沖擊波和預(yù)制破片聯(lián)合作用下H型鋼柱抗爆設(shè)計

田力，張浩

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津，300072；2.天津大學(xué) 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津，300072)

從20世紀(jì)40年代開始，以美國為代表的西方國家開始了對建筑結(jié)構(gòu)的抗爆研究。目前國外研究人員已經(jīng)開始將抗爆研究的重點向普通民用建筑轉(zhuǎn)移，并且在大量研究成果的基礎(chǔ)之上制定了一些抗爆設(shè)計規(guī)范或規(guī)程，以滿足抗爆設(shè)計的需要?，F(xiàn)階段我國普通民用建筑設(shè)計規(guī)范中還沒有關(guān)于結(jié)構(gòu)抗爆的要求，普通民用建筑的抗爆能力非常有限，隨著國內(nèi)外環(huán)境的日益復(fù)雜，我國科研人員必須開展對民用建筑的抗爆研究。爆炸作用對民用建筑的主要毀傷因素為爆炸沖擊波和破片，目前國內(nèi)外科研人員研究成果有：KYUNGHOO等[1]運用數(shù)值模擬方法研究了爆炸沖擊波作用下鋼柱的局部破壞特點；張秀華等[2]研究了爆炸沖擊波荷載類型和單元類型對鋼柱動力響應(yīng)的影響，丁陽等[3]在鋼柱剩余承載力的基礎(chǔ)之上建立了考慮抗剪承載力的鋼柱失效準(zhǔn)則；LIU等[4-5]通過對鋼梁進(jìn)行撞擊試驗，研究了側(cè)向沖擊荷載作用下鋼梁和鋁合金梁的變形和破壞特征；王蕊等[6]分析了在側(cè)向沖擊荷載作用下沖擊能、沖擊物質(zhì)量、沖擊速度等參數(shù)對熱軋H型鋼動力響應(yīng)的影響，孔祥韶等[7]推導(dǎo)出了在爆轟作用下戰(zhàn)斗部殼體破碎后破片飛散速度的計算公式；呂勇等[8]對不同時序作用下破片和沖擊波對等效靶板的復(fù)合毀傷進(jìn)行了研究；陳力等[9]采用有限元軟件對沖擊波和破片聯(lián)合作用下結(jié)構(gòu)的整體響應(yīng)和局部響應(yīng)進(jìn)行了詳細(xì)分析；候海量等[10]對典型艙室縮比結(jié)構(gòu)在二者聯(lián)合聯(lián)合作用下的破壞模式進(jìn)行了分析；張成亮等[11]對爆炸沖擊波和高速破片對夾層結(jié)構(gòu)的聯(lián)合毀傷效應(yīng)進(jìn)行了試驗研究。爆炸沖擊波和預(yù)制破片聯(lián)合載荷作用下對H型鋼柱抗爆性能的研究鮮有涉及，本文作者通過在炸藥外側(cè)設(shè)置預(yù)制破片，并運用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA，對H型鋼柱在爆炸沖擊波和預(yù)制破片聯(lián)合載荷作用下的損傷破壞進(jìn)行分析，主要對鋼柱的截面尺寸、炸藥的比例距離以及鋼柱的防護加固進(jìn)行研究，以便為鋼柱的抗爆設(shè)計提供參考。

