時(shí)刻鋼管迎爆面等效應(yīng)力云圖。

從圖8可知，在0.3 ms時(shí)，柱中應(yīng)力迅速增大。柱中峰值應(yīng)力達(dá)到了410.93 MPa，超過(guò)了鋼管的靜態(tài)屈服強(qiáng)度。隨著時(shí)間的推移，應(yīng)力較大的區(qū)域逐漸由柱中逐漸向柱的兩端延伸。在1.6 ms時(shí)，柱中及柱兩端大部分單元應(yīng)力都在294～364 MPa之間，超出了鋼管的靜態(tài)屈服強(qiáng)度。柱中與柱頂、柱底之間的過(guò)渡區(qū)應(yīng)力相對(duì)較小，沒(méi)有超過(guò)鋼管的靜態(tài)屈服強(qiáng)度。在3 ms時(shí)，柱中及柱兩端應(yīng)力開(kāi)始減小。等效應(yīng)力總體上呈現(xiàn)上下對(duì)稱分布。由此可見(jiàn)，爆炸荷載作用下的FRP鋼管混凝土柱易受到損傷的部位為柱中及柱兩端。

4.4 混凝土等效應(yīng)力

圖9給出了不同時(shí)刻混凝土側(cè)面的等效應(yīng)力云圖。從圖9可以看出，與鋼管的等效應(yīng)力相比，混凝土的等效應(yīng)力沿構(gòu)件縱向分布比較均勻。在初始階段，混凝土柱中等效應(yīng)力迅速增大，柱中峰值處達(dá)到了150 MPa，超過(guò)了混凝土靜態(tài)極限應(yīng)力。其他區(qū)域等效應(yīng)力偏小，沒(méi)有超過(guò)混凝土靜態(tài)極限應(yīng)力。由于模擬時(shí)添加了EROSION關(guān)鍵字，當(dāng)混凝土單元拉伸應(yīng)變值超過(guò)設(shè)定的失效應(yīng)變0.001時(shí)，該單元會(huì)被刪除[30]。隨著時(shí)間的推移，混凝土柱中部分單元先退出工作；柱頂、柱底處應(yīng)力增大，此處單元隨后退出工作，發(fā)生剪切破壞。背爆面柱中處應(yīng)力逐漸增大，部分單元的等效應(yīng)力值在47～56 MPa之間，超過(guò)了混凝土靜態(tài)極限應(yīng)力。由此可知，在迎爆面柱中和柱兩端以及背爆面柱中的混凝土等效應(yīng)力值偏大，上述區(qū)域也為混凝土在爆炸荷載下的易損區(qū)域。

圖8 迎爆面不同時(shí)刻鋼管等效應(yīng)力(單位:MPa)

圖9 側(cè)面不同時(shí)刻混凝土等效應(yīng)力(單位:MPa)

4.5 FRP等效應(yīng)力

圖10給出了FRP鋼管混凝土在爆炸荷載作用下FRP的等效應(yīng)力云圖。由圖10可知，F(xiàn)RP的應(yīng)力分布與鋼管應(yīng)力分布類似。應(yīng)力較大的區(qū)域仍為柱中區(qū)域。隨著時(shí)間的推移，柱兩端處應(yīng)力逐漸增大。形成柱中及柱兩端應(yīng)力較大，柱中至柱頂、柱底過(guò)渡區(qū)應(yīng)力較小的分布狀態(tài)。

圖10 迎爆面不同時(shí)刻FRP等效應(yīng)力(單位:MPa)

5 參數(shù)分析

5.1 FRP層數(shù)

為了研究FRP層數(shù)變化對(duì)FRP鋼管混凝土柱抗爆性能的影響，在保持其他材料參數(shù)不變的條件下，通過(guò)改變FRP的厚度來(lái)對(duì)爆炸荷載作用下不同層數(shù)的FRP鋼管混凝土柱動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行模擬分析。

