深部圍巖地沖擊擾動作用的模擬試驗技術(shù)*

李志浩，熊自明,，岳松林，紀玉國，劉晨康，徐天涵，蔣海明，李 杰,

（1. 陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室，江蘇 南京 210007；2. 南京理工大學(xué)機械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094）

超過1 000 m 深度的地下工程在施工和遭受爆炸地沖擊擾動時，形成了“一高二擾動”（高地應(yīng)力、開挖卸荷擾動、爆炸地沖擊擾動）的特征狀態(tài)?；诖颂卣鳡顟B(tài)出現(xiàn)的動、靜科學(xué)現(xiàn)象（分區(qū)破裂、巖爆、超低摩擦和擺形波），現(xiàn)有的巖石力學(xué)理論無法圓滿解釋。因此，深地下工程選址與布局的科學(xué)依據(jù)不夠完善，深部巖體工程巖爆、分區(qū)破裂及大變形等災(zāi)害的預(yù)測與防治困難。上述問題成為國內(nèi)外專家學(xué)者研究的熱點和難點。

爆炸當量的不斷提高，使得深地下建筑的安全時刻面臨威脅。深部巖體在長期重力和構(gòu)造應(yīng)力的作用下，儲存了大量的彈性能，在遭受動力擾動作用時，易誘發(fā)巖爆、甚至是工程性地震等動力災(zāi)害。研究爆炸作用下的遠場波形，并以此為依據(jù)設(shè)計模型試驗，對研究大規(guī)模爆炸擾動下，深部建筑物的安全具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者對動力擾動下深地下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)進行了理論分析、試驗研究及數(shù)值模擬，并取得了一定的成果，然而仍存在諸多問題亟需解決。高應(yīng)力作用下，巖體內(nèi)部儲存了大量的彈性能，動力擾動達到一定閾值時，會造成巖體內(nèi)儲存的彈性能釋放，引發(fā)動力災(zāi)害。同時，動力擾動的能量值遠小于高應(yīng)力巖體中儲存的彈性能，動力擾動僅起到一個扣扳機的作用，換言之，極小的動力擾動就有可能誘發(fā)巖體內(nèi)部能量的劇烈釋放，引發(fā)地下工程毀傷。因此，研究動力擾動作用下深地下工程的響應(yīng)機制，對工程建設(shè)及施工具有重要的指導(dǎo)意義。但是目前動力擾動下高應(yīng)力巖體破壞的機制仍不明確，有待進一步探索。

相比于現(xiàn)場試驗的復(fù)雜性、數(shù)值模擬的隨機性以及理論計算的局限性，室內(nèi)模型試驗成為研究動力擾動對深地下工程影響的重要方式。通過室內(nèi)模型試驗分析爆炸擾動下遠場建筑物動力災(zāi)害發(fā)生的機理，對災(zāi)害預(yù)防及工程施工具有重要的參考價值。

目前，已開展了大量模擬動力擾動荷載對深部地下空間作用的室內(nèi)模型試驗，提出了多種動力擾動荷載的施加形式。李夕兵等采用改進的霍普金森壓桿裝置，進行了單軸壓縮下的動力擾動試驗，擾動荷載通過霍普金森桿撞擊實現(xiàn)。袁璞采用直接爆炸加載，研究了爆破開挖對深部工程分區(qū)破裂化的影響。宮鳳強等采用MTS Landmark 電液伺服試驗機，開展了室內(nèi)動靜組合加載試驗研究。胡李華對三軸加載下的巖石試件施加了豎向微小循環(huán)動力擾動，通過伺服控制系統(tǒng)向各向油缸發(fā)送動力波加載命令實現(xiàn)低頻動力擾動荷載的施加，擾動頻率為0～5 Hz。唐禮忠等采用分離式霍普金森壓桿研究了蛇紋巖在高靜載作用下受頻繁沖擊擾動的特征，動力荷載通過霍普金森桿撞擊實現(xiàn)。何滿潮等通過研制的沖擊巖爆試驗系統(tǒng)，實現(xiàn)了簡諧波動力擾動荷載的施加，裝置可實現(xiàn)多種形式的擾動波。

