水下爆炸對沉箱重力式碼頭毀傷效應(yīng)*

董 琪，韋灼彬，唐 廷，李凌鋒，劉靖晗

（1. 海軍工程大學(xué)艦船與海洋學(xué)院，湖北 武漢 430033；2. 海軍勤務(wù)學(xué)院，天津 300450）

水下爆炸主要包括三個階段：裝藥的爆轟、沖擊波的產(chǎn)生和傳播、氣泡的形成和脈動，各階段的荷載效應(yīng)和宏觀行為各有特點(diǎn)又密切聯(lián)系、相互影響。早期的研究多出于軍事應(yīng)用的目的，著重分析了水下爆炸現(xiàn)象及荷載效應(yīng)，其中Cole[1]基于對二十世紀(jì)中葉前的水下爆炸研究成果的總結(jié)分析，對水下爆炸的物理現(xiàn)象、毀傷機(jī)理和基本定律進(jìn)行了研究，形成了比較系統(tǒng)的理論體系。近年來，隨著試驗(yàn)和數(shù)值模擬技術(shù)的發(fā)展，研究重心逐漸向復(fù)雜邊界條件對荷載特性和氣泡脈動規(guī)律的影響傾斜，對于水深[2]、水面環(huán)境[3-4]、水底條件[5-6]、臨近結(jié)構(gòu)[3,7]等因素影響下的爆炸荷載效應(yīng)均有較成熟的研究，這為準(zhǔn)確分析水下爆炸的荷載特性和對結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理提供了依據(jù)。

爆炸荷載作用下碼頭結(jié)構(gòu)毀傷效應(yīng)及毀傷機(jī)理研究是一個涉及爆炸荷載特性、多種材料動態(tài)本構(gòu)模型、多介質(zhì)瞬態(tài)動力耦合相互作用、鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)動力破壞機(jī)理和動態(tài)性能等多方面的復(fù)雜課題，相關(guān)系統(tǒng)研究較少，現(xiàn)有研究多集中于鋼筋混凝土構(gòu)件毀傷機(jī)理和抗爆特性[8-11]。近年來，張社榮等[12]、王高輝等[13-14]和Li 等[15]對水下爆炸下高混凝土壩的毀傷機(jī)理和毀傷特性進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究。國內(nèi)外就爆炸對碼頭的毀傷效應(yīng)和搶修搶建問題已開展了一些研究，但研究對象多為高樁碼頭，荷載作用方式多為空爆和內(nèi)爆，鮮見水下爆炸對沉箱重力式碼頭的毀傷效應(yīng)的研究[16-18]。

本文通過開展不同爆距下水下爆炸對沉箱重力式碼頭模型毀傷效應(yīng)的試驗(yàn)研究，對水下爆炸下水中荷載和碼頭毀傷情況進(jìn)行了采集分析，得到了水下爆炸下沉箱重力式碼頭的主要?dú)蛩睾蜌Ｊ?，系統(tǒng)分析了毀傷機(jī)理，初步研究了爆距對毀傷效應(yīng)的影響。為進(jìn)一步開展理論和數(shù)值模擬研究提供了參考和依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

以現(xiàn)有突堤式沉箱碼頭為參考，以真實(shí)反映沉箱重力式碼頭結(jié)構(gòu)特性和材料特性為原則，依據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)范，兼顧施工可行性和試驗(yàn)條件制作模型。模型長298 cm、寬162 cm、高219 cm。以封倉板為界，碼頭下部為沉箱結(jié)構(gòu)，高180 cm，由外墻、沉箱底板、封艙板、內(nèi)隔墻及其所圍成的6 個長86 cm、寬65 cm倉格和倉格內(nèi)的飽和砂構(gòu)成。碼頭上部結(jié)構(gòu)高39 cm，由面板、外墻、管溝底板、管溝內(nèi)壁及其所圍成的前、后管溝和中間倉格以及倉格內(nèi)的干砂構(gòu)成。為便于描述，對碼頭豎向外墻進(jìn)行編號，將碼頭外墻長度方向等分成3 份、寬度方向外墻等分成2 份，從迎爆面左端起，按逆時針依次編為1#～10#號墻。模型三視圖及其剖面圖如圖1 所示，本文圖中長度單位均采用厘米（cm），高程單位均采用米（m），后文不再贅述。

