劉蘭王麗靜郭宏程志

(中北大學(xué)土木工程系， 太原 030051)

近些年來(lái)，鋼管混凝土柱因具備承載力高、塑性韌性良好、施工簡(jiǎn)便、經(jīng)濟(jì)合理等優(yōu)點(diǎn)[1]已被廣泛用作建筑結(jié)構(gòu)的主要承重構(gòu)件，如果發(fā)生恐怖爆炸襲擊或意外爆炸事件，爆炸荷載可能會(huì)使其產(chǎn)生較大的塑性變形而喪失原有功能，甚至造成建筑物的連續(xù)性倒塌，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體破壞。因此，如何提高鋼管混凝土柱的抗爆性能成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的重點(diǎn)之一[2-3]。纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRP)因具有高強(qiáng)質(zhì)輕、力學(xué)性能好、柔韌性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)[4]在土木工程中得到了廣泛運(yùn)用。利用 FRP約束鋼管混凝土柱不僅能有效增強(qiáng)鋼管混凝柱的工作性能，還可以利用鋼管混凝土塑性韌性好的優(yōu)點(diǎn)解決FRP延性不足的問(wèn)題，使 FRP的強(qiáng)度優(yōu)勢(shì)得到充分發(fā)揮[5-6]，因此 FRP逐漸被應(yīng)用到鋼管混凝土柱及相關(guān)的加固工程中。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要研究了 FRP約束鋼管混凝土柱的靜力性能及抗震性能[7-11]，而對(duì) FRP約束鋼管混凝土柱抗爆性能的研究較少。王帥等利用軟件ABAQUS研究了碳纖維布厚度對(duì)鋼骨-鋼管混凝土柱抗爆性能的影響[12]。徐堅(jiān)鋒采用理論分析與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對(duì)爆炸荷載下碳纖維增強(qiáng)復(fù)材(CFRP)加固鋼管混凝土柱的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究[13]。從現(xiàn)有的研究成果來(lái)看，試驗(yàn)工況一般僅考慮了柱承受側(cè)向爆炸荷載，而在實(shí)際情況中，柱是在承受豎向荷載的同時(shí)承受側(cè)向爆炸荷載的。

本文在前期對(duì)FRP約束鋼管混凝土柱靜力性能及CFRP約束鋼管混凝土柱抗爆性能的研究基礎(chǔ)上[14-15]，通過(guò)有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì) FRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱試件在側(cè)向爆炸沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行有限元模擬計(jì)算，對(duì)試件的變形形態(tài)、材料應(yīng)變及試件的跨中水平位移時(shí)程曲線進(jìn)行分析，并研究軸壓比、長(zhǎng)細(xì)比、FRP粘貼方式及FRP種類(lèi)對(duì)試件抗爆性能的影響，為防護(hù)工程中此類(lèi)構(gòu)件的抗爆設(shè)計(jì)提供參考。

1 模型建立和材料模型確定

1.1 模型建立

在本文的爆炸沖擊模擬中，一共建立了16組工況，每組工況對(duì)應(yīng)一根試件。所有試件中鋼管牌號(hào)為Q345，鋼管截面外徑為250 mm，壁厚為4 mm，內(nèi)填核心混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，外貼FRP布選用碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)和玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(GFRP)兩種，F(xiàn)RP布的粘貼層數(shù)均為三層，F(xiàn)RP布的粘貼方式均為僅沿柱環(huán)向粘貼，單層CFRP布的厚度為0.167 mm，單層GFRP布的厚度為0.169 mm，TNT炸藥尺寸為180 mm×180 mm×180 mm。本文研究的影響因素有軸壓比、長(zhǎng)細(xì)比、CFRP布粘貼方式及FRP種類(lèi)，其具體參數(shù)值見(jiàn)表1。

有限元分析模型如圖1所示。炸藥至試件的水平距離為1 500 mm，試件除迎爆面以外的空氣邊界均按照超過(guò)試件邊緣30 mm確定，炸藥外側(cè)的空氣試件編號(hào)中C為CFRP，G為GFRP，S為鋼管混凝土柱，a、b、c表示試件的不同柱高，N表示未粘貼FRP，A、B、C表示不同的FRP粘貼方式，括號(hào)中的數(shù)值代表試件CS-A-a的軸壓比。

