飽和砂土場地微差爆炸液化的試驗與數(shù)值分析

姚穎康，王維國，賈永勝，陳育民

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飽和砂土場地微差爆炸液化的試驗與數(shù)值分析

姚穎康1, 2，王維國2，賈永勝1，陳育民2

(1. 武漢市市政建設(shè)集團(tuán)有限公司，湖北武漢，430023；2. 河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，江蘇南京，210098)

基于大型飽和砂土場地的多點微差爆炸液化試驗，建立全耦合數(shù)值計算方法對試驗過程進(jìn)行模擬和驗證，并分析爆炸延時、藥包總質(zhì)量等對土中超孔隙水壓力上升的影響。研究結(jié)果表明：基于數(shù)值計算結(jié)果建立的多點爆炸液化經(jīng)驗公式能較好地反映超孔隙水壓力比隨比例距離的關(guān)系。場地中心區(qū)域更易受到爆炸波疊加作用的影響，當(dāng)爆炸延時從110 ms增至330 ms時，超孔隙水壓力可以提高18%以上；超孔隙水壓力隨著總藥量的增加明顯增大，增長趨勢卻逐漸減小。

飽和砂土；微差爆炸；爆炸液化；超孔隙水壓力；數(shù)值模擬

地震、沖擊和爆炸等荷載作用下飽和砂土的液化問題是防災(zāi)減災(zāi)領(lǐng)域重要的研究課題[1]。隨著城市地下爆破工程實施數(shù)量增多以及偶然爆炸事故和恐怖襲擊的潛在威脅，由爆炸振動引起的飽和土體液化問題逐漸成為新的研究熱點[2?3]。我國沿海局部地區(qū)廣泛分布著高水位的砂土層，地下爆破或爆破拆除作業(yè)均是引起地基液化的潛在危險源，同時沿海經(jīng)濟(jì)發(fā)達(dá)區(qū)域仍是戰(zhàn)時軍事打擊的主要目標(biāo)，因此，開展爆炸荷載作用下飽和土體的液化特性研究具有重要的意義。爆炸荷載引起的土中超孔隙水壓力上升、地表質(zhì)點振動、土體應(yīng)變等參量常作為評價飽和土爆炸液化的標(biāo) 準(zhǔn)[4]。STUDER等[5]基于飽和砂土中的單藥包爆炸試驗，提出了基于藥量和爆距的爆炸液化經(jīng)驗公式。ASHFORD等[6]開展了原位場地的多藥包爆炸液化試驗研究，分析了藥量、藥包布置等爆炸參數(shù)，并制造了大面積振動液化環(huán)境。王蘭民等[7]利用人工微差爆破地震動模擬天然地震動強(qiáng)度與振次，證實了黃土液化的客觀存在性。現(xiàn)有研究結(jié)果表明，利用微差爆炸模擬地震液化環(huán)境的手段可以作為振動模擬環(huán)境的補(bǔ)充方法。然而，目前對于多點微差爆炸液化試驗的參數(shù)設(shè)計和優(yōu)化仍依賴經(jīng)驗和試點試驗。為開展大型振動液化場地RC結(jié)構(gòu)和土質(zhì)堤壩的災(zāi)變試驗，需要對爆炸參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。由于土中爆炸問題的復(fù)雜性，試驗是進(jìn)行爆炸參數(shù)優(yōu)化的首要方法。開展爆炸試驗往往受限于技術(shù)難度、風(fēng)險、可重復(fù)性以及成本等因素，而經(jīng)過試驗驗證的數(shù)值方法可以作為爆炸試驗的驗證及補(bǔ)充。張智超等[8?9]利用LS-DYNA有限元軟件對飽和土中爆炸引起的超孔隙水壓力進(jìn)行了數(shù)值模擬，驗證了LS-DYNA在分析爆炸液化問題中的可行性和有效性。因此，本文作者基于室外大型飽和砂土場地開展的多點微差爆炸液化的試驗，建立全耦合數(shù)值計算方法，以驗證數(shù)值手段的有效性和可行性，并在此基礎(chǔ)上對藥量、延時等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。研究結(jié)果可以為全尺寸爆炸液化試驗的設(shè)計參數(shù)提供切實有效的依據(jù)和參考。

1 爆炸液化效應(yīng)