1 有限元模型及數(shù)值分析方法

1.1 模型簡介

為研究在近距爆炸沖擊波和預(yù)制破片作用下H型鋼柱的損傷破壞，建立了如圖1所示的計算模型。圖1中：H為柱高，H=3 000 mm。H型鋼柱截面尺寸(見圖2)為300 mm×300 mm×15 mm×10 mm×13 mm(B1×B2×t1×t2×r，其中，B1為腹板寬度，B2為翼緣寬度，t1為腹板厚度，t2為翼緣厚度，r為圓角半徑)[12]，通過在計算模型中建立柱頭和柱腳以更加準(zhǔn)確地模擬鋼柱的邊界條件[13]，柱頭約束其水平方向位移，豎向位移自由；柱腳固結(jié)，約束其水平和豎向位移。炸藥起爆方式為中心起爆，炸藥模型為圓柱形，直徑為160 mm，高度為160 mm，破片模型對應(yīng)的圓心角弧度為5°，形狀為近立方體，高為8 mm，長和寬均為10 mm，其緊貼圓柱形炸藥柱身?？紤]到近距離爆炸作用產(chǎn)生破壞效應(yīng)的局部性及時間效率，參考文獻(xiàn)[14]，將模型中空氣域的長×寬×高定為 800 mm×1 240 mm×480 mm，空氣邊界條件設(shè)為無反射透射。為更加準(zhǔn)確地展現(xiàn)破片群作用區(qū)域鋼柱的破壞程度，對計算模型中鋼柱和空氣重疊區(qū)域的鋼柱網(wǎng)格進(jìn)行加密，最后單元數(shù)量劃分如下：炸藥和空氣域單元數(shù)約為63萬個，破片總數(shù)為1 152個，鋼柱單元數(shù)約為23萬個。

圖1 仿真計算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of simulation calculation model

圖2 H型鋼截面尺寸Fig.2 Section size of H-section steel

1.2 數(shù)值分析方法

數(shù)值模型由空氣、炸藥、破片、鋼柱和剛性地面組成。剛性地面采用關(guān)鍵字*RIGID_WALL_PLANER，其他部分均采用三維實體單元Solid164模擬。炸藥和空氣采用ALE算法，破片和鋼柱采用Lagrange算法。各模塊間的耦合算法、接觸類型參見文獻(xiàn)[15]。

1.3 本構(gòu)模型

圓柱形 TNT炸藥本構(gòu)模型為*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN，狀態(tài)方程可描述為 JWL狀態(tài)方程。

式中：A和B為材料常數(shù)，A=374 GPa，B=3.23 GPa；R1，R2和ω為試驗擬合參數(shù)，R1=4.15，R2=0.95，ω=0.3；E0為炸藥單位體積的初始內(nèi)能，E0=7 GJ/m3；V為炸藥相對體積，取為1；炸藥密度為1 570 kg/m3；爆速為6 930 m/s。

空氣單元的本構(gòu)模型為*MAT_NULL，狀態(tài)方程可描述為*EOS_ LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程。

式中：C0，C1，C2，C3，C4，C5和C6均為常數(shù)，C0=-0.1 MPa，C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=0.4；Eair為空氣單位體積的初始內(nèi)能，Eair=253 kJ/m3；空氣密度為1.22 kg/m3。

鋼柱采用JOHNSON_COOK本構(gòu)模型，為更加準(zhǔn)確地模擬破片的破壞作用，借鑒文獻(xiàn)[16]，將破片視為剛體，忽略其在爆轟過程和侵徹過程中的變形和損傷，選用*MAT_RIGID材料模型進(jìn)行描述。

式中：σy為鋼材動態(tài)屈服強度；Q為靜態(tài)屈服強度，Q=235 MPa；P為應(yīng)變硬化模量，P=300 MPa；n為應(yīng)變硬化指數(shù)，n=0.26；C為應(yīng)變率系數(shù)，C=0.014；m為溫度相關(guān)系數(shù)，m=1.03；鋼材密度為7 800 kg/m3；泊松比為0.3；彈性模量為200 GPa。

考慮到在大變形問題中往往容易引起單元畸變，為避免此現(xiàn)象發(fā)生，在計算模型中加入與JOHNSON_COOK本構(gòu)模型相對應(yīng)的失效準(zhǔn)則。

式中：D1～D5為材料常數(shù)，取D1=0.8；σe為Von Mises等效應(yīng)力；σh為材料承受的靜水壓力。當(dāng)破壞參數(shù)超過1時，材料發(fā)生失效。

2 仿真方法驗證

現(xiàn)階段對于鋼柱在爆炸沖擊波和預(yù)制破片復(fù)合作用下的試驗鮮有涉及，本文通過篩選相關(guān)性較高試驗，選取爆炸沖擊波和預(yù)制破片復(fù)合載荷對鋼板破壞作用的試驗進(jìn)行數(shù)值模擬，以驗證耦合算法、接觸類型和本構(gòu)模型的合理性。

