鄒慧輝， 陳萬祥， 郭志昆， 姜　猛， 相恒波

( 解放軍理工大學 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室，南京　210007)

火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能試驗研究

鄒慧輝， 陳萬祥， 郭志昆， 姜猛， 相恒波

( 解放軍理工大學 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室，南京210007)

為研究鋼管活性粉末混凝土(鋼管RPC)柱火災(zāi)后的抗爆性能。通過4根大比例鋼管RPC柱試件的野外抗爆試驗，得到了沖擊波反射壓力和鋼管RPC柱的位移、應(yīng)變時程曲線，分析了不同受火時間和比例距離對火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能的影響。結(jié)果表明：鋼管RPC柱具有良好的抗爆性能，受火后的鋼管RPC柱在爆炸荷載作用下鋼管仍能有效約束RPC，但隨著受火時間的增加鋼管RPC柱的抗爆能力減弱。未受火的鋼管RPC柱在比例距離為0.58 m/kg1/3的爆炸荷載作用下基本處于彈性狀態(tài)；受火60 min的鋼管RPC柱仍具有較好的變形性能和抗剪能力，但當比例距離由0.58 m/kg1/3減小到0.48 m/kg1/3時，試件出現(xiàn)由彎曲破壞過渡到彎剪破壞的趨勢；受火105 min的鋼管RPC柱變形性能顯著下降，在比例距離為0.58 m/kg1/3的爆炸荷載作用下跨中處出現(xiàn)明顯的塑性鉸，跨中最大位移和殘余位移分別比受火60 min的工況增加0.4倍和1.6倍，說明受火時間對火災(zāi)后鋼管RPC柱的抗爆性能有較大影響。

鋼管RPC柱；抗爆試驗；火災(zāi)后；受火時間；比例距離

近年來，恐怖分子活動日益猖獗，火災(zāi)和爆炸事故頻發(fā)，火災(zāi)后結(jié)構(gòu)受沖擊爆炸作用而發(fā)生倒塌的案例屢見不鮮。大跨、高聳、重載結(jié)構(gòu)和重要防護結(jié)構(gòu)的抗火和抗沖擊爆炸性能成為人們關(guān)注的焦點[1-7]。分析表明[8]：結(jié)構(gòu)受火(高溫)后性能劣化，在沖擊、爆炸荷載作用下局部重要支撐失效，是造成倒塌破壞的重要原因。

為提高工程結(jié)構(gòu)抗火、抗沖擊爆炸性能，許多國家正致力于開發(fā)各種新材料、新結(jié)構(gòu)。鋼管混凝土具有承載力高、剛度大、塑性和韌性好、且施工方便等優(yōu)點，常用于重大工程的承重結(jié)構(gòu)[9]，并且研究表明：鋼管混凝土具有良好的耐火性能[10-11]和抗爆性能[12-14]?；钚苑勰┗炷?Reactive Powder Concrete，RPC)是一種高強度、高韌性、低孔隙率的超高性能混凝土，已被用于制造抗爆炸、沖擊裝置[15]。鋼管活性粉末混凝土(鋼管RPC)能夠更好的發(fā)揮新型組合結(jié)構(gòu)和新材料的優(yōu)良特性[16-18]，是一種鋼管混凝土中極具開發(fā)潛質(zhì)和應(yīng)用前景的新型抗火抗爆組合結(jié)構(gòu)。國內(nèi)外學者對鋼筋混凝土構(gòu)件在沖擊爆炸荷載作用下的力學性能進行了一系列的報道，對鋼管RPC的研究主要集中在鋼管RPC短柱和長柱的靜力性能方面，而對鋼管RPC的動態(tài)力學性能報道較少。Ju等[19]利用SHPB沖擊試驗研究了10×100～1.1×102s-1應(yīng)變率范圍內(nèi)不同鋼纖維摻量下RPC的動態(tài)力學性能，提出了不同應(yīng)變率和鋼纖維摻量條件下RPC動態(tài)響應(yīng)的基本模式和本構(gòu)模型。馮建文[15]用SHPB沖擊試驗研究了鋼管RPC短柱的抗沖擊性能，結(jié)果表明鋼管約束可以改善RPC抗沖擊性能。田志敏等[20-21]利用SHPB沖擊試驗和數(shù)值模擬方法分析了鋼管RPC柱的動力響應(yīng)和承載能力，獲得了這種構(gòu)件的承載力提高系數(shù)及構(gòu)件中鋼管與RPC芯柱對沖擊動荷載的分配比例關(guān)系。

