谢先启，王维国，贾永胜，陈育民，孙金山

(1. 武汉市市政建设集团有限公司，湖北 武汉，430023；2. 宁波市交通建设工程试验检测中心有限公司，浙江 宁波，315124；3. 河海大学 土木与交通学院，江苏 南京，210098；4. 中国地质大学(武汉) 工程学院，湖北 武汉，430074)

饱和砂土中浅埋单药包爆炸效应研究

谢先启1，王维国2，贾永胜1，陈育民3，孙金山4

(1. 武汉市市政建设集团有限公司，湖北 武汉，430023；2. 宁波市交通建设工程试验检测中心有限公司，浙江 宁波，315124；3. 河海大学 土木与交通学院，江苏 南京，210098；4. 中国地质大学(武汉) 工程学院，湖北 武汉，430074)

为探究饱和砂土场地中药包最佳埋设深度，基于室外大型爆炸试验场地，开展一系列饱和砂土中的浅埋单药包爆炸试验，分析超孔隙水压力变化规律及爆炸成坑效应。研究结果表明：实测孔隙水压力峰值和累积值均随爆距的增大而快速下降；药包埋深的增加有利于超孔隙水压力的累积及维持，相同比例距离处的超孔隙水压力比随着比例埋深的增加而有增大的趋势；超孔隙水压力比在比例距离半对数坐标中近似呈线性规律，其变化趋势与完全封闭爆炸时的基本一致，然而，较小的药包埋深使得部分爆炸能量直接通过自由面耗散，导致超孔隙水压力的上升比深埋爆炸时的明显减弱；相比湿砂环境，饱和砂土中爆坑周围的局部砂土有液化流动的趋势，使得爆坑的横向扩展更为剧烈，因此，在相同药量及埋深条件下，饱和砂土中的爆坑直径比湿砂中的更大。

饱和砂土；浅埋单药包；孔隙水压力；爆坑

由于全球范围内地震频发，饱和砂土在地震荷载作用下的动力响应一直是工程人员关注的重点[1−2]。然而，随着控制爆炸技术在民用领域的快速发展以及恐怖袭击和偶然爆炸事故的增多，由爆炸荷载引起的饱和砂土动力响应行为也得到了广泛关注[3−9]。饱和砂土中爆炸作用引起的超孔隙水压力变化及液化引起的土中结构失稳问题是该领域的主要研究内容。STUDER等[3]基于饱和砂土场地单药包封闭爆炸试验，提出了单因素液化经验预测模型，且被广泛用于工程实践。王明洋等[4−5]基于有效应力原理，建立了用于描述饱和砂土爆炸动力分析的实用模型，进而分析了爆炸作用下的饱和砂土中液化特性。ASHFORD等[6−7]利用饱和砂土中的多点微差封闭爆炸试验制造了振动液化环境，分析了土中超孔隙水压力的变化规律以及土中埋管的动力响应。周健等[8]根据爆炸密实饱和地基的背景分别开展室内模拟和现场试验，研究了超孔隙水压力及土体竖向沉降的变化规律。CHARLIE等[9]开展水下饱和土中单药包爆炸液化试验，研究了土体初始相对密实度对孔隙水压力上升的影响，并分析了土体粒子峰值振动速度与液化发生的关系。已有的研究成果表明现阶段关于饱和土中爆炸液化的研究仍集中于封闭爆炸问题，而针对浅埋爆炸效应的研究相对较少。浅埋单药包在饱和土中发生爆炸时，爆轰气体会携带土体以喷射物的形式透过地表喷出，同时高温高压的气态爆轰产物渗入到土体孔隙中而使得气室周围形成干土区，短时间内会出现爆坑现象，从而改变超孔隙水压力上升规律[10]。在实际工作中，普遍存在饱和土中的浅埋爆炸问题，如土质堤坝坝顶遭受军事导弹袭击形成局部弹坑，进而发生漫堤和溃决等严重灾害、堰塞体以及汛期前土坝的爆破泄洪等。爆炸作用引起的饱和土体液化趋势可能导致土中爆坑的进一步扩展，因此，开展饱和土中浅埋单药包爆炸效应的研究具有重要的实际意义。此外，开展饱和土中的单药包爆炸液化相关试验可为开展多点微差爆炸试验提供必要的爆炸设计参数。本文作者利用室外大型爆炸液化试验场地开展一系列饱和砂土中的浅埋单药包爆炸试验研究，分析浅埋炸药爆炸时的成坑行为、超孔隙水压力的发展规律，以及药量、爆距和埋深等因素对超孔隙水压力的影响。