張成亮[17]對固支鋼板在爆炸沖擊波和預(yù)制破片復(fù)合載荷作用下的變形和破壞模式進(jìn)行了試驗研究。數(shù)值計算模型中試驗裝置尺寸和炸藥尺寸如試驗所述。模型由鋼板、炸藥、破片和空氣4部分組成，所有單元均采用三維實體solid164單元。鋼板、炸藥和破片的模型尺寸和試驗中相同，邊界條件為四邊固支。數(shù)值計算模型如圖3所示。數(shù)值模擬中采用的接觸類型、耦合算法及本構(gòu)模型均按前面所述。

圖3 數(shù)值計算模型Fig.3 Numerical computation model

圖4和圖5所示分別為鋼板破壞結(jié)果和仿真模型破壞結(jié)果對比圖。圖4所示試驗中鋼板整體變形為撓曲大變形，且破口部位變形較大，產(chǎn)生塑性變形，經(jīng)測量最大撓度為25 mm[17]。仿真模型鋼板破壞變形和試驗類似，整體變形為撓曲大變形，破口處產(chǎn)生塑性應(yīng)變，且其破口區(qū)域的最大撓度為27.8 mm，相對誤差為 11.2%；固支方板中心處產(chǎn)生大破口現(xiàn)象，破口近似為圓形，仿真模型直徑模擬值為43.86 mm，鋼板破口試驗值為43 mm，相對誤差僅為2%，吻合程度較高；在實際試驗中破口邊沿存在多個直徑約為7 mm的穿甲彈孔，并相互連接，與模擬結(jié)果直徑(約10 mm)基本接近。通過上述數(shù)據(jù)分析可知：本計算模型能夠較好地模擬爆炸沖擊波和破片聯(lián)合作用下對鋼板的變形破壞，從而驗證了所采用的耦合算法、接觸類型和本構(gòu)模型的合理性。

圖4 鋼板破壞圖Fig.4 Damage map of steel plate

圖5 鋼板仿真模型塑性應(yīng)變圖Fig.5 Plastic strain diagram of simulation model of steel plate

3 截面尺寸

鋼柱的截面尺寸對鋼柱的承載能力具有重要的影響。為分析截面尺寸對鋼柱抗爆性能的影響，本節(jié)重點對翼緣寬度和腹板高度、翼緣和腹板厚度、寬厚比、高厚比等截面尺寸因素進(jìn)行研究，以期在相同用鋼量下，找出最經(jīng)濟的截面尺寸。

3.1 翼緣寬度和腹板高度的影響

為研究翼緣寬度和腹板高度對鋼柱在爆炸沖擊波和預(yù)制破片復(fù)合作用下抗爆性能的影響，保持鋼柱截面面積不變，分別模擬Model-W1，Model-W2，Model-W3，Model-W4和Model-W5這5種數(shù)值模擬工況，具體工況尺寸見表1。

表1 截面寬度工況Table 1 Condition of section width

圖6所示為截面寬度工況下鋼柱質(zhì)量損失圖。從圖6可以看出：鋼柱質(zhì)量損失差異化不明顯，說明在不同截面寬度、相同截面厚度下破片穿孔情況基本一致。圖7所示為截面寬度工況下鋼柱柱頂點(見圖1中A點)豎向位移時程曲線圖。從圖7可以看出：Model-W1到Model-W3曲線基本重合，從Model-W4開始出現(xiàn)差異化。說明翼緣寬度與腹板高度比值小于等于1時鋼柱承載能力基本接近；當(dāng)翼緣寬度大于腹板高度時，鋼柱承載能力下降，且相差越大，越容易發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞。因此，在鋼柱抗爆設(shè)計時，應(yīng)選擇翼緣寬度與腹板高度比值小于等于1的截面類型。

圖6 截面寬度工況下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.6 Under section width conditions steel column mass loss map

圖7 截面寬度工況下鋼柱柱頂點豎向位移時程圖Fig.7 Vertical displacement time diagram of steel column top under section width conditions

3.2 翼緣和腹板厚度的影響

為探究不同截面厚度情況下鋼柱在爆炸沖擊波和預(yù)制破片復(fù)合作用下抗爆性能的影響，本文在用鋼量相同的情況下分別模擬 Model-T1，Model-T2，Model-T3，Model-T4和Model-T5這5種數(shù)值模擬工況，具體工況信息見表2。