飽和的砂土或粉土受到動荷載作用，在當(dāng)排水不良時，土中孔隙水壓力上升從而導(dǎo)致土體有效應(yīng)力減小，并最終使得固體介質(zhì)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橐环N黏性流體的變化或行為定義為土體液化[10]。爆炸荷載具有瞬時高沖擊的特性。爆炸產(chǎn)生的高溫高壓爆轟氣體使藥包周圍局部土體發(fā)生嚴(yán)重塑性變形呈流態(tài)，甚至氣化而形成不穩(wěn)定的空穴。由于飽和土體中空隙含量微乎其微，無法對爆炸沖擊形成吸收削弱作用，不可壓縮的孔隙水直接承受爆炸沖擊作用，最終導(dǎo)致土中孔隙水壓力的急劇上升。炸藥在飽和土中爆炸后土中孔隙水壓力的響應(yīng)一般經(jīng)歷3個階段，即爆后瞬時由爆炸直接沖擊引起的峰值孔隙水壓力上升、爆炸波傳播后的短時超孔隙水壓力的累積以及爆后相對較長時間的消散過程[4]。超孔隙水壓力比(u)是最常用的飽和土液化發(fā)生的評價標(biāo)準(zhǔn)之一，為土中超孔隙水壓力非峰值增量(Δ)與土體的初始豎向有效應(yīng)力()之比，用于描述飽和土中液化發(fā)生的程度：

當(dāng)u達(dá)到1.0時，飽和土體處于完全液化狀態(tài)，而當(dāng)u＜0.1時可以忽略超孔隙水壓力上升的影響。對于指定場地，藥量和爆距是決定飽和土中超孔隙水壓力響應(yīng)的最主要因素。比例距離()綜合考慮了藥量和徑向爆距的因素，便于對不同形式炸藥與爆距條件下的測點進(jìn)行對比。通過量綱分析，適用于單孔集中藥包的立方根比例距離的量綱一形式可以表示為(其中：為爆炸能量，e為炸藥密度，s為土中地震波速度，為離開爆源的距離)。當(dāng)炸藥以TNT當(dāng)量衡量時，可以用炸藥當(dāng)量TNT代替爆炸能量，對于多點集中炸藥爆炸，采用總質(zhì)量及平均爆距()，最終可以將比例距離的量綱一的形式轉(zhuǎn)變成更方便的形式[11]：

(2)

現(xiàn)階段爆炸液化的判別主要通過系統(tǒng)地對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)學(xué)統(tǒng)計分析，得到簡化后的孔隙水壓力與比例距離、初始豎向有效應(yīng)力和相對密實度等因素的經(jīng)驗關(guān)系，以此來預(yù)測特定條件下爆炸液化的可能范圍及液化程度。然而，現(xiàn)有的經(jīng)驗判別模型往往局限于特定的場地條件和特定的爆炸參數(shù)，不一定適用于某一特定爆炸液化試驗的預(yù)測。

2 問題描述

大型爆炸試驗坑的上、下截面均為規(guī)則的圓形，深度為3 m，直徑分別為19和16 m，如圖1 所示?？觾?nèi)回填砂土為長江灰細(xì)砂，飽和密度為1 835 kg/m3，黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1%~1.5%，土粒相對密度為2.633，平均粒徑為0.18 mm，不均勻系數(shù)為2.11，其級配曲線如圖2所示?，F(xiàn)場CPT試驗結(jié)果表明：沿深度方向飽和砂土層的初始相對密實度為30%~35%。

爆炸液化試驗選用的2號巖石乳化炸藥密度為0.95~1.10 g/cm3，爆速為3 600 m/s。該炸藥在飽和土中的爆燃性能可以近似以水下爆轟性能衡量，根據(jù)水下爆轟試驗結(jié)果，該炸藥的等效TNT當(dāng)量系數(shù)為0.8[12]。飽和土中發(fā)生封閉爆炸的臨界埋深通常需達(dá)到2.5 m/kg1/3以上[13?14]，因此，試驗中設(shè)計3個質(zhì)量均為0.6 kg的乳化炸藥，埋置半徑和深度分別為6 m和2 m(圖1)，盡量使爆炸能量作用于土中孔隙水壓力的上升。藥包E5-E6-E7依次起爆，相鄰藥包起爆間隔為110 ms。