1 浅埋爆炸效应

土体液化是指当排水不良环境下的饱和砂土或粉土受到动荷载作用时，土中孔隙水压力上升而导致有效应力减弱，固体颗粒介质逐渐转变为一种黏性流体的变化或行为[11]。浅埋炸药爆炸时土中孔隙水压力的响应经历3个阶段，即爆后瞬时由直接冲击引起的峰值孔隙水压力上升阶段，爆炸波传播后的短时超孔隙水压力的累积阶段以及爆后相对较长时间的超孔隙水压力消散阶段[12]。超孔隙水压力比ru，定义为土中超孔隙水压力非峰值增量(Δu)与土体的初始竖向有效应力(v0σ′)之比，用于描述土体液化发生的程度。

当ru增加至1.0时，表明土体处于完全液化状态；而在实际监测过程中，当ru＜0.1时，可以近似忽略孔隙水压力上升的影响。比例距离(Z)综合考虑了炸药能量及爆距的影响，是衡量不同形式爆源产生的振动及液化的主要参量。通过量纲分析，适用于单孔集中药包的立方根比例距离的量纲一形式可以表示为ρc2R3/E (其中：E为爆炸能量，与炸药质量成正比；ρ为炸药密度，kg/m3；c为土中地震波速度，m/s；R为离开爆源的距离，m)。当炸药以TNT当量衡量时，可以用炸药当量 WTNT代替爆炸能量E，最终可以将比例距离的无量纲形式转变成更为方便的形式[13]：

土体性质、药量和爆距是决定测点处孔隙水压力响应的主要因素，然而，对于浅埋炸药爆炸问题，药包埋深决定了作用于孔隙水压力上升的爆炸能量比重。当土中埋药量一定时，药包埋深在很大程度上决定了爆炸能量的传递分配。集中药包的比例埋深(λ)定义为药包埋置深度d与炸药的等效TNT当量TNTW的立方根之比，可以衡量土中埋药量和埋置深度的综合影响。当药包埋深超过封闭爆炸的临界埋深时，爆炸能几乎全部作用于药包周围土介质，最大程度地引起孔隙水压力的上升。而随着比例埋深减小，部分爆轰气体可能携带药包上覆土体冲出地表，在饱和砂土表面形成爆坑。根据炸药类型和土体性质的差异，在饱和砂土中，一般当比例埋深λ≥2.5 m/kg1/3时发生封闭爆炸[14]。

2 试验设计及方案

2.1 场地描述

室外大型爆炸试验开挖坑的上、下截面均为规则的圆形，其直径分别为19和16 m，开挖深度为3 m。试验坑内的回填砂土采用长江细灰砂，饱和密度约为1 835 kg/m3，黏粒质量分数为1.0%～1.5%，土粒比重为2.633。回填砂的颗粒级配曲线如图1所示。由图1可知：回填砂土的平均粒径为0.18 mm，不均匀系数为2.11。

图1 回填砂的颗粒级配曲线Fig. 1 Grain-size distribution of the backfilled sand

埋药前在场地内预设点处进行静力触探试验(CPT)，试验药包和设备布置如图2所示。通过试验获得土层沿深度方向的平均锥头阻力qc，如图3(a)所示。《基础设计土体性质估算手册》给出的土层初始相对密实度估算公式为[15]

