Experimental study on dynamic response of underground utility tunnel under ground explosion
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摘要: 为研究地下综合管廊结构的抗外部爆炸性能，针对整体现浇管廊和预制节段拼装管廊结构在地面爆炸作用下的动力响应特性和破坏模式开展了野外爆炸实验研究。通过11个工况的野外爆炸实验，观测了现浇管廊和预制节段拼装管廊在不同比例距离爆炸工况下的破坏特征和动力响应，对比分析了现浇管廊和预制节段拼装管廊的抗爆性能。结果表明：在地面爆炸作用下，现浇管廊和预制节段拼装管廊的顶板最终均出现弯剪破坏，整体现浇管廊的抗爆性能总体上优于预制节段拼装管廊。起爆位置对预制节段拼装管廊爆炸响应的影响较大，在节段中心上方起爆时结构损伤最严重。在小比例距离地面爆炸作用下，现浇管廊的损伤区域大于预制节段拼装管廊，预制节段拼装管廊的损伤集中在近爆心下方所在的节段或连接接缝处，节段间可产生较大残余滑移。Abstract: To investigate the anti-external-blast performance of underground utility tunnel structures, field explosion tests were conducted to study the dynamic response characteristics and failure modes of cast-in-place and precast segmental utility tunnel structures subjected to the ground surface explosion. Via field explosion tests of 11 cases, the failure characteristics and dynamic responses of cast-in-place and precast segmental utility tunnels under explosion at different scaled distances were observed. The anti-blast performance of the cast-in-place and precast segmental utility tunnels was compared and analyzed. The research results indicate that both the roofs of cast-in-place and precast segmental utility tunnels ultimately exhibit bending and shear failure when subjected to ground explosion. The anti-blast performance of the cast-in-place utility tunnel is better than that of the precast segmental utility tunnel. The detonation position has a significant impact on the blast response of the precast segmental utility tunnel, and it is unfavorable when the detonation position is above the center of the segment. Under a small-scale ground surface explosion, the damaged area of the cast-in-place utility tunnel is larger than that of the precast segmental utility tunnel. The damage of the precast segmental utility tunnel is concentrated in the section or connection joint located near the explosion center, and there is a significant residual slip between segments.
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爆炸焊接是一种以炸药爆炸能量驱动，通过飞板加速碰撞基板，结合而直接焊接两层或多层异种金属的复合技术[1]。这种焊接的强度往往是其他技术所不能达到的，爆炸复合板广泛应用于化工、造船、核工业、航空航天等工业领域。
爆炸焊接的最大优势在于大尺寸、异种金属的焊接复合。由于炸药爆炸产生的瞬时高温高压，对一些厚度很薄的金属箔材(特别是厚度在1 mm以下的薄板)和变形性很差的脆性材料、超硬材料，在焊接时通常要进行许多特殊的处理，而且焊接效果不太理想，复合板整体或局部断裂、薄片屈曲、复合率不高等缺点限制了爆炸焊接在此类特殊材料上的应用。近年来，开发了水下爆炸焊接方法，并且成功应用于铝箔(0.1 mm)与ZrO2陶瓷[2]、不锈钢与非晶薄板(38 μm) [3]、铜板与钨箔(0.5 mm)[4]、NiTi形状记忆合金与铜箔(0.5 mm)[5]等特殊难焊材料的焊接实验。对比水下冲击波和空气冲击波各自的特点，可以发现：(1)水的可压缩性小，消耗本身的变形能少，传压性稳定，水中爆炸所产生的初始冲击波压力比空气中大很多；(2)密度差异会导致惯性大，水下爆轰产物膨胀过程比空气中慢，产生多次膨胀和压缩；(3)水的声速(1 500 m/s)比空气的声速(334 m/s)大，在相同药量和距离下，水下冲击波对目标体作用的时间短、冲量大。这些特点表明，水下冲击波将在一些特殊领域完善对传统空气爆炸加工的应用。水下爆炸焊接的优点，可以概括为：(1)当炸药爆轰波直接作用于待焊板材，很容易导致此类材料的破碎，而水下爆炸焊接法由于以水为传压介质，可以得到均匀的水下冲击波加载压力，且压力在炸药爆轰压力下可调，便于寻找最优焊接参数，实现均匀完整的焊接复合；(2)使用传统爆炸焊接对金属箔材焊接时，往往需要通过添加介质缓冲层、固定或镶嵌金属箔材等特殊处理，来实现复合。在水下爆炸焊接中，由于基、复板上下都有水层保护，能够有效缓冲压力波，防止大变形，保持焊接材料的完整性。
