Centrifugal model tests on cratering effects on dynamic response of silo under shallowly buried explosion
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摘要: 为研究发生在竖井结构近区浅埋爆炸成坑效应，依托浙江大学ZJU-400土工离心机开展了3组竖井结构受侧向浅埋爆炸作用离心模型试验，通过对砂土抛掷成坑过程、结构内壁加速度和外壁应变响应分析，得出以下主要结论：相比自由场中爆炸，发生在竖井结构近区的浅埋爆炸，若最大瞬态爆腔未与结构发生接触，结构物的存在将对爆腔膨胀产生约束作用并造成弹坑体积发生缩减；若瞬态爆腔膨胀至竖井边壁，由于爆轰气体与竖井间的碰撞挤压作用，表观弹坑将呈现出不对称性且弹坑体积也将得到增大；随着爆源至结构距离的增加或爆源埋深的减小，结构对弹坑形成的影响逐渐减弱。爆炸成坑对结构动态响应影响显著，相比埋深较大的结构部分，接近或暴露于弹坑范围内的结构部分在受到爆炸冲击时振动响应更为强烈，同时也易产生更大的变形损伤。本研究可为竖井结构的抗爆设计提供依据，也可为后续此类结构在爆炸荷载冲击下的相关性能指标和毁伤效应研究提供参考。Abstract: To study the effects of shallowly buried explosion cratering occurring near the silo, three centrifugal model tests are conducted using the geotechnical centrifuge ZJU400 at Zhejiang University. The cratering process, inner acceleration response and explosion-surface strain response of the silo are analyzed. The results show that: compared with the explosion in the free field, if the maximum transient chamber does not contact with the silo for the shallowly buried explosion occurring near the silo, the volume of crater will shrink because the existence of the structures will constrain the expansion of the chamber. If the transient chamber is in contact with the silo, the apparent crater will be asymmetrical, and the cratering volume will increase because of the collision and extrusion between the explosion gas and the silo. With the increase of the distance between the explosion and the silo or the decrease of the buried depth of explosion, the influences of structure on cratering will gradually decrease. The dynamic response of the silo is significantly affected by the cratering process, that the part of the silo near or exposed within the crater is more susceptible to generate larger deformation and stronger vibration response when subjected to explosion compared to the part with larger buried depth. The research results provide experimental reference for anti-blast design of silo structures, and also throw insight to the researches on the related performance indices and damage effects of such structures under explosion.
