徐慎春，刘中宪，吴成清，

（1．天津大学建筑工程学院，天津300372；2．天津城建大学天津市土木建筑结构防护与加固重点实验室，天津300384）

圆形中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土柱抗爆性能野外实验与数值模拟＊

徐慎春1，刘中宪2，吴成清1，2

（1．天津大学建筑工程学院，天津300372；2．天津城建大学天津市土木建筑结构防护与加固重点实验室，天津300384）

通过6根圆形中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土（UHPSFRCFDST）柱爆炸破坏实验，研究了轴压、折合距离、空心率和迎爆面形状对其动态响应及损伤破坏的影响，并运用LS－DYNA软件建立了爆炸荷载作用下UHPSFRCFDST柱动态响应的有限元模型。在验证了模型有效性的基础上，运用参数化分析方法，研究了轴压比、空心率、含钢率、内层和外层钢管径厚比及其强度等关键参数对圆形UHPSFRCFDST柱抗爆性能的影响。结果表明：有限元模型能够有效地分析UHPSFRCFDST柱在爆炸荷载作用下的动态响应及损伤破坏；在小于临界轴压时，提高轴压比能够提升UHPSFRCFDST柱抗爆性能，但超过临界轴压后继续提高反而会加重其损伤破坏；减小空心率或内、外层钢管径厚比均可有效提升UHPSFRCFDST柱的抗爆性能，提高含钢率或外层钢管强度也能达到相同效果，但提高内层钢管强度对其抗爆性能的提升作用并不显著。

中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土；爆炸荷载；抗爆性能；有限元模型

近年来，国内外爆炸恐怖袭击事件频繁多发，工业生产中燃油气、危化品爆炸也屡见不鲜。为降低爆炸造成的人员、财产损失，减小其恶劣社会影响，重要工程结构的抗爆性能亟待提高。中空夹层钢管混凝土（concrete－filled double skin steel tube，CFDST）结构常用于高层建筑、大跨桥梁、海洋平台等重要工程［14］，因此，对CFDST结构抗爆性能的研究具有重要的应用价值。

中空夹层钢管超高性能钢纤维混凝土（ultra－high performance steel fiber reinforced concrete－filled double skin steel tubes，UHPSFRCFDST）是在两个同心放置的钢管之间灌注超高性能钢纤维混凝土而形成的新型组合结构形式。国内外已有不少学者针对普通钢管混凝土及复式空心钢管混凝土柱抗爆性能开展了理论分析、实验研究与数值模拟工作［59］。但是，现有文献鲜有关于超高性能钢纤维混凝土柱抗爆性能的研究，而针对中空夹层钢管超高性能混凝土柱抗爆性能的研究更是未见报道。

本文中，首先通过野外爆炸实验对圆形UHPSFRCFDST柱的抗爆性能开展研究，得到折合距离、轴压比、空心率及迎爆面形状对UHPSFRCFDES柱动态响应的影响；然后运用LS－DYNA软件建立UPHSFRCFDST柱的三维有限元模型，通过与实验数据对比验证模型的有效性；进而运用参数化分析方法，分析轴压比、空心率、含钢率、内、外层钢管径厚比及其强度等关键参数对圆形UPHSFRCFDST柱抗爆性能的影响，以期能够为UPHSFRCFDST结构的抗爆设计提供参考。

1 爆炸破坏实验

1．1 实验设置

图1 圆形UPHSFRCFDST柱截面示意图Fig．1 Diagram of UPHSFRCFDST cross section

图2 爆炸破坏实验设置Fig．2 Field blast test setup

图3 爆炸破坏实验示意图Fig．3 Schematic of field blast test

表1 位移传感器参数Table 1 Parameters of LVDTs

表2 压力传感器参数Table 2 Parameters of pressure sensors

表3 试件实验参数Table 3 Experiment parameters of specimen

1．2 实验结果

图4给出了不同折合距离Z下爆炸波反射超压时程曲线。表4给出了不同折合距离下所测得的爆炸波反射超压（pr）。由图4和表4可知，随着折合距离的减小，爆炸波反射超压显著增大。此外，由于所采用的压力传感器量程有限，未能有效测得试件顶面齐平时的爆炸波反射超压。