圖 1 模型三視圖和剖面圖Fig. 1 Three views and sectional views of wharf model

混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度C30，鋼筋采用HPB335 型號，填料為普通河砂，主要部位件混凝土厚度及配筋情況如表1 所示。共制作3 個模型。

表 1 主要部位混凝土厚度及配筋情況Table 1 Concrete thickness and matching bar condition of main members

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)場地為直徑8 m、深8 m 的鋼筋混凝土空心圓柱爆坑，內(nèi)襯2 cm 厚鋼板。試驗(yàn)水深1.8 m，模型四面臨水，底部無人為約束。炸藥承臺與沉箱吊環(huán)焊接定位。均采用1 kg TNT 當(dāng)量的圓柱狀PENT 炸藥，藥包軸線垂直于迎爆面，正對迎爆面外墻中點(diǎn)。炸藥位于水深0.9 m 處，工況1、2、3 中離迎爆面水平距離分別為接觸、0.5 m、1 m。試驗(yàn)方案如表2 所示，試驗(yàn)場地及炸藥布設(shè)方案如圖2 所示。

表 2 試驗(yàn)方案Table 2 Experimental schemes

圖 2 試驗(yàn)場地及炸藥布設(shè)方案Fig. 2 Experimental site and explosive position arrangement

試驗(yàn)中采用PCB138A10 水下激波傳感器對水下沖擊波荷載進(jìn)行測量，傳感器量程69 MPa，諧振頻率≥1 MHz，采集器采集頻率為1 MHz。通過鋼絲繩和重錘將傳感器固定于遠(yuǎn)離模型側(cè)面與迎爆面平齊處，測點(diǎn)與藥包同深。試驗(yàn)前對傳感器實(shí)際位置進(jìn)行量測，布設(shè)方案和各工況中傳感器實(shí)際位置如圖3所示。此外，以爆坑內(nèi)壁為基準(zhǔn)，試驗(yàn)前后通過人工量距對模型定位，得到碼頭整體滑移。

表 3 爆炸沖擊波荷載驗(yàn)證Table 3 Verification of explosion shock wave pressure

圖 3 水下傳感器布設(shè)方案及實(shí)際位置Fig. 3 Sensor placement arrangement and actual position

2 水中荷載分析

本試驗(yàn)為有限水域淺水爆炸，現(xiàn)無被廣泛認(rèn)可的沖擊波荷載經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式[19]，采用基于大量實(shí)驗(yàn)得到的無限水域中爆炸的沖擊波荷載經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式：

式中：W 為炸藥裝量，kg；H 為炸藥距離水面的深度，m；S 為荷載傳播距離，m；Pm為沖擊波峰值壓力，MPa；I 為沖擊波比沖量，Pa·s；Rmax為氣泡膨脹的最大半徑，m。表3 為水下荷載測量值和理論計(jì)算值比較，對比發(fā)現(xiàn)峰值壓力偏差較小，試驗(yàn)設(shè)置準(zhǔn)確、有效；但各沖擊波相互作用使得荷載的衰減規(guī)律發(fā)生了較大的變化，故比沖量偏差較大。

根據(jù)式（3）可知本文試驗(yàn)中氣泡的理論最大半徑為1.47 m，而實(shí)際爆深為0.9 m。受氣泡膨脹的推動，自由面會向上運(yùn)動形成水冢直至破碎，水質(zhì)點(diǎn)獲得大量動能，出現(xiàn)垂直噴射和徑向飛濺[20]。起爆后各工況均觀察到十幾米高的水柱。此外，因水面被頂開，爆轟產(chǎn)物大量外泄，試驗(yàn)中未形成完整的氣泡脈動過程，因此本文工況下水下爆炸荷載作用主要發(fā)生于沖擊波傳播階段。