表1 FRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱試件參數(shù)值Table 1 Parameters of CFST columns confined byFRPs under axial compression

圖1 模型有限元網(wǎng)格Fig.1 The mesh diagram of the finite element model

邊界按照超過(guò)炸藥外側(cè)30 mm確定。軸向荷載和約束的施加如圖2所示，試件的柱腳為固定端，柱頂為豎向滑動(dòng)端，約束其x、y方向的位移，在z方向施加軸向荷載。軸向荷載按N=nNu計(jì)算，式中：n為試件的設(shè)計(jì)軸壓比，Nu為試件的截面面積與試件組合抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值的乘積[16]。

圖2 軸力和約束施加示意Fig.2 Schematic diagram of axial force and constraint application

建模時(shí)，考慮到空氣無(wú)限大的特性，在空氣單元外側(cè)添加無(wú)反射邊界條件，F(xiàn)RP、鋼管及混凝土之間通過(guò)定義面-面固連接觸(TDSS)實(shí)現(xiàn)相互作用。數(shù)值計(jì)算時(shí)，對(duì)炸藥、空氣采用ALE算法，對(duì)FRP、鋼管、混凝土采用Lagrange算法，并通過(guò)定義關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID將炸藥、空氣及FRP鋼管混凝土柱耦合在一起，從而實(shí)現(xiàn)爆炸沖擊波對(duì)柱的作用。

1.2 材料模型

TNT炸藥選用高能炸藥材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN和狀態(tài)方程*EOS_JWL[17]模擬其爆炸過(guò)程。JWL狀態(tài)方程主要用來(lái)描述高能炸藥以及炮轟產(chǎn)物受壓時(shí)體積和內(nèi)能之間的關(guān)系，表達(dá)式為：

(1)

式中:a、b、R1、R2、ω均為炸藥的特性常數(shù)，其值由爆炸實(shí)驗(yàn)確定；p為爆轟壓力；e為單位體積內(nèi)能；V為相對(duì)體積。*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型與狀態(tài)方程JWL中的相關(guān)參數(shù)取值參考文獻(xiàn)[18]。

空氣選用材料模型*MAT_NULL和狀態(tài)方程*EOS_LINER_POLYNOMIAL[17]進(jìn)行模擬。該狀態(tài)方程用線性多項(xiàng)式表示：

(2)

式中:p為氣體壓強(qiáng)；e為單位體積內(nèi)能；V為相對(duì)體積；C0～C6為線性多項(xiàng)式的系數(shù)。該狀態(tài)方程用于模擬空氣時(shí)：C0=C1=C2=C3=C6=0,C4=C5=0.4。材料模型*MAT_NULL和狀態(tài)方程*EOS_LINER_POLYNOMIAL的參數(shù)取值參考文獻(xiàn)[18]。

混凝土是一種非勻質(zhì)材料，它在動(dòng)力作用下容易出現(xiàn)大變形和高應(yīng)變率情況。本文選用適合大變形、高壓強(qiáng)、高應(yīng)變率的材料模型*MAT_JOHNS-ON_HOLMGUIST_CONCRETE[17]對(duì)混凝土進(jìn)行模擬。該模型的材料參數(shù)取值見(jiàn)表2。

表2 混凝土的材料模型參數(shù)Table 2 Material model parameters of concrete

εr為參考應(yīng)變率(ESPO)；εp為破壞前的累計(jì)塑性應(yīng)變(EFMIN)；σmax為歸一化最大強(qiáng)度(SFMAX);pC為壓潰點(diǎn)壓力(PC)；εuc為壓潰點(diǎn)體積應(yīng)變(UC)；εUL為壓實(shí)點(diǎn)體積應(yīng)變(UL)。

鋼材屬于各向同性材料，但它的動(dòng)力特性與混凝土的動(dòng)力特性相似。本文選用隨動(dòng)硬化模型*M-AT_PLASTIC_KINEMAT[17]對(duì)鋼管進(jìn)行模擬。該材料模型不僅能模擬各向同性非線性隨動(dòng)硬化材料，還可以考慮應(yīng)變率、失效應(yīng)變的影響。該模型的材料參數(shù)取值見(jiàn)表3，不考慮速率影響。