图5给出了不同工况条件下柱中位移时程曲线。由图5（a）可知，在一定范围内，增大轴压能够减小试件在爆炸荷载作用下的柱中位移响应。不施加轴压时，柱中峰值位移为104．4mm，残余位移为61．1mm；当轴压为1 000kN时，柱中峰值位移为87．5mm，残余位移为43．5mm，两者分别减小了16．2%和28．8%。文献［10］认为发生该现象的主要原因是施加的轴压使柱得到了强化，从而减小了柱中峰值位移和残余位移。

图4 不同折合距离下超压时程曲线Fig．4 Time history of overpressure with different scaled distances

表4 不同折合距离下的反射超压Table 4 Overpressure with different scaled distances

图5 不同工况条件下柱跨中挠度时程曲线Fig．5 Time history of mid－span displacement with different working conditions

由图5（b）可知：当Z＝0．4时，柱中峰值位移为50．2mm，残余位移为20．1mm；当Z＝0．5时，柱中峰值位移为36．4mm，残余位移为13．6mm，说明柱中峰值位移和残余位移均随着折合距离减小而增大。这主要是因为随着折合距离的减小，作用于试件上的爆炸荷载显著增大，造成了柱中峰值位移和残余位移的增大。图5（c）为不同空心率时试件的柱中位移时程曲线。从图5（c）中可以看出：当空心率为0．25时，柱中峰值位移超出了位移计的量程，残余位移为55．7mm；当空心率为零时，柱中峰值位移和残余位移分别为78．3mm和45．9mm，残余位移减小了17．6%。由此可知，在0．25范围内减小空心率能够降低试件在爆炸荷载作用下的柱中位移响应，但效果并不显著。由于核心部位混凝土仅提供了小部分的抗弯刚度，因此通过填充混凝土减小空心率的措施并不能显著降低试件在爆炸荷载作用下的柱中位移响应。

图5（d）为不同对齐位置时柱中位移时程曲线。由图5（d）可知，无论是柱中峰值位移还是残余位移，顶面对齐的试件均比中面对齐的试件要大。当中面对齐时，试件峰值位移为50．5mm，残余位移为20．9mm；而当顶面对齐时，试件峰值位移和残余位移分别为104．4和61．1mm，分别为中面对齐的2．1倍和2．9倍。出现该结果可能的原因是：当中面对齐时爆炸波遇到圆形障碍物发生了绕射现象，致使爆炸波大部分绕过障碍物，小部分在障碍物表面发生反射现象，从而显著降低了作用于试件表面的反射超压，而顶面对齐放置的试件则阻碍了爆炸波绕射现象的发生，即作用于两种不同放置方式试件上爆炸荷载的不同，最终导致了试件动态响应的差异。

图6给出了不同工况条件下各试件损伤破坏形态。对比C4A和C4B可以看出，顶面对齐试件的变形更大，间接说明了试件迎爆面形状对作用其上的爆炸荷载具有重要影响；C4A和C5A的对比则说明了所施加的轴压限制了试件弯曲变形的发展，有利于圆形UPHSFRCFDST柱抗爆性能的提升；而通过对比C4B和C5B可以看出，试件最终变形随着折合距离的减小而增大；以爆坑水平面为准，试件C6A与C6B可见明显弯曲，但两者差别并不明显，说明在0．25范围内减小空心率并不能显著降低爆炸荷载作用下试件的损伤破坏。