在高溫后力學性能研究方面，吳波等[22]對軸向約束鋼筋混凝土柱火災(zāi)后的剩余軸壓性能進行了試驗研究，認為受火時間增加會導(dǎo)致鋼筋混凝土柱的剩余軸壓剛度減小，并討論了軸壓比、柱截面形式對鋼筋混凝土柱剩余軸壓剛度的影響?；綮o思等[23]采用落錘沖擊試驗機進行ISO-834標準火災(zāi)作用下鋼管混凝土短柱抗沖擊性能試驗研究，試驗結(jié)果表明受火時間、沖擊速度、沖擊能量和含鋼率均對高溫下鋼管混凝土動力學性能有明顯影響。由于火災(zāi)引起結(jié)構(gòu)承載力和構(gòu)件延性降低，因此，對火災(zāi)后鋼管RPC在爆炸荷載作用下的動力特性以及破壞過程和形態(tài)都有待進一步研究。然而，目前國內(nèi)外還很少有關(guān)于火災(zāi)(高溫)后鋼管RPC構(gòu)件在沖擊、爆炸等荷載作用下的性能研究，試驗研究更鮮有報道。

本文通過對4根大比例鋼管RPC柱試件的野外抗爆試驗，研究了不同受火時間、比例距離等因素對火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能的影響。

1　試驗概況

1.1試件設(shè)計及制作

本次試驗采用的RPC材料在江蘇博特高性能混凝土國家重點實驗室配制，共澆筑6根鋼管RPC柱和其它試件，RPC配合比見表1。鋼管RPC柱試件的尺寸為t×?×L=6 mm×194 mm×2 500 mm。鋼管和RPC性能參數(shù)見表2。RPC自然養(yǎng)護28 d后，用鋼蓋板將鋼管兩端焊接嚴實以確保試驗過程中鋼管和RPC能共同受力。

圖1　鋼管RPC柱Fig.1 Reactive powder concrete filled steel tubular column

水膠比膠體組成水泥硅灰粗石英砂細石英砂石英粉減水劑0.191.00.280.750.370.392.2%

表2　鋼管和RPC性能參數(shù)

抗爆試驗采用其中4根鋼管RPC柱，共設(shè)計4種工況(見表3)，其中試件RPC-FSTC1、RPC-FSTC3、RPC-FSTC5用于考察受火時間的影響(即工況1、2、4)，RPC-FSTC3、RPC-FSTC4用于考察比例距離的影響(即工況2、3)。4種工況施加的軸力大小均為754 kN，軸壓比為0.24。

表3　試驗工況

注：試件RPC-FSTC2、RPC-FSTC6用作殘余承載力對比試驗，不進行抗爆試驗。試驗采用的炸藥為2號巖石乳化炸藥，等效TNT系數(shù)范圍為0.618～0.72。

鋼管RPC柱在室外自然養(yǎng)護28 d后，在東南大學火災(zāi)試驗爐進行升溫時間為60 min和105 min兩種工況的ISO-834標準火災(zāi)試驗。試件受火后，鋼管外表面銹蝕層出現(xiàn)輕微脫皮、剝落現(xiàn)象。

圖2　受火后鋼管外表面Fig.2 RPC-FSTC after exposure to fire

1.2加載方案

抗爆試驗在野外梁柱構(gòu)件抗爆試驗坑進行。試驗坑包括鋼-混凝土基座、鋼結(jié)構(gòu)自平衡反力系統(tǒng)、軸力加載氣缸及位移計支架等(圖3(a))。鋼管RPC柱兩端的支承方式為在試件下部墊方形厚鋼板，上部通過固定螺栓進行約束。試驗加載方案如圖3(b)所示。爆炸荷載采取乳化炸藥直接爆炸的方式施加，炸藥懸吊至設(shè)定高度后，采用電子雷管遠距離引爆，炸藥爆炸后產(chǎn)生的爆炸沖擊波作用在鋼管RPC柱上表面。通過高壓氮氣罐對加載氣缸充壓，氣缸與試驗柱相互作用的軸向力作用到自平衡反力架上，最大可提供1 500 kN軸力。由于試件軸向變形較小，可以認為施加的軸力FN在爆炸荷載作用期間恒定不變。

圖3　試驗裝置(m)Fig.3 Blast-resistant experiment set-up(m)

1.3量測內(nèi)容及測點布置

試驗測量的信號為爆炸沖擊波反射壓力、試件位移和鋼管下表面應(yīng)變。由于荷載、結(jié)構(gòu)均對稱，測點只布置在試件一側(cè)，如圖3所示。其中3個壓力測點布置在試件一側(cè)的鋼-混凝土基座上(圖3(c))，高度與試件上表面平齊；3個位移測點布置在試件下表面；3個應(yīng)變測點布置在對應(yīng)位移測點處鄰近的鋼管下表面。試驗所用主要儀器及其性能見表4。