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Keywords:
- silo /
- explosion cratering /
- soil-structure interaction /
- centrifugal model test
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0. 引言
由于特殊的空间形态和优良的经济效益，竖井结构被广泛应用于各类工程建设中，如采矿工程中发挥矿石提升、人员设备升降和通风等功能的主副井结构，市政工程中连接隧道和地面管网系统的联通结构，水利水电工程中承担取水、引水和通排风等功能的大型竖井结构。开展竖井结构抗爆研究，分析竖井结构在爆炸地冲击效应下的动力响应和变形损伤特性，对此类工程抗爆设计、安全防护和损伤评估等具有重要的意义。
对于地下工程抗爆研究，试验研究相比理论分析和数值模拟能够更加真实、全面地反映结构在爆炸冲击下的动力响应和损伤特性，具有较高的应用价值。试验研究可分为原型试验和缩尺试验，原型抗爆试验比较直接、可信度高，但试验综合成本较高，也不利于重复[1]，同时对于较大规模地下工程，开展原型结构抗爆试验难度较大，故此类结构抗爆试验多以缩尺试验形式开展。孙善政等[2]开展了非饱和黏土中竖井结构受侧向爆炸作用缩尺试验，对爆炸荷载在竖井结构外壁轴向和环向方向时空分布规律进行了分析。Kobielak等[3]开展了分层土中齐地表竖井抗爆试验，探讨了不同炸药质量、起爆距离和爆源深度对结构不同区域振动和变形响应的影响。
常重力条件下开展的缩尺试验，存在重力不相似的不足，而随着结构尺寸和埋深的增大，重力对强动载作用下的地下结构动力响应影响愈加显著[4]。离心模型试验利用离心机旋转生成高离心场，使模型达到与原型相同的应力状态和水平，从而显示出与原型相似的动力响应，是解决岩土工程、水利工程和环境工程等领域复杂问题的理想试验模拟手段[5]。自20世纪30年代以来，离心试验技术逐渐被各国所重视并被应用于砂土自由场中爆炸研究，如美国波音公司Holsapple等[6]、Schmidt等[7-8]研究了砂土中爆炸成坑形成机理，结合量纲分析原理提出了考虑重力加速度的弹坑尺寸相似理论。Nielsen等[9]对土中爆炸波传播特性进行了分析，并将模型试验结果外推以预测原位场地中的爆炸参数。Guan等[10]研究了地下爆炸引起的抛掷成坑和土拱效应，并对离心试验中非惯性系效应对砂土颗粒抛掷和弹坑形成的影响进行了深入分析。
随着离心机整体运行能力的提升以及微型传感器和数据采集设备性能的不断提升，离心试验技术的应用范围也逐步拓展到地下结构抗爆防护和土与结构相互作用等研究领域[11]。Kutter等[12]开展了岩土介质中柔性隧道结构受浅埋爆炸离心模型试验，分析讨论了柔性隧道的破坏模式以及重力对隧道破坏的影响。Blanchat等[13]开展了地下隧道结构内爆炸的离心模型试验，试验验证了重力相似缩尺规律、并对地下结构在内部爆炸荷载作用下的易损性进行了评估。Liu等[14]进行了饱和砂中水平隧道受内爆作用的离心模型试验，对结构不同区域的变形特性以及爆炸引起的液化现象进行了讨论。
目前地下结构抗爆试验研究多针对水平隧道结构，以竖井结构为目标的抗爆研究相关公开文献较少；同时对于爆炸成坑效应的研究也多集中于砂土自由场中，对发生在结构周边的成坑效应及成坑对结构振动响应、变形损伤等影响的研究较为匮乏。本文依托浙江大学ZJU-400离心试验平台，以干砂介质中齐地表圆形截面竖井结构为研究对象，开展了不同爆源埋深、不同爆距条件下竖井结构受浅埋爆炸作用离心模型试验，重点探讨发生在竖井结构近区浅埋爆炸成坑效应及成坑对结构动力响应影响，试验结果可为竖井结构的抗爆设计提供依据，也可为此类结构在爆炸荷载下的相关性能指标和毁伤效应研究提供参考。
1. 离心模型试验概况
1.1 模型相似关系
爆炸冲击下，影响结构振动和变形响应的因素众多，本次试验重点关注发生在结构周边爆炸抛掷成坑效应及成坑对结构动力响应的影响，因此忽略炸药携带武器对岩土介质的冲击侵彻作用；同时试验以爆炸试验舱内有限区域模拟无限场地范围，故也不考虑结构周围地形和岩土介质物理力学性质变化。试验在106g离心加速度下开展，几何比尺为1∶106（模型∶原型），根据Buckham π定理[15]，列出本次试验涉及主要物理量的相似比关系，如表 1所示。
表 1 离心模型试验主要物理量相似比关系Table 1. Scaling relationships of main parameters in centrifugal model tests序号 物理量 量纲 相似比尺