上述研究豐富了動力擾動荷載的施加形式，一定程度上解釋了深部巖體在高地應(yīng)力和動力擾動共同作用下的破壞機理。但上述研究中，擾動荷載的作用時間均較短，目前沒有室內(nèi)試驗設(shè)備能同時滿足高應(yīng)力加載和模擬大規(guī)模爆炸地沖擊遠距離的長持時加載波形。若直接采用炸藥試驗，則爆炸荷載的峰值壓力、升壓、降壓時間均難以調(diào)節(jié)和控制。

為克服目前室內(nèi)試驗研究的不足，豐富遠距離大規(guī)模爆炸對深部地下工程影響的相關(guān)研究，本文中開展相關(guān)試驗。分析擾動荷載的主要參量，并基于量綱分析，得到了服從相似比例的擾動荷載參量的范圍。通過改變整形材料、氣室壓力、子彈速度和電磁閥開閉時間等要素調(diào)整波形，期望實現(xiàn)實驗室條件下，精確、可控的遠場長持時沖擊擾動，以期為研究遠距離大當量爆炸擾動作用下的深部圍巖的動力響應(yīng)及災(zāi)害控制打下基礎(chǔ)。

1 深部圍巖中爆炸地沖擊擾動的參量分析

1.1 爆炸波形分析

封閉爆炸時，巖體自爆心向外依次為空腔區(qū)、破碎區(qū)、徑向裂紋區(qū)和彈性區(qū)，因徑向裂紋區(qū)外側(cè)及彈性區(qū)距離爆心較遠，故將其定義為爆炸遠區(qū)。爆炸波自爆心以球面波的形式向外傳播，當距離足夠遠時，可將其簡化為平面波。隨爆炸當量的增加，應(yīng)力波波形更寬、加載時間更長，而隨傳播距離的增加，應(yīng)力波中的高頻成分更少、峰值更低、波長更長。故大當量爆炸的深地下遠場波形為長持時加載的平面波。圖1 所示，為爆炸當量6 kt 時，在距爆心201 m 處測得的較為理想的壓力波形，其介質(zhì)為凝灰?guī)r。

圖1 爆炸應(yīng)力波形[22]Fig. 1 Explosion stress wave [22]

試驗測得給定當量的地下大規(guī)模爆炸（kt 以上的爆炸規(guī)模）作用下，粒子振動速度為：

聯(lián)立式(3)～(4)可得的取值范圍為1.86～2.72，取=2.3，=5 000 m/s，代入式(4)，可得=0.020 7～0.040 7，取為0.04。于是可得到，在花崗巖中的大規(guī)模爆炸擾動荷載的正壓時間為（單位為ms）：

根據(jù)試驗結(jié)果及錢七虎等的研究，地沖擊擾動的波形如圖2 所示，按照等沖量近似簡化，正壓時間表示為：

圖2 理想壓力波形Fig. 2 Ideal pressure waveform

將質(zhì)點速度上升到最大值的時間定義為升壓時間，可得到關(guān)系式為∶=1∶3，因此，升壓時間可直接通過正壓時間計算得到。另外，根據(jù)應(yīng)力波原理計算得到遠場擾動的應(yīng)力峰值為：

從表1 中選取花崗巖的參數(shù)，取=1.3×10，=1.6，則壓力峰值為：

表1 質(zhì)點速度參數(shù)表[24-25]Table 1 Parameters for calculating particle velocity[24-25]

式中：的單位為MPa。

因此，得到地沖擊擾動的理想壓力波形如圖2 所示，升壓正壓時間比為1∶3，縱坐標為壓力峰值。

上述分析獲得了給定當量的大規(guī)模爆炸遠場擾動波的升壓時間、正壓時間及壓力峰值。為在室內(nèi)實現(xiàn)上述擾動的模擬，需得到符合相似比的模型試驗參數(shù)。

1.2 相似關(guān)系推導(dǎo)

根據(jù)實際的地應(yīng)力環(huán)境及受擾動狀態(tài)可知，裝置研制的難點在于需要同時滿足高圍壓和平面擾動波，同時具體的應(yīng)力參量及試件的某些重要參數(shù)需滿足嚴格的相似比。為此，基于量綱理論，分析了各關(guān)鍵參量的相似比。