式中：qc为CPT锥头阻力，kPa；v0σ′为初始竖向有效应力，kPa；C为常量，取值为1 kPa。

图2 爆炸试验场地布局Fig. 2 Layout for blasting tests

图3 CPT锥头阻力qc及土层初始相对密实度DRFig. 3 Typical profiles for CPT and relative density

图3 (b)所示为试验场地内饱和砂土层的初始相对密实度沿深度方向的变化曲线。由图3(b)可知：埋药深度范围内(1.0～2.5 m)的饱和土层的初始相对密实度为30%～35%。结合室内基本物理力学性质试验及静力触探试验结果可知该回填砂土属于极易液化的松散细砂。

2.2 试验设计

试验选用抗水性能优异的2号岩石乳化炸药，密度为0.95～1.10 g/cm3，爆速为3 600 m/s。2号岩石乳化炸药在饱和土的爆燃性能可近似以水下爆轰性能衡量。根据水下爆轰试验结果，该炸药的等效TNT当量近似为80%的实际药量[16]。试验场地内共设计6组爆炸试验工况，每组试验的详细设计参数如表1所示。

确实，由于成长背景不同，不同的时代有不同的审美倾向，不能强求一致，但任何一个社会都有主流审美，如果主流审美出现了问题，那么这个社会就很可能出现各种问题。审美还存在引导问题，即便一些非主流审美无伤大雅，但社会还是有责任指出什么才是主流，应该追求什么样的主流，在导向上不能出现偏差。

试验场地内共布置9组孔隙水压力传感器，试验前测定所有传感器和药孔之间的相对距离，孔隙水压力传感器的预埋深度及各组试验中测点的比例距离，如表2所示。饱和砂土场地爆坑的大小在爆后一定时期内会受到砂土液化流动的影响，因此在每组试验完成后即开展相关测量。

表1 试验药量及埋药深度Table 1 Charge mass and buried depth for each blasting test

表2 测点深度及比例距离Table 2 Depth and scaled distance for each transducer

3 试验结果分析

药包爆炸后，由于饱和土中空气含量微小，不足以通过压缩吸能达到削弱爆炸冲击能的作用，最终表现为土中超孔隙水压力急剧上升。然而，当饱和砂土中药包的埋设深度较小时，药包离自由面足够近，药包上覆土体不足以完全吸收爆轰能量，最终使得爆轰产物携带土水混合物冲出地表而形成可见爆坑。

3.1 超孔隙水压力

图4所示为E1～E6各监测点的超孔隙水压力时程曲线。由图4可知：测点处的超孔隙水压力有起爆瞬间即上升至 1个远高于后期孔隙水压力累积期的峰值；超孔隙水压力在爆后短时间内即达到稳定，随后进入长时间的消散过程。爆炸瞬间产生的孔隙水压力峰值主要由冲击压缩引起，且随着测点的爆距增大，孔隙水压力峰值呈明显下降趋势。由于爆炸能量在土中的衰减，各组爆炸试验测点的超孔隙水压力累积值随比例距离增大而快速下降。

以爆点 E5为例，其实际埋设的乳化炸药药量为0.4 kg，药包比例埋深λ为 1.36 m/kg1/3。离药包 E5最近的测点 P9(深度为 1.6 m)处的比例距离 Z为4.72 m/kg1/3，爆炸后超孔隙水压力累积上升值uΔ为5.4 kPa，根据式(1)可得该测点处实测的超孔隙水压力比 ru为 0.412。实测结果表明测点处场地并未达到完全液化的理论界限，且试验过程中场地内并未发生任何明显的液化特征。引起该现象的主要原因是试验药量较少，埋深较小，部分爆炸能量直接通过自由面耗散。

离爆点 E1，E4和 E5最近的测点处的实测超孔隙水压力比ru分别为0.68，0.42和0.41，即在测点区域均未达到完全液化的状态。引起该现象的主要原因是：一方面，饱和砂土中的埋药量较小，即爆炸能量绝对值较小，较小的药包埋深使得部分爆炸能量直接通过自由面耗散，不利于饱和土中超孔隙水压力的上升；另一方面，试验场地内孔隙水压力监测点的位置离爆源的距离均相对较大，随爆距衰减后的爆炸能量并不足以引起监测点处的超孔隙水压力上升至完全液化的临界水平。