(a) 藥包和傳感器布置；(b) 飽和后試驗場地實景

孔隙水壓力的監(jiān)測和采集設(shè)備包括：1) 巖土爆破專用CYY2型孔隙水壓力傳感器，量程為1.0 MPa，埋設(shè)位置及埋設(shè)深度處的初始豎向有效應(yīng)力如圖1和表1所示；2) XH5861型高速動態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)，試驗中每通道數(shù)據(jù)采集頻率為11 kHz，以最大可能地獲得爆炸瞬間由沖擊壓縮效應(yīng)造成的峰值孔隙水壓力。

藥包起爆后約2 min，試驗坑內(nèi)靠近藥包E7附近區(qū)域出現(xiàn)冒水噴砂現(xiàn)象，表明該區(qū)域已經(jīng)發(fā)生了液化，如圖2所示。其他爆點附近也能觀測到同樣的現(xiàn)象，但場地中心附近并不可以觀測到直接的液化現(xiàn)象，液化發(fā)生是個隨機(jī)過程，與場地內(nèi)土體松軟差異、排水通道等因素有關(guān)，液化現(xiàn)象和孔隙水壓力并不一定完全對應(yīng)。經(jīng)分析場地中心區(qū)域超孔隙水壓力比的時程曲線(圖3)并結(jié)合表1結(jié)果，在場地中心的藥包布置平面及以下區(qū)域并未達(dá)到完全液化狀態(tài)。

表1 監(jiān)測點實測超孔隙水壓力

* 豎向有效應(yīng)力按實際測點深度計算。

圖2 試驗場地爆后的砂沸現(xiàn)象

圖3 場地中心區(qū)域超孔隙水壓力比時程曲線

3 數(shù)值驗證

3.1 數(shù)值計算參數(shù)及模型

顯式拉格朗日算法以物質(zhì)坐標(biāo)為基礎(chǔ)，將所描述的單元網(wǎng)格固定于物質(zhì)上，并且隨著物質(zhì)而運動或變形，其有限元節(jié)點即為物質(zhì)點。這種方法的優(yōu)勢在于能精確地描述物質(zhì)運動邊界且計算效率高，同時可以獲得材料的應(yīng)力時程。數(shù)值計算中采用單點高斯積分單元，并引入沙漏黏性阻力以控制零能模態(tài)。

3.1.1 材料模型與參數(shù)

采用高能炸藥燃燒模型和Jones-Wilkins-Lee (JWL)狀態(tài)方程描述炸藥的爆燃過程，狀態(tài)方程描述了爆轟產(chǎn)物的壓力，相對體積和爆轟產(chǎn)物比內(nèi)能0的關(guān)系[15]：

式中：，，1，2和均為材料輸入?yún)?shù)，炸藥的材料模型及狀態(tài)方程參數(shù)如表2所示[16]。

表2 炸藥的材料模型及狀態(tài)方程參數(shù)

注：e為炸藥密度；D為爆轟速度；CJ為C-J壓力。

通過評價LS-DYNA土體材料庫，MAT 147適合描述完全飽和砂土的性狀[17]。該模型采用修正的莫爾?庫侖屈服面以避免低應(yīng)力時屈服面與靜水壓力軸交匯的奇異點，如圖4所示。

圖4 MAT147模型的修正屈服面

該模型以含水量作用于體積模量的關(guān)系式來描述孔隙水壓力與體積壓縮應(yīng)變的關(guān)系：

式中：sk為體積應(yīng)變因子(孔隙水壓力系數(shù))，為不含氣體孔隙的土體體積模量；v為總體積應(yīng)變；2為氣體孔隙坍塌前控制孔隙水壓力的材料常數(shù)，對于飽和砂土，其對孔隙水壓力變化的影響可以忽略[17]。

根據(jù)試驗砂土物理力學(xué)性質(zhì)及文獻(xiàn)給出飽和砂土的計算參數(shù)[17?18]，如表3所示。飽和黏土的飽和容重為21.5 KN/m3，土粒相對密度為2.7，體積模量為 120 MPa，剪切模量為30 MPa，內(nèi)摩擦角為35°，黏聚力為20 kPa，含水率為26.5%，孔壓系數(shù)sk=0，即不考慮孔壓的發(fā)展。

