Failure modes of precast segmental concrete-filled double-skin steel tube columns under large equivalent explosion
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摘要: 为提升装配式公路桥梁的抗爆防护能力，提出将双层钢管混凝土柱应用于桥梁下部结构的预制节段拼装墩柱体系。对预制节段拼装双层钢管混凝土墩柱(precast segmental concrete-filled double-skin steel tube, PS-CFDST)进行了大当量野外爆炸试验，并基于LS-DYNA软件建立了精细化有限元模型，对 PS-CFDST柱在爆炸荷载作用下的动力响应和破坏过程进行了数值模拟。结果表明：大当量地面爆炸作用下， PS-CFDST柱的破坏模式表现为后张预应力筋断裂引起的墩柱整体失效，地面爆炸作用下墩柱在墩身底部接缝有较大的剪切滑移，核心混凝土的损伤主要出现在接缝处和预应力筋挤压处；预应力筋的建模方式对预制节段拼装墩柱的动力响应具有显著影响；增大轴向荷载可以减小预制节段拼装墩柱的侧向变形和墩底剪切滑移，有利于提高墩柱的抗爆性能。
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关键词:
- 预制节段拼装双层钢管混凝土柱 /
- 大当量爆炸试验 /
- 破坏模式 /
- 预应力
Abstract: In order to improve the blast resistant performance of prefabricated highway bridges, a precast segmental concrete-filled double-skin steel tube (PS-CFDST) column was developed. A large equivalent field blast test on the PS-CFDST columns was conducted and a high-fidelity finite element model was established using LS-DYNA to simulate the dynamic response and failure mode of the PS-CFDST columns under blast loading. The experimental and numerical results demonstrated that the failure mode of the PS-CFDST columns under large equivalent surface explosion was fracture failure of prestressing tendons induced loss of column integrity. The PS-CFDST column exhibited large shear slippage at the column bottom segment-to-footing joint. The damage to core concrete was concentrated at the joints and contact areas between segment and prestressing tendons. The modeling approaches for prestressing tendons have a significant influence on the dynamic response of the PS-CFDST columns. Increasing axial loads can effectively mitigate the column lateral deflection and shear slippage at the column bottom and it is beneficial to improve the blast resistance of the PS-CFDST columns.-
Key words:
- PS-CFDST column /
- large equivalent explosion /