圖4 為各工況測點(diǎn)壓力時程曲線，起算時間為爆炸沖擊波到達(dá)測點(diǎn)時。不同工況下測點(diǎn)位置荷載變化規(guī)律相似，各工況中均出現(xiàn)了3 次較為明顯的超壓作用。爆炸沖擊波到達(dá)測點(diǎn)時出現(xiàn)第1 個峰值壓力，亦是最大峰值壓力，隨后水底反射波到達(dá)測點(diǎn)位置，第2 個峰值壓力出現(xiàn)。最后一個峰值壓力是由爆炸沖擊波在爆坑側(cè)壁產(chǎn)生的反射波引起的。3 次荷載對比如表4 所示，爆炸沖擊波、水底反射波和側(cè)壁反射波峰值壓力、衰減時間和比沖量相近，均會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響，是本文試驗(yàn)中水下爆炸沖擊波傳播階段的主要?dú)蛩亍?/p>

圖 4 水下測點(diǎn)壓力時程曲線Fig. 4 Underwater shock wave pressure time-history

表 4 沖擊波荷載比較Table 4 Compasion of shock wave pressure

3 結(jié)構(gòu)毀傷情況及分析

3.1 工況1 結(jié)構(gòu)毀傷模式及分析

接觸爆炸下碼頭模型毀傷模式如圖5 所示。爆炸后結(jié)構(gòu)向后整體滑移約35 cm。碼頭毀傷嚴(yán)重，迎爆面、側(cè)面和頂面均出現(xiàn)較大毀傷。迎爆面外墻被炸穿，填料大量流出。背爆面出現(xiàn)多條較長裂縫，碼頭上部結(jié)構(gòu)迎爆側(cè)整體前傾，斷裂為多塊并被部分掀飛，底板無明顯破壞現(xiàn)象。此外，在水下爆炸對迎爆面的沖切和通過倉格向上傳播的沖擊波共同作用下，倉格封倉板與豎向各墻連接處混凝土出現(xiàn)拉剪混合破壞，表現(xiàn)為在沉箱封倉板下緣出現(xiàn)橫向通長裂縫，裂縫在迎爆面和側(cè)面較寬，裂紋局部位置在墻的厚度方向貫穿。

3.1.1 面板

迎爆面管溝上部面板被掀飛，前后管溝之間面板斷裂為多塊，后管溝上部面板未出現(xiàn)較為明顯的貫通裂縫。這是由于從結(jié)構(gòu)內(nèi)部傳來的沖擊波使面板向上彎曲，面板外部受拉嚴(yán)重，混凝土開裂，裂縫在厚度方向迅速發(fā)展貫穿，面板斷裂為多塊并繼續(xù)向上運(yùn)動導(dǎo)致的。而從內(nèi)部傳來的沖擊波由迎爆側(cè)到背爆側(cè)逐漸衰減，對面板的作用效果逐漸減小，故后管溝上部面板的破壞較輕。此外，面板下側(cè)與管溝側(cè)壁連接位置的混凝土受拉斷裂，面板下緣出現(xiàn)橫向通長裂縫。

3.1.2 迎爆面

迎爆面外墻嚴(yán)重內(nèi)凹，在沉箱底板上沿和封倉板下沿對應(yīng)位置各有一條較深的橫向貫通裂縫，裂縫由迎爆面延伸至背爆面。2#墻毀傷最嚴(yán)重，大部分混凝土破碎或剝落，外墻被炸穿，形成橢圓形爆坑，爆坑內(nèi)窄外寬。爆坑邊緣混凝土疏松。鋼筋網(wǎng)架與爆坑周邊混凝土向內(nèi)彎曲，節(jié)點(diǎn)最大撓度為13 cm。爆坑邊緣和內(nèi)部殘留的混凝土被大量徑向、切向和環(huán)向裂縫分割成大小不等的碎塊。