本文中，利用水下爆炸焊接方法开展合金工具钢与铜箔的焊接复合实验。其中，合金工具钢JIS SKS3为高硬度脆性材料，铜箔为薄材。传统爆炸焊接中炸药直接加载飞板，可以利用格尼(Gurney)公式[6]、Aziz一维飞板驱动公式[7]等估算飞板的加速过程以及基复板的碰撞速度。但是，在水下爆炸焊接中，由于炸药和复板之间水层的存在，爆轰波先在水中传播，形成水下冲击波，然后在水下冲击波的驱动下加速飞板，形成焊接。所以，现有的飞板运动(加速过程、终速大小)计算规律不能直接应用于水下爆炸焊接，需对水下爆炸焊接进行数值模拟。利用数值模拟，可以分析炸药爆轰后冲击波在水下的传播过程、飞板的加速过程以及飞板与基板的碰撞变形过程，可以计算基复板的碰撞速度，保证碰撞速度满足爆炸焊接窗口理论。
1. 实验
实验材料为日本产JIS SKS3合金工具钢，主要成分为Fe，其他成分含量为：w(C)=1.0%，w(Si)=0.3%，w(Mn)=1.0%，w(Cr)=0.8%，w(W)=0.8%。工具钢尺寸为60 mm× 60 mm × 25 mm，作为基板，铜箔尺寸为60 mm × 60 mm × 0.5 mm，作为飞板。日本产高爆速防水SEP炸药成分为w(PETN)=65%、w(石蜡)=35%，密度约1 300 kg/m3、爆速约7 000 m/s。爆炸焊接的焊接速度小于材料的声速，本实验采用倾斜装药，倾角预设为20°，整体装置模型如图 1所示。药厚为5 mm，铜箔与合金工具钢的间距设为0.2 mm，用防水胶布密封飞板和基板。实验在水中完成，使用电雷管从左端起爆炸药。
2. 数值模拟
利用有限元软件ANASYS/LS-DYNA对炸药爆轰、水下冲击波传播以及驱动飞板与基板碰撞过程进行模拟，炸药、水、基复板各模型如图 2所示。炸药尺寸12 cm×0.5 cm，倾斜角20°，飞板6 cm×0.5 cm，基板6 cm×2.5 cm，飞板与基板间隔0.02 cm。网格划分为0.05 cm×0.05 cm。
炸药采用高爆燃材料模型和JWL状态方程。JWL方程的形式为：
p=A(1−ωR1V)e−R1V+B(1−ωR2V)e−R2V+ωEV 式中：A、B、R1、R2和ω为炸药参数，相对体积V=v/v0，v为体积，v0为初始体积，E为单位体积内能。
SEP炸药状态方程参数如下：ρ=1.310 g/m3, D=6 970 m/s，A=365.0 GPa，B=2.310 GPa，R1=4.30，R2=1.0，ω=0.280，pCJ=15.9 GPa[8]。
水的密度为1 g/cm3，采用空材料模型和Grüneisen状态方程。材料压缩和膨胀的Grüneisen状态方程形式分别为：
ppre=ρ0c2μ[1+(1−γ0/2)μ−αμ2/2][1−(S1−1)μ−S2μ2/(μ+1)−S3μ3/(μ+1)2]2+(γ0+αμ)E pexp=ρ0c2μ+(γ0+αμ)E 式中：c为vs-vp曲线的截距，S1、S2、S3为vs-vp曲线的斜率参数，γ0为Grüneisen常数，α为Grüneisen常数γ0的修正系数，μ=ρ/ρ0-1，ρ为密度，ρ0为初始密度，E为单位体积内能。
飞板与基板均选用Johnson-Cook材料模型[9]和Grüneisen状态方程[10]。Johnson-Cook材料模型的形式为：
σy=(A+Bˉεnp)(1+Cln˙ε∗)(1−T∗m) 式中：A、B、C、m和n为材料常数，εp为等效塑性应变，˙ε为等效应变率，T*=(T－Tr)/(Tm－Tr)，T为温度，Tr为实验初始温度，Tm为熔点温度。
图 3为水下爆炸焊接过程中飞板与基板在水下冲击波作用下的变形过程以及压力分布情况。炸药爆轰后，冲击波传入水中，形成水下冲击波，飞板在水下冲击波作用下向下加速与基板碰撞，碰撞点附近压力剧增，同时向水中形成反射波。因此，在飞板与基板的焊接过程中，可以观察到反射波和碰撞点压力分布显现出两个峰值。图 4为水下爆炸焊接过程中复板随时间的变形过程。可以看到，复板从左端开始向基板碰撞，直到复板与基板完成焊接，大约需要20 μs。
在炸药稳定爆轰后，分别选取飞板各段节点进行分析，绘制速度时程曲线如图 5。在飞板前段，速度大约为400 m/s。沿着爆轰方向，速度逐渐减小，在后端速度大约为300 m/s。对照文献[11]的双金属爆炸焊接下限条件，可以看出，300~400 m/s可以满足大多数金属材料的飞板速度下限要求。
图 5 飞板垂直方向的速度Figure 5. Vertical velocity distribution ofthe flyer plate along the welding direction3. 实验结果分析
3.1 界面形貌观察
工具合金钢SKS 3与铜箔界面形貌如图 6。从图 6可以看出，焊接区域结合紧密，呈现规律和连续的正弦波状结合形态，没有产生明显孔洞和脆性金属间化合物，获得优良的结合强度。典型的波状界面表明，焊接参数的正确性和焊接强度的可靠性。沿着爆轰方向，焊接界面在开始阶段5 cm处，波纹振幅大约为16 μm，然后逐渐减小，在后端表现为平直界面。由于采用了倾斜安置法进行水下爆炸焊接，飞板从前端到后端与炸药的距离逐渐增大，导致爆轰能量随着焊接方向逐渐减小。在爆炸焊接中，随着爆炸能量的增大，焊接板材受影响的深度增加，而射流层的厚度增厚，爆炸焊接界面会由平直界面逐渐转变为波状界面[12-17]。反之，用倾斜安置法进行爆炸焊接实验时，各个位置的能量不同，导致界面形态的变化。一组实验可以得到不同的实验结果，这有益于爆炸焊接的研究。