圖11給出了當(dāng)FRP為0～4層(FRP厚度分別為0，0.167，0.334，0.501，0.668 mm)時(shí)FRP鋼管混凝土柱的柱中位移時(shí)程曲線。從圖11可以看出：當(dāng)FRP為0層時(shí)，即無(wú)FRP約束的鋼管混凝土柱在爆炸荷載作用下柱中最大位移為30.17 mm；當(dāng)FRP為1層時(shí)，F(xiàn)RP鋼管混凝土柱中最大位移為24.13 mm，與未加固的鋼管混凝土柱相比，位移減少了6.04 mm，由此可知FRP的約束可以有效地提高鋼管混凝土柱的抗爆性能；當(dāng)FRP為2～4層時(shí)，柱中最大位移分別為22.11，19.52，19.37 mm。這說(shuō)明隨著FRP層數(shù)的增加，柱的抗爆性能也得到進(jìn)一步提升，但FRP層數(shù)對(duì)柱抗爆性能的影響逐漸減弱。3層FRP與4層FRP的柱中位移已經(jīng)比較接近，但顯然3層要比4層更為經(jīng)濟(jì)。

圖11 不同F(xiàn)RP層數(shù)柱中位移時(shí)程曲線

5.2 混凝土強(qiáng)度等級(jí)

圖12 不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)柱中位移時(shí)程曲線

為了研究不同強(qiáng)度等級(jí)的混凝土對(duì)FRP鋼管混凝土柱抗爆性能的影響，保持其他參數(shù)不變，對(duì)4種混凝土強(qiáng)度等級(jí)不同的FRP鋼管混凝土柱在同一爆炸荷載下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析。圖12為這4種柱的柱中位移時(shí)程曲線。由圖12可知，當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C35，C40，C45，C50時(shí)，F(xiàn)RP鋼管混凝土柱中最大位移分別為28.32，24.13，21.65，18.90 mm。隨混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，F(xiàn)RP鋼管混凝土柱中最大位移逐漸減小。這說(shuō)明提高混凝土強(qiáng)度可以提高FRP鋼管混凝土柱的抗爆性能。

5.3 鋼材屈服強(qiáng)度

圖13 不同鋼管屈服強(qiáng)度柱中位移時(shí)程曲線

為研究鋼材屈服強(qiáng)度對(duì)FRP鋼管混凝土柱抗爆性能的影響，保持其他參數(shù)不變，對(duì)4種不同屈服強(qiáng)度鋼材的FRP鋼管混凝土柱進(jìn)行抗爆分析。柱中位移時(shí)程曲線如圖13所示。由圖13可知，當(dāng)鋼管屈服強(qiáng)度為Q235，Q345，Q390，Q430時(shí)，F(xiàn)RP鋼管混凝土最大位移分別為24.13，22.45，21.80，20.64 mm。隨著鋼管屈服強(qiáng)度的提高，由爆炸荷載所致的構(gòu)件位移也隨之減小，但減小的幅度也相應(yīng)降低。這說(shuō)明提高鋼管的屈服強(qiáng)度可以提高FRP鋼管混凝土柱的抗爆性能，但影響程度不大。

6 結(jié)語(yǔ)

(1)鋼材采用塑性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，混凝土采用Johnson-Holmquist-Cook模型，F(xiàn)RP采用線彈性模型，運(yùn)用ALE流固耦合方法建立了爆炸荷載作用下FRP鋼管混凝土數(shù)值模型。模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了數(shù)值模型的合理性。該模型可以進(jìn)一步推廣到分析不同截面、不同比例距離下FRP鋼管混凝土構(gòu)件的抗爆性能，為該類構(gòu)件的抗爆設(shè)計(jì)與防護(hù)提供了一定依據(jù)。

(2)在爆炸荷載作用下，構(gòu)件沿爆炸沖擊波傳播方向產(chǎn)生位移。位移在短時(shí)間內(nèi)迅速達(dá)到峰值，隨即下降到某一個(gè)范圍內(nèi)振動(dòng)。位移整體上呈現(xiàn)柱中偏大、兩端偏小的分布。鋼管、混凝土、FRP的應(yīng)力總體呈現(xiàn)出對(duì)稱型分布狀態(tài)。柱中及柱兩端應(yīng)力偏大，柱中至柱兩端之間過(guò)渡區(qū)域應(yīng)力偏小。爆炸荷載作用下FRP鋼管混凝土柱易受損部位為柱中及柱兩端。

(3)FRP的約束提高了鋼管混凝土柱的側(cè)向剛度和承載能力。FRP層數(shù)越多，構(gòu)件的抗爆性能越好，但隨著層數(shù)的增多，F(xiàn)RP對(duì)構(gòu)件抗爆性能的影響變小。因此，F(xiàn)RP的最優(yōu)且最經(jīng)濟(jì)的層數(shù)有待進(jìn)一步研究。此外，提升混凝土強(qiáng)度及鋼管屈服強(qiáng)度均可以提高FRP鋼管混凝土柱的抗爆性能。