当药包在饱和砂土中发生封闭爆炸时，超孔隙水压力比在比例距离的半对数坐标中通常可以用线性关系描述，其中应用最广泛的为Studer经验预测模型[3]：

式中：ru为超孔隙水压力比；Z为比例距离，m/kg1/3。

图 5所示为爆点 E4(λ=1.97 m/kg1/3)和 E5(λ=1.36 m/kg1/3)爆炸过程中，场地内各测点的超孔隙水压力比实测值与比例距离的关系，比例距离以对数形式表示。试验爆点E4和E5的药量均为0.4 kg，药包埋深分别为1.35 m和0.93 m。由图5可知：超孔隙水压力比在比例距离的半对数坐标中可近似用线性关系描述，爆点 E4和 E5的实测超孔隙水压力比的经验拟合关系分别为

图4 超孔隙水压力时程曲线Fig. 4 Time history curves of excess porewater pressure

式中：R为拟合公式的相关系数。

由图5可知：当土中有明显超孔隙水压力上升时(ru≥ 0.1)，对于指定药包及比例距离，随着药包埋深增大，爆炸液化趋势将更为明显，且越靠近爆源，这种差别就更为突出。爆点 E4和E5的试验结果表明：浅埋炸药爆炸时土中超孔隙水压力的变化趋势和封闭爆炸液化时的趋势基本一致。在指定比例距离的测点处，埋深较大的药包爆后能产生更为激烈的孔隙水压力上升现象，浅埋药包爆炸时自由面的存在使得超孔隙水压力的上升明显减弱。因此，基于封闭爆炸的液化经验预测模型已不再适用于浅埋单药包爆炸液化的情况，在靠近爆源的区域，预测偏差甚至达到60%以上，已不能满足实际应用要求。

表3 浅埋单药包爆炸液化分析Table 3 Liquefaction analysis of single shallow-buried blasting tests

图5 实测超孔隙水压力比随比例距离的关系Fig. 5 Measured excess porewater pressure ratio values versus scaled distance

为评价拟合公式的超孔隙水压力比与实测值的绝对偏差，绘制爆点 E4和 E5的超孔隙水压力比拟合公式(5)和(6)的残差图，如图6所示。由图6可知：爆点E5的残差基本都在±0.04以内，爆点 E4的残差在±0.1以内。爆炸近区的爆炸冲击特性及采集设备的灵敏性是引起较大预测偏差的主要原因。

3.2 爆坑分析

爆点 E1～E5爆炸后，均可在地表观测到爆坑，其中爆点 E1和E4爆后形成的爆坑较小，短时间内即被爆炸振动液化引发的流砂覆盖。E2，E3和E5爆点爆后抛掷物抛撒均匀，爆坑呈典型的“火山坑”形状，然而，爆后短时间内在爆坑边壁附近可以观测到砂土颗粒的流动。这是由于爆坑周围的饱和土颗粒在爆炸振动作用下发生了液化流动现象，最终可能导致爆坑横向扩展。爆点E6的比例埋深λ为2.49 m/kg1/3，已基本接近饱和砂土中发生完全封闭爆炸的临界埋深，因此，最终爆后地表并未发生隆起或抛掷现象。

图6 经验公式残差与比例距离的关系Fig. 6 Residual plot of empirical equations against scaled distance

以爆点E5为例，分析饱和砂土中由浅埋爆炸引起的爆坑效应。经测定爆点E5的可见爆坑直径和深度分别为1.25 m和0.36 m。图7所示为爆点E5处实测的可见爆坑直径与ConWep程序[17]给出的湿砂场地爆坑直径经验预测值的对比图。由图7可知：与湿砂环境相比，饱和砂土中的爆炸作用使得爆坑周围局部土体产生液化流动趋势，将形成更大的爆坑面，即当药量及埋深相同时，饱和砂土中的爆坑直径比湿砂中更大。图7同时给出了湿砂(w=7%)中埋深为1 m的0.4 kg乳化炸药的爆坑试验结果。在该比例埋深条件下，药包上部土体在爆轰气体推动作用下发生鼓包，但并不能形成抛掷，最终在鼓包土体自重回落及爆腔体的塌陷共同作用下形成塌陷型爆坑[12]。由湿砂和饱和砂土中的爆炸成坑试验以及ConWep程序的经验预测对比结果可知：在相同爆源条件下，饱和砂土中的爆坑直径及可能发生爆炸抛掷的比例埋深均比湿砂中的大。

