考慮高溫影響的鋼管混凝土柱抗爆性能研究*

胡文偉，王 蕊，趙 暉，張 力

（太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山西 太原 030024）

鋼管混凝土柱常用于地鐵站、高層及超高層建筑等重要結(jié)構(gòu)中，其遭遇破壞后將嚴(yán)重威脅生命財(cái)產(chǎn)安全。因此，對(duì)于鋼管混凝土柱在火災(zāi)與爆炸耦合作用下力學(xué)性能研究具有工程意義。

目前關(guān)于結(jié)構(gòu)構(gòu)件在火災(zāi)與爆炸耦合作用下的力學(xué)性能研究較少，多數(shù)研究集中在爆炸后耐火極限[1-6]以及火災(zāi)后抗爆性能[7-9]。而實(shí)際災(zāi)害發(fā)生時(shí)，爆炸通常是伴隨著火災(zāi)發(fā)生的。2015 年，Ruan 等[10]對(duì)高溫與爆炸耦合作用下鋼筋混凝土柱動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值研究，分析了不同受火方式下(單面、相對(duì)面與四面受火等)兩端固結(jié)鋼筋混凝土柱受爆炸荷載后的損傷。研究發(fā)現(xiàn)，該類構(gòu)件主要表現(xiàn)為兩端剪切與跨中彎曲變形的破壞模式，且四面受火構(gòu)件在爆炸荷載作用下跨中變形最大。相比鋼筋混凝土，由于鋼材外露，火災(zāi)高溫對(duì)鋼管混凝土損傷更為嚴(yán)重，此時(shí)若受爆炸荷載，構(gòu)件破壞過程及機(jī)理與鋼筋混凝土有明顯區(qū)別。而目前尚未查閱到針對(duì)火災(zāi)與爆炸耦合作用下鋼管混凝土構(gòu)件抗爆性能的研究。

為此，本文將采用ABAQUS 軟件對(duì)ISO834 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用下鋼管混凝土柱抗爆性能進(jìn)行研究，重點(diǎn)分析其破壞模式與變形特征、應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展、鋼管與核心混凝土相互作用以及能量分配等問題，并研究受火時(shí)間、鋼管與混凝土強(qiáng)度、含鋼率、爆炸當(dāng)量以及軸壓比對(duì)其在標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下抗爆性能的影響。

1 有限元模型建立與驗(yàn)證

1.1 材料模型

1.1.1 高溫下材料力學(xué)性能與熱工參數(shù)

材料力學(xué)性能與熱工參數(shù)是建立鋼管混凝土柱熱力耦合分析模型的基礎(chǔ)。本文所建立模型的鋼材高溫應(yīng)力（σs）-應(yīng)變（ε）關(guān)系、彈性模量、屈服強(qiáng)度與比例極限的折減系數(shù)采用文獻(xiàn)[11]建議的模型：

式中：a2=[εy(T)?εp(T)]×[εy(T)?εp(T)+c/Es(T)]；b2=c×[εy(T)?εp(T)]×Es(T)+c2；c=[fy(T)?fp(T)]2/{[εy(T)?εp(T)]×Es(T)?2[fy(T)?fp(T)]}；εp(T)、εy(T)、εt(T)與εu(T)分別為高溫下鋼材比例極限應(yīng)變、屈服應(yīng)變、屈服極限應(yīng)變與極限應(yīng)變；Es(T)為高溫下鋼材彈性模量；fp(T)為高溫下鋼材比例極限；fy(T)為高溫下鋼材屈服強(qiáng)度。彈性模量Es(T)、屈服強(qiáng)度fy(T)與比例極限fp(T)的折減系數(shù)見表1[11]。

表1 高溫下鋼材力學(xué)性能指標(biāo)折減系數(shù)[11]Table 1 Reduction coefficient of mechanical properties of steel under various temperatures[11]

鋼材與混凝土熱工參數(shù)采用Lie[12]建議的模型?；炷敛捎盟苄該p傷模型，其高溫受壓與受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系分別選用Lie 等[12]與Hong 等[13]提出的模型，分別見式(2)與式(3)。

1.1.2 爆炸荷載下材料應(yīng)變率效應(yīng)