(模型∶原型)1 结构尺寸 [L] 1/106 2 材料密度 [ML-3] 1 3 弹性模量 [ML-1T-2] 1 4 泊松比 — 1 5 能量 [ML2T-2] 1/1063 6 质量 [M] 1/1063 7 时间 [T] 1/106 8 应力、压强 [ML-1T-2] 1 9 振动加速度 [LT-2] 106 10 振动频率 [T-1] 106 11 应变 — 1 1.2 离心模型制备
原型竖井井深约为46 m，内直径为8 m，外直径为16.7 m，依据1∶106比尺对原型结构进行缩尺，缩尺模型井深为430 mm，内直径为75 mm，外直径为157 mm。从表 1可以看出模型与原型结构密度、弹性模量及强度等材料特性参数相似比尺均为1，故可直接使用原型材料制作。本文试验模型使用PO42.5硅酸盐水泥并添加砂石骨料制作，结构模型制备完成后送至养护室进行恒温养护，竖井模型结构如图 1（a）所示，同时，经对预留正方体抗压样件单轴压缩试验测试，试件7，14，28 d的抗压强度值依次为48.90，52.1，61.47 MPa。混凝土结构中钢筋材料主要作用在于能够增强结构的抗拉强度和稳定性，本次试验重点探讨发生在结构周边的爆炸成坑效应及成坑对结构动力响应影响，因此忽略结构中的钢筋材料。同时，为防止试验过程中竖井结构发生下陷，在结构底部使用尼龙塑胶板作为结构基础，增加竖井与底部砂土接触面积。试验砂土选用中国ISO标准砂，如图 1（b）所示，标准砂平均粒径0.7 mm，土粒相对质量密度ds=2.631，最大孔隙比emax=0.624，最小孔隙比emin=0.399。图 1（c）为本次试验所使用的等效TNT药量为1 g球形药包，药包外径为14 mm，药壳壁厚为0.4 mm，主装药为硝酸肼镍。
对于发生在结构近区的浅埋爆炸，爆炸荷载主要作用于结构正对爆源部分区域[16]，故结构表面传感器主要布设于竖井靠近爆源一侧中上部区域，具体布置方案为：在竖井迎爆面内壁自井口至井底方向4，8，12 cm深度处固定3个加速度传感器A1~A3，监测结构内部不同深度处振动响应；在竖井迎爆面外壁自井口至井底方向4，8，12，18 cm深度处张贴4个90°应变花S1~S4，监测竖井结构不同深度处轴向和环向应变响应；同时试验还在结构外壁布设了若干压力传感器，由于结构周边动荷载分析不是本文重点内容，故下文不再作过多介绍。竖井结构传感器布设实物图如图 2所示。
模型整体地基采用砂雨法制备，浇砂达到一定高度后将竖井结构、传感元件以及爆源依次放入模型箱内设计位置，继续浇砂至砂土平面与竖井井口平齐完成整体模型制备。模型制作完成后，实测地基土样相对密实度Dr=64%、密度ρ=1.778 g/cm3，整体模型布置如图 3所示（不含压力传感器）。
1.3 离心试验装置
试验在浙江大学ZJU-400土工离心机上开展，该离心机为双吊篮臂式离心机，旋转半径为4.5 m，最大负载能力为400 g·t[17]。爆炸试验舱使用圆筒形模型箱，模型箱直径950 mm、高度900 mm、壁厚10 mm，为减小爆炸冲击波在刚性壁面的反射效应，在模型箱边壁张贴厚度为20 mm柔性硅橡胶板作为吸波材料。
试验开展前在模型箱上方固定LED光源以及同步视频传输相机，如图 4所示，在离心机转机过程中，通过控制室监控系统对试验进程实时监测。同时为记录浅埋爆炸砂土抛掷成坑过程，在模型箱内布置高速摄像机（拍摄帧率3000 fps）和GoPro运动相机（拍摄帧率240 fps）。试验结束后，采用手持三维扫描仪对试验表观弹坑进行扫描，获取精确的弹坑数据。
试验采用ICP压电式加速度传感器，加速度数据采集使用National Instruments公司PXI高频数据采集仪，采样频率为1 MHz；应变片电阻为120±0.1 Ω，灵敏度2.08%，应变数据采集使用ZJU-400离心机数采系统，采样频率为20 kHz。
1.4 试验工况
本文共开展3组离心模型试验，离心加速度均为106g、爆源当量均为1 g，根据能量相似比尺NE=1/n3，本次试验模拟原型竖井结构受1.2 t TNT当量炸药近区爆炸作用。表 2列出了本文各组试验工况以及各组试验依据相似比所对应的原型试验具体工况。
表 2 离心模型试验工况Table 2. Conditions of centrifugal model tests试验编号 工况 爆源当量W 爆源埋深DoB 爆距R CE-1 模型 1 g 80 mm 70 mm 原型 1.2 t 8.5 m 7.4 m CE-2 模型 1 g 80 mm 50 mm 原型 1.2 t 8.5 m 5.3 m CE-3 模型 1 g 40 mm 50 mm 原型 1.2 t 4.25 m 5.3 m 下文对本次试验爆炸抛掷成坑过程以及结构抗爆动态响应展开分析讨论，为便于阅读，时间、加速度和能量等相关物理量已依据表 1中相似关系转换为原型数据。
2. 爆炸抛掷成坑效应
2.1 爆炸抛掷成坑过程