表3 飽和砂土材料參數(shù)

s為飽和砂土密度；s為土粒相對密度；和分別為土體的體積模量和剪切模量；AN和ET為應(yīng)變硬化參數(shù)。

3.1.2 數(shù)值計算模型

數(shù)值模型的計算域直徑為16 m，深度4 m，其中0~3 m為飽和砂土層，3~4 m為飽和黏土層。集中藥包設(shè)置為六棱柱形，每個裝藥質(zhì)量為0.6 kg，如圖5所示。數(shù)值模型上表面為土體與空氣接觸的自由面，在模型四周定義無反射邊界，底部全約束。數(shù)值計算第一步利用動態(tài)松弛技術(shù)進(jìn)行模型的初始地應(yīng)力平衡，作為爆炸動力計算的預(yù)加載。數(shù)值計算有限元模型及應(yīng)力初始化后的幾何模型如圖5所示。藥包周圍對有限元網(wǎng)格進(jìn)行加密，單元最小寬度為0.05 m，初始時間步長為7.15×10?6s。

(a) 數(shù)值計算有限元模型；(b) 模型局部放大

3.2 試驗與數(shù)值計算的對比分析

根據(jù)試驗中孔隙水壓力監(jiān)測點的位置，分別提取計算模型中P1，P5和P8位置處的超孔隙水壓力時程，如圖6所示。計算得到的超孔隙水壓力時程曲線的整體發(fā)展規(guī)律與試驗結(jié)果基本一致，試驗實測的超孔隙水壓力時程曲線在爆后上升階段具有多個孔壓峰值，且超孔隙水壓力的累積過程持續(xù)時間較長。引起此現(xiàn)象的原因可能有：

1) 試驗中監(jiān)測元件孔內(nèi)的回填砂土不夠密實，導(dǎo)致爆炸應(yīng)力波在孔內(nèi)來回傳播；

2) 孔隙水壓力傳感器的靈敏性對孔隙水壓力的激發(fā)產(chǎn)生影響；

3) 試驗坑側(cè)壁和底部為高強(qiáng)度的黏土，飽和后與砂土的阻抗不完全一致，最終可能導(dǎo)致爆炸波在坑壁和坑底發(fā)生來回反射和疊加，而數(shù)值計算中并未考慮全部因素，這也可能是導(dǎo)致最終計算結(jié)果稍小于試驗的因素之一。

然而，在分析飽和砂土中孔隙水壓力或液化特性時，主要關(guān)心孔隙水壓力峰值過后的累積值。由圖6可知：數(shù)值計算與實測的孔隙水壓力累積值相關(guān)性較好，表明了全耦合數(shù)值模型在描述飽和砂土中的爆炸液化問題的合理性和有效性。

(a) 監(jiān)測點P1；(b) 監(jiān)測點P5；(c) 監(jiān)測點P8

4 爆炸液化特性分析

4.1 超孔隙水壓力比分析

在數(shù)值模型的藥包埋設(shè)深度平面上沿著線A選取一系列示蹤單元(圖1)，提取體積應(yīng)變并得到超孔隙水壓力在比例距離半對數(shù)坐標(biāo)中的變化關(guān)系，如圖7所示，圖中同時給出了試驗中孔隙水壓力傳感器處的實測超孔隙水壓力比以及預(yù)測飽和砂土場地爆炸液化的STUDER(1980)[5]和ROLLINS(2005)[2]經(jīng)驗公式。其中，應(yīng)用最廣泛的Studer經(jīng)驗公式僅適用于單藥包的液化預(yù)測，未考慮多藥包的孔隙水壓力累積效應(yīng)，因此，超孔隙水壓力明顯小于預(yù)測值。Rollins經(jīng)驗公式簡化了多藥包爆炸液化的眾多影響因素，能較好地反映多藥包爆炸引起的超孔隙水壓力比隨比例距離的關(guān)系。因此，根據(jù)該基本型式及數(shù)值計算得到的超孔隙水壓力比，建立適用于此條件下的經(jīng)驗公式：

4.2 爆炸液化影響因素分析

4.2.1 爆炸延時影響分析

試驗中各相鄰藥包的起爆間隔時間設(shè)置為110 ms，在上述計算模型基礎(chǔ)上，將爆炸延時Δ分別設(shè)置為220，330，440和550 ms，以評價多點爆炸延時對液化效應(yīng)的影響?？紫端畨毫κ聚欬c包括P5，P8以及點B(位于線A上，深度為2 m，比例距離為7.09 m/kg1/3，見圖8)。