- failure mode /
- prestressing force
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近年来，预制装配技术的成熟带动了大量装配式桥梁的建造[1]，但装配式桥梁的抗爆性能研究仍在起步阶段。爆炸作用下钢筋混凝土墩柱易发生混凝土压碎剥落破坏，在爆炸冲击波作用下形成飞溅的混凝土块对周围人员和设备造成二次伤害[2]。双层钢管混凝土墩柱具有三明治式的截面配置形式，能够使内外钢管和内填混凝土协同作用的同时避免混凝土的剥落，在爆炸冲击波作用下具有足够的稳定性和残余强度[3-5]，将后张预应力引入双层钢管混凝土墩柱，形成新的高抗力预制节段拼装墩柱，对预制节段拼装墩柱的研究具有重要意义。
目前，针对节段式墩柱的抗爆性能已经开展了部分研究工作。Li等[6]通过数值模拟研究了节段柱的抗爆性能，发现节段间的开口、滑移和转动行为能有效耗散爆炸能量，减少混凝土的剥落。杨旭等[7]通过数值模拟讨论了长细比、初始预应力水平、桥墩体系对节段柱抗爆性能的影响。张于晔等[8]通过数值模拟对节段柱的破坏模式进行了分析，发现节段柱主要出现剪切破坏和局部破坏。Liu等[9-10]通过试验和数值模拟研究了近场爆炸时节段柱的力学性能和破坏模式，发现在近爆区域节段柱呈现剪切破坏。上述研究均针对预制节段拼装钢筋混凝土墩柱，针对预制节段拼装钢管混凝土和双层钢管混凝土柱的研究也在逐步进行中。Pham等[11]通过数值模拟分析了预制拼装钢管混凝土柱的破坏模式，发现：钢管会导致应力波的反射，进而破坏核心混凝土；除钢管的破裂导致墩柱的失效外，预应力筋的断裂也会导致节段柱的倒塌。Do等[12]通过数值模拟研究了爆炸冲击波在预制节段拼装钢管混凝土柱中的传播，发现：钢管混凝土柱的变形主要分为2个阶段，第1阶段是混凝土的压缩过程，该过程由压缩应力波引起，第2阶段是混凝土的膨胀阶段，该过程由经钢管反射的应力波引起；钢管对第1阶段应力波的传播影响不大，但对第2阶段影响很大，接缝处的混凝土由于应力波的反射会出现剥落现象。Zhang等[13]通过试验和数值模拟研究了方形钢管混凝土柱的抗爆性能，发现：节段间的耗能使节段柱的抗爆性能优于整体式墩柱；提高墩柱的柔度可以减小节段柱的塑性损伤，提高墩柱的刚度可以减小节段柱的滑移；提高混凝土强度和预应力大小以及增加节段数均能减小预制节段拼装钢管混凝土柱的损伤。Do等[14]通过数值模拟研究了预制节段拼装双层钢管混凝土柱在爆炸作用下的动态响应，发现：内外钢管减小了混凝土的损伤，仅接缝的张开和闭合会对混凝土造成轻微损伤；增加节段数能减小混凝土的损伤，但会增大墩柱的侧向位移，降低空心率则会在增大混凝土损伤的同时引起较大的预应力变化。从上述研究可以看出：节段式墩柱与整体式墩柱在爆炸作用下的动力响应和破坏模式存在明显差异，开展爆炸作用下预制节段拼装墩柱的动力响应研究，对于完善我国装配式桥梁的防灾减灾研究体系至关重要。
本文中，设计并开展预制节段拼装双层钢管混凝土（precast segmental concrete-filled double-skin steel tube, PS-CFDST）墩柱的野外大当量爆炸试验，基于非线性显式动力分析程序LS-DYNA建立精细化有限元模型，分析PS-CFDST墩柱在爆炸荷载作用下的动力响应和破坏过程，以期为预制节段拼装墩柱的抗爆防护设计提供参考。
1. 野外爆炸试验
1.1 试件设计
PS-CFDST柱尚未在工程实践中应用，钢管混凝土墩柱和双层钢管混凝土墩柱性能相近，且在工程实践中已有相关应用，参照T/CCES 7－2020《中空夹层钢管混凝土结构技术规程》[15]和相关工程案例，按1/2缩尺比例设计试验墩柱。
墩柱试件构造设计如图1所示，墩柱高度h=3 m，共分为5个节段；外钢管直径Do=325 mm，内钢管直径Di=160 mm，钢管厚度t均为6 mm；柱头混凝土尺寸为800 mm (长)×800 mm (宽)×600 mm (高)，柱脚混凝土尺寸为1200 mm (长)×1000 mm (宽)×600 mm (高)。内、外钢管均采用Q345无缝钢管，夹层混凝土采用C40混凝土。预应力筋采用7Фs15.2无黏结预应力钢绞线，张拉力设计值为500 kN，轴压比约为0.1。为防止柱头和柱脚与节段墩柱端部接缝处混凝土发生局部压碎破坏，在柱头和柱脚与端部节段接缝处设置钢预埋件传力。