表4　試驗主要測量設(shè)備

2　試驗結(jié)果及其分析

2.1爆炸荷載分析

本次試驗共設(shè)計24 kg、48 kg兩種炸藥重量的爆炸荷載，爆炸距離均為1.5 m。為便于分析，乳化炸藥的TNT等效系數(shù)統(tǒng)一取為0.72，對應(yīng)的比例距離分別為0.58 m/kg1/3、0.48 m/kg1/3，表5給出了壓力峰值測量結(jié)果。由于比例距離小，沖擊波陣面到達試件表面時還未脫離爆炸氣體，導(dǎo)致跨中測點的壓力峰值超出了壓力傳感器的量程。從表中P1測點壓力峰值數(shù)據(jù)可知，相同炸藥量爆炸測得的壓力峰值具有較大離散性，這主要是由于采用的2號巖石乳化炸藥性能不穩(wěn)定，且比例距離小等原因造成的。

表5　爆炸沖擊波反射超壓峰值

注：表中部分數(shù)據(jù)缺失是由于試驗過程中壓力傳感器損壞而沒有測量到有效壓力數(shù)據(jù)。

圖4為工況4測得的爆炸沖擊波反射壓力時程曲線。從圖中可以看出，爆炸沖擊波反射壓力具有典型的爆炸沖擊波特征，反射壓力在瞬時達到峰值，并出現(xiàn)多個峰值的特點，且第二個峰值大于第一個峰值；P3測點位于爆心正下方，測量的反射壓力為正反射壓力，壓力到達峰值后迅速衰減，具有典型脈沖荷載的特征；P1、P2測點測量的反射壓力為斜反射壓力，由于P3測點反射波的影響，越靠近端部的測點超壓作用時間越長；P1測點的壓力峰值為14.65 MPa，P2測點的壓力峰值為34.51 MPa，P3測點第一個壓力峰值達67.12 MPa，第二個壓力峰值超出了傳感器的量程，大于69 MPa。爆炸荷載沿柱長非均勻分布，跨中最大，沿兩端逐漸減小如圖5所示。

圖4　爆炸沖擊波反射壓力時程曲線Fig.4 Time-history curve of reflected overpressure

圖5　荷載分布示意圖Fig.5 Distribution of blast load

2.2試件變形形態(tài)及位移數(shù)據(jù)分析

4種工況下的試件受爆炸作用后殘余變形形態(tài)如圖6所示。

圖6　試件受爆炸作用后殘余變形圖Fig.6 Residual deformation of RPC-FSTC specimens

圖6(a)中未受火的試件RPC-FSTC1在爆炸荷載作用后上表面仍與爆坑平齊，試件外觀沒有明顯變化；圖6(c)～圖6(d)中受火后的試件RPC-FSTC3、RPC-FSTC4、RPC-FSTC5在跨中處出現(xiàn)不同程度的彎曲變形，但試件表面并未出現(xiàn)裂紋和外鼓現(xiàn)象，表明受火后的鋼管RPC柱在爆炸荷載作用下的鋼管仍能有效約束內(nèi)填RPC。

表6給出了試件各測點的最大位移和殘余位移值，4種工況均為跨中測點D3的位移值最大。文獻[9]中以試件側(cè)向位移達到柱長的1/50時的荷載值作為構(gòu)件在靜載作用下的橫向極限承載力。未受火的工況1最大位移小于柱長的2%；而受火后的工況2、工況3、工況4最大位移均大于柱長的2%，超過了靜載作用下的極限狀態(tài)。

表6　最大位移和殘余位移測量值

圖7給出了4種工況下試件的位移時程曲線。

圖8為試件最大位移和殘余位移沿柱長分布。

圖7(a)中，試件RPC-FSTC1的D1、D2點位移時程曲線出現(xiàn)了5 mm的反向位移，表明在爆炸荷載作用下試件出現(xiàn)反彈現(xiàn)象；D1、D2點的最終殘余位移趨于零，D3點的殘余位移也僅為4.68 mm，表明未受火的鋼管RPC柱試件在比例距離為0.58 kg/m1/3時，基本處于彈性階段；其最大位移和殘余位移沿柱長分布如圖8(a)所示。

圖7(b)為受火60 min后試件RPC-FSTC3在比例距離為0.58 kg/m1/3時的位移時程曲線，三個測點均未出現(xiàn)反向位移，而位移變化最大幅值與工況1相差不大；3個測點均存在殘余位移，表明試件已經(jīng)進入塑性階段；從圖8(b)中試件殘余位移曲線可以看出，試件曲率由跨中向兩端逐漸減小，并在端部趨于零，說明試件表現(xiàn)出典型的彎曲破壞模式。