表2 截面厚度工況Table 2 Condition of section thickness

圖8所示為截面厚度工況下鋼柱質(zhì)量損失圖。從圖8可以看出：隨著翼緣厚度增加，鋼柱質(zhì)量損失整體上呈逐漸減小趨勢，但減小幅度很小，說明翼緣厚度較厚時破片對鋼柱的破壞較小。圖9所示為截面厚度工況下鋼柱頂點豎向位移時程圖。從圖9可以看出：當(dāng)鋼柱翼緣厚度較厚時，鋼柱更容易發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞；從結(jié)構(gòu)整體安全性上考慮，當(dāng)翼緣厚度較小時，翼緣破壞情況雖然相對較嚴(yán)重，但其抗屈曲失穩(wěn)能力較強，結(jié)構(gòu)不容易發(fā)生倒塌破壞。因此，從結(jié)構(gòu)安全性考慮，在抗爆設(shè)計時，在相同的用鋼量下，選取較厚的腹板厚度更有利于提升鋼柱的抗爆性能。

圖8 截面厚度工況下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.8 Steel column mass loss map under section thickness conditions

圖9 截面厚度工況下鋼柱頂點豎向位移時程圖Fig.9 Steel column vertex vertical displacement time diagram under section thickness conditions

3.3 高厚比的影響

根據(jù)高厚比的定義，腹板凈高度與腹板厚度的比值為高厚比。這里研究高厚比對鋼柱抗爆性能的影響。保持總用鋼量不變，分別模擬 Model-H/T-1，Model-H/T-2，Model-H/T-3，Model-H/T-4和Model-H/T-5這5種數(shù)值模擬工況，具體工況信息見表3。

圖10所示為截面高厚比工況下鋼柱質(zhì)量損失圖。從圖10可知：隨著截面高厚比減小，其鋼柱質(zhì)量損失基本上呈現(xiàn)一個逐漸減小的趨勢，但其減小幅度都較小，說明高厚比較小時破片對鋼柱的破壞較輕。圖11所示為截面高厚比工況下鋼柱頂點豎向位移時程圖。從圖11可以看出：隨著鋼柱腹板高厚比的減小，柱頂豎向位移曲線斜率逐漸減小，說明腹板高厚比較小時，鋼柱不易發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞。因此，在抗爆設(shè)計時，選擇較小的高厚比對提升鋼柱抗爆性能有利。

表3 截面高厚比工況Table 3 Condition of height-to-thickness ratio

圖10 截面高厚比工況下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.10 Steel column mass loss map under height-to-thickness ratio condition

圖11 截面高厚比工況下鋼柱頂點豎向位移時程圖Fig.11 Steel column vertex vertical displacement time diagram under height-to-thickness ratio condition

3.4 截面寬厚比的影響

根據(jù)截面寬厚比的定義：翼緣板自由外伸寬度與翼緣厚度的比值為寬厚比，通過保持總用鋼量不變，分別模擬Model-W/T-1，Model-W/T-2，Model-W/T-3，Model-W/T-4和Model-W/T-5這5種數(shù)值模擬工況，具體工況信息見表4。

表4 截面寬厚比工況Table 4 Condition of width-thickness ratio

圖12所示為截面寬厚比工況下鋼柱質(zhì)量損失圖。從圖12可以看出：Model-W/T-1質(zhì)量損失最為嚴(yán)重，Model-W/T-5質(zhì)量損失最小。所以，在鋼柱設(shè)計時，保持較小的寬厚比有利于減小破片對鋼柱的破壞作用。圖13所示為截面寬厚比工況下鋼柱頂點豎向位移時程圖。從圖13可以看出：鋼柱截面寬厚比越大，柱頂點豎向位移越大，當(dāng)截面寬厚比為6.66時，鋼柱位移曲線逐漸趨于水平，說明鋼柱沒有發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞。因此，在鋼柱抗爆設(shè)計時，較小的寬厚比更有利于提高鋼柱的抗爆能力。

圖12 截面寬厚比工況下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.12 Steel column mass loss map under width-thickness ratio condition