图 1 预制节段拼装双层钢管混凝土墩柱试件构造设计（单位：mm)Figure 1. Structural design of PS-CFDST columns (unit in mm)1.2 试验布置
试验在某静爆试验场进行，场地地势平坦，爆心周围无明显障碍物。为了在野外场地中固定试件，设计并制作了钢反力架，如图2(a)所示。试件柱头通过单向铰与反力架顶部连接，试件柱脚埋置在砂土中并通过底撑与混凝土台座连接。反力架撑杆和地面夹角约为41°，避免爆炸冲击波在撑杆上的反射对试验结果造成影响，斜撑保证撑杆的面外稳定性。试验中炸药直接放置在地面，装药当量为500 kg，爆心与墩柱前表面水平距离为3.55 m，比例距离为0.447 m/kg1/3。试验现场布置如图2(b)所示。
试验开始前，在柱前左右两侧地表不受影响处对称布置超压传感器，以测量爆炸冲击波的入射超压时程，测点与爆心水平距离R为3.55 m，测点布置如图3所示。需要说明的是，试验中在柱前表面也布置了壁面压力传感器以测量爆炸冲击波在墩柱表面的反射超压时程，但因传感器遭受强爆炸冲击波损坏而未能有效采集记录数据。
1.3 试验结果
爆炸试验后试件破坏情况如图4所示。从图4(a)可见，墩柱整体发生失效破坏，节段散落在反力架两侧；从图4(b)可见，预应力筋在底部发生断裂。在墩柱节段1内钢管底部和台座预埋钢板观察到预应力筋与内钢管/预埋钢板的挤压痕迹，节段1迎爆面底部区域破坏严重，内钢管撕裂，混凝土局部剥落，剥落宽度约10 cm，见图4(b)～(c)。试验前后测量7根预应力筋长度，断裂前后预应力筋长度分别为5.3和4.7 m，因此预应力筋断裂位置位于节段1底部和台座接缝高度处（见图4(d)）。
2. 数值模拟
2.1 有限元模型
依据试验试件尺寸建立有限元模型，如图5所示，混凝土和内、外钢管均采用八节点实体单元模拟。为准确模拟预应力筋的断裂破坏，模型按构件实际尺寸共建立7根预应力筋，预应力筋下部采用实体单元模拟，上部采用桁架单元模拟，通过端部共节点连接的锚垫板传力至柱头和台座。经网格收敛性分析后确定有限元模型共288 445个节点、250 967个单元。节段间、预应力筋实体单元间、预应力筋实体单元和内钢管间采用接触算法CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE，该方法通过式(1)考虑摩擦因数随运动速度的变化，并可以通过黏性摩擦因数限制最大摩擦力，通过黏性阻尼系数VDC避免接触力的高频振荡。预应力筋桁架单元和内钢管之间采用CONTACT_AUTOMATIC_BEAMS_TO_SURFACE接触算法模拟。
μc=μd+(μs−μd)e−α|vrel| (1) 式中：
μc 为接触面间摩擦因数，μd 和μs 分别为接触面间的动摩擦因数和静摩擦因数，α为指数衰减系数，vrel 为接触面的相对运动速度。2.2 材料参数
混凝土材料采用Concrete Damage Rel3模型，即K&C模型模拟，该模型是针对爆炸和冲击荷载作用下混凝土材料动态力学行为专门开发的材料模型，且已得到大量研究证明在爆炸荷载作用下模拟结果较好。Concrete Damage Rel3模型是基于塑性损伤的材料模型，可以考虑混凝土的损伤和应变率效应，可通过输入混凝土的无侧限单轴抗压强度自动生成相应材料模型参数。混凝土材料应变率效应通过Hao模型[16]确定，由式(2)和式(3)分别确定混凝土抗压和抗拉强度的动力放大因数。
δc=fcdfcs={0.0419lg(˙εd/s−1)+1.2165˙εd≤30s−10.8988[lg(˙εd/s−1)]2−2.8255lg(˙εd/s−1)+3.4907˙εd＞30s−1 (2) δt=ftdfts={0.26lg(˙εd/s−1)+2.06˙εd≤1s−12lg(˙εd/s−1)+2.061s−1＜˙εd≤2s−11.44331lg(˙εd/s−1)+2.22762s−1＜˙εd≤150s−1 (3) 式中：
δc 为混凝土抗压动力放大因数，δt 为混凝土抗拉动力放大因数，fcd 为动态抗压强度，fcs 为静态抗压强度，˙εd 为应变率，ftd 为动态抗拉强度，fts 为静态抗拉强度。钢管采用弹塑性材料模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC模拟，该材料模型包含了随动强化和等向强化2种模型，通过设置不同的