图 5为CE-2试验爆炸抛掷成坑过程拍摄记录，整个抛掷过程在5.76 s内完成，0.44 s时刻爆炸产生强冲击波到达土层表面，爆源上方土体发生强烈扰动并被迅速抛掷到空中；随着冲击波和爆轰气体压力衰减，砂土抛掷速度显著降低，1.77 s时刻砂土被抛掷到可测范围内最高点，抛掷至空中砂土形成半球形穹顶形态；随后被抛掷至空中的砂土开始回落，5.76 s时刻砂土回落结束，地面形成可见弹坑。
图 6为3组试验弹坑三维扫描结果，3组试验中CE-3试验表观弹坑直径和深度最大、CE-1试验最小，根据弹坑三维扫描结果得到3组试验弹坑体积为：VCE-1=150.02 m3，VCE-2=361.24 m3，VCE-3=630.07 m3。观察3组试验中竖井结构与弹坑的相对位置，CE-1试验中弹坑形态完整、结构未出现裸露现象，竖井井口处于弹坑边缘处；CE-2和CE-3试验中竖井井口靠近爆源一侧不同程度地暴露于弹坑内，其中CE-2试验结构暴露面积相对较小，最大裸露高度2.74 m，CE-3试验结构暴露面积较大，最大裸露高度4.84 m。从图 6（b），（c）弹坑在平行和垂直离心机旋转方向剖面图观察3组试验弹坑形态特征：CE-1试验表观弹坑较为对称，两个方向弹坑半径仅相差约0.07 m，CE-2和CE-3试验弹坑表现出一定不对称性，其中CE-2试验在两个方向弹坑半径相差约2.22 m，CE-3试验相差约1.20 m。
2.2 爆腔与结构相互作用分析
CE-1和CE-2试验除爆距不同外，其余试验工况均相同，但从2.1节讨论可以看出，两组试验弹坑体积形态存在较大差异，表明结构物的存在对浅埋爆炸下抛掷成坑具有较大的影响。
利用三维扫描数据绘制弹坑等高线图，进一步观察3组试验弹坑形态特征，如图 7所示。CE-1试验弹坑不同高程等高线近似呈圆形分布，弹坑整体轮廓较为对称；CE-2、CE-3试验弹坑不同高程等高线呈椭圆形分布，弹坑呈现出一定程度不对称性，且CE-2试验弹坑整体不对称性大于CE-3试验，这与图 6中3组试验弹坑在平行和垂直离心机旋转方向表现出的尺寸差异相符。
离心模型试验中，离心机通过旋转形成高离心场，当模型中的介质颗粒发生相对于吊篮的运动，颗粒将产生一个附加的加速度即科氏加速度[18]。对于浅埋爆炸离心模型试验，抛掷至空中砂土颗粒受科氏加速度作用，砂土回落时会向着离心机转动方向发生一定程度偏移，使得表观弹坑轮廓在平行和垂直离心机运行方向表现出不对称性。但科氏加速度只作用于抛掷至空中的砂土颗粒，并不会影响实际的弹坑形成、对最终可见弹坑体积的影响也十分有限，因此分析科氏加速度并不是造成CE-1和CE-2两组相同爆源当量、相同爆源埋深试验弹坑出现较大差异的主要原因。
浅埋爆炸抛掷成坑主要与炸药爆轰瞬间形成的爆腔扩张运动有关[19]，故从爆炸成腔角度探究结构存在对弹坑形成影响。根据爆炸成腔准静定理论[20]，发生在砂土自由场中的地下爆炸，爆腔最大膨胀半径可依据下式计算：
Rk=0.794Pk0.139ρw19D29(pa+gn∑i=1ρihi）−14r0。 (1) 式中：Pk为爆轰气体膨胀到共轭点k时压力；ρw为炸药密度；D为炸药爆速；pa为大气压力；hi为第i层土体的厚度；g为重力加速度；r0为药包半径。
本文试验炸药相关参数[21]：密度ρw=1700 kg/m3，爆速D=6500 m/s，Pk=2.83×108 Pa，原型药包半径r0=0.70 m。依据（1）式可计算得本文3组试验不考虑结构物存在时的爆腔最大膨胀半径Rk理论值分别为：6.0，6.0，6.5 m。下文通过对比各组试验不考虑结构物存在时的爆腔最大膨胀半径理论值Rk与爆距R的相对大小，同时结合各组试验成坑结果，分析爆腔与结构可能存在的相互作用。
对于CE-1试验（Rk=6.0 m，DoB=8.5 m，R=7.4 m），爆腔最大膨胀半径理论值Rk < 爆距R，同时分析相比自由场中爆腔扩张，由于竖井结构的存在将使爆轰气体在向外膨胀时受到更大的围压，故实际爆腔最大膨胀半径Rk也应小于理论值，因此推断CE-1试验爆腔应未与竖井发生接触；同时由于爆腔膨胀受到竖井约束，因此CE-1试验弹坑实际体积还将小于同工况自由场中弹坑体积，对于CE-1试验爆腔扩张分析示意图如图 8（a）所示。管龙华等[22]前期开展过与本文CE-1和CE-2试验相同工况的自由场中爆炸离心试验，其试验原型弹坑体积V自由场=281.08 m3 > VCE-1= 150.02 m3，较好地验证了上述分析的合理性。