影響應(yīng)力波峰值及正壓時間的主定參量分別為：炸藥質(zhì)量、單位質(zhì)量炸藥釋放的能量、裝藥半徑、巖石的彈性模量、泊松比、介質(zhì)密度ρ、抗壓（拉）強度σ（σ）、初始環(huán)境應(yīng)力σ、重力加速度、爆心距。于是，可得和分別具有以下函數(shù)形式：

同理分析式(10)可得：

模型設(shè)計時，令材料密度相似比為1∶1。引入原型與模型相似的算子α，結(jié)合模型試驗設(shè)計時的限制條件，如α=1，α=1。結(jié)合式(11)～(12)，從而可得相似常數(shù)為：

進一步整理，可得

1.3 模型參數(shù)設(shè)計

表2 不同工況下參量的取值Table 2 Parameters under different working conditions

目前已有研究獲得了相似比符合1∶75 的花崗巖相似材料，重晶石砂、重晶石粉和石英砂的配比為16∶13∶1，松香、酒精分別占骨料比重為0.6%和7%。此配比得到的相似材料的密度為2 750 kg/m、抗壓強度為1.83 MPa、抗拉強度為0.1 MPa、彈性模量為623 MPa。

2 地沖擊波形模擬試驗方法

根據(jù)計算得到的儀器目標波形參數(shù)，開展了試驗裝置的調(diào)試及相關(guān)試驗。裝置主要由高壓氣室、電磁閥、發(fā)射管、整形裝置和艙體5 個部分構(gòu)成（見圖3），可模擬靜水壓作用下，遠場爆炸產(chǎn)生的長持時擾動波對深地下建筑物的動力作用。裝置設(shè)計思路為：利用高壓氣體驅(qū)動活塞撞擊，產(chǎn)生沖擊擾動；利用整形材料及整形裝置改變波形的平面度及均勻度，產(chǎn)生均勻作用于加壓艙體內(nèi)的平面波，模擬大當量爆炸的遠場長持時加載過程；向耐高壓水艙內(nèi)加水壓，產(chǎn)生初始圍壓，模擬深部靜水壓狀態(tài)。通過改變氣室壓力、電磁閥開閉時間、整形材料等要素，保證了輸出的擾動荷載各參量可調(diào)，可模擬參數(shù)可調(diào)的地沖擊擾動作用。

圖3 模型試驗裝置圖Fig. 3 Model test apparatus

沖擊活塞的發(fā)射原理借鑒了霍普金森壓桿實驗系統(tǒng)中的子彈發(fā)射原理，利用電磁閥控制高壓氣室的開合，電磁閥通電后，釋放高壓氣體，推動沖擊活塞沿發(fā)射管加速運動，最終撞擊在壓板上產(chǎn)生沖擊擾動。在發(fā)射管末端的觀察孔處，設(shè)置了兩道激光測速器，用于測量活塞撞擊前的速度。其中，將前端的激光信號，同時連接至動態(tài)數(shù)據(jù)采集儀上，作為采集儀的觸發(fā)信號，保證沖擊和傳感器測量的同步性。高壓氣室內(nèi)充入氮氣，試驗前后分別讀取高壓氣室壓力值，二者之差可用于計算放出氣量。電磁閥通電時長配合初始壓力值可控制氣體釋放量。發(fā)射管為活塞加速通道，直徑為120 mm，全長730 mm。通過控制電磁閥通電時間、氣室內(nèi)氣體壓力和活塞加速距離，可人為控制活塞撞擊速度。當活塞沖擊1 次后，會停留在發(fā)射管底端。此時通過兩側(cè)觀察孔，將一段彎曲鐵棍插入加速管道內(nèi)，將鐵棍前端插入活塞前端，向后撥動，便可將活塞復(fù)位?；钊麖?fù)位后，補充艙體內(nèi)的水壓和高壓氣室內(nèi)的氣體壓力至預(yù)定值，便可開展第2 次試驗。