图6 实验后试件Fig．6 Specimens after test

2 数值模拟方法

2．1 有限元模型

外语人才培养要立足于国家和社会的需求，高等院校如果不能为区域经济服务，很难说为国家服务，也不能体现出办校特色和价值。从本调查看出，当前绍兴高校外语人才和市场需求脱节严重。绍兴企事业单位在对外经济活动中需要的是实践应用型外语人才，而高校在专业设置方面则侧重于培养理论型外语人才。面对长三角战略规划部署带来的机遇和挑战，绍兴市高校在外语人才培养过程中，应当紧紧围绕长江三角洲区域发展特点，本着服务本区域经济开发的原则，紧跟市场节拍，结合绍兴市涉外经济发展的特点，培养适应新形势需要的各类应用型外语人才。

有限元模型如图7所示。通过网格收敛性分析确定网格尺寸为5mm。试件两端为简支边界，支撑与柱之间采用自动单面接触算法。钢管与混凝土单元在接触面上节点固结，不考虑两者之间的粘结滑移。爆炸荷载通过Load＿Segment＿Set将实验测得的爆炸波反射超压直接施加于外钢管迎爆面上。

图7 有限元模型Fig．7 Finite element model

2．2 材料本构模型

内、外层钢管均采用随动强化本构模型［11］，大量研究证明［1213］，该模型考虑了包辛格效应［14］和应变率效应，能够高效、准确地模拟钢材力学性能，其中应变率效应采用Cowper－Symonds模型，即：

式中：ξ为强度增大系数（dynamic increase factor，DIF）；为应变率；C、P为应变率参数，其取值分别为40和6。

UHPSFRC采用K＆C本构模型［11］，该模型已经广泛应用于混凝土结构抗爆分析中［12－13，15－16］。在K＆C本构模型中，仅需要输入单轴抗压强度，LS－DYNA即可自动计算适应于此强度的混凝土性能参数。然而，这些参数是以大量普通混凝土材料性能实验数据为依据的，并不完全适用于UHPSFRC［17］。因此，根据已开展的材料性能实验对材料本构参数进行合理的调整，最终采用的UHPSFRC本构模型关键参数列于表5。

表5 UHPSFRC本构关键参数Table 5 Key parameters of UHPSFRC material model

此外，研究表明UHPSFRC应变率效应与普通混凝土存在较大区别［1819］，因此通过霍普金森杆实验研究UHPSFRC的动态力学性能，最终获取其动态抗压、抗拉强度增大系数（分别采用ξc、ξt表示）的拟合曲线，即：

3 数值验证

图8对比了试件C4B柱中竖向位移模拟时程曲线与实验时程曲线，表6对比了各曲线峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图8和表6可知，模拟曲线与实测曲线吻合很好，峰值位移和残余位移模拟值与实验值误差仅为2．2%和1．0%，验证了所建立的三维有限元模型的有效性。

表6 关键参数对比Table 6 Comparison of key parameters

图8 试件柱中竖向位移时程曲线对比Fig．8 Comparison of mid－span displacement history

考虑到试件背爆面材料抗拉性能对试件抗爆性能的重要影响，本文在分析试件破坏形态时主要以材料的第一主应力作为判定指标。图9为实际试件破坏形态与模拟结果的比较。由图9可知，试件实际破坏形态与模拟结果吻合较好，均为跨中弯曲破坏，残余位移约为21mm左右，再次验证了所建立有限元模型的有效性。需要注意的是，尽管应变数据能够更好地说明二者的一致性，但是，由于本实验未在试件表面设置应变片，因此未采用应变片数据对试件的损伤破坏进行对比分析。

图9 试件破坏形态对比Fig．9 Comparison of failure modes

4 参数分析

4．1 轴压比的影响

图10为轴压比u［20］取值为0、0．4、0．6时圆形UHPSFRCFDST柱中位移时程曲线。表7给出了各试件峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图10和表7可知：当轴压比由零增大到0．4时，柱中最大位移和残余位移均随轴压比的增大而减小；而当轴压比增大到0．6时，试件在爆炸荷载和轴压的联合作用下丧失了承载能力。图11为不同轴压比试件第一主应力云图，从图11中可以看出：轴压比为0．6时，试件损伤破坏最为严重，其外层钢管在柱中和柱端发生了严重屈曲、鼓包现象；轴压比为零时，试件可见明显弯曲，但外层钢管未发生屈曲、鼓包；轴压比为0．4时，试件损伤破坏最不明显。综合以上分析可知：在一定范围内，提高试件轴压比能够降低试件在爆炸荷载作用下的损伤破坏；但是当轴压比超过某一限值后继续提高轴压比则会加重试件的损伤破坏。