爆炸荷載作用下，需要考慮應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)材料性能影響。本文采用Cowper-Symonds 模型考慮鋼材應(yīng)變率效應(yīng)，根據(jù)Li 等[14]與Chen 等[4]的建議，常溫與高溫下模型參數(shù)D與p分別取6844 s?1與3.91 和400 s?1與1.0；混凝土高溫下受壓與受拉時(shí)應(yīng)變率效應(yīng)分別采用Chen 等[15]與Ruan 等[10]建議的考慮溫度和應(yīng)變率耦合影響的高溫動(dòng)態(tài)強(qiáng)度提高系數(shù)模型，受壓時(shí)高溫動(dòng)態(tài)強(qiáng)度提高系數(shù)表達(dá)式為[15]

1.2 有限元模型建立

1.2.1 爆炸荷載

爆炸荷載是一種復(fù)雜的荷載形式，爆炸物爆炸瞬間周圍空氣急劇升溫膨脹，產(chǎn)生壓力差形成沖擊波。圖1 為爆炸產(chǎn)生的典型沖擊波壓力衰減曲線。目前模擬爆炸荷載的方法有流固耦合法、ConWep 爆炸荷載模型與簡化三角形荷載。本文采用ConWep 爆炸荷載模型，其廣泛應(yīng)用于近地場爆炸分析，該模型可以考慮反射波、入射波和入射角的影響，如圖2 所示，圖中p0、Δp+與Δp?分別為環(huán)境大氣壓力、峰值超壓與負(fù)壓峰值，Te、T+與T?分別為升壓時(shí)間、正壓持續(xù)時(shí)間與負(fù)壓持續(xù)時(shí)間。

圖1 爆炸沖擊波曲線Fig. 1 Explosion shock wave

圖2 ConWep 模型的沖擊波曲線Fig. 2 Explosion shock wave in ConWep model

1.2.2 模型建立

圖3 給出了火災(zāi)與爆炸荷載耦合作用具體分析過程，通過溫度-位移耦合分析步將ABAQUS 中隱式靜力分析與顯示動(dòng)力分析相結(jié)合，圖中ux、uy與uz分別為沿x、y與z軸方向的移動(dòng)，rx、ry與rz分別為繞x、y與z軸方向的轉(zhuǎn)動(dòng)。首先，按照ISO 834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對(duì)構(gòu)件進(jìn)行溫度場隱式靜力分析，其次通過設(shè)置重啟動(dòng)將得到的結(jié)果導(dǎo)入爆炸模型的初始狀態(tài)中進(jìn)行顯示動(dòng)力分析，實(shí)現(xiàn)高溫與爆炸耦合。

圖3 高溫-爆炸耦合分析過程Fig. 3 Process of coupled temperature-blast analysis

定義鋼管與混凝土之間接觸關(guān)系法向?yàn)橛步佑|，切向設(shè)置庫倫摩擦，摩擦系數(shù)取為0.3[16]。端板與混凝土和鋼管之間分別定義為法向硬接觸與殼-固耦合（shell-to-solid coupling）約束。鋼管外表面的熱對(duì)流與熱輻射系數(shù)分別采用25 W/(m2·℃)和0.7[17]。通過設(shè)置接觸熱阻考慮鋼管與混凝土之間的空隙，熱阻取值為0.01 (m2·℃)/W[18]。鋼管與混凝土均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，經(jīng)過網(wǎng)格敏感性分析，截面網(wǎng)格尺寸為直徑的1/10，受火區(qū)縱向網(wǎng)格尺寸為柱長的1/300，單元類型分別為S4RT 和C3D8RT 單元。

1.3 有限元模型驗(yàn)證

目前尚無鋼管混凝土柱火災(zāi)下受爆炸作用的相關(guān)試驗(yàn)研究，因此本文分別對(duì)鋼管混凝土柱在單獨(dú)火災(zāi)[17]或爆炸[19-20]作用下的試驗(yàn)進(jìn)行模擬驗(yàn)證，相關(guān)曲線對(duì)比如圖4 所示?？梢钥闯?，有限元模型可較好的預(yù)測火災(zāi)作用下鋼管混凝土柱溫度發(fā)展與耐火極限以及常溫爆炸荷載作用下位移。預(yù)測差別主要與以下3 方面因素有關(guān)：(1) 模型中選取的熱工參數(shù)和動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)采用規(guī)范及文獻(xiàn)建議取值，與試驗(yàn)材性存在一定差異；(2) 模型中未考慮炸藥形狀和地面對(duì)沖擊波的影響；(3) 高溫與爆炸試驗(yàn)的復(fù)雜性以及試驗(yàn)可能存在的測量誤差。表2 為試驗(yàn)與模擬變形比值，二者比值的平均值與標(biāo)準(zhǔn)差分別為1.04 與0.11。