圖13 截面寬厚比工況下鋼柱柱頂點豎向位移時程圖Fig.13 Steel column vertex vertical displacement time diagram under width-thickness ratio condition

4 炸藥比例距離

對于爆炸荷載，炸藥的比例距離是衡量其作用大小的1個重要因素。炸藥比例距離(其中，R為爆心到結(jié)構(gòu)的距離，W為等效TNT藥量)。為探究比例距離公式中各個參數(shù)因素對鋼柱抗爆性能的影響，對相同比例距離、相同炸藥量、相同距離下各因素的影響規(guī)律進(jìn)行研究。

4.1 相同比例距離

為探究相同比例距離下，炸藥量W和距離R影響作用的大小，通過改變炸藥量W和爆心到H型鋼柱距離R的方式，分別模擬 Model-Z1，Model-Z2，Model-Z3，Model-Z4和Model-Z5這5種數(shù)值模擬工況，具體工況信息見表5。

表5 相同比例距離下工況類型Table 5 Condition of the same proportion of distance

圖14所示為相同比例距離下鋼柱質(zhì)量損失圖。從圖14可以看出：從Model-Z1到Model-Z5，鋼柱質(zhì)量損失逐級增加，且其增長形式近似于拋物線形式加速增加，表明在比例距離保持不變的前提下，隨著炸藥量的增加，破片對鋼柱的破壞作用逐漸增大。

圖14 相同比例距離下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.14 Steel column mass loss map under the same proportion of distance

圖15所示為位置示意圖，圖16所示為相同比例距離下鋼柱前翼緣D-D處(見圖15)X向位移峰值圖。由圖16可知：在比例距離保持不變的前提下，隨著炸藥量W和距離R增加，鋼柱前翼緣處的位移峰值呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢。說明雖然距離在增加，但鋼柱的屈曲破壞情況逐漸加重。

隨著炸藥量的增加，破片的數(shù)量也在增加，為更加清楚地說明在相同比例距離下，鋼柱的破壞作用加重是破片的因素還是炸藥量的因素，本文對只有沖擊波作用下鋼柱的抗爆性能進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖15 位置示意圖Fig.15 Schematic diagram of location

圖17所示為不帶破片情況下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖。由圖17可知：在比例距離保持不變的前提下，隨著炸藥量和距離的增加，鋼柱前翼緣處的位移峰值依然呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。從 Model-Z1′到Model-Z5′，鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值最大值依次為0.14，0.38，0.77，1.19和2.00 cm。與帶破片情況下相比，其位移峰值最大值依次為 0.377，0.713，1.28，1.70和2.31 cm。單純沖擊波作用下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值的占比依次為37.0%，53.3%，70.0%，70.0%和 86.0%?？梢姡弘S著炸藥量的增加，破片數(shù)量雖然有所增加，但沖擊波作用占的比重卻越來越大。

圖16 相同比例距離下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖Fig.16X-axis displacement peak at frontD-Dof steel column under the same proportion of distance

圖17 不帶破片情況下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖Fig.17X-axis displacement peak at frontD-Dof steel column without fragment

通過以上分析可知：近距爆炸沖擊波和預(yù)制破片聯(lián)合載荷作用下，在保證比例距離相同的前提下，雖然隨著炸藥到鋼柱的距離不斷增加，但炸藥量也在增加，鋼柱的破壞作用明顯加重，說明炸藥量對鋼柱的抗爆性能影響較大。在鋼柱抗爆設(shè)計時應(yīng)將炸藥量作為主要考慮因素。

4.2 相同炸藥量

為探究比例距離公式中距離因素R對H型鋼柱抗爆性能的影響。保持炸藥量W=5.05 kg不變，通過改變炸藥爆心到鋼柱的距離來研究距離因素R的影響規(guī)律，分別模擬 Model-D1，Model-D2，Model-D3，Model-D4和Model-D5這5種模擬工況，具體參數(shù)數(shù)值見表6。

表6 相同炸藥量下工況類型Table 6 Condition of the same amount of explosives

圖18所示為不同距離作用下鋼柱質(zhì)量損失柱狀圖。從圖18可以看出：從Model-D1到Model-D3，鋼柱質(zhì)量損失明顯降低，從Model-D3到Model-D5，鋼柱質(zhì)量損失差異化較小。說明隨著距離增加，破壞程度呈逐漸降低的趨勢，但當(dāng)距離較大時，破壞作用呈現(xiàn)趨同的效果。