图7 爆坑直径的试验值与ConWep经验值对比Fig. 7 Comparison of crater diameter between experimental data and predictions from ConWep

4 结论

1) 爆炸瞬间产生的孔隙水压力峰值主要由爆炸冲击压缩引起，由于爆炸能量在土中衰减，随着爆距的增大，各测点的实测孔隙水压力峰值和超孔隙水压力累积值均呈快速下降趋势。

2) 当饱和砂土中的浅埋单药包爆炸时，超孔隙水压力比在比例距离半对数坐标中近似呈线性规律，其变化趋势与完全封闭爆炸时的液化趋势基本一致。自由面的存在对爆后土中孔隙水压力的影响表现为：当浅埋药包的比例埋深增大时，相同比例距离处的超孔隙水压力比有增大的趋势；而较小的埋深使得大量爆炸能量通过自由面耗散，导致超孔隙水压力上升明显减弱。

3) 饱和土中孔隙水压力的增大导致坑壁周围局部土体发生液化，从而使得土体发生流动、坍塌等现象，最终使得爆坑的横向扩展变得更为剧烈。在相同条件下，饱和土中的浅埋爆炸形成的爆坑面比湿砂中的更大。

[1] 高玉峰, 刘汉龙, 朱伟. 地震液化引起的地面大位移研究进展[J]. 岩土力学, 2000, 21(3): 295−298.GAO Yufeng, LIU Hanlong, ZHU Wei. Advances in large ground displacement induced by seismic liquefaction[J]. Rock and Soil Mechanics, 2000, 21(3): 295−298.

[2] 李立云, 杜修力. 动载作用下饱和土壤液化的研究述评[J].世界地震工程, 2006, 22(6): 39−49.LI Liyun, DU Xiuli. Review on the liquefaction research of saturated soils under dynamic load[J]. World Earthquake Engineering, 2006, 22(6): 39−49.

[3] STUDER J, KOK L. Blast-induced excess porewater pressure and liquefaction experience and application[C]// Proceedings of International Symposium on Soil under Cyclic and Transient Loading. Swansea, UK, 1980: 581−593.

[4] 王明洋, 赵跃堂, 钱七虎, 等. 饱和砂土爆炸液化模型研究[J].解放军理工大学学报(自然科学版), 2001, 2(2): 50−54.WANG Minyang, ZHAO Yuetang, QIAN Qihu, et al.Liquefaction model for saturated sand soil under explosive loading[J]. Journal of PLA University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2001, 2(2): 50−54.

[5] 国胜兵, 王明洋, 钱七虎. 饱和砂土爆炸液化特性研究[J]. 岩土力学, 2007: 28(3): 427−435.GUO Shengbing, WANG Minyang, QIAN Qihu. Study on characteristics of explosion liquefaction of saturated sandy soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007: 28(3): 427−435.

[6] ASHFORD S A, ROLLINS K M. The Treasure Island liquefaction test[R]. Sacramento, California: California Department of Transportation Engineering Service Center, 2002:1−37.

[7] ASHFORD S A, ROLLINS K M, LANE J D. Blast-induced liquefaction for full-scale foundation testing[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2004, 130(8):798−806.

[8] 周健, 屈俊童, 李怡闻. 爆炸法密实饱和砂的模型试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24(S2): 5443−5448.ZHOU Jian, QU Juntong, LI Yiwen. Modeling study on explosive compaction of saturated sand[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(S2): 5443−5448.

[9] CHARLIE W A, BRETZ T E, SCHURE L A, et al.Blast-induced pore pressure and liquefaction of saturated sand[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2013, 139(8): 1308−1319.