圖8 藥包及示蹤點設(shè)計

圖9所示為各示蹤點處的超孔隙水壓力隨爆炸延時的變化關(guān)系曲線。由圖9可知：當(dāng)爆炸延時從110 ms增大至330 ms時，爆炸引起的飽和土中超孔隙水壓力呈快速增大的趨勢。其中對于靠近場地中心的示蹤點P8處的超孔隙水壓力增長接近20%；當(dāng)爆炸延時超過330 ms時，其對土中累積超孔隙水壓力的影響逐漸減弱。分析不同位置示蹤點處的最大超孔隙水壓力累積值，場地中心區(qū)域的示蹤點更易受爆炸延時改變的影響。這是因為規(guī)則布置的各藥包爆后形成的爆炸波在場地中心區(qū)域更容易發(fā)生爆炸波的疊加效應(yīng)，如圖10所示。圖10中僅給出了藥包埋置深度截面上炸藥順序起爆后的爆炸波傳播云圖，輸出時間間隔均為0.01 s。由圖10可知，E5藥包起爆后爆炸波在平面內(nèi)從藥包中心處開始以圓形擴(kuò)張。至藥包E6和E7爆后0.03 s時，可以觀測到明顯的爆炸波疊加現(xiàn)象。

1—示蹤點P5；2—示蹤點P8；3—B點。

(a) 爆點E5；(b) 爆點E6；(c) 爆點E7

4.2.2 藥包質(zhì)量影響分析

為分析藥包總質(zhì)量對土中超孔隙水壓力上升的影響，共設(shè)計5組對比數(shù)值試驗，如圖8和表4所示。選取場地中心深度為2 m的單元為示蹤點，圖11所示為不同爆炸工況下示蹤點處獲得的超孔隙水壓力時程曲線的對比。

由圖11可知，超孔隙水壓力隨著總藥量的增加明顯增加，但增長趨勢逐漸減?。汗r4和5之間的超孔隙水壓力增量僅為工況1和2之間增量的65%，工況2和4之間增量的80%。分析工況2和3，相同藥包僅改變位置(保持比例距離不變)條件下超孔隙水壓力的差別基本可以忽略。

表4 藥包質(zhì)量影響分析爆炸工況

1—工況1；2—工況2/工況3；3—工況4；4—工況5。

5 結(jié)論

1) 飽和砂土場地多點微差爆炸液化全耦合數(shù)值模型可以較好地反映爆炸峰值過后超孔隙水壓力的累積過程，數(shù)值計算得到的超孔隙水壓力時程曲線的整體發(fā)展規(guī)律與試驗結(jié)果基本一致，驗證了全耦合數(shù)值模型在描述飽和砂土中的爆炸液化問題的合理性和有效性。

2) 基于數(shù)值計算得到的超孔隙水壓力比，建立了適合該場地條件的多點爆炸液化經(jīng)驗預(yù)測公式，能較好地反映超孔隙水壓力比隨比例距離的關(guān)系。

3) 當(dāng)爆炸延時從110 ms增至330 ms時，爆炸引起的飽和土中超孔隙水壓力改變明顯，多藥包爆炸后在場地幾何中心附近更容易形成爆炸波的疊加，從而導(dǎo)致該區(qū)域的示蹤點更易受爆炸延時改變的影響，計算結(jié)果顯示優(yōu)化爆炸延時后場地中心測點處的超孔隙水壓力可以提高18%以上。

4) 飽和土中的超孔隙水壓力隨著總藥量的增加明顯增加，然而增長趨勢逐漸減??；相同藥包僅改變位置(保持比例距離不變)條件下超孔隙水壓力的差別基本可以忽略。

[1] 李立云, 杜修力. 動載作用下飽和土壤液化的研究述評[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.

[2] ROLLINS K M, GERBER T M, LANE J D, et al. Lateral resistance of a full-scale pile group in liquefied sand[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 2005, 131(1): 115?125.

[3] AL-QASIMI E M A, CHARLIE W A, WOELLER D J. Canadian liquefaction experiment (CANLEX): Blast-induced ground motion and pore pressure experiments[J]. Geotechnical Testing Journal, 2005, 28(1): 9?21.