炸藥爆炸后，高溫高壓的爆轟產(chǎn)物急劇膨脹，爆炸沖擊波壓力超過混凝土的動態(tài)抗壓強(qiáng)度，2#墻大部分的外保護(hù)層混凝土被壓碎，形成橢圓形粉碎區(qū)，粉碎區(qū)深度由起爆位置向四周逐漸變淺。鋼筋網(wǎng)架受沖擊波的應(yīng)力作用突變，向內(nèi)彎曲，在粉碎區(qū)外與存留的混凝土之間發(fā)生黏結(jié)破壞。粉碎區(qū)消耗了大部分的爆炸能量，沖擊波迅速衰減為壓縮應(yīng)力波向結(jié)構(gòu)內(nèi)繼續(xù)傳播，此時混凝土雖不會直接被壓碎，但引起的徑向變形帶來的切向拉伸將產(chǎn)生徑向微裂紋，并在尖劈作用下向墻內(nèi)發(fā)展形成較寬的徑向裂縫。爆坑周邊較為明顯的環(huán)向通長裂縫是面板向內(nèi)彎曲變形導(dǎo)致成的，環(huán)向裂縫在爆坑周邊和墻體四周較密。直接作用于兩側(cè)墻體的爆炸沖擊波荷載較小，毀傷模式以裂縫開展為主。1#和3#墻的毀傷模式相近，在靠近側(cè)面位置，墻外表面存在大量的豎向通長裂縫；在靠近倉格底面和頂面位置存在大量橫向通長裂縫。作用于迎爆面的荷載較大，內(nèi)部縱向隔墻作用有限，迎爆面整體受彎內(nèi)凹，在迎爆面邊緣產(chǎn)生大量的環(huán)向裂縫。墻面其余位置未出現(xiàn)明顯的通長裂縫。受外墻與填料接觸面反射產(chǎn)生的拉伸波的作用，混凝土出現(xiàn)微裂縫，靠近墻體外表面混凝土骨料被拔出，迎爆面出現(xiàn)大量小坑洞。

此外，爆炸沖擊波在水面反射產(chǎn)生的稀疏波與入射沖擊波在近自由面區(qū)域疊加，產(chǎn)生氣穴效應(yīng)，使得結(jié)構(gòu)出現(xiàn)氣穴沖切損傷[14]。倉格封倉板與倉格墻體連接處即處于氣穴作用區(qū)域，且該處混凝土抗拉和抗剪能力較弱，在氣穴沖切的作用下易出現(xiàn)拉伸損傷甚至開裂。損傷沿封倉板下緣，從其迎爆面外墻交界處向結(jié)構(gòu)內(nèi)發(fā)展，形成薄弱面，隨后在爆炸對迎爆面沖切作用下進(jìn)一步發(fā)展，最終形成由迎爆面中間發(fā)展至背爆面的通長橫向裂縫。

圖 5 水下接觸爆炸碼頭模型毀傷模式Fig. 5 The damage mode of the wharf under contact explosion in water

3.1.3 側(cè)面及背爆面

側(cè)面毀傷情況較迎爆面輕，毀傷主要出現(xiàn)在倉格封倉板以上部分，以4#和5#墻破壞為例說明。外墻下部毀傷以豎向通長裂紋為主。前管溝整體前傾，下部邊緣混凝土被壓碎。一條較寬的斜裂縫從面板下緣貫通至壓碎區(qū)，在墻厚度方向裂縫上深下淺，局部貫穿。此外，斜裂縫在封倉板處發(fā)展出兩條橫向裂紋，局部混凝土破裂，鋼筋露出。背爆面在側(cè)面外墻和內(nèi)隔墻對應(yīng)位置有少量的豎向裂紋，這是由于縱向墻體受爆炸沖切作用向背爆面運(yùn)動造成的。

3.1.4 內(nèi)隔墻及封倉板

結(jié)構(gòu)內(nèi)部的毀傷主要分布于迎爆面中間倉格的隔墻和封倉板。封倉板破壞嚴(yán)重，多條橫縱裂縫相互貫通，并在厚度方向貫穿。板與內(nèi)隔墻的交界處混凝土斷裂，鋼筋拔出，板整體向上隆起?？v隔墻受壓變形較大，與外墻接觸位置混凝土被壓碎?？v隔墻前部鋼筋向外鼓曲，混凝土保護(hù)層碎裂，部分鋼筋露出。隔墻向后彎曲變形，在迎爆面和背面均出現(xiàn)大量半環(huán)狀裂縫，裂縫由下至上發(fā)展，背爆面出現(xiàn)豎向通長裂縫。背爆面裂縫開展較迎爆面嚴(yán)重。