表7 关键参数对比Table 7 Comparison of key parameters

图10 不同轴压比时试件的柱中竖向位移时程曲线Fig．10 Comparison of mid－span displacement history with different axial load ratios

图11 不同轴压比试件第一主应力云图Fig．11 Contours of the first principal stress with different axial load ratios

在确定轴压比对UHPSFRCFDST柱抗爆性能影响的基础上，进一步确定UHPSFRCFDST柱的临界轴压比。图12给出了柱中峰值位移随轴压比的变化趋势，其中正方形表示试件承载能力提升，菱形表示试件丧失承载能力。从图12中可以看出：在0．35范围内，柱中峰值位移随轴压比的增大表现出明显的下降趋势；当轴压比在0．35～0．59范围内变化时，柱中峰值位移表现出较为稳定的趋势；一旦轴压比增大至0．6及以上时，试件便丧失承载能力。因此，可以确定0．59即为UHPSFRCFDST的临界轴压比。

4．2 空心率的影响

图13给出了空心率Ψ的取值分别为6．25%、25．00%、56．25%时圆形UHPSFRCFDST柱中竖向位移时程曲线。表8为各试件的峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。从图13和表8可以看出，峰值位移还和残余位移均随空心率的增大而增大。当Ψ＜25．00%时，减小空心率对试件峰值位移和残余位移的影响并不显著；而在25．00%≤Ψ＜56．25%范围内，减小空心率能够显著减小试件峰值位移和残余位移。图14为不同空心率试件第一主应力云图。从图14中可以看出，随着空心率的增大，试件损伤破坏趋于严重。尤其是当Ψ＝56．25%时，试件弯曲变形最为明显，且试件外层钢管发生明显屈曲、鼓包现象。由此可知，减小空心率能够限制试件损伤破坏的发展，提升其抗爆性能。

图12 不同轴压比时柱中峰值位移Fig．12 Peak mid－span displacements with different axial load ratios

表8 关键参数对比Table 8 Comparison of key parameters

图13 不同空心率时试件的柱中位移时程曲线Fig．13 Time history of mid－span displacement with different hollow ratios

图14 不同空心率时试件的第一主应力云图Fig．14 Contours of the first principal stress with different hollow ratios

4．3 含钢率的影响

图15为含钢率αsc（构件截面中钢管的面积与混凝土的面积之比）分比为18．3%、31．0%和44．0%时圆形UHPSFRCFDST柱中竖向位移时程曲线。表9给出了各试件的峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图15和表9可知，试件的峰值位移和残余位移均随含钢率的增大而减小，说明增大含钢率能够显著提升圆形UHPSFRCFDST柱的抗爆性能。图16为不同含钢率试件第一主应力云图。从图16中可以看出，随着含钢率的增大，试件损伤破坏逐渐减轻，尤其是当αsc＝18．4%时，试件弯曲变形最为显著。综上所述，提高含钢率能够降低试件损伤破坏，有效提升试件抗爆性能。

表9 关键参数对比Table 9 Comparison of key parameters

图15 不同含钢率试件柱中位移时程曲线Fig．15 Time history of mid－span displacement with different steel ratios

图16 不同含钢率试件的第一主应力云图Fig．16 Contours of the first principal stress with different steel ratios

4．4 内、外层钢管径厚比及强度的影响

定义径厚比为钢管直径与钢管厚度的比值，根据该定义，内层钢管径厚比（D／ti）为内层钢管直径（D）与厚度（ti）的比值，外层钢管径厚比（H／to）为外层钢管直径（H）与外层钢管厚度（to）的比值。