圖18 不同距離作用下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.18 Steel column mass loss map under different distances

圖19所示為不同距離作用下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖。由圖19可知：隨著距離因素R的增加，鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢；Model-D1和Model-D2中位移曲線變形較大，位移峰值明顯較大，說明鋼柱發(fā)生了較大的屈曲變形，從Model-D3到Model-D5，曲線較為平滑，且其位移峰值差異化較小，說明鋼柱屈曲變形不大，破壞效果基本一致。

圖19 不同距離作用下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖Fig.19X-axis displacement peak at frontD-Dof steel column under different distances

通過以上分析可知：近距爆炸沖擊波和預(yù)制破片聯(lián)合載荷作用下，在保證炸藥量相同的前提下，隨著炸藥爆心到鋼柱距離的增加，鋼柱的破壞作用呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢；當(dāng)距離較遠(yuǎn)時，破片對鋼柱的破壞作用差異性不是很大，沖擊波對鋼柱的整體破壞作用也基本相同。所以，隨著距離因素R的增大，對鋼柱的破壞作用呈現(xiàn)趨同的效果。

4.3 相同距離

為探究比例距離公式中炸藥量W對H型鋼柱抗爆性能的影響。保持炸藥爆心到鋼柱的距離R=0.5 m不變，通過改變炸藥量來研究炸藥量因素W的影響規(guī)律，分別模擬 Model-W1，Model-W2，Model-W3，Model-W4和Model-W5這5種模擬工況，具體參數(shù)數(shù)值見表7。

圖20所示為不同炸藥量作用下鋼柱質(zhì)量損失圖。從圖20可以看出：從Model-W1到Model-W5，鋼柱質(zhì)量損失明顯增加，且其增長形式近似于拋物線形式增加；Model-W5炸藥質(zhì)量為 Model-W1炸藥質(zhì)量的12.7倍，但Model-W5中鋼柱損失質(zhì)量為Model-W1中鋼柱損失質(zhì)量的15.1倍。說明隨著炸藥量增加，鋼柱的破壞作用有加重趨勢。

表7 相同距離下工況類型Table 7 Condition of the same distance

圖20 不同炸藥量作用下鋼柱質(zhì)量損失圖Fig.20 Steel column mass loss map under different amounts of explosives

圖21所示為不同炸藥量作用下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖。由圖21可知：隨著炸藥量W的增加，鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢；Model-W1和Model-W2中位移曲線變形不大，曲線較為平滑，說明鋼柱屈曲變形不大；從Model-W3到Model-W5，位移曲線變形逐漸增大，說明鋼柱屈曲變形的程度越來越大；其位移增幅呈現(xiàn)逐漸加大的趨勢，說明破壞效果有增強趨勢。

圖21 不同炸藥量作用下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖Fig.21X-axis displacement peak at frontD-Dof steel column under different amounts of explosives

由此可知：在保證距離因素R相同的前提下，隨著炸藥量的增加，鋼柱的破壞程度呈現(xiàn)逐漸加重的趨勢；并且隨著炸藥量的增加，其破壞作用并不是簡單的線性增長，其破壞效果具有加速增強效應(yīng)。

5 防護加固

近年來，纖維增強復(fù)合材料(carbon fiber reinforced ploymer，簡稱CFRP)由于具有高強度、高彈模、厚度薄、質(zhì)量輕等眾多優(yōu)點，在土木工程防護加固領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。本文選用日本三菱化學(xué)株式會社生產(chǎn)的一種高彈模碳纖維板。對H型鋼柱進(jìn)行防護加固，該碳纖維板的材料參數(shù)見表8。

表8 碳纖維板材料參數(shù)Table 8 Carbon fiber board material parameters

圖22所示為H型鋼柱外粘CFRP材料的有限元加固模型。假設(shè)碳纖維板和H型鋼柱之間黏結(jié)完好，不存在滑移現(xiàn)象。由于碳纖維板按彈性理論計算時其理論計算值和試驗值總體吻合較好，相對誤差在13%左右[18]。因此，CFRP材料本構(gòu)模型選用線彈性本構(gòu)模型。