表3 鋼管的材料模型參數(shù)Table 3 Material model parameters of steel tubes

FRP在破壞前沒(méi)有明顯的塑性變形，它的拉伸變形與線彈性變形基本符合，可以將FRP看作是理想的線彈性材料，其本構(gòu)關(guān)系可以利用線彈性的應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系進(jìn)行描述[16]。本文選用線彈性材料模型*MAT_ELASTIC對(duì)FRP進(jìn)行模擬。該模型的材料參數(shù)取值見(jiàn)表4[18-19]。

表4 FRP的材料模型參數(shù)Table 4 Material model parameters of FRP

2 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 試件的變形形態(tài)

在本文的爆炸模擬試驗(yàn)中，有限元計(jì)算時(shí)間為30 ms,當(dāng)試件的鋼管屈服破裂、FRP斷裂時(shí)認(rèn)為試件喪失承載能力，提前終止計(jì)算。計(jì)算結(jié)束后試件的變形形態(tài)主要有以下5種：1)試件CS-A-a(0.1)中僅柱腳和背爆面局部的核心混凝土因達(dá)到極限應(yīng)變而脫落，其中背爆面局部的混凝土因脫落而形成了15條深淺不一的橫向裂縫，鋼管、CFRP的應(yīng)變較小，且試件整體的彎曲變形特征不明顯；2)試件CS-A-a(0)中只有鋼管的應(yīng)變較小，柱腳及背爆面局部的核心混凝土因達(dá)到極限應(yīng)變而脫落，其中背爆面局部的混凝土因脫落而形成了18條深淺不一的橫向裂縫，迎爆面柱腳的CFRP也因達(dá)到極限應(yīng)變而斷裂，且試件有輕微的彎曲變形；3)試件中僅柱腳、迎爆面跨中及背爆面局部的核心混凝土因達(dá)到極限應(yīng)變而脫落，其中背爆面局部的混凝土因脫落而形成了橫向裂縫，但形成的橫向裂縫的數(shù)量較少，鋼管、FRP的應(yīng)變均未達(dá)到其極限應(yīng)變，且試件的彎曲變形程度較小，此類(lèi)試件有CS-A-a(0.2)、CS-A-a(0.3)、CS-A-a(0.4)、CS-A-a(0.5)、CS-A-b(0.3)、CS-A-c(0.3)、CS-B-a(0.3)、CS-C-a(0.3)、GS-A-a(0.3)；4)試件CS-A-a(0.6)的核心混凝土因達(dá)到極限應(yīng)變而大量脫落，但試件的鋼管、CFRP均未達(dá)到其極限應(yīng)變，試件的外形變化以彎曲變形為主；5)試件中不僅核心混凝土因達(dá)到極限應(yīng)變而大量脫落，而且背爆面柱腳的鋼管凸曲，整個(gè)跨中的鋼管因達(dá)到極限應(yīng)變而屈服破裂，此類(lèi)試件有S-A-a(0.3)、CS-A-a(0.7)、CS-A-a(0.8)、CS-A-a(0.9)，其中試件CS-A-a(0.7)、CS-A-a(0.8)、CS-A-a(0.9)的背爆面柱腳及整個(gè)跨中的CFRP也因達(dá)到極限應(yīng)變而斷裂。