[10] SIMPSON P T, ZIMMIE T F, ABDOUN T B. Explosion tests on embankment models in the geotechnical centrifuge[C]//Proceedings of International Conference on New Developments in Geoenvironmental and Geotechnical Engineering. Incheon,Korea, 2006: 1−8.

[11] MARCUSON W F. Definition of terms related to liquefaction[J].Journal of the Geotechnical Engineering, 1978, 104(9):1197−1200.

[12] 钱七虎, 王明洋. 岩土中的冲击爆炸效应[M]. 北京: 国防工业出版社, 2010: 265−269.QIAN Qihu, WANG Mingyang. Impact and explosion effects in rock and soil[M]. Beijing: National Industry Press, 2010:265−269.

[13] LEONG E C, ANAND S, CHEONG H K, et al. Re-examination of peak stress and scaled distance due to ground shock[J].International Journal of Impact Engineering, 2007, 34(9):1487−1499.

[14] 穆朝民, 任辉启, 李永池, 等. 变埋深条件下饱和土爆炸能量耦合系数的试验研究[J]. 岩土力学, 2010, 31(5): 1574−1578.MU Chaomin, REN Huiqi, LI Yongchi, et al. Experiment study of explosion energy coupling coefficient with different burial depths in saturated soils[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010,31(5): 1574−1578.

[15] KULHAWY F H, MAYNE P W. Manual on estimating soil properties for foundation design[R]. California, USA: Electric Power Research Institute, 1990, Section 2: 25−33.

[16] WANG P, XEI X A, HE W D. Preparation and performance of a novel water gel explosive containing expired propellant grains[J].Central European Journal of Energetic Materials, 2013, 10(4):495−507.

[17] HYDE D W. Microcomputer programs of TM5-855-1:ConWep[CP]. Conventional Weapons Effects Program: U.S.Army Engineer, Waterways Experimentation Station, 1988.

Study of blast response induced by single shallow-buried detonations in saturated sand

XIE Xianqi1, WANG Weiguo2, JIA Yongsheng1, CHEN Yumin3, SUN Jinshan4

(1. Wuhan Municipal Construction Group Co. Ltd., Wuhan 430023, China;2. Ningbo Traffic Construction Project Testing and Inspection Center Co. Ltd., Ningbo 315124, China;3. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China;4. Faculty of Engineering, China University of Geosciences (Wuhan), Wuhan 430074, China)

To study the optimal burial depth for explosive charges in saturated sand, series of single shallow-buried detonation tests were conducted at a large-scale field site and crater formations and excess porewater pressure generations were investigated. The results show that both the peak and accumulative values of porewater pressure decrease with the increase of the blast distance. The accumulation and duration for the maximum constant level of porewater pressure are promoted with the increase of the charge’s burial depth. For a given scaled distance, a deeper burial explosion can generate a higher porewater pressure. Approximate linear fitting between the recorded excess porewater pressure ratio and the scaled distance is observed in a semi-logarithmic scale. The liquefaction tendencies showed by the fitting lines are basically in accordance with the results produced by a fully contained detonation. However, smaller growing ofporewater pressure is recorded during the tests with shallow-buried charge, since a portion of explosion energy dissipates through the ground surface. Saturated soil particles near a crater have liquefied tendencies under blast loading, which leads to a more intense horizontal expansion of a crater compared with that in wet sand. Therefore, crater diameter in saturated sand is much larger than that in wet sand under the same blast loading and buried depth.

saturated sand; single shallow-buried charge; porewater pressure; blast-induced crater

TU437

A

1672−7207(2017)11−3023−07

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.024

2016−12−11；

2017−02−07

国家自然科学基金资助项目(51379067)；长江学者和创新团队发展计划项目(IRT1125) (Project(51379067) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(IRT1125) supported by Program for Changjiang Scholars and Innovative Research Team in University)

王维国，博士，从事土体爆炸动力响应研究；E-mail: 2008hmily@163.com

(编辑 伍锦花)