圖22 CFRP材料加固H型鋼柱有限元模型Fig.22 Finite element model of H-beam strengthened

為探究CFRP材料對H型鋼柱加固效果的影響，本文分別對未黏結(jié)CFRP材料、黏結(jié)1層CFRP材料和黏結(jié)2層CFRP材料的H型鋼柱進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

圖23所示為CFRP材料加固H型鋼柱破壞形態(tài)圖。從圖23可以看出：未黏結(jié)CFRP板的H型鋼柱前翼緣破壞相對較為嚴(yán)重，前翼緣上出現(xiàn)了明顯的撞擊凹坑和破片穿孔現(xiàn)象，后翼緣上也出現(xiàn)了明顯的撞擊凹坑。而黏結(jié)CFRP材料的H型鋼柱前翼緣破壞相對較輕，只是在前翼緣上有部分的脫落，沒有破片穿孔產(chǎn)生。對比圖23(b)和圖23(c)可以看出：黏結(jié)2層的H型鋼柱前翼緣破損情況更小。

圖23 CFRP材料加固H型鋼柱破壞形態(tài)圖Fig.23 CFRP material reinforced H-beam column failure morphology

圖24 不同層數(shù)CFRP材料防護下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖Fig.24X-axis displacement peak at frontD-Dof steel column under different layers of CFRP material protection

圖24所示為不同層數(shù)CFRP材料防護下鋼柱前翼緣D-D處X向位移峰值圖。從圖24可以看出：未黏結(jié)CFRP材料的H型鋼柱位移響應(yīng)很大，其最大位移峰值達(dá)到10.7 mm，黏結(jié)1層CFRP材料和黏結(jié)2層CFRP材料的H型鋼柱最大位移峰值分別為2.7 mm和2.1 mm，可以看出位移響應(yīng)幅度降低很大。從圖24還可以看出：未黏結(jié)CFRP材料的H型鋼柱位移曲線較為曲折，說明H型鋼柱發(fā)生了較大的屈曲變形；而黏結(jié)CFRP材料的H型鋼柱位移曲線較為平滑，說明H型鋼柱的屈曲變形不大。綜上可知：外粘CFRP材料加固H型鋼柱效果很好，但加固1層和加固2層防護效果差異化并不是很大。從經(jīng)濟角度考慮，黏結(jié) 1層CFRP板就能起到良好的防護效果。

6 結(jié)論

1) 考慮截面尺寸對鋼柱抗爆性能的影響時，在相同用鋼量前提下，為提高鋼柱的抗爆能力，應(yīng)盡量選擇翼緣寬度小于等于腹板高度的截面類型。雖然腹板厚度較大時，前翼緣破壞情況較為嚴(yán)重，但從結(jié)構(gòu)整體安全性考慮，較厚的腹板厚度時鋼柱不容易發(fā)生倒塌破壞，更有利于鋼柱抗爆。

2) 在鋼柱抗爆設(shè)計并考慮爆炸沖擊波和預(yù)制破片對鋼柱的破壞作用時，在相同的用鋼量下，選取較小的高厚比和寬厚比，有利于提升鋼柱的抗爆能力。

3) 在保證比例距離相同的前提下，對于炸藥量和爆心到鋼柱的距離這2個因素而言，炸藥量對鋼柱的抗爆性能影響較大，在鋼柱抗爆設(shè)計時，應(yīng)將炸藥量作為主要考慮因素。

4) 在保證炸藥量相同的前提下，隨著炸藥爆心到鋼柱距離的增加，鋼柱的破壞程度呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢。且隨著距離因素R增加，對鋼柱的破壞作用呈現(xiàn)趨同的效果。

5) 在保證距離因素R相同的前提下，隨著炸藥量增加，鋼柱的破壞程度呈現(xiàn)逐漸加重的趨勢。且隨著炸藥量的增加，其破壞作用并不是簡單地線性增長，破壞效果具有加速破壞效應(yīng)。

6) 外粘CFRP材料對H型鋼柱防護效果很好，從經(jīng)濟性考慮，黏結(jié)1層CFRP板時就能起到很好的防護效果。