擾動波經(jīng)整形材料及整形裝置后，變?yōu)槠矫娌ǎ饔糜谂擉w內(nèi)。如圖3(b)所示，整形裝置為錐形罩，利用錐罩，解決了加速管道和艙體直徑不匹配的問題，同時使得波成平面波向外傳播，半徑逐漸增大，成功實現(xiàn)了平面波作用范圍的增大。整形裝置前有一單向活動圓柱體擋板，其靠近艙體一側(cè)最外圈4 mm長度范圍內(nèi)的半徑增大了4 mm，保證在承受水壓，擋板不會向發(fā)射管一側(cè)移動。撞擊過程中，擋板通過壓縮密封艙體內(nèi)的液體，實現(xiàn)動力擾動的傳播，通過整形材料，改變了波的作用時間及峰值。整形材料包括油、水、密封膠泥、海綿、尼龍板、橡膠、鋼塊、面團等，部分整形材料如圖4 所示。油、水、海綿前面采用壓板阻擋，其他材料前未采用壓板阻擋。

圖4 整形材料Fig. 4 Shaping materials

通過改變活塞撞擊速度和整形材料可實現(xiàn)動力波形的調(diào)節(jié)，而靜態(tài)高壓的調(diào)節(jié)則通過在密封艙體中加水壓實現(xiàn)。密封艙體為圓柱體，直徑為310 mm，長度為400 mm。內(nèi)部可放置的最大試件尺寸為直徑300 mm、長度350 mm 的圓柱體，相似比為1∶75，可模擬的最大實際場地為直徑22.5 m、長度26 m 的圓柱體，在此范圍內(nèi)，可按照實際情況及相似比設(shè)置試件尺寸。

試驗?zāi)康臑檎{(diào)整出爆炸荷載的遠區(qū)長持時波形，故前期試驗中密封艙體內(nèi)未放置試件，直接將傳感器放置于密封艙體中。由于PVDF（polyvinylidene fluoride）傳感器在動壓測量方面非常成熟，故此試驗采用PVDF 傳感器測量擾動波形。圖5 所示為PVDF 傳感器的布置圖，圖中數(shù)字為傳感器編號。PVDF 傳感器敏感點到尾蓋有3 種長度，分別為14.5、20.5 和26.5 cm，以此研究不同傳播距離對波形的影響。為研究擾動波是否為平面波，在每種距離放置了2～3 個傳感器。根據(jù)測量得到的應(yīng)力波參量，可通過改變活塞撞擊速度及整形材料等多種因素，實現(xiàn)對波形調(diào)整。

試驗前艙體內(nèi)需充滿水，利用加壓裝置，將水壓加至預(yù)定值后，便實現(xiàn)了靜水壓狀態(tài)的模擬。而后向高壓氣室內(nèi)充氮氣至預(yù)定值，檢查各部分連接無誤后，便可給電磁閥通電，釋放高壓氣體，施加沖擊擾動。開始試驗時，同步記錄試驗數(shù)據(jù)。前期試驗分2 批進行。第1 批分析波形的平面度和均勻度。采用如圖5 所示的傳感器布置方式，放置8 個傳感器，3#、4#、5#傳感器放置于長桿上，6#、7#、8#號傳感器放置于中桿上，9#、10#傳感器放置于短桿上。根據(jù)測試壓力信號判斷波形是否為平面波，同時分析擾動隨傳播距離增加是否有衰減。第2 批分析活塞速度和不同的整形材料對波形的影響，以得到關(guān)鍵參數(shù)可調(diào)的爆炸地沖擊擾動波。共開展了50 余組試驗，分析了整形材料、密封艙體水壓、電磁閥開閉時間及氣室壓力等因素對壓力峰值、應(yīng)力波形、升壓時間及正壓時間的影響，現(xiàn)取部分數(shù)據(jù)說明儀器的可行性及參數(shù)可調(diào)性。

圖5 傳感器布置圖Fig. 5 Layout of sensors

3 模擬試驗波形參數(shù)分析

密封艙體內(nèi)水壓為5 MPa，氣體壓力為2 MPa，整形材料為油時，試驗采集到的波形信號經(jīng)濾波處理后如圖6 所示。對比3#、4#、5#傳感器，說明密封艙體內(nèi)同一平面不同位置的波形差別不大，由此可說明加載波形為平面波。對比4#、7#、9#傳感器，可以說明沿長度方向波形重合度好，由此說明艙體內(nèi)不同位置的應(yīng)力波形無明顯差別，波形均勻性好。此結(jié)論在接下來的試驗中同樣得到了驗證。