3.2 工況2 結(jié)構(gòu)毀傷模式及分析

爆距0.5 m，水下非接觸爆炸下碼頭模型毀傷模式如圖6 所示。爆炸后結(jié)構(gòu)向后整體滑移約35 cm。碼頭迎爆面、側(cè)面和頂面均有較大的毀傷，背爆面和底板無明顯毀傷。迎爆面外墻被炸穿，中間倉格填料少量流出。

圖 6 爆距0.5 m 碼頭模型毀傷模式Fig. 6 The damage mode of the wharf at the explosion distance of 0.5 m

迎爆面沉箱底板上沿和封倉板對應(yīng)位置下沿各有一條較深的橫向貫通裂縫，裂縫由迎爆面延伸至背爆面。倉格封倉板與倉格墻體連接處出現(xiàn)橫向通長裂縫，裂縫由迎爆面中間向背爆面發(fā)展，開裂程度逐漸變小。爆炸荷載以水下沖擊波的形式作用于迎爆面，迎爆面整體內(nèi)凹，2#墻凹陷程度最重，1#墻最輕，墻體邊緣出現(xiàn)環(huán)狀裂縫。2#墻體形成邊長約20 cm 的方形爆坑，爆坑中間墻體被炸穿。爆坑外圍混凝土出現(xiàn)大范圍沖切破裂，深度較淺，主要出現(xiàn)在外側(cè)鋼筋保護(hù)層，部分位置鋼筋外露。2#墻內(nèi)凹明顯，鋼筋網(wǎng)架亦明顯彎曲，從爆坑到墻體邊緣混凝土分布大量環(huán)狀裂縫。環(huán)狀裂縫與徑向沖切作用和混凝土部分回彈引起的切向裂縫相互貫通，墻體外表面混凝土大范圍龜裂。此外，由于沖擊波在墻體與倉格填料交界面反射產(chǎn)生的強(qiáng)拉伸波傳播至外表面時，部分靠外的混凝土骨料被附著動能拔出，使得整個迎爆面出現(xiàn)大量小坑洞。

模型其他部位毀傷模式和誘因與工況1 基本相同，縱隔墻無明顯毀傷。值得注意的是，工況2 除迎爆面外，各部位毀傷程度較工況1 基本一致。

3.3 工況3 結(jié)構(gòu)毀傷模式

爆距1 m，水下非接觸爆炸下碼頭模型毀傷模式如圖7 所示。爆炸后結(jié)構(gòu)向后整體滑移約30 cm。碼頭迎爆面、側(cè)面和頂面出現(xiàn)明顯毀傷，背爆面和底板無明顯毀傷。

圖 7 爆距1 m 碼頭模型毀傷模式Fig. 7 The damage mode of the wharf at the explosion distance of 1 m

面板頂部出現(xiàn)兩條明顯的橫向通長裂縫，其中遠(yuǎn)離迎爆面的一條在碼頭兩側(cè)與兩側(cè)墻面的斜裂縫相連貫通。面板與管溝側(cè)壁連接位置出現(xiàn)橫向通長裂縫，裂縫存在于迎爆面和側(cè)面對應(yīng)位置，未發(fā)展至背爆面，開裂程度從迎爆面到側(cè)面逐漸減小。迎爆面毀傷以裂縫開展為主，未出現(xiàn)明顯的混凝土破碎，在沉箱底板上沿和封倉板對應(yīng)位置下沿各出現(xiàn)一條橫向貫通裂縫，裂縫由迎爆面延伸至背爆面。迎爆面墻體內(nèi)凹，2#墻凹陷程度最重，1#墻最輕，墻體邊緣出現(xiàn)環(huán)狀裂縫。爆炸沖擊波到達(dá)結(jié)構(gòu)前以球面波形式傳播，2#墻體中部所受荷載較大，2#墻中間偏下一小塊區(qū)域內(nèi)凹明顯，并出現(xiàn)較寬的局部環(huán)狀裂縫。迎爆面出現(xiàn)大量混凝土粗骨料尺寸小坑洞。側(cè)面毀傷主要出現(xiàn)在上部結(jié)構(gòu)。前管溝整體前傾，管溝下側(cè)出現(xiàn)一條斜裂縫，由面板下緣貫通至封倉板下沿，裂縫上深、寬，下淺、窄。側(cè)面封倉板下部及背爆面除少量混凝土粗骨料拋出造成的小坑洞外無明顯毀傷。剖開結(jié)構(gòu)后發(fā)現(xiàn)，封倉板下表面有多條較淺的橫縱裂縫出現(xiàn)，板與內(nèi)隔墻的交界處出現(xiàn)較深裂縫，裂縫未貫穿板的厚度方向。橫隔墻邊緣有少量環(huán)狀裂縫?？v隔墻無明顯毀傷。