圖7(d)中，受火105 min后試件RPC-FSTC5的最大位移明顯增大，而位移變化最大幅值卻較未受火試件RPC-FSTC1和受火60 min后試件RPC-FSTC3的明顯減??；從圖8(d)中看出，試件表現(xiàn)出彎曲破壞模式，試件變形恢復(fù)很小，殘余變形主要集中在跨中，并在跨中處形成明顯的塑性鉸。

圖7(c)為比例距離在0.48 kg/m1/3時，試件RPC-FSTC4的位移時程曲線，其位移響應(yīng)時間較工況2減短；從圖8(c)中可以看出，試件在最大位移時刻出現(xiàn)明顯的彎剪變形，表現(xiàn)出彎剪破壞趨勢，這與文獻[6]中在荷載峰值大、作用時間短的爆炸荷載作用下，鋼筋混凝土柱易于發(fā)生剪切破壞的結(jié)論類似。但其殘余位移時的變形曲線仍表現(xiàn)出彎曲破壞模式，表明受火60 min后的鋼管RPC柱仍有較好的抗剪能力。

圖7　試件的位移時程曲線Fig.7 Time-history curves of displacement

2.3應(yīng)變分析

圖9給出了試件RPC-FSTC1的測點縱向應(yīng)變時程曲線，S1測點的最大應(yīng)變?yōu)? 524×10-6，其殘余應(yīng)變最終歸于零，表明試件端部下表面受拉區(qū)鋼管仍處于彈性階段；S2測點的應(yīng)變片由于在爆炸沖擊波作用下?lián)p壞，其應(yīng)變時程曲線在后期數(shù)據(jù)出現(xiàn)異常；S3測點的最大應(yīng)變?yōu)? 870×10-6，殘余應(yīng)變?yōu)?20×10-6，表明試件RPC-FSTC1下表面部分受拉區(qū)的鋼管已進入屈服階段。

由于應(yīng)變片貼于試件底部的鋼管外表面，試驗中大部分應(yīng)變片在爆炸沖擊波作用下剝離損壞，未獲得有效數(shù)據(jù)。

圖8　試件最大位移和殘余位移沿柱長分布Fig.8 Maximum and residual displacement along column axis

圖9　試件RPC-FSTC1 應(yīng)變時程曲線Fig.9 Time-history curves of strain for RPC-FSTC1

3　火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能分析

3.1受火時間的影響

為研究受火時間對火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能的影響，選擇未受火的工況1作為對比試驗，工況2、4中僅改變受火時間，其它因素保持不變進行試驗研究。圖10給出了工況1、2、4中試件在跨中達到最大位移時刻和最終殘余位移時的變形形態(tài)對比。從圖中可知，未受火的試件和受火時間為60 min、105 min的試件在達到最大位移時刻的變形形態(tài)均為彎曲變形；從最終殘余位移時的變形對比圖中可以看出，受火后的試件在爆炸荷載作用下表現(xiàn)出彎曲破壞模式，殘余變形主要集中在跨中，相比之下，受火60 min的試件變形恢復(fù)較大，而受火105 min的試件變形恢復(fù)較小，并在跨中形成明顯的塑性鉸。

由圖11可以看出，受火60 min的試件跨中最大位移為54.17 mm，殘余位移為20.56 mm，分別比未受火的試件增加0.42倍和3.4倍；受火105 min的試件跨中最大位移為75.9 mm，殘余位移為53.76 mm，分別比受火60 min的試件增加0.4倍和1.6倍。

表明受火60 min后的鋼管RPC柱仍具有較好的抗爆性能，但隨著受火時間增加鋼管RPC柱的抗爆性能減弱；受火105 min后的鋼管RPC柱變形性能出現(xiàn)明顯下降，抗爆性能變差。

圖10　受火時間對試件變形形態(tài)的影響Fig.10 Effects of fire duration time on deflections

圖11　受火時間對試件跨中位移影響曲線Fig.11 Effects of fire duration time on specimen’s mid-span displacements

3.2比例距離的影響

為了研究比例距離對火災(zāi)后鋼管RPC抗爆性能的影響，工況2、3中受火時間均為60 min，僅改變比例距離，其它因素保持不變進行試驗研究。圖12給出了工況2、3中試件在跨中達到最大位移時刻和最終殘余位移時的變形形態(tài)對比。從圖中可知，比例距離為0.58 m/kg1/3時試件在跨中達到最大位移時刻的變形形態(tài)為彎曲變形，當比例距離減小為0.48 m/kg1/3時試件的變形形態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槊黠@的彎剪變形，呈現(xiàn)出彎剪破壞趨勢，但其殘余變形形態(tài)仍表現(xiàn)出彎曲破壞模式。表明受火60 min后的鋼管RPC柱仍具有較好的變形性能和抗剪能力，當比例距離減小時，試件將出現(xiàn)由彎曲破壞過渡到彎剪破壞的趨勢。