β 参数调用。钢管的应变率效应由Cowper-Symonds (C-S)模型考虑，按式(4)确定钢材动力放大因数。δ=1+(˙ε/˙εCC)1/p (4) 式中：
˙ε 为应变率 ，C、p为C-S模型参数。预应力筋实体单元采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模拟，桁架单元采用MAT_ELASTIC_PLASTIC_THERMAL材料模拟，通过定义温度随时间变化曲线对桁架单元施加温度荷载施加预应力。
为准确模拟边界条件，模型中建立了柱头和柱脚。由于柱头和柱脚混凝土几乎没有损伤，因此柱头和柱脚混凝土、预埋件和锚垫板采用弹性材料模型MAT_ELASTIC模拟。有限元模型中采用的材料参数由材性试验和经验值确定，如表1所示。
表 1 有限元模型材料参数Table 1. Material parameters for the finite element model材料 材料参数 参数值 材料 材料参数 参数值 混凝土 密度 2 500 kg/m3 钢管 密度 7 900 kg/m3 弹性模量 34.5 GPa 弹性模量 206 GPa 泊松比 0.2 切线模量 2.06 GPa 无侧限抗压强度 37.3 MPa 泊松比 0.3 预应力筋 密度 7 900 kg/m3 内钢管屈服强度 315 MPa 弹性模量 200 GPa 外钢管屈服强度 416 MPa 切线模量 0.33 MPa 应变率参数C 6844 s−1 泊松比 0.3 应变率参数p 3.91 屈服强度 1 860 MPa 弹性材料（钢筋混凝土） 密度 2600 kg/m3 失效应变 0.04 弹性模量 34.5 GPa 泊松比 0.2 2.3 荷载模拟
预应力采用降温法施加，通过LOAD_THERMAL_LOAD_CURVE对预应力筋桁架单元施加温降曲线，自重通过LOAD_BODY_Z施加Z向加速度。为验证上述荷载施加方式的正确性，施加预应力和自重后分别进行40 ms的显式分析，提取7根预应力筋总轴力和墩底节段中部截面的轴向压力，图6给出了轴力平衡结果。由于算法的改变，重启动后墩柱轴力出现震荡，稳定后预应力和墩底截面受力平衡。自重施加前后预应力筋张拉力分别为504和502 kN，墩底截面轴力分别为504和517 kN。可以看出：施加自重前，预应力和截面轴力平衡；施加自重后，预应力降低了0.4%，墩底截面轴力提高了2.6%，自重引起的预应力损失较小。上述计算结果表明了降温法模拟预应力施加过程和竖向加速度模拟重力施加过程的有效性。
爆炸荷载采用CONWEP模型施加，该模型基于大量试验结果通过多项式拟合得到，通过Friedlander公式考虑冲击波的正反射和斜反射[17]。模型共包含2种爆炸工况，球形装药空中爆炸和半球形装药地面爆炸，通过关键字LOAD_BLAST_ENHANCED输入等效TNT当量、起爆点中心位置、起爆时间和爆炸类型等参数，通过LOAD_SEGMENT对墩柱迎爆面施加爆炸荷载。
2.4 数值模拟过程
爆炸作用下预制节段拼装双层钢管混凝土柱的数值模拟过程分为以下4个阶段，通过重启动算法将上一阶段分析结果初始化到下一阶段。
第1阶段：采用动力松弛显式算法对预应力筋和端部锚垫板进行降温分析，该阶段锚垫板固定，对预应力筋施加温降曲线。
第2阶段：采用动力松弛显式算法对整体模型进行分析，该阶段温度保持恒定，释放锚垫板约束，墩底完全固结约束，墩顶保留Z向自由度，平衡预应力，模拟节段拼装过程中预应力的施加流程。
第3阶段：采用动力松弛显式算法对整体模型进行分析，该阶段温度保持恒定，施加自重并使整体轴向力达到平衡。
第4阶段：采用显式算法对整体模型进行分析，该阶段温度和轴向力保持恒定，边界条件与试验时保持一致，即墩底完全固结约束，柱头中部位置处施加线约束模拟单向铰转动约束。在柱迎爆面施加爆炸荷载，分析墩柱的动力响应过程。
2.5 模型验证
2.5.1 爆炸荷载
图7给出了墩柱两侧自由场超压时程的试验实测和数值模拟结果对比。数值模拟得到的超压峰值为5.77 MPa，试验实测得到的超压峰值平均值为4.63 MPa，两者相对偏差为24.7%，超压持时实测值与计算值吻合良好。上述比较结果验证了采用CONWEP模型施加爆炸荷载的合理性。
图 7 自由场超压时程试验和模拟结果的对比Figure 7. Comparison of free-field overpressure time histories between test and simulation results2.5.2 破坏模式