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图 8 受结构影响爆腔扩张运动分析图Figure 8. Diagram of chamber expansion motion influenced by structures对于CE-2试验（Rk=6.0 m，DoB=8.5 m，R=5.3 m），与CE-1试验不同，由于理论值Rk > R，则爆腔是否与结构发生接触存在两种可能：一是与CE-1试验相同，由于竖井结构约束，爆腔最大膨胀半径实际值Rk小于理论值且小于爆距R，爆腔未与结构直接接触。则按照对CE-1试验分析，CE-2试验弹坑尺寸也应小于自由场弹坑，而实际试验结果与上述分析相悖：VCE-2= 361.24 m3 > V自由场 > VCE-1，且两组试验弹坑等高线轮廓形状存在较大差异，表明CE-2试验与CE-1试验爆腔运动规律不同。那么对于CE-2试验，则可能爆腔最大膨胀半径实际值Rk也大于爆距R，爆腔膨胀至竖井边壁，竖井结构部分区域与大面积爆轰气体发生直接接触。结合该组试验成坑结果，对CE-2试验爆腔扩张运动分析如图 8（b）所示：由于爆腔与竖井边壁发生接触，爆轰气体与竖井发生强烈的碰撞作用，碰撞后爆轰气体反向运动使得爆腔非对称球形膨胀，同时由于CE-2试验爆距小于CE-1试验，实际扩散于竖井两侧砂土中的爆轰气体将减少，更多能量作用于爆腔的膨胀运动，因此最终CE-2试验弹坑体积大于CE-1试验，且弹坑轮廓等高线呈椭圆形。
对于CE-3试验（Rk=6.5 m，DoB =4.25 m，R=5.3 m），由于理论值Rk > R，则爆腔膨胀运动也存在两种可能，结合图 7（c）弹坑等高线分析，CE-3试验弹坑轮廓等高线也呈椭圆形分布，表明该组试验爆腔扩张运动与CE-2试验相似：实际Rk也大于R，该组试验爆腔扩张运动如图 8（c）所示。由于CE-3试验爆源埋深小于CE-2试验，则爆腔与结构相互作用的时间和面积应均较CE-2试验小，因此可以解释该组试验最终弹坑在平行和垂直离心机旋转方向不对称性小于CE-2试验。
3. 爆坑形成对竖井结构动力响应影响
3.1 结构加速度时程响应分析
图 9为3组试验结构内壁加速度时程曲线，3组试验中结构不同深度测点开始振动时刻较为接近、加速度时程曲线波形较为相似，表明各组试验中结构动力响应均以整体振动为主。
3组试验中竖井结构在爆源正对测点处测得最大加速度峰值，随着与爆源相对距离增加，在分别朝向井口和井底方向结构内壁加速度响应峰值快速衰减。对比相同爆源埋深、不同爆距试验组CE-1和CE-2，CE-2试验结构各测点加速度响应峰值均大于CE-1试验，表明随着爆距减小，结构整体振动响应迅速加剧；对比相同爆距、不同爆源埋深试验组CE-2和CE-3，CE-3试验结构总体振动响应小于CE-2试验，表明随着爆源埋深增大、爆腔与结构相互作用加剧，结构整体振动响应也将随之加剧。
竖井结构在受到爆炸波冲击后发生强迫振动，从图 9可以看出，在此阶段结构产生较大幅值、较高频率的加速度响应，3组试验中此阶段均大致持续50 ms左右；而在强迫振动结束后，结构进入自由振动阶段，此阶段持续时间相对较长、振幅衰减速率较慢。
结合第2节爆炸抛掷成坑相关内容，分析弹坑形成对结构振动响应的影响。CE-2试验中A1~A3测点的加速度峰值依次为18.24g，21.21g，12.69g（A1和A3测点等距离布置于爆源正对测点A2上下两侧），距离弹坑较近的A1测点加速度峰值相比正对爆源测点A2仅衰减了14.0%，而埋深较大、距离弹坑较远的A3测点加速度峰值相比A2则衰减了近40.2%，同时在强迫振动阶段，A1测点振动频率和整体幅值也明显高于A3测点。从图 9观察3组试验结构自由振动阶段特征，3组试验中距离弹坑较远测点，如CE-1试验中A1~A2测点、CE-2和CE-3试验A2~A3测点，在各组试验中、上述相关测点尽管布置高度不同，但在自由振动阶段其加速度时程曲线重合度较高；而对于接近弹坑测点如CE-2试验A1测点、或暴露于弹坑内的测点如CE-3试验A1测点，各组试验中，上述相关测点在自由振动阶段前几个周期内加速度幅值响应明显大于距弹坑较远的测点。综上所述，可见接近或暴露于弹坑内结构部分由于周边岩土介质阻尼作用的降低，其在受到爆炸冲击时振动响应更加强烈。
CE-1~CE-3试验结构最大加速度响应峰值依次为7.35g，21.21g，13.08g，总体加速度响应较为显著，超出人体和部分精密仪器设备的承受极限[23]，因此原型竖井若承受1.2 t TNT当量炸药近距离爆炸冲击，可能会使得结构内部仪器设备受到振动损伤，以致相关重要功能丧失。故此类结构内应布设减震缓震设施，特别是在靠近井口部分，以确保结构具有足够的抵抗爆炸冲击振动能力。
3.2 结构应变响应分析
竖井结构在爆炸作用下有3种基本变形形式，当压缩波沿竖井轴向作用时，结构变形以轴向拉压为主；当剪切波沿竖井轴向传播时，可以引起竖井弯曲变形；当压缩波和剪切波传播方向垂直于竖井轴线时，结构中环向应力发生变化，结构发生环向变形。爆炸荷载作用下，竖井实际变形应为上述3类变形的组合[24]。