2.2 試件抗爆性能的影響因素分析

2.2.1軸壓比

在研究軸壓比對(duì)試件抗爆性能影響的爆炸模擬試驗(yàn)中，試件CS-A-a(0.2)、CS-A-a(0.3)、CS-A-a(0.4)、CS-A-a(0.5)的變形形態(tài)相似，試件CS-A-a(0.7)、CS-A-a(0.8)、CS-A-a(0.9)的變形形態(tài)相似。將試件CS-A-a(0)、CS-A-a(0.1)、CS-A-a(0.5)、CS-A-a(0.6)、CS-A-a(0.9)作為典型試件，并將典型試件的跨中位移達(dá)到最大時(shí)，試件整體的應(yīng)變?cè)茍D列于圖3，核心混凝土的應(yīng)變?cè)茍D列于圖4。觀察試件的變形形態(tài)可得：軸壓比為0時(shí)，試件CS-A-a(0)的鋼管未屈服，但迎爆面柱腳的CFRP斷裂，柱腳和背爆面局部的混凝土單元因失效而脫落；軸壓比為0.1～0.5時(shí)，試件中僅核心混凝土發(fā)生了破壞,其中試件CS-A-a(0.1)的柱腳及背爆面局部的混凝土單元因失效而脫落，試件CS-A-a(0.2)、CS-A-a(0.3)、CS-A-a(0.4)、CS-A-a(0.5)的柱腳、迎爆面跨中及背爆面局部的混凝土單元因失效而脫落，且它們的核心混凝土破壞程度均小于試件CS-A-a(0)的核心混凝土破壞程度；軸壓比為0.6～0.9時(shí)，試件的核心混凝土均發(fā)生了嚴(yán)重破壞，雖然試件CS-A-a(0.6)的CFRP未斷裂，鋼管未屈服，但試件有明顯的彎曲變形，而試件CS-A-a(0.7)、CS-A-a(0.8)、CS-A-a(0.9)不僅有較大的彎曲變形，而且背爆面柱腳的鋼管凸曲，整個(gè)跨中的鋼管屈服破裂，背爆面柱腳及整個(gè)跨中的CFRP也發(fā)生了斷裂。

a—CS-A-a(0); b—CS-A-a(0.1); c—CS-A-a(0.5); d—CS-A-a(0.6); e—CS-A-a(0.9)。圖3 不同軸壓比下試件整體的應(yīng)變?cè)艶ig.3 Contours of specimens with different axial compression ratios

a—CS-A-a(0); b—CS-A-a(0.1); c—CS-A-a(0.5); d—CS-A-a(0.6); e—CS-A-a(0.9)。圖4 不同軸壓比下核心混凝土的應(yīng)變?cè)艶ig.4 Contours of core concrete with different axial compression ratios

圖5為不同軸壓比下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線，圖6為位移峰值-軸壓比關(guān)系曲線。由圖5和圖6可得：軸壓比為0.0～0.5時(shí)，試件的跨中水平位移最大值分別為12.88，11.94，11.32，10.94，11.05，11.46 mm，殘余位移值分別為3.34，2.11，2.36,2.54,6.77,9.22 mm，與軸壓比為0.0的試件相比，試件的跨中水平位移峰值分別減小了7.30%、12.11%、15.06%、14.21%、11.02%，殘余位移值分別減小了36.83%、29.34%、23.95%、-102.69%、-176.05%；當(dāng)軸壓比超過(guò)0.5以后，軸壓比為0.6時(shí)，試件的跨中水平位移峰值為14.70 mm，殘余位移值為10.29 mm，與軸壓比為0.0的試件相比，試件的跨中水平位移峰值增加了14.13%，殘余位移值增加了208.08%，軸壓比為0.7～0.9時(shí)，軸壓比越大，試件越早喪失承載能力，且喪失承載能力時(shí)的變形越小。

—CS-A-a(0); —CS-A-a(0.1)； —CS-A-a(0.2); —CS-A-a(0.3)； —CS-A-a(0.4); —CS-A-a(0.5); —CS-A-a(0.6); —CS-A-a(0.7); —CS-A-a(0.8); —CS-A-a(0.9)。圖5 不同軸壓比下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線Fig.5 Time-history curves of mid-span horizontal displacement for specimens with different axial compression ratios

—未喪失承載能力; —喪失承載能力。圖6 位移峰值-軸壓比關(guān)系曲線Fig.6 Curves of displacement peaks and axial compression ratios