基于试验中观测到的墩柱破坏现象，对有限元模型进行验证，图8～9给出了墩柱预应力筋和节段1混凝土破坏情况的数值模拟结果。从图8可见，预应力筋在节段1底部接缝位置发生断裂破坏，与图4(b)试验现象完全吻合。从图9可见，节段1底部混凝土发生局部剥落破坏，剥落破坏宽度约为12 cm，数值模拟的混凝土损伤破坏特征及范围与图4(c)试验结果吻合良好。基于上述比较结果，可以证明本文中建立的有限元模型可以较好地模拟墩柱的破坏模式和典型破坏特征。
3. 结果分析与讨论
3.1 墩柱破坏过程
根据仅有的现场试验现象难以准确分析墩柱的失效破坏机制，基于数值模拟可以再现墩柱在大当量地面爆炸荷载作用下的破坏全过程，为深入分析墩柱的失效机制提供了有力途径。在大当量地面爆炸作用下，预制节段拼装双层钢管混凝土柱主要经历以下4个阶段，破坏过程如图10所示。
图 10 爆炸作用下预制节段拼装双层钢管混凝土柱破坏过程Figure 10. Failure process of PS-CFDST columns under blast loading(1)爆炸发生后，爆炸冲击波瞬间到达并作用在墩柱上，底部节段1最先与爆炸冲击波发生作用并沿底部接缝发生剪切滑移，随后内钢管与预应力筋接触并带动预应力筋运动。该过程中，节段1底部内钢管受到预应力筋的挤压作用，混凝土开始出现严重损伤。
(2)底部剪切滑移继续增大，预应力筋与台座预埋件接触导致运动受到限制，在节段1底部和台座接缝位置受到节段1和预埋件的挤压作用。该过程中，预应力筋在轴向拉力和剪力共同作用下开始发生斜剪破坏。同时，节段2和节段3之间的接缝出现开口，墩柱中部形成塑性铰。
(3)预应力筋在轴向拉力和剪力共同作用下完全断裂，墩柱的轴向力开始传递释放。因轴向力释放需要一定时间，该过程中墩柱在轴向力的作用下仍能保持一个整体。
(4)轴力完全释放，节段间的连接已经完全消失，各节段在重力和惯性力作用下继续运动，最终无规律散落在台座两侧。
从上述破坏过程分析可见，预应力筋断裂是导致墩柱丧失整体性发生失效破坏的主要原因，其根本原因在于：节段墩柱底部抗剪能力不足，在爆炸荷载作用初期发生过大剪切变形，使预应力筋在节段1底部与台座接缝处受到高强度冲击剪切作用，并在轴力共同作用下发生断裂破坏。
3.2 混凝土损伤过程
图11给出了爆炸载荷作用下墩柱内部混凝土的损伤发展过程。从图中可见，墩底迎爆面混凝土在遭受爆炸荷载后最先发生损伤。节段2和节段3接缝塑性铰形成后，发生集中转动导致该处混凝土局部压应力集中而受损严重。之后随着墩柱的运动，墩底节段和预应力筋出现严重挤压，墩底混凝土开始出现严重损伤。从混凝土的损伤发展过程可以看出：爆炸载荷作用下，预制节段拼装双层钢管混凝土柱接缝处的混凝土局部损伤较严重，接缝张开时节段间的相互作用增加了接缝处核心混凝土的损伤。此外，下部节段损伤较上部节段严重，一方面是因为下部节段爆炸荷载作用较大，另一方面是因为下部节段的剪切变形较大，墩柱节段和预应力筋的挤压行为严重。由于墩柱完全破坏，墩柱在剪切破坏过程中，节段的主要承压部位在迎爆面，因此背爆面和侧面的核心混凝土损伤较轻。需要指出的是，在双层钢管混凝土柱中，混凝土由于内、外钢管的约束作用，即使混凝土已经发生严重塑性损伤，仍不会出现类似钢筋混凝土柱的大面积剥落现象，在试验中也没有观测到混凝土的大面积剥落。
图 11 核心混凝土损伤发展（L表示墩柱侧视图，F表示迎爆面正视图）Figure 11. Development of concrete core damage (L：lateral view, F: front view)3.3 预应力筋建模方式的影响
相较整体式墩柱，预制节段拼装墩柱通过后张预应力连接，预应力的模拟方式对墩柱整体动态响应分析十分重要。目前，数值模拟中预应力的模拟可以通过施加恒定平衡力[18]、预拱度[19]和降温法模拟，其中前2种方法无法模拟预应力在爆炸过程中的变化。降温法可以在模拟初始状态的同时考虑预应力在动态响应中的变化，降温法中预应力筋通常采用梁单元模拟，通过MAT_ELASTIC_PLASTIC_THERMAL材料实现梁单元的降温收缩，在模拟预制节段拼装墩柱的动态响应中被广泛使用[20-21]。LS-DYNA中提供了不同形式的梁单元，其中桁架单元的受力和预应力筋受力状态相近，可用于模拟预应力筋的动态响应过程。图12给出了基于降温法的3种预应力筋建模方式，方式1中预应力筋均采用桁架单元建立，单元截面面积和试验中预应力筋的总面积相等；方式2中底部部分预应力筋采用实体单元模拟，上部预应力筋则采用桁架单元模拟；方式3与方式2建模方法相同，区别在于方式3中按预应力筋实际布置建立7束预应力筋。