拾取3组试验中结构迎爆面不同高度处轴向和环向应变峰值，观察分析结构变形特征，如图 10所示。3组试验中结构在沿井深轴向方向应变均大于水平环向应变，表明竖井结构在受到侧向爆炸荷载作用下，结构轴向弯曲变形大于环向压缩变形。同时3组试验中结构均在正对爆源测点产生较大应变，随着与爆源相对距离增加，结构在沿井口和井底两个方向环向和轴向应变峰值均迅速较小，可见对于此类大跨度、大埋深竖井结构受近区爆炸作用，结构主要发生局部变形损伤。
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图 10 竖井迎爆面应变峰值分布Figure 10. Distribution of peak strain in blast-facing surface of silo对比相同爆源埋深、不同爆距试验组CE-1和CE-2，CE-2试验结构在正对爆源测点处轴向和环向应变均大于CE-1试验，表明随着爆距减小，结构所受到的爆炸冲击响应迅速增加；对比相同爆距、不同爆源埋深试验组CE-2和CE-3，CE-3试验中结构在正对爆源测点环向和轴向应变峰值远大于CE-2试验，造成这种现象原因分析可能是由于相比CE-2试验，CE-3试验爆源正对测点部分更接近结构自由端，结构周边覆土相较深部结构较少，同时Kutter等[12]依据其开展的柔性隧道受浅埋爆炸离心模型试验指出：处于弹坑范围内的结构变形损伤来源于爆炸地冲击和岩土介质剧烈流动综合作用，CE-3试验由于弹坑体积大于CE-2试验，则结构在砂土抛掷成坑过程中将受到更强烈的岩土介质冲击作用。因此对比CE-2和CE-3试验可见，尽管随着爆源埋深减小，爆炸地冲击能量耦合系数会发生一定衰减[25]，但由于接近结构自由端部分周围覆土较少且更易暴露于弹坑范围内，该部分结构在受到爆炸地冲击作用时可能产生更大的变形破坏损伤。
4. 结论
本文依托浙江大学ZJU-400土工离心机，开展了不同爆源埋深、不同爆距工况下圆形截面竖井结构受爆炸荷载作用的离心模型试验研究，并对试验中的爆炸抛掷成坑效应以及成坑对结构动态响应影响展开了分析，主要得到以下4点结论。
（1）相比自由场中爆炸，发生在竖井结构近区的浅埋爆炸，若最大瞬态爆腔未与结构发生接触，结构物的存在将对爆腔膨胀产生约束作用并造成弹坑体积发生缩减；若瞬态爆腔膨胀至竖井边壁，由于爆轰气体与竖井间的碰撞挤压作用，爆腔将发生不对称球形膨胀，使得表观弹坑将呈现出不对称性且弹坑体积得到增大；随着爆距的增加或爆源埋深的减小，结构对弹坑形成的影响逐渐减弱。
（2）结构振动响应以整体振动为主，竖井结构在正对爆源部分受到最大振动冲击，随着爆距减小或爆源埋深的增加，结构整体振动响应逐渐增大。
（3）结构迎爆面变形主要集中于爆源正对区域，同时爆炸引起结构在沿深度方向发生的轴向弯曲变形大于水平方向发生的环向压缩变形。
（4）爆炸成坑对结构动态响应影响显著。相比与爆源等距但埋深较大的结构部分，接近或暴露于弹坑范围内的结构部分在受到爆炸冲击时整体振动响应更为强烈，同时也易产生更大的变形破坏损伤。
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图 8 受结构影响爆腔扩张运动分析图
Figure 8. Diagram of chamber expansion motion influenced by structures
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图 10 竖井迎爆面应变峰值分布
Figure 10. Distribution of peak strain in blast-facing surface of silo
表 1 离心模型试验主要物理量相似比关系
Table 1 Scaling relationships of main parameters in centrifugal model tests
序号 物理量 量纲 相似比尺
(模型∶原型)1 结构尺寸 [L] 1/106 2 材料密度 [ML-3] 1 3 弹性模量 [ML-1T-2] 1 4 泊松比 — 1 5 能量 [ML2T-2] 1/1063 6 质量 [M] 1/1063 7 时间 [T] 1/106 8 应力、压强 [ML-1T-2] 1 9 振动加速度 [LT-2] 106 10 振动频率 [T-1] 106 11 应变 — 1 
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表 2 离心模型试验工况
Table 2 Conditions of centrifugal model tests
试验编号 工况 爆源当量W 爆源埋深DoB 爆距R CE-1 模型 1 g 80 mm 70 mm 原型 1.2 t 8.5 m 7.4 m CE-2 模型 1 g 80 mm 50 mm 原型 1.2 t 8.5 m 5.3 m CE-3 模型 1 g 40 mm 50 mm 原型 1.2 t 4.25 m 5.3 m