4 水下爆炸碼頭結(jié)構(gòu)毀傷模式及爆距的影響

沉箱碼頭內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，介質(zhì)種類較多，爆炸能量在結(jié)構(gòu)內(nèi)部傳播情況復(fù)雜。在受到復(fù)雜荷載作用時，結(jié)構(gòu)內(nèi)部各構(gòu)件之間相互影響，毀傷模式較為復(fù)雜。將可能出現(xiàn)的主要?dú)Ｊ絽R總于表5。

爆距對整體滑移影響較小，對毀傷模式和毀傷程度影響較大。爆距較遠(yuǎn)時，毀傷以裂縫擴(kuò)展為主，較少裂縫互相貫通，局部變形較小，結(jié)構(gòu)完整性和承載能力受影響較?。槐噍^近時，迎爆面、側(cè)面和上部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)大面積變形、材料破壞失效，裂縫大量貫通、貫穿，結(jié)構(gòu)完整性和承載能力嚴(yán)重下降。但當(dāng)爆距過近時，爆炸能量被迎爆面結(jié)構(gòu)變形大量吸收，迎爆面毀傷程度大幅增大，碼頭其他部位毀傷程度增幅放緩。

表 5 沉箱碼頭模型主要?dú)Ｊ絋able 5 Damage modes of caisson gravity wharf.

5 結(jié) 論

本文通過開展水下爆炸對沉箱重力式碼頭毀傷效應(yīng)的試驗(yàn)研究，得到如下結(jié)論：

（1）試驗(yàn)中未形成完整的氣泡脈動過程，荷載超壓主要出現(xiàn)在沖擊波傳播初始階段，爆炸沖擊波、水底反射波和側(cè)壁反射波是主要的毀傷因素。

（2）水下爆炸對沉箱重力式碼頭造成的毀傷程度大、模式多、機(jī)理復(fù)雜。從整體來看，主要?dú)Ｊ綖榻Y(jié)構(gòu)整體滑移和變形。從局部來看，除底板外其余部位均有較大毀傷，迎爆面出現(xiàn)局部的爆炸成坑和混凝土破碎失效，墻體內(nèi)凹明顯，裂縫大量擴(kuò)展，爆距較近時，外墻被炸穿，倉格內(nèi)填料流出。前管溝整體前傾，造成通長斜裂縫開展和局部混凝土破碎。面板和封倉板裂縫的開展和貫通較嚴(yán)重，爆距較近時，大量裂縫貫穿，板斷裂為多塊，出現(xiàn)整體和局部的明顯隆起，面板甚至?xí)淮竺娣e掀飛。面板、封倉板與其他構(gòu)件的連接處較為薄弱，易出現(xiàn)拉、剪或拉剪混合破壞。倉格隔墻變形和裂縫開展較輕，當(dāng)爆距較近時，縱向內(nèi)隔墻出現(xiàn)較為明顯的偏壓破壞。

（3）同等條件下，爆距越近碼頭毀傷越嚴(yán)重，但當(dāng)爆距過近時，爆炸能量被迎爆面結(jié)構(gòu)變形大量吸收，迎爆面毀傷程度大幅增大，碼頭其他部位毀傷程度增幅放緩。

（4）碼頭主要?dú)课粸橛嫱鈮Α⒂瑐?cè)管溝、封倉板和面板。主要?dú)课欢酁榇a頭的主要船岸界面和工作平臺，沉箱整體滑移和倉格填料外漏亦會直接影響船舶靠泊環(huán)境。水下爆炸對沉箱重力式碼頭造成的毀傷會直接影響碼頭的正常運(yùn)轉(zhuǎn)。