表2 試驗(yàn)與模擬位移比值Table 2 Ratio of experimental to numerical deformation

圖4 試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Fig. 4 Comparison between test and FE results

2 抗爆機(jī)理分析

2.1 構(gòu)件參數(shù)

本文共設(shè)計(jì)了80 種高溫與爆炸耦合工況下的鋼管混凝土柱。選取其中4 個(gè)典型構(gòu)件進(jìn)行機(jī)理分析，構(gòu)件截面尺寸為400 mm×8 mm，長度為4500 mm，鋼管屈服強(qiáng)度fy=345 MPa，混凝土強(qiáng)度fcu=40 MPa，邊界條件為兩端固結(jié)。具體參數(shù)見表3?？紤]到實(shí)際工程中柱兩端常與梁連接成節(jié)點(diǎn)，不直接暴露于高溫以及沖擊波環(huán)境中，因此受火以及爆炸作用區(qū)域選擇柱中3500 mm。

表3 典型構(gòu)件詳細(xì)參數(shù)Table 3 Detailed parameters of typical specimens

2.2 溫度場分布

圖5 與圖6 分別給出了不同受火時(shí)間下構(gòu)件不同位置處溫度時(shí)程曲線與截面溫度場分布?？梢钥闯?，從鋼管外表面到核心混凝土，各測點(diǎn)溫度升高滯后并且依次降低；受火區(qū)域兩端存在溫度過渡區(qū)（temperature transition zone,TTZ）。隨著受火時(shí)間增加，外圍混凝土溫度逐漸升高，混凝土截面溫差逐漸增大。鋼管混凝土柱抗爆性能降低主要與高溫下材料力學(xué)性能劣化以及不均勻溫度場導(dǎo)致不等溫度變形和截面應(yīng)力重分布有直接關(guān)系。

圖5 溫度時(shí)程曲線Fig. 5 Temperature-time curves

圖6 溫度場分布Fig. 6 Temperature distribution

2.3 變形特征與破壞模式

火災(zāi)、爆炸與撞擊等荷載作用下，整體變形是構(gòu)件損傷程度的直觀反映[20-23]。圖7 給出了不同構(gòu)件跨中撓度時(shí)程曲線?？梢钥闯?，受火時(shí)間從0 min 增加到90 min，構(gòu)件跨中最大撓度從33.2 mm 增加至172.2 mm。隨著受火時(shí)間增大，構(gòu)件回彈階段振蕩頻率減小。這是由于高溫作用下，材料力學(xué)指標(biāo)降低，構(gòu)件剛度減小，使其自振頻率下降。

圖7 跨中撓度（Δ）時(shí)程曲線Fig. 7 Mid-span deflection (Δ) curves

圖8 為爆炸荷載作用下受火60 min 構(gòu)件F-60 外鋼管不同時(shí)刻等效塑性應(yīng)變（左）與混凝土最大主塑性應(yīng)（右：其中紅色矢量為混凝土最大主塑性應(yīng)變，混凝土開裂方向與其垂直）。為便于觀察，將變形放大3 倍。2.4 ms 時(shí)，較大的塑性應(yīng)變集中在迎爆面，常溫區(qū)以及背爆面塑性應(yīng)變較??；4.8 ms 時(shí)，常溫區(qū)與高溫區(qū)的交界處剪切變形明顯，高溫區(qū)塑性應(yīng)變整體增大，迎爆面與背爆面塑性應(yīng)變分布較均勻；7.2 ms 后，試件主要表現(xiàn)為受彎破壞模式，跨中底部與頂部出現(xiàn)較大塑性應(yīng)變；22 ms 時(shí)，跨中撓度達(dá)到最大值，常溫區(qū)與高溫區(qū)交界處形成明顯塑性鉸，迎爆面鋼管跨中出現(xiàn)局部鼓曲，核心混凝土在跨中受壓區(qū)以及剪切變形處有明顯開裂現(xiàn)象。可以發(fā)現(xiàn)構(gòu)件在爆炸荷載作用下，首先在溫度交界區(qū)發(fā)生剪切變形，隨后高溫區(qū)發(fā)生整體受彎變形。