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[1] 张向阳, 顾金才, 沈俊, 等. 锚固洞室模型与原型抗爆试验结果对比[J]. 防护工程, 2012, 34(1): 6-12. ZHANG Xiangyang, GU Jincai, SHEN Jun, et al. The comparison of the results of model test and field test on anchored Caverns under explosion loading[J]. Protective Engineering, 2012, 34(1): 6-12. (in Chinese)
[2] 孙善政, 卢浩, 陈昊, 等. 爆炸作用下土中竖井结构荷载分布规律[J]. 陆军工程大学学报, 2023, 2(1): 18-27. SUN Shanzheng, LU Hao, CHEN Hao, et al. Distribution of explosion load on silo structure in soil[J]. Journal of Army Engineering University of PLA, 2023, 2(1): 18-27. (in Chinese)
[3] KOBIELAK S, KRAUTHAMMER T. Dynamic response of buried silo caused by underground explosion[J]. Shock and Vibration, 2004, 11(5/6): 665-684.
[4] 李世民, 李晓军, 冯进技. 防护工程离心模型试验研究现状及展望[J]. 防护工程, 2017, 39(5): 70-78. LI Shimin, LI Xiaojun, FENG Jinji. Research status and prospect of protective engineering centrifuge model test[J]. Protective Engineering, 2017, 39(5): 70-78. (in Chinese)
[5] 《岩土离心模拟技术的原理和工程应用》编委会. 岩土离心模拟技术的原理和工程应用[M]. 武汉: 长江出版社, 2011. 《Geotechnical Centrifuge Modelling Techniques and Applications》 Editional Board. Geotechnical Centrifuge Modelling Techniques and Applications[M]. Wuhan: Changjiang Press, 2011. (in Chinese)
[6] HOLSAPPLE K, SCHMIDT R. A material-strength model for apparent crater volume[C]// Lunar and Planetary Science Conference, Houston, 1979.
[7] SCHMIDT R. A centrifuge cratering experiment-development of a gravity-scaled yield parameter[C]// Impact and Explosion Cratering, New York, 1977.
[8] SCHMIDT R M, HOUSEN K R. Some recent advances in the scaling of impact and explosion cratering[J]. International Journal of Impact Engineering, 1987, 5(1/2/3/4): 543-560.
[9] NIELSEN J P. The Centrifugal Simulation of Blast Parameter[R]. Engineering and Services Laboratory, Air Force Engineering and Services Center Tyndall Air Force Base, Florida, 1983.
[10] GUAN L H, ZHAO F K, LU Q, et al. Centrifuge modelling of blast effects in dry sand: Coriolis effect and soil arching[J]. International Journal of Physical Modelling in Geotechnics, 2024, 24(2): 92-109.