圖12　比例距離對試件變形形態(tài)的影響Fig.12 Effects of scale distance on deflections

4　結(jié)　論

通過4根大比例鋼管RPC柱試件的野外爆炸試驗，主要分析了受火時間和比例距離對火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能的影響，得出以下結(jié)論：

(1) 在比例距離較小的情況下，爆炸荷載沿柱長非均勻分布，跨中最大，沿兩端逐漸減小。

(2) 鋼管RPC柱具有良好的抗爆性能，未受火的鋼管RPC柱在比例距離為0.58 m/kg1/3的爆炸荷載作用下基本處于彈性狀態(tài)。受火后鋼管RPC柱在爆炸荷載作用下，鋼管仍能有效約束內(nèi)填RPC，具有較好的變形性能；受火60 min的鋼管RPC柱仍具有較好的變形性能和抗剪能力，當比例距離由0.58 m/kg1/3減小到0.48 m/kg1/3時，試件出現(xiàn)由彎曲破壞過渡到彎剪破壞的趨勢，但最終仍表現(xiàn)出彎曲破壞模式。表明受火后的鋼管RPC柱仍具有較好的抗爆性能，適于用作抗火抗爆結(jié)構(gòu)。

(3) 受火時間對火災(zāi)后鋼管RPC柱的抗爆性能影響較大。同一比例距離下，隨著受火時間的增加，鋼管RPC柱變形性能變差，鋼管RPC柱跨中最大撓度和殘余撓度增大，受火105 min后的鋼管RPC柱抗爆性能明顯減弱。

(4) 影響火災(zāi)后鋼管RPC柱抗爆性能的因素較多，包括受火時間、爆炸峰值壓力、正壓作用時間、比沖量以及構(gòu)件長細比、套箍系數(shù)、材料性能。系統(tǒng)地研究這些因素對其抗爆性能的影響規(guī)律，還需要開展進一步的試驗和數(shù)值模擬工作。

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Tests for blast-resistant capacities of RPC filled steel tubular columns after exposure to fire

ZOU Hui-hui, CHEN Wan-xiang, GUO Zhi-kun, JIANG Meng, XIANG Heng-bo

(State Key Laboratory of Disaster Prevention & Mitigation of Explosion & Impact, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

To investigate blast-resistant capacities of RPC filled steel tubular columns (RPC-FSTCs) after exposure to fire, time history curves of reflected overpressure of blast load and displacements and strains of specimens were obtained with field explosion tests of 4 large scale RPC-FSTC specimens. The influences of fire duration time and scale distance of charge on behaviors of RPC-FSTCs were also analyzed. It was shown that the RPC-FSTCs keep an excellent blast-resistant capacity after exposure to fire; RPC core column can be effectively constrained by steel tube under explosion load after the RPC-FSTCs are exposed to fire; the blast-resistant capacity of RPC-FSTCs decreases with increase in fire duration time; the RPC-FSTCs without fire exposure keep elastic state with a scale distance of 0.58 m/kg1/3. RPC-FSTCs with fire duration time of 60 min keep better deformable and shear resistance capabilities, but the flexure failure of specimens tends to the flexure-shear failure when the scale distance of 0.58 m/kg1/3decreases to the scale distance of 0.48 m/kg1/3; the deformable capacity of RPC-FSTCs with the fire duration time of 105 min decreases greatly, obvious plastic hinge are observed at the mid-span of RPC-FSTCs with the scale distance of 0.58 m/kg1/3; the maximum displacement and residual displacement of the mid-span increase by 0.4 times and 1.6 times, respectively compared with those of RPC-FSTCs with the fire duration time of 60 min; so, the fire duration time has a great influence on the blast-resistant capacity of RPC filled steel tubular columns after exposure to fire.

RPC filled steel tubular column; blast-resistant test; after fire; fire duration time; scale distance

10.13465/j.cnki.jvs.2016.13.001

國家自然科學基金(51378498;51578541;51321064);江蘇省自然科學基金(BK20141066)

2015-03-26修改稿收到日期：2015-06-01

鄒慧輝 男，碩士生，1993年生

陳萬祥 男，博士，副教授，碩士生導(dǎo)師，1977年生

TU317.2

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