分别采用上述3种预应力筋建模方式对预制节段拼装墩柱的爆炸动力响应进行分析，模拟结果如图13所示。从图13可见，由于LS-DYNA中桁架单元不能通过MAT_ADD_EROSION定义失效，因此采用方式1无法模拟预应力筋的断裂失效行为，且爆炸作用后预应力筋的轴向荷载（771 kN）远小于屈服载荷（1 823 kN），与试验中观测到的断裂现象不符。方式2中底部的实体单元可以模拟预应力筋的断裂失效，但预应力筋束的简化建模方式导致预应力筋束的抗剪能力较实际提高，在爆炸作用下预应力筋的等效塑性应变远小于断裂应变，因此采用方式2的建模方式并未模拟出预应力筋的断裂行为。采用方式3可以很好地模拟爆炸过程中预应力筋和墩柱节段的接触行为，预应力筋束在节段1底部依次断裂，模拟结果和试验现象吻合。图14给出了3种建模方式下节段1混凝土损伤的计算结果，由于方式1和方式2中预应力筋均未断裂，墩底节段运动受限，沿爆炸作用方向达到峰值位移后进行往复运动，墩底背爆面混凝土在往复运动阶段出现严重损伤。此外，由于预应力筋和内钢管接触面积的减小，墩底混凝土在单根预应力筋挤压区域出现明显凹陷，损伤破坏现象与试验结果偏差较大。方式3中预应力筋和墩底节段的接触面积和接触行为与试验中基本一致，墩底混凝土损伤剥落范围与试验现象吻合良好。上述分析结果表明：对于后张预应力预制节段拼装墩柱，采用梁单元（方式1）不能准确模拟预应力筋与钢管（预应力孔道）之间的接触和受力行为，需要采用精细的预应力筋建模方式（方式3）模拟预应力筋的拉-剪耦合断裂失效行为。此外，将预应力束等效为单根预应力筋的简化建模方式（方式2）改变了预应力筋束的截面特性，人为提高了预应力筋束的抗剪能力，在模拟预制节段拼装墩柱的剪切破坏模式时需要十分注意。
图 13 不同预应力筋建模方式下预应力筋模拟结果Figure 13. Simulation results of prestressing tendons for different prestressing tendons modeling methods
图 14 不同预应力筋建模方式下预应力筋模拟结果Figure 14. Simulation results of concrete for different prestressing tendons modeling methods3.4 轴压荷载的影响
受试验现场条件影响，试验墩柱未施加轴向荷载。工程实践中，墩柱作为竖向承重构件，主要承受主梁自重、二期恒载、汽车荷载等引起的轴向荷载。为了分析轴压力对墩柱爆炸动力响应的影响，利用建立的有限元模型，在数值模拟第3阶段施加一定轴向力，其余条件保持不变，讨论总轴压比为0.1（除预应力外不施加轴向力）、0.2和0.4等3种工况。参照T/CCES 7－2020《中空夹层钢管混凝土结构技术规程》[16]中的计算方法，试件的轴向承载力为4577 kN，施加的轴向荷载分别为0、415和1331 kN，相应的总轴压比分别为0.1、0.2和0.4。
有轴向压力时，墩柱的动态响应发生改变，图15给出了总轴压比为0.2时墩柱的动态响应过程，墩柱先发生剪切变形后发生弯曲变形，且剪切变形主要在节段1产生，上部节段接缝间的相对滑移较小，主要原因是节段1的爆炸荷载较大且节段1底部与台座预埋件（混凝土-钢）之间的摩擦因数较小，墩身底部抵抗剪切变形的能力较弱。总体上看，墩身底部的剪切变形较无轴向压力工况减小较多，节段1和节段2并未一直运动至台座外，表明轴向荷载提高了预制节段拼装墩柱抵抗剪切变形的能力。图16给出了不同轴压比下预应力筋破坏情况的计算结果，随着轴向荷载的增大，预应力筋的破坏情况由拉-剪耦合断裂失效转变为仅损伤无断裂，当总轴压比为0.4时，预应力筋的最大塑性应变仅为0.02，此时预应力筋不会发生断裂破坏。上述结果表明：轴向荷载可以提高墩柱的抗爆性能。
图 15 大当量地面爆炸载荷作用下墩柱的动态响应过程Figure 15. Dynamic response process of pier column under large equivalent ground explosion load