[11] 马立秋. 爆炸荷载下城市浅埋隧道动力离心模型试验和数值研究[D]. 北京: 清华大学, 2010. MA Liqiu. Centrifugal Modeling and Numerical Research for Urban Shallow-Buried Tunnel under Blasting[D]. Beijing: Tsinghua University, 2010. (in Chinese)
[12] KUTTER B L, O'LEARY L M, THOMPSON P Y, et al. Gravity-scaled tests on blast-induced soil-structure interaction[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1988, 114(4): 431-447.
[13] BLANCHAT T, DAVIE N, CALDERONE J. Development of Explosive Event Scale Model Testing Capability at Sandia`s Large Scale Centrifuge Facility[R]. Sandia National Lab(SNL-NM), Albuquerque, NM (United States), 1998.
[14] LIU H B, NEZILI S. Centrifuge modeling of underground tunnel in saturated soil subjected to internal blast loading[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2016, 30(2): 06015001.
[15] 杨俊杰. 相似理论与结构模型试验[M]. 武汉: 武汉理工大学出版社, 2005. YANG Junjie. Similarity Theory and Structure Model Test[M]. Wuhan: Wuhan University of Technology Press, 2005. (in Chinese)
[16] 金丰年, 袁小军, 周健南, 等. 爆炸荷载作用下大跨度动被覆结构荷载分布规律探讨[J]. 解放军理工大学学报: 自然科学版, 2011, 12(6): 635-640. JIN Fengnian, YUAN Xiaojun, ZHOU Jiannan, et al. Distribution law of blast loads on large-span compound structure[J]. Journal of PLA University of Science and Technology: Natural Science, 2011, 12(6): 635-640. (in Chinese)
[17] 陈云敏, 韩超, 凌道盛, 等. ZJU400离心机研制及其振动台性能评价[J]. 岩土工程学报, 2011, 33(12): 1887-1894. http://cge.nhri.cn/article/id/14444 CHEN Yunmin, HAN Chao, LING Daosheng, et al. Development of geotechnical centrifuge ZJU400 and performance assessment of its shaking table system[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(12): 1887-1894. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/article/id/14444
[18] 凌道盛, 施昌宇, 郑建靖, 等. 离心模型试验物质运动非惯性系效应[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(2): 226-235. doi: 10.11779/CJGE202102002 LING Daosheng, SHI Changyu, ZHENG Jianjing, et al. Non-inertial effects on matter motion in centrifugal model tests[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(2): 226-235. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202102002
[19] HENRYCH J. 爆炸动力学及其应用[M]. 熊建国, 译. 北京: 科学出版社, 1987. HENRYCH J. The Dynamics of Explosion and Its Use[M]. XIONG Jianguo, trans. Beijing: Science Press, 1987. (in Chinese)
[20] CHERNIKOV A G, SHER E N. A quasistatic model of a confined explosion of a concentrated charge in a bed and in a block[J]. Soviet Mining, 1990, 26(4): 355-362.
[21] 王军. 硝酸肼镍起爆药扩大应用[D]. 南京: 南京理工大学, 2008. WANG Jun. The Expanded Application of Nickelous Hydrazine Nitrate Primer[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2008. (in Chinese)
[22] 管龙华, 卢强, 赵凤奎, 等. 砂土爆炸成坑离心模型试验相似律研究[J]. 岩土工程学报, 2024, 46(7): 1462-1470. doi: 10.11779/CJGE20230751 GUAN Longhua, LU Qiang, ZHAO Fengkui, et al. Scaling laws for centrifuge modelling of explosion-induced cratering in sand[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2024, 46(7): 1462-1470. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE20230751
[23] 钱七虎, 王明洋. 高等防护结构计算理论[M]. 南京: 凤凰出版传媒集团, 2009. QIAN Qihu, WANG Mingyang. Calculation Theory for Advanced Protective Structure[M]. Nanjing: Phoenix Science Press, 2009. (in Chinese)
[24] 马维. 地下管道结构爆振效应和冲击破坏行为实验[J]. 解放军理工大学学报(自然科学版), 2008, 9(1): 39-46. MA Wei. Experimental investigations on effects of blast vibration and behaviors of impacting failure of underground pipeline structures[J]. Journal of PLA University of Science and Technology, 2008, 9(1): 39-46. (in Chinese)
[25] 李杰, 郭纬, 徐天涵, 等. 地下爆炸等效当量及耦合地冲击计算[J]. 岩石力学与工程学报, 2023, 42(增刊2): 4064-4072. LI Jie, GUO Wei, el at. Calculation of equivalent and coupled ground shock of underground explosion[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2023, 42(S2): 4064-4072. (in Chinese)
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