3.2 界面显微硬度分析
在载荷10 g的HM-102上进行显微硬度分析，基覆板显微硬度与界面距离的变化关系曲线如图 7。铜层与合金钢SKS3硬度分布变化平稳，靠近界面处硬度稍微增加。爆炸焊接中，由于界面处金属强烈的塑性变形，细晶强化、冷作硬化、位错增加等原因导致硬度在靠近界面处达到峰值，随着远离界面而减小，在基体中达到稳定。在界面上，由于两种金属的混合，硬度值介于两种金属之间。
图 7 工具钢与铜箔界面的显微硬度分布Figure 7. Micro hardness distributionat the interface of tool steel and copper foil4. 结论
高硬度合金工具钢JIS SKS3和铜箔，可通过水下爆炸焊接成功复合。可以看出，水下爆炸焊接高硬度、薄板材料具有很好的焊接效果，这正是传统焊接方法的难点。
(1) 利用有限元软件ANASYS/LS-DYNA预测水下爆炸焊接过程，得到基覆板的变形和焊接过程中的压力分布以及速度分布，弥补传统经验公式在水下爆炸焊接中的不足。
(2) 典型的波状界面表明焊接参数的合理性和焊接强度的可靠性。
(3) 倾斜爆炸焊接装置导致的界面形态的变化，与模拟结果预测一致。
(4) 显微硬度显示基复板在靠近界面处硬度值达到峰值。
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图 1 现浇管廊模型结构图（单位：mm）
Figure 1. Structural drawings of the cast-in-place utility tunnel model (unit in mm)
图 2 预制节段拼装管廊模型结构图（单位：mm）
Figure 2. Structural drawings of the precast segmental utility tunnel model (unit in mm)
图 3 地下综合管廊模型爆炸实验工况示意图
Figure 3. Schematic diagrams of explosion experiment cases for underground utility tunnel models
图 5 整体现浇管廊模型爆炸实验压力与位移测点布置（单位：mm）
Figure 5. Layout of pressure and displacement measuring points in cast-in-place utility tunnel model blast experiments (unit in mm)
图 6 整体现浇管廊模型爆炸实验加速度测点布置（单位：mm）
Figure 6. Layout of acceleration measuring points in cast-in-place utility tunnel model blast experiments (unit in mm)
图 7 预制节段拼装管廊模型爆炸实验压力与位移测点布置（单位：mm）
Figure 7. Layout of pressure and displacement measuring points in precast segmental utility tunnel model blast experiments (unit in mm)
图 8 预制节段拼装管廊模型爆炸实验加速度测点布置（单位：mm）
Figure 8. Layout of acceleration measuring points in precast segmental utility tunnel model blast experiments (unit in mm)
图 9 CUT-2和CUT-3爆炸工况下管廊的损伤
Figure 9. Damage of the utility tunnels in explosion cases CUT-2 and CUT-3
图 11 PSUT-A2和PSUT-A3爆炸工况下管廊的损伤
Figure 11. Damage of the utility tunnels in explosion cases PSUT-A2 and PSUT-A3
图 12 PSUT-A4爆炸工况下管廊的破坏
Figure 12. Damage of the utility tunnel in explosion case PSUT-A4
图 13 PSUT-B2爆炸工况下管廊的破坏
Figure 13. Damage of the utility tunnel in explosion case PSUT-B2
图 14 PSUT-B3爆炸工况下管廊的破坏
Figure 14. Damage of the utility tunnel in explosion case PSUT-B3
图 15 不同工况下结构跨中表面压力时程曲线
Figure 15. Time history curves of mid-span surface pressures of the structures in various cases
图 16 管廊模型大跨跨中位移响应
Figure 16. Mid-span displacement responses of large span of the utility tunnel models
图 17 预制节段拼装管廊模型接缝滑移响应
Figure 17. Joint slip responses of the precast segmental utility tunnel model
图 18 管廊模型跨中加速度时程曲线