分析上述結(jié)果可得：軸壓比對(duì)CFRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱試件抗爆性能的影響較大。軸壓比不大于0.5時(shí)，軸壓力的存在能降低試件在爆炸荷載下的損傷變形和跨中位移峰值，提高試件的抗爆性能。這是因?yàn)檩S壓比較小時(shí)，軸壓力的存在相當(dāng)于給了試件一個(gè)預(yù)壓力，使試件的核心混凝土受到預(yù)壓應(yīng)力來(lái)減小或抵消爆炸荷載所引起的混凝土拉應(yīng)力，使試件受拉區(qū)的混凝土不過(guò)早開(kāi)裂，從而提高試件的抗爆性能。而當(dāng)軸壓比超過(guò)0.5以后，軸壓力的存在會(huì)加重試件在爆炸荷載下的損傷變形，提高試件的跨中位移峰值，降低試件的變形能力，從而削弱試件的抗爆性能。這是因?yàn)檩S壓力越大，試件受壓區(qū)承載的軸向壓應(yīng)力越大，當(dāng)爆炸荷載作用到試件上時(shí)，由于試件的彎曲變形，其跨中受壓區(qū)單元的壓應(yīng)力會(huì)進(jìn)一步增大，使試件跨中受壓區(qū)的混凝土達(dá)到極限應(yīng)變而被壓碎；軸壓力越大，受壓區(qū)混凝土的破壞程度越大，CFRP越早達(dá)到極限應(yīng)變而斷裂，鋼管也越早達(dá)到極限應(yīng)變而屈服破裂，從而導(dǎo)致試件越早喪失承載能力，且喪失承載能力時(shí)的變形越小。

2.2.2長(zhǎng)細(xì)比

圖7、圖8分別為試件的跨中水平位移達(dá)到最大時(shí)，不同長(zhǎng)細(xì)比下試件整體的應(yīng)變?cè)?、試件核心混凝土的?yīng)變?cè)?。觀察兩圖可得：長(zhǎng)細(xì)比越大，試件的彎曲變形程度越大，核心混凝土的破壞越嚴(yán)重，柱腳、迎爆面跨中和背爆面局部的失效混凝土單元數(shù)量越多。

a—CS-A-b(0.3); b—CS-A-a(0.3); c—CS-A-c(0.3)。圖7 不同長(zhǎng)細(xì)比下試件整體的應(yīng)變?cè)艶ig.7 Contours of specimens with different slenderness ratios

a—CS-A-b(0.3); b—CS-A-a(0.3); c—CS-A-c(0.3)。圖8 不同長(zhǎng)細(xì)比下核心混凝土的應(yīng)變?cè)艶ig.8 Contours of core concrete with different slenderness ratios

圖9為不同長(zhǎng)細(xì)比下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線，表5為不同長(zhǎng)細(xì)比下試件的跨中水平位移值。觀察圖9與表5可得：試件的跨中水平位移隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加而增加；與長(zhǎng)細(xì)比為25.6的試件相比，長(zhǎng)細(xì)比為28.8、32.0時(shí)，試件的跨中水平位移最大值分別增加了28.10%、64.52%，殘余位移值分別增加了18.69%、 166.82%。

—CS-A-a(0.3); —CS-A-b(0.3)； —CS-A-c(0.3)。圖9 不同長(zhǎng)細(xì)比下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線Fig.9 Time-history curves of mid-span horizontal displacement of specimens with different slenderness ratios

分析上述結(jié)果可得：長(zhǎng)細(xì)比越大，CFRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱試件在側(cè)向爆炸荷載下的彎曲變形程度越大，試件抵抗爆炸沖擊的能力越差。一方面是因?yàn)樵嚰恼w穩(wěn)定性隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加而降低；另一方面是因?yàn)樵嚰瓑好婷娣e隨著試件高度的增加而增大，使試件在爆炸沖擊過(guò)程中吸收的爆炸能量也隨著試件高度的增加而增多。

表5 不同長(zhǎng)細(xì)比下試件的跨中水平位移值Table 5 Mid-span horizontal displacement for specimens with different slenderness ratios