[4] 錢七虎, 王明洋. 巖土中的沖擊爆炸效應(yīng)[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2010: 265?269. QIAN Qihu, WANG Mingyang. Impact and explosion effects in rock and soil[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 2010: 265?269.

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

[6] 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.

[7] 王蘭民, 何開明, 石玉成, 等. 飽和黃土液化的現(xiàn)場爆破地震動試驗研究[C]//第六屆全國土動力學(xué)學(xué)術(shù)會議.南京, 2002: 560?565. WANG Lanmin, HE Kaiming, SHI Yucheng, et al. The study on liquefaction of saturated loess by in-situ explosive test[C]//The 6th National Conference on Soil Dynamics. Nanjing, 2002: 560?565.

[8] 張智超, 陳育民, 劉漢龍, 等. 孔隙水壓力及炸藥埋深對堤壩爆炸效應(yīng)的影響分析[J]. 巖土力學(xué), 2012, 33(7): 2214?2220. ZHANG Zhichao, CHEN Yumin, LIU Hanlong, et al. Analysis of influences of pore water pressure and buried depth of explosive on blasting effect of embankments[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(7): 2214?2220.

[9] JAYASINGHE L B, THAMBIRATNAM D P, PERERA N, et al. Computer simulation of underground blast response of pile in saturated soil[J]. Computers and Structures, 2013, 120(2): 86?95.

[10] MARCUSON W F. Definition of terms related to liquefaction[J]. Journal of the Geotechnical Engineering, 1978, 104(9): 1197?1120.

[11] 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.

[12] 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.

[13] 施鵬, 辛凱, 楊秀敏, 等. 土中裝藥不同埋深爆炸試驗研究[J]. 工程力學(xué), 2006, 23(12): 171?174. SHI Peng, XIN Kai, YANG Xiumin, et al. Experimental study of explosion with different burial depths in soil[J]. Engineering Mechanics, 2006, 23(12): 171?174.

[14] 穆朝民, 任輝啟, 李永池, 等. 變埋深條件下飽和土爆炸能量耦合系數(shù)的試驗研究[J]. 巖土力學(xué), 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] Livermore Software Technology Corporation, Inc. LS-DYNA Keyword User's Manual, Version 971/R5[M]. California: Livermore Software Technology Corporation Inc, 2010: 66?68.

[16] 劉紅巖, 王新生. 地表垂直爆破震動速度的數(shù)值計算[J]. 爆炸與沖擊, 2008, 28(3): 265?270. LIU Hongyan, WANG Xinsheng. Numerical calculation of ground vertical blasting vibration velocity[J]. Explosion and Shock Waves, 2008, 28(3): 265?270.

[17] LEWIS B A. Manual for LS-DYNA soil material model 147[R]. McLean, VA: Federal Highway Administration Research, Turner-Fairbank Highway Research Center, 2004: 9?21.

[18] LEE W Y. Numerical modeling of blast induced liquefaction[D]. Utah: Brigham Young University. Department of Civil and Environmental Engineering, 2006: 91?98.

(編輯 趙俊)

Experimental and numerical investigations of liquefaction in saturated sand during multiple blasts with milliseconds interval

YAO Yingkang1, 2, WANG Weiguo2, JIA Yongsheng1, CHEN Yumin2

(1. Wuhan Municipal Construction Group Co. Ltd., Wuhan 430023, China;2. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China)

A fully coupled numerical model was set up and validated by the data from a multiple-blast liquefaction test. The influence of detonation delay and charge mass on excess porewater pressure was analyzed. The results show that the empirical equation established from the numerical results is a good way to describe the relationship between excess porewater pressure ratio and scaled distance. Excess porewater pressure increase can be up to 18% on the center area of the test pit when the detonation delay changes from 110 ms to 330 ms due to the superposition effect of blast waves. Excess porewater pressure increases with the increase of charge mass obviously, while the growth trend decreases gradually.

saturated sand; multiple blasts with milliseconds delay; blast-induced liquefaction; excess porewater pressure; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.06.028

TU 437

A

1672?7207(2017)06?1621?08

2016?06?17；

2016?07?23

國家自然科學(xué)基金資助項目(51379067)；長江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊發(fā)展計劃(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)

王維國，博士，從事土體爆炸動力響應(yīng)方面的研究，E-mail：2008hmily@163.com