圖8 鋼管與混凝土塑性應(yīng)變（3 倍變形）Fig. 8 Plastic strain of steel tube and concrete (displacement×3)

2.4 爆炸全過程分析

圖9 為受火60 min 構(gòu)件在爆炸荷載作用下1/2 跨撓度（Δ1/2）、1/4 跨撓度（Δ1/4）與構(gòu)件速度（v）無量綱時(shí)程曲線，圖中：Δ1/2/Δpeak與Δ1/4/Δpeak分別為1/2 跨、1/4 跨撓度與撓度峰值比值；Δpeak與vpeak分別為跨中最大撓度與試件最大速度。火災(zāi)作用下鋼管混凝土柱抗爆過程分為3 個(gè)階段：

圖9 全過程曲線Fig. 9 Full-range curves

（1）第1 階段(O-A)，沖擊波到達(dá)構(gòu)件，構(gòu)件獲得較大能量，速度急劇增大；此時(shí)構(gòu)件1/2 跨與1/4 跨撓度變化基本保持一致，構(gòu)件主要在受火區(qū)兩端發(fā)生剪切變形；

（2）第2 階段(A-B)，隨著沖擊波在構(gòu)件內(nèi)傳遞，其速度增大，隨后經(jīng)歷短暫波動(dòng)后開始下降；此時(shí)構(gòu)件1/2 跨與1/4 跨撓度持續(xù)增長，但1/2 跨增長速度快于1/4 跨；該階段，構(gòu)件主要發(fā)生整體彎曲變形；B點(diǎn)時(shí)，構(gòu)件速度為0，變形達(dá)到最大；

（3）第3 階段(B-C)，構(gòu)件釋放彈性勢能，進(jìn)入振蕩階段。

2.5 應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展

受火60 min 構(gòu)件外鋼管跨中截面各點(diǎn)的Mises 應(yīng)力-縱向應(yīng)變曲線如圖10 所示，其中應(yīng)變受壓為負(fù)，受拉為正，圖中fy(T)為鋼材高溫下屈服強(qiáng)度?？梢钥闯?，受火60 min 時(shí)，鋼管全截面受壓。剪切變形階段（O-A），各點(diǎn)應(yīng)力迅速增大，曲線基本處于彈性階段。隨后構(gòu)件進(jìn)入彎曲變形階段（A-B），各點(diǎn)應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度前，均處于彈塑性階段；隨著變形繼續(xù)發(fā)展，迎爆面與背爆面分別處于受壓與受拉狀態(tài)，各點(diǎn)進(jìn)入強(qiáng)化階段，縱向應(yīng)變及應(yīng)力逐漸發(fā)展。當(dāng)構(gòu)件進(jìn)入振蕩階段后（B-C），彈性能釋放，應(yīng)力卸載?？梢钥闯?，高溫作用下，鋼管應(yīng)力水平整體較低，截面塑性變形發(fā)展充分。

圖10 鋼管跨中截面Mise 應(yīng)力-縱向應(yīng)變曲線Fig. 10 Mises stress-longitudinal strain curves of steel tube at mid-span

圖11 給出了跨中截面混凝土不同時(shí)刻的縱向應(yīng)力云圖。0 ms 時(shí)，由于混凝土內(nèi)部溫度分布不均勻，導(dǎo)致外圍混凝土受壓，內(nèi)部混凝土受拉；1.6 ms 時(shí)，爆炸產(chǎn)生的沖擊波到達(dá)構(gòu)件表面，在構(gòu)件內(nèi)部產(chǎn)生壓縮應(yīng)力波，混凝土迎爆側(cè)受壓；1.6 ms 至4.4 ms 時(shí)，壓縮應(yīng)力波沿著構(gòu)件橫向傳播至背爆側(cè)；4.4 ms 時(shí)，壓縮應(yīng)力波在構(gòu)件內(nèi)部經(jīng)反射形成拉伸應(yīng)力波，背爆側(cè)出現(xiàn)拉應(yīng)力；22 ms時(shí)，構(gòu)件變形達(dá)到最大值，截面應(yīng)力分布呈現(xiàn)受彎變形特點(diǎn)。爆炸沖擊波作用結(jié)束后，構(gòu)件處于彈性恢復(fù)階段，背爆側(cè)出現(xiàn)壓應(yīng)力。

圖11 跨中截面混凝土縱向應(yīng)力變化Fig. 11 Longitudinal stress changes of concrete at mid-span