2.2.3CFRP粘貼方式

本節(jié)對(duì)A(全柱粘貼CFRP布)、B(柱腳粘貼0.3 m寬CFRP布)、C(柱腳粘貼0.3 m寬CFRP布、跨中粘貼0.9 m寬CFRP布)三種不同CFRP布粘貼方式下試件的抗爆性能進(jìn)行研究。圖10、圖11分別為試件的跨中水平位移達(dá)到最大時(shí)，不同CFRP布粘貼方式下試件整體的應(yīng)變?cè)茍D和試件核心混凝土的應(yīng)變?cè)茍D。觀察兩圖可得：未粘貼CFRP布的試件S-N-a(0.3)可見(jiàn)明顯的彎曲變形，背爆面柱腳的鋼管凸曲，整個(gè)跨中的鋼管屈服破裂，柱腳、柱頂及整個(gè)跨中的混凝土單元因失效而脫落；而試件CS-A-a(0.3)、CS-B-a(0.3)、CS-C-a(0.3)中鋼管未屈服，CFRP布未斷裂，柱頂?shù)幕炷羻卧疵撀洌_和跨中的失效混凝土單元數(shù)量明顯減少，彎曲變形程度明顯減?。黄渲性嚰﨏S-A-a(0.3)與試件CS-C-a(0.3)的混凝土破壞程度和整體彎曲變形程度相近。

a—S-N-a(0.3); b—CS-A-a(0.3); c—CS-B-a(0.3); d—CS-C-a(0.3)。圖10 CFRP布不同粘貼方式下試件整體的應(yīng)變?cè)艶ig.10 Contours of specimens in different pasting modes of CFRP sheets

圖12為不同CFRP布粘貼方式下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線，表6為不同CFRP布粘貼方式下試件的跨中水平位移值。觀察圖12和表6可以得出：在鋼管混凝土軸心受壓柱試件外部粘貼CFRP布能有效減小試件在側(cè)向爆炸荷載下的跨中水平位移，且采取A、C這兩種粘貼方式的試件的跨中水平位移相近。與未粘貼CFRP布的試件相比，采用A、B、C這三種粘貼方式的試件的跨中水平位移最大值分別減小了87.01%、77.39%、87.02%，殘余位移值分別減小了96.98%、78.47%、96.98%。

a—S-N-a(0.3); b—CS-A-a(0.3); c—CS-B-a(0.3); d—CS-C-a(0.3)。圖11 CFRP布不同粘貼方式下核心混凝土的應(yīng)變?cè)艶ig.11 Contours of core concrete in different pasting modes of CFRP sheets

表6 不同CFRP粘貼方式下試件的跨中水平位移值Table 6 Mid-span horizontal displacement for specimensin different pasting modes of CFRP sheets

—S-N-a(0.3); —CS-A-a(0.3)； —CS-B-a(0.3); —CS-C-a(0.3)。圖12 CFRP布不同粘貼方式下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線Fig.12 Time-history curves of mid-span horizontal displacement for specimens in different pasting modes of CFRP sheets

分析上述結(jié)果可得：對(duì)鋼管混凝土軸心受壓柱試件外部采取A、B、C這三種CFRP布粘貼方式進(jìn)行粘貼均能有效減小試件的跨中水平位移，提高試件的抗彎剛度，從而提高試件抵抗側(cè)向爆炸沖擊的能力。其中A和C兩種CFRP布粘貼方式對(duì)試件抗爆性能的提高效果接近且最為有效。

2.2.4FRP種類(lèi)

圖13、圖14分別為試件的跨中水平位移達(dá)到最大時(shí)，不同F(xiàn)RP材料下試件整體的應(yīng)變?cè)茍D和試件核心混凝土的應(yīng)變?cè)茍D。觀察兩圖可得：未粘貼FRP的試件S-N-a(0.3)可見(jiàn)明顯的彎曲變形，背爆面柱腳的鋼管凸曲，整個(gè)跨中的鋼管屈服破裂，柱腳、柱頂及整個(gè)跨中的混凝土單元因失效而脫落；而粘貼GFRP的試件GS-A-a(0.3)和粘貼CFRP布的試件CS-A-a(0.3) 中鋼管未屈服，F(xiàn)RP未斷裂，柱頂?shù)幕炷羻卧獩](méi)有脫落，柱腳和跨中的失效混凝土單元數(shù)量明顯減少，試件的彎曲變形程度明顯減小。其中試件CS-A-a(0.3)的失效混凝土單元數(shù)量最少，彎曲變形程度最小。

a—S-N-a(0.3); b—GS-A-a(0.3); c—CS-A-a(0.3)。圖13 不同F(xiàn)RP材料下試件整體的應(yīng)變?cè)艶ig.13 Contours of specimens with different FRP materials

a—S-N-a(0.3); b—GS-A-a(0.3); c—CS-A-a(0.3)。圖14 粘貼不同F(xiàn)RP材料下核心混凝土的應(yīng)變?cè)艶ig.14 Contours of core concrete with different FRP materials