图17给出了内层钢管径厚比分别为17．7、11．0、8．1（内层钢管厚度分别为3、5、7mm）时圆形UHPSFRCFDST柱中竖向位移时程曲线。表10给出了各试件的峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图17和表10可知，试件峰值位移和残余位移均随着内层钢管径厚比的减小而减小。图18为不同内层钢管径厚比试件第一主应力云图。由图18可知，随着内层钢管径厚比的减小，试件损伤破坏逐渐减轻。综上所述，减小试件内层钢管径厚比能够降低试件损伤破坏，有效提升试件抗爆性能。

表10 关键参数对比Table 10 Comparison of key parameters

图17内层钢管径厚比不同的试件柱中位移时程曲线Fig．17 Time history of mid－span displacement with different diameter－thickness ratios of inner tube

图19 给出了外层钢管径厚比分别为33．3、20．0、14．3（外层钢管厚度分别为3、5、7mm）时圆形UHPSFRCFDST柱中竖向位移时程曲线。表11给出了各试件的峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图19和表11可以看出，试件峰值位移和残余位移随着外层钢管径厚比的减小而减小。图20为不同外层钢管径厚比试件第一主应力云图。由图20可知，随着外层钢管径厚比的减小，试件损伤破坏逐渐减轻，尤其是当H／to＝33．3时，试件弯曲变形最为明显。减小外层钢管径厚比能够降低试件损伤破坏，有效提升试件抗爆性能。

图18 不同含钢率试件的第一主应力云图Fig．18 Contours of the first principal stress with different diameter－thickness ratios of inner tube

表11 关键参数对比Table 11 Comparison of key parameters

图19 外层钢管径厚比不同试件的柱中位移时程曲线Fig．19 Time history of mid－span displacement with different－diameter thickness ratios of outer tube

图20外层钢管径厚比不同试件的第一主应力云图Fig．20 Contours of the first principal stress with different diameter－thickness ratios of outer tube

图21 给出了内层钢管钢材分别为Q235、Q345、Q390时圆形UHPSFRCFDST柱中竖向位移时程曲线。表12给出了各试件峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图21和表12可知，试件峰值位移和残余位移均随内层钢管强度的提高而减小，但差异并不显著，说明内层钢管强度对圆形UHPSFRCFDST柱在爆炸荷载作用下的动态响应并不明显。图22为各试件第一主应力云图。由图22可知，试件损伤破坏随着内层钢管强度的增大而降低，但变化并不明显。因此，增大内层钢管强度能够在一定程度上降低试件损伤破坏，提升试件抗爆性能。

图23为外层钢管钢材分别为Q235、Q345、Q390时圆形UHPSFRCFDST柱中竖向位移时程曲线。表13给出了各试件峰值位移（Df）和残余位移（Dp）。由图23和表13可以看出，试件峰值位移和残余位移均随外层钢管强度的提高而减小，并且当外层钢管由Q235改变为Q345时，试件的峰值位移和残余位移减小十分显著，而当其由Q345改变为Q390时，试件的峰值位移和残余位移减小并不明显。图24为各试件第一主应力云图。由图24可知，试件无论是损伤破坏随着外层钢管强度的增大而降低。因此，增大外层钢管强度能够降低试件损伤破坏，有效提升其抗爆性能。

表12 关键参数对比Table 12 Comparison of key parameters

图21 内层钢管强度不同试件的柱中位移时程曲线Fig．21 Time history of mid－span displacement with different strengths of inner tube

图22 内层钢管强度不同试件的第一主应力云图Fig．22 Contours of the first principal stress with different strengths of inner tube

表13 关键参数对比Table 13 Comparison of key parameters

图23 外层钢管强度不同试件的柱中位移时程曲线Fig．19 Time history of mid－span displacement with different strengths of outer tube

图24 外层钢管强度不同试件的第一主应力云图Fig．2 4Contours of the first principal stress with different strengths of inner tube