图 16 不同轴压比下预应力筋破坏情况的模拟结果Figure 16. Simulated results of damage in prestressing tendons under different axial pressure ratios3种不同轴压比工况下，最大位移分别在墩底和距墩底1.2 m处产生，提取墩底节段和距墩底1.2 m接缝处位移时程计算结果分别如图17所示。墩柱位移开始响应前期，3种工况下的位移时程接近，表明轴向荷载引起的抗侧力增大对爆炸冲击波到达瞬间墩柱响应影响较小。主要原因是，爆炸冲击波到达初期，节段间的摩擦力尤其是节段1底部的摩擦力远小于爆炸荷载。爆炸冲击波经过后，墩柱在惯性作用下继续运动，有轴压墩柱变形较无轴压墩柱显著减小，且轴压比越大变形越小。这是因为，轴向荷载引起的抗侧力减小了节段运动趋势，在摩擦力和预应力筋的阻碍作用下墩底位移开始趋于稳定，且随着轴压比的增大，墩柱的峰值位移减小，达到峰值位移的时间也随之提前。上述结果也表明：轴向荷载通过提高节段间摩擦力抵抗剪切变形，进而提高预制节段拼装墩柱的抗爆性能。
图 17 不同轴压比下不同位置处的位移时程曲线Figure 17. Displacement-time histories at different positions under different axial pressure ratios3.5 墩柱体系的影响
为说明预制节段拼装双层钢管混凝土与整体式墩柱破坏模式的差异，对整体式墩柱进行数值模拟分析。由于整体式墩柱一般不施加预应力，预应力筋引起的轴向力由轴向荷载等效考虑，保证两种类型墩柱受到的恒载相同。图18给出了总轴压比为0.2时节段柱和整体柱的峰值位移时程响应，整体柱的峰值位移为75 mm，节段柱的峰值位移为201 mm。可以看出，节段柱的峰值位移远大于整体柱的，主要原因依然是荷载作用初期节段柱发生了大剪切变形，这也是二者破坏模式不同的主要原因。图19(a)给出了2种类型墩柱的破坏模式，可以看出，整体式墩柱由于抗剪能力大幅提升，剪切变形较小，剪切破坏模式被抑制，在大当量爆炸作用下呈现出弯曲破坏模式，塑性铰也只在柱端产生。
图 18 整体柱和节段柱的峰值位移时程Figure 18. Peak displacement-time histories of monolithic and segmental columns
图 19 整体柱和节段柱模拟结果（L为墩柱侧视图，F为迎爆面正视图，B为背爆面正视图）Figure 19. Simulation results of monolithic and segmental columns (L: lateral view, F: front view, B: back view)图19(b)给出了2种类型墩柱的核心混凝土损伤结果，可以看出：2种类型墩柱核心混凝土的损伤机理完全不同，整体式墩柱核心混凝土的损伤主要集中在墩柱背爆面中部和迎爆面端部，即受拉侧；而节段式墩柱由于接缝的开口机制有效避免了核心混凝土的受拉损伤，损伤部位主要集中在接缝处和墩底。总体上说，节段式墩柱接缝间的抗剪能力弱导致了二者破坏模式的差异；接缝的开口机制导致了核心混凝土损伤机理的差异。
上述结果表明：受大剪切变形的影响，相较整体式墩柱，平接缝预制节段拼装双层钢管混凝土墩柱的抗爆性能不佳，但该类型墩柱在弯曲变形阶段的损伤较小。因此，需进一步探究节段间的连接构造以便在发挥节段式墩柱优势的同时避免过大的剪切变形。
4. 结 论
(1)大当量地面爆炸载荷作用下，预制节段拼装双层钢管混凝土柱的破坏模式为剪切破坏，其中后张预应力筋会在拉-剪耦合作用下断裂失效；整体式双层钢管混凝土柱的破坏模式为弯曲破坏。
(2)地面爆炸载荷作用下，平接缝预制节段拼装双层钢管混凝土柱首先在墩身底部发生剪切变形，随后发生弯曲变形，在墩身底部和节段中部形成塑性铰；整体式双层钢管混凝土柱只发生弯曲变形，在柱端形成塑性铰。
(3)预制节段拼装双层钢管混凝土柱的开口机制可以有效避免核心混凝土受拉损伤，核心混凝土损伤主要集中在下部节段和接缝处，在塑性铰处部位和预应力筋接触挤压部位尤为严重；整体式双层钢管混凝土柱的核心混凝土损伤部位主要为受拉侧。
(4)增大轴向荷载可以提高墩柱节段间的摩擦力从而提高墩柱的抗剪切能力，有利于提高平接缝预制节段拼装墩柱的抗爆性能，但不会改变墩柱的完全破坏模式。平接缝预制拼装双层钢管混凝土墩柱的抗爆性能不佳，接缝处的连接构造需进一步探究。