Figure 18. Mid-span acceleration time history curves of the utility tunnel models
表 1 钢筋材料性能参数
Table 1. Performance parameters of reinforcement materials
钢材类别 屈服强度/MPa 极限抗拉强度/MPa 断后伸长率/% HPB300级 
307.8 421.6 29.5 HRB400级 
437.7 609.3 23.5 HRB400级 429.2 566.7 27.0 
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表 2 覆盖层土壤参数
Table 2. Soil parameters of cover layer
密度/（kg·m−3） 含水率/% 黏聚力/kPa 摩擦角/（°） 体积模量/MPa 剪切模量/MPa 1 881 4.95 21.7 30.9 10.6 4.1
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表 3 地下综合管廊模型爆炸实验工况
Table 3. Blast experiment conditions of underground utility tunnel models
工况 覆土厚度/m 装药量/kg 爆心距/m 比例距离/（m·kg−1/3） CUT-1 0.83 1.6 0.892 0.763 CUT-2 0.83 5.4 0.942 0.537 CUT-3 0.83 7.8 0.980 0.494 CUT-4 0.67 12.0 0.832 0.363 PSUT-A1 0.83 1.6 0.892 0.763 PSUT-A2 0.83 5.4 0.942 0.537 PSUT-A3 0.83 7.8 0.980 0.494 PSUT-A4 0.67 12.0 0.832 0.363 PSUT-B1 0.83 1.6 0.892 0.763 PSUT-B2 0.83 5.4 0.942 0.537 PSUT-B3 0.83 7.8 0.980 0.494
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表 4 不同工况爆炸下管廊顶板跨中实测残余位移
Table 4. Measured mid-span residual displacements of the roofs in different explosion cases
工况 残余位移/mm 工况 残余位移/mm 工况 残余位移/mm CUT-1 1 PSUT-A1 2 PSUT-B1 2 CUT-2 8 PSUT-A2 9 PSUT-B2 26 CUT-3 44 PSUT-A3 76 PSUT-B3 122 CUT-4 140 PSUT-A4 159
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表 5 结构表面跨中载荷
Table 5. Mid-span loads on the surfaces of the structures
工况 测点 实测峰值压力/MPa 实测冲量/（kPa·ms） 平均峰值压力/MPa 平均冲量/（kPa·ms） CUT-1 IF-1 0.660 4828 0.609 4413 PSUT-A1 IF-3 0.623 4554 PSUT-B1 IF-10 0.545 3856 CUT-2 IF-1 2.38 5961 2.27 5700 PSUT-A2 IF-3 2.15 5439 PSUT-B2 IF-10 CUT-3 IF-1 6.36 6186 5.82 6163 PSUT-A3 IF-3 5.53 6059 PSUT-B3 IF-10 5.56 6245 CUT-4 IF-1 14.57 8410 13.22 8590 PSUT-A4 IF-3 11.86 8771
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表 6 大跨跨中位移及转角
Table 6. Displacement and rotation in mid-span of large span
工况 跨中最大位移/mm 最大支座转角/(°) 残余位移/mm CUT-1 6.9 0.57 0.8 PSUT-A1 7.0 0.58 1.7 PSUT-B1 8.6 0.71 1.7 CUT-2 27.1 2.24 9.2 PSUT-A2 27.3 2.25 10.0 PSUT-B2 48.7 4.02 27.6 CUT-3 76.5 6.33 48.1 PSUT-A3 109.3 9.09 80.9 PSUT-B3 149.1 12.49 124.6 CUT-4 152.9 12.81 144.1 PSUT-A4 172.4 14.52 164.3
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表 7 大跨跨中峰值加速度
Table 7. Acceleration data in mid-span of large span
工况 测点 加速度/g 工况 测点 加速度/g 工况 测点 加速度/g CUT-1 a-1 67.1 CUT-2 a-1 316.6 CUT-3 a-1 747.9 PSUT-A1 a-1 69.0 PSUT-A2 a-1 331.9 PSUT-A3 a-1 817.2 PSUT-A1 a-2 63.0 PSUT-A2 a-2 264.1 PSUT-B3 a-1 1301.1 PSUT-B1 a-1 91.2 PSUT-B2 a-1 411.7
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