5 结 论

（1）建立的3D有限元模型能够有效分析圆形UHPSFRCFDST柱在爆炸荷载作用下的动态响应。柱中最大位移实测值和模拟值分别为51．0和52．3mm，误差仅为2．2%；而残余位移实测值和模拟值分别为20．9和21．1mm，误差仅为1．0%。

（2）在0．59范围内，增大轴压比能够有效提升圆形UHPSFRCFDST柱抗爆性能，而当轴压比超过0．59后，增大轴压比反而会加重圆形UHPSFRCFDST柱的损伤破坏。

（3）圆形UHPSFRCFDST柱的抗爆性能随着空心率的降低而提升。当Ψ＜25%时，减小空心率对圆形UHPSFRCFDST柱抗爆性能的提升作用并不显著；当25%≤Ψ＜56．25%时，减小空心率能够显著提升圆形UHPSFRCFDST柱的抗爆性能。

（4）提高含钢率和减小内、外层钢管高厚比均能够显著减小圆形UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移，有效提升其抗爆性能。

（5）增大内层钢管强度对圆形UHPSFRCFDST的峰值位移、残余位移及其损伤破坏影响并不显著，故其对圆形UHPSFRCDST柱抗爆性能的提升作用并不明显。

（6）在强度小于Q345范围内提升外层钢管的强度并不能显著减小圆形UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移，但是却能够使其损伤破坏更为均匀；将外层钢管强度提升到Q390后，不仅圆形UHPSFRCFDST柱的峰值位移和残余位移明显减小，其损伤破坏也更为均匀。

［1］ 钟善桐．钢管混凝土结构［M］．3版．北京：清华大学出版社，2003．

［2］ 蔡绍怀．现代钢管混凝土结构［M］．北京：人民交通出版社，2007．

［3］ 韩林海．钢管混凝土结构——理论与实践［M］．北京：科学出版社，2004．

［4］ 黄宏．中空夹层钢管混凝土压弯构件的力学性能研究［D］．福州：福州大学，2006．

［5］ 孙珊珊．爆炸荷载下钢管混凝土柱抗爆性能研究［D］．西安：长安大学，2013．

［6］ 崔莹．爆炸荷载下复式空心钢管混凝土柱的动态响应及损伤评估［D］．西安：长安大学，2013．

［7］ 李国强，瞿海雁，杨涛春，等．钢管混凝土柱抗爆性能试验研究［J］．建筑结构学报，2013，34（12）：69－76．Li Guoqiang，Qu Haiyan，Yang Taochun，et al．Experimental study of concrete－filled steel tubular columns under blast loading［J］．Journal of Building Structures，2013，34（12）：69－76．

［8］ Zhang F R，Wu C Q，Wang H W，et al．Numerical simulation of concrete filled steel tube columns against blast loads［J］．Thin－Walled Structures，2015，92：82－92．

［9］ Jama H H，Bambach M R，Nurick G N，et al．Numerical modelling of square tubular steel beams subjected to transverse blast loads［J］．Thin－Walled Structures，2009，47（12）：1523－1534．

［10］ 余同希，邱信明．冲击动力学［M］．北京：清华大学出版社，2011．

［11］ Livermore Software Technology Corporation．LS－DYNA Users Manual，Version971［M］．Livermore，CA：Livermore Software Technology Corporation，2015．

［12］ 李忠献，师燕超，史祥生．爆炸荷载作用下钢筋混凝土板破坏评定方法［J］．建筑结构学报，2009，30（6）：60－66．Li Zhongxian，Shi Yanchao，Shi Xiangsheng．Damage analysis and assessment of RC slabs under blast load［J］．Journal of Building Structures，2009，30（6）：60－66．

［13］ 师燕超，李忠献．爆炸荷载作用下钢筋混凝土柱的动力响应与破坏模式［J］．建筑结构学报，2008，29（4）：112－117．Shi Yanchao，Li Zhongxian．Dynamic responses and failure modes of RC columns under blast loading［J］．Journal of Building Structures，2008，29（4）：112－117．