2.6 接觸應(yīng)力分析

圖12 給出了構(gòu)件F-60 跨中截面鋼管與混凝土之間的接觸應(yīng)力時(shí)程曲線。迎爆面（位置1、2）接觸應(yīng)力出現(xiàn)明顯峰值，約為5 MPa（位置1）與2 MPa（位置2）。背爆面接觸應(yīng)力在爆炸初期為0，這是由于此階段構(gòu)件主要發(fā)生剪切變形。構(gòu)件進(jìn)入彎曲變形階段后，位置3 發(fā)生了較大橫向變形，接觸應(yīng)力出現(xiàn)峰值，約為2 MPa。進(jìn)入振蕩階段后，位置3、4 與5 整體應(yīng)力水平較高。表明高溫與爆炸耦合作用下，爆炸初期迎爆面鋼管與混凝土之間具有較好的相互作用，發(fā)生彎曲變形后，背爆面相互作用逐漸高于迎爆面。

圖12 混凝土與鋼管之間的接觸應(yīng)力Fig. 12 Contact stress between concrete and steel tube

2.7 能量分配

爆炸過程中鋼管與混凝土塑性應(yīng)變能（Ep）發(fā)展曲線及各自占比如圖13 所示。在爆炸開始時(shí)，由于高溫作用，鋼管與混凝土均有塑性應(yīng)變能存在。由圖13(b)看出，隨著受火時(shí)間從0 min 增加到90 min，鋼管耗能占比從74%降為36%，而混凝土耗能占比從26%增加到64%。這是由于外鋼管材性的劣化導(dǎo)致其吸能能力下降，而核心混凝土溫度較低，還保有較好的力學(xué)性能，其塑性耗能占比逐漸大于鋼管塑性耗能。

圖13 部件耗能曲線與占比Fig. 13 Energy dissipation curves and proportions of each components

3 參數(shù)分析

本節(jié)對(duì)高溫下鋼管混凝土柱抗爆性能進(jìn)行參數(shù)分析，包括受火時(shí)間（0、15、30、45、60、75 與90 min）、爆炸當(dāng)量（300、500 與1000 kg）、混凝土立方體抗壓強(qiáng)度（fcu=30, 40, 50 MPa）與鋼管屈服強(qiáng)度（fy=345,390, 420 MPa）、以及含鋼率（7.4%、8.5%、9.6%與10.8%）。試件設(shè)計(jì)總長為4500 mm，受火高度為中間3500 mm，邊界條件為兩端固結(jié)。

3.1 受火時(shí)間影響

高溫下鋼管混凝土柱爆炸后跨中最大撓度隨受火時(shí)間變化規(guī)律如圖14 所示，其中構(gòu)件含鋼率為8.5%、爆炸當(dāng)量為500 kg、爆心與構(gòu)件距離為4 m。對(duì)于不同材料強(qiáng)度鋼管混凝土柱，隨著受火時(shí)間增加，構(gòu)件抗爆性能明顯下降。以混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=40 MPa，鋼管屈服強(qiáng)度fy=345 MPa 構(gòu)件為例（圖中表示為C40-Q345, 圖中其余工況名稱定義規(guī)則與此相同），受火15 min 時(shí)，構(gòu)件跨中最大撓度相比于常溫時(shí)增大了39%，受火90 min 時(shí)，撓度約為常溫時(shí)5.1 倍。這主要與高溫下材料力學(xué)性能劣化有直接關(guān)系。

圖14 受火t0 時(shí)間的影響Fig. 14 Effect of fire duration (t0)

3.2 爆炸當(dāng)量影響

高溫下鋼管混凝土跨中最大撓度隨爆炸當(dāng)量（對(duì)應(yīng)比例距離分別為0.4、0.5 與0.6 m/kg1/3）變化如圖15 所示，其中混凝土立方體抗壓強(qiáng)度、鋼管強(qiáng)度與含鋼率分別為40 MPa、345 MPa與8.5%，爆心與構(gòu)件距離為4 m。爆炸當(dāng)量對(duì)于構(gòu)件變形有顯著影響，隨著爆炸當(dāng)量的增大，跨中撓度增大。以受火90 min 為例，爆炸當(dāng)量從300 kg 增加到500 kg 再增加到1000 kg，跨中撓度分別增大了123.1%與276.1%。

圖15 爆炸當(dāng)量（W）的影響Fig. 15 Effect of explosion equivalent (W)