(5)预应力筋束采用桁架单元简化建模和将预应力束简化为单根预应力筋的实体单元建模方式均不能准确地模拟预应力筋的拉-剪耦合断裂行为、预应力筋与墩柱节段间的接触行为以及预制节段拼装墩柱的剪切破坏模式。按实际预应力筋束布置建立精细化实体有限元模型可以很好地模拟预应力筋与墩柱节段间的接触和断裂破坏行为。
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图 1 预制节段拼装双层钢管混凝土墩柱试件构造设计（单位：mm)
Figure 1. Structural design of PS-CFDST columns (unit in mm)
图 7 自由场超压时程试验和模拟结果的对比
Figure 7. Comparison of free-field overpressure time histories between test and simulation results
图 10 爆炸作用下预制节段拼装双层钢管混凝土柱破坏过程
Figure 10. Failure process of PS-CFDST columns under blast loading
图 11 核心混凝土损伤发展（L表示墩柱侧视图，F表示迎爆面正视图）
Figure 11. Development of concrete core damage (L：lateral view, F: front view)
图 13 不同预应力筋建模方式下预应力筋模拟结果
Figure 13. Simulation results of prestressing tendons for different prestressing tendons modeling methods
图 14 不同预应力筋建模方式下预应力筋模拟结果
Figure 14. Simulation results of concrete for different prestressing tendons modeling methods
图 15 大当量地面爆炸载荷作用下墩柱的动态响应过程
Figure 15. Dynamic response process of pier column under large equivalent ground explosion load
图 16 不同轴压比下预应力筋破坏情况的模拟结果
Figure 16. Simulated results of damage in prestressing tendons under different axial pressure ratios
图 17 不同轴压比下不同位置处的位移时程曲线
Figure 17. Displacement-time histories at different positions under different axial pressure ratios
图 18 整体柱和节段柱的峰值位移时程
Figure 18. Peak displacement-time histories of monolithic and segmental columns
图 19 整体柱和节段柱模拟结果（L为墩柱侧视图，F为迎爆面正视图，B为背爆面正视图）
Figure 19. Simulation results of monolithic and segmental columns (L: lateral view, F: front view, B: back view)
表 1 有限元模型材料参数
Table 1. Material parameters for the finite element model
材料 材料参数 参数值 材料 材料参数 参数值 混凝土 密度 2 500 kg/m3 钢管 密度 7 900 kg/m3 弹性模量 34.5 GPa 弹性模量 206 GPa 泊松比 0.2 切线模量 2.06 GPa 无侧限抗压强度 37.3 MPa 泊松比 0.3 预应力筋 密度 7 900 kg/m3 内钢管屈服强度 315 MPa 弹性模量 200 GPa 外钢管屈服强度 416 MPa 切线模量 0.33 MPa 应变率参数C 6844 s−1 泊松比 0.3 应变率参数p 3.91 屈服强度 1 860 MPa 弹性材料（钢筋混凝土） 密度 2600 kg/m3 失效应变 0.04 弹性模量 34.5 GPa 泊松比 0.2 
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