［14］ Bauschinger J．On the change of position of the elastic limit of iron and steel under cyclic variations of stress［J］．Mitt Mech Tech Lab München，1886（13）：101－115．

［15］ Malvar L J，Crawford J E，Wesevich J W，et al．A plasticity concrete material model for DYNA3D［J］．International Journal of Impact Engineering，1997，19（9／10）：847－873．

［16］ Tu Z，Lu Y．Evaluation of typical concrete material models used in hydrocodes for high dynamic response simulations［J］．International Journal of Impact Engineering，2009，36（1）：132－146．

［17］ Malvar L J，Crawfor J E，Morrill K B．K＆C concrete material model releaseⅢ：Automated generation of material model input：TR－99－24－B1［R］．Glendale：Karagozian and Case Structural Engineers，2009．

［18］ Gopalaratnam V S，Shah S P．Properties of steel fiber reinforced concrete subjected to impact loading［J］．Journal of the American Concrete Institute，1986，83（1）：117－126．

［19］ Wang Z L，Liu Y S，Shen R F．Stress－strain relationship of steel fiber－reinforced concrete under dynamic compression［J］．Construction and Building Materials，2008，22（5）：811－819．

［20］ 赵均海，郭红香，魏雪英．圆中空夹层钢管混凝土柱承载力研究［J］．建筑科学与工程学报，2005，22（1）：50－54．Zhao Junhai，Guo Hongxiang，Wei Xueying．Research on bearing capacity of concrete filled double skin steel tubes column［J］．Journal of Architecture and Civil Engineering，2005，22（1）：50－54．

Field blast test and numerical simulation of ultra－high performance steel fiber reinforced concrete－filled double skin steel tube column
under blast loading

Xu Shenchun1，Liu Zhongxian2，Wu Chengqing1，2

（1．School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300372，China；2．Tianjin Key Laboratory of Civil Structure Protection and Reinforcement，Tianjin Chengjian University，Tianjin 300384，China）

A field blast test including 6specimens was conducted to investigate the effect of the axial compression ratio，the scaled distance，the hollow ratio and the shape of the facing blasting side on the dynamic response of ultra－high performance steel fiber reinforced concrete－filled double skin steel tube columns（UHPSFRCFDST）．Then a three dimensional finite element model（3DFEM）was built using the LS－DYNA software to analyse the dynamic response and damage mechanism of UHPSFRCFDST columns under blast loading，and it was validated by comparison of simulation with blast testing results．Based on this model，the effect of such key parameters as the axial compression ratio，the hollow ratio，the steel ration，the thickness and strength of the inner or outer steel tube，on the blast－resisting performance of UHPSFRCFDST columns was presented．The results indicate that the 3DFEM can accurately describe the dynamic response of UHPSFRCFDST columns under blast loading．The blast－resisting performance of UHPSFRCFDST columns can be improved by increasing the axial compression ratio in a certain range，whereas the damage of the specimens will aggravate when this ratio goes above a critical value．Moreover，the blast－resisting performance of UHPSFRCFDST columns can be enhanced by reducing the hollow ratio or the diameter to thickness ratio of the inner and outer steel tube，and the effect can also be achieved by increasing the steel proportion or the strength of the outer steel tube．However，the strength of the inner steel tube has little effect on the blast－resisting performance of UHPSFRCFDST columns．

UHPSFRCFDST；blast loading；blast－resisting performance；finite element model

O381国标学科代码：13035

A

10．11883／1001－1455（2017）04－0649－12

（责任编辑 王玉锋）

2015－12－28；

2016－05－15

国家自然科学基金面上项目（51278326）；国家科技支撑计划重点项目（2012BAJ07B05）；天津市科技支撑计划重点项目（14ZCZDSF00016）

徐慎春（1986－ ），男，博士；通信作者：刘中宪，zhongxian1212＠163．com。