3.3 混凝土與鋼管強(qiáng)度影響

圖16 為不同受火時(shí)間下，混凝土與鋼管強(qiáng)度對(duì)跨中最大撓度影響規(guī)律，其中構(gòu)件含鋼率為8.5%、爆炸當(dāng)量為500 kg、爆心距構(gòu)件4 m?？梢钥闯?，不同受火時(shí)間下，提高混凝土強(qiáng)度或鋼管強(qiáng)度，均不同程度的增強(qiáng)了構(gòu)件抗爆性能。受火0 min 時(shí)，隨著混凝土與鋼管強(qiáng)度提高，構(gòu)件跨中最大撓度分別減小21%與26%。受火90 min 時(shí)，跨中最大撓度分別減小42%與5%。因此，提高混凝土強(qiáng)度可以更有效的提高構(gòu)件高溫下抗爆性能。分析原因認(rèn)為，高溫下外鋼管力學(xué)性能劣化嚴(yán)重，而核心混凝土溫度較低，力學(xué)性能損失較小，因此可保持較好的力學(xué)性能。

圖16 材料強(qiáng)度的影響Fig. 16 Effect of material strength

3.4 含鋼率影響

圖17 給出了跨中最大撓度隨含鋼率（α=7.4%, 8.5%, 9.6%, 10.8%，對(duì)應(yīng)鋼管厚度分別為7、8、9 與10 mm）變化趨勢，其中混凝土立方體抗壓強(qiáng)度、鋼管強(qiáng)度、爆炸當(dāng)量與爆心與構(gòu)件距離分別為40 MPa、345 MPa、500 kg 與4 m。隨著截面含鋼率提高，跨中撓度逐漸減小，構(gòu)件抗爆性能增強(qiáng)。以受火30 min與90 min 為例，含鋼率從7.4%增加到10.8%，跨中撓度分別降低了28.9%與28.3%。這是因?yàn)榻孛婧撀试黾樱龃罅虽摴軐?duì)核心混凝土的約束作用，從而提高了構(gòu)件抗彎承載力。

圖17 鋼材含鋼率α 的影響Fig. 17 Effect of steel ratio (α)

3.5 軸壓比影響

構(gòu)件跨中最大撓度隨軸壓比（n）的變化趨勢如圖18 所示，其中混凝土立方體抗壓強(qiáng)度、鋼管強(qiáng)度、爆炸當(dāng)量與爆心與構(gòu)件距離分別為40 MPa、345 MPa、500 kg 與4 m。高溫作用下隨著軸壓力的增大，跨中最大撓度逐漸增大，抗爆性能降低。以受火30 和60 min 為例，構(gòu)件跨中最大撓度分別降低了111.1%與404.9%。這是由于p-Δ二階效應(yīng)降低了構(gòu)件抗彎承載力。

圖18 軸壓比（n）的影響Fig. 18 Effect of axial load ratio (n)

4 結(jié) 論

本文對(duì)標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)下鋼管混凝土柱抗爆工作機(jī)理以及影響參數(shù)進(jìn)行了分析，在本文參數(shù)范圍內(nèi)得到以下結(jié)論：

（1）火災(zāi)與爆炸耦合作用下，兩端固結(jié)鋼管混凝土柱在常溫區(qū)與高溫區(qū)交界處首先發(fā)生剪切破壞，隨后高溫區(qū)發(fā)生受彎破壞，迎爆面柱中位置產(chǎn)生局部屈曲；爆炸初期迎爆面鋼管與混凝土之間具有較好的相互作用，隨著變形充分發(fā)展，背爆面相互作用逐漸高于迎爆面；

（2）受火時(shí)間從0 min 增加到90 min，構(gòu)件跨中最大撓度增大了約5.1 倍，抗爆性能顯著降低；由于外鋼管材性劣化，鋼管耗能占比由74%降為36%；隨著受火時(shí)間增加，核心混凝土塑性變形逐漸成為主要塑性耗能機(jī)制；

（3）爆炸當(dāng)量、混凝土強(qiáng)度與軸壓比對(duì)鋼管混凝土柱高溫下抗爆性能影響明顯；當(dāng)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度從30 MPa 增加到50 MPa，受火0 min 與90 min 構(gòu)件跨中最大撓度分別降低21%與42%，提高混凝土強(qiáng)度可以有效提高鋼管混凝土柱高溫下抗爆性能。