表7為不同F(xiàn)RP材料下試件的跨中水平位移值，圖15為不同F(xiàn)RP材料下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線。觀察圖15和表7可以得出：粘貼FRP的試件的跨中水平位移明顯小于未粘貼FRP的試件的跨中水平位移，且粘貼CFRP布的試件的跨中水平位移小于粘貼GFRP布的試件的跨中水平位移；與未粘貼FRP布的試件相比，粘貼CFRP、GFRP布時(shí)，試件的跨中水平位移最大值分別降低了87.01%、85.32%，殘余位移值分別降低了96.98%，87.62%；其中粘貼CFRP的試件的跨中水平位移最大值比粘貼GFRP布的試件的跨中水平位移最大值降低了11.49%，殘余位移值降低了74.66%。

—S-N-a(0.3); —GS-A-a(0.3); —CS-A-a(0.3)。圖15 粘貼不同F(xiàn)RP材料下試件的跨中水平位移時(shí)程曲線Fig.15 Time-history curves of mid-span horizontal displacement of specimens pasted with different FRP materials

分析上述結(jié)果可得：鋼管混凝土軸心受壓柱試件外部粘貼FRP布可顯著減小側(cè)向爆炸荷載下試件的破壞程度和彎曲變形程度，提高試件抵抗爆炸沖擊的能力。一方面是因?yàn)镕RP與鋼管的共同約束作用可以使核心混凝土處于更加有效的三向受壓狀態(tài)，抗壓強(qiáng)度得到提高，受力性能得到極大改善；另一方面是因?yàn)楹诵幕炷僚cFRP的存在使試件中的鋼管處于三向應(yīng)力狀態(tài)，不僅能防止鋼管內(nèi)部產(chǎn)生屈曲，還可以延緩鋼管外部局部屈曲的出現(xiàn)。CFRP布約束鋼管混凝土軸心受壓柱試件在側(cè)向爆炸沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)小于GFRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱試件在側(cè)向爆炸沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)，表明在鋼管混凝土軸心受壓柱試件外部粘貼CFRP布比粘貼GFRP布更能有效提高試件的抗爆能力。這是因?yàn)镃FRP布的彈性模量、極限抗拉強(qiáng)度等力學(xué)性能優(yōu)于GFRP布。

表7 不同F(xiàn)RP材料下試件的跨中水平位移值Table 7 Mid-span horizontal displacement values for specimens posted with different FRP materials

3 結(jié)束語(yǔ)

1)軸壓比不大于0.5時(shí)，軸壓力的存在能提高CFRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱的抗爆性能；而當(dāng)軸壓比超過(guò)0.5以后，軸壓力的存在會(huì)極大地削弱柱的抗爆性能。

2)長(zhǎng)細(xì)比越大，CFRP約束鋼管混凝土軸心受壓柱在側(cè)向爆炸荷載下的跨中水平位移越大，抗爆性能越差。

3)CFRP布不同的粘貼方式均能顯著降低鋼管混凝土軸心受壓柱的跨中水平位移，提高柱的抗爆性能。其中A(全柱粘貼CFRP布)和C(柱腳粘貼0.3 m寬CFRP布、跨中粘貼0.9 m寬CFRP布)這兩種粘貼方式對(duì)鋼管混凝土軸心受壓柱抗爆性能的提高效果接近且最為有效。

4)粘貼CFRP布或GFRP布均能有效提高鋼管混凝土軸心受壓柱的抗爆性能。在其他參數(shù)相同的情況下，粘貼CFRP布比粘貼GFRP布更能有效提高柱的抗爆性能。