圖6 應(yīng)力波的平面度及均勻性Fig. 6 Flatness and uniformity of the stress wave

如圖6 所示，壓力信號會有一部分負值，推測波形中出現(xiàn)的負值是由于傳感器的抖動引起的。傳感器端部的受壓敏感點凸出支架，受到正向沖擊之后，記錄到正壓動態(tài)信號，回彈會造成反向彎折，引起一部分負壓信號，之后，壓力值會回到零點。為驗證上述猜測，采用試驗進行了驗證。當手指敲擊傳感器端部時，由于傳感器的抖動出現(xiàn)一個負壓區(qū)，但是若將傳感器敏感點兩側(cè)用鐵桿固定后，敲擊鐵桿一端時，則不會出現(xiàn)負值信號，由此說明了上述推測的正確性。因此，試驗中僅考慮了波形中的正壓力區(qū)，并且取第一個波形作為分析對象。將升壓時間定義為初始壓力零值到壓力峰值的時間，正壓時間定義為初始壓力零值到下一次壓力零值的時間。

3.1 參數(shù)敏感性分析

3.1.1 靜水壓力的影響

通過試驗，研究了密封艙體內(nèi)水壓的改變對波形的影響?？刂普尾牧蠟橄鹉z，氣壓為4 MPa，電磁閥打開時間為0.1 s，對比了水壓分別為2 和5 MPa 時，相同傳感器的試驗結(jié)果（如圖7所示）。水壓改變，峰值、正壓時間、升壓時間均無明顯差別。由此說明水壓改變不會對波形造成影響。證明了本裝置實現(xiàn)了動靜耦合加載并且靜載和動載的施加可以根據(jù)應(yīng)力環(huán)境分別調(diào)節(jié)，二者不會相互影響，由此說明了本試驗設(shè)計原理的可行性。

圖7 水壓對波形的影響Fig. 7 Influence of the water pressure on the shapes of the stress waves

3.1.2 整形材料的影響

分析了相同氣室壓力（2 MPa），相同電磁閥打開時間（0.1 s），活塞撞擊速度大致相同時，不同介質(zhì)對波形的影響。因為水壓對波形無影響，所以忽略了水壓變化。圖8(a)所示，整形材料為油，圖8(b)所示，整形為水，二者對比，圖8(a)中的峰值壓力大于圖8(b)中的，圖8(b)中的正壓時間及升壓時間均大于圖8(a)中的。造成此現(xiàn)象的原因是整形材料為油時，空間為充滿狀態(tài)，接近不可壓縮狀態(tài)，而整形材料為水時，沒有充滿放置整形材料的空間，相比而言，后者剛度小，使得升壓及降壓緩慢?？梢?，整形材料的剛度會對升壓及正壓時間有一定的影響。但這種對比只是粗略的對比。

為進一步探究材料剛度的影響，采用軟硬不同的多種材料進行了試驗，具體材料的參數(shù)及撞擊作用下的狀態(tài)如表3 所示。對比圖8(c)～(d)、(g)，加卸載作用下，整形材料均在彈性范圍內(nèi)，鋼塊、壓板、吸水海綿等材料的剛度依次降低，鋼塊的剛度高出幾個量級，可近似認為是不可壓縮的。升壓時間表現(xiàn)為，剛度越大，變化速度越快；正壓時間表現(xiàn)為隨剛度增大，逐漸變短。驗證了整形材料剛度變化時，會對正壓時間及升壓時間產(chǎn)生影響。整形材料剛度對波形也有一定影響，對比圖8(b)、(d)、(g)，隨材料剛度的增大，正壓升壓比逐漸增大，圖8(b)所示為正弦波，正壓升壓比為2∶1，而圖8(g)所示波形，正壓升壓比為3∶1，接近于理想波形的比值。

表3 材料剛度參數(shù)Table 3 Stiffness parameters of different shaping materials

除材料剛度外，材料的彈塑性和黏滯性也會對正壓升壓時間以及波形有較大影響。對比圖8(d)、(f)、(h)，密封膠泥和面團在撞擊下發(fā)生塑性變形，且存在一定的黏滯性。對比可得，隨材料塑性變形能力的增加，升壓時間略有增大，峰值略有降低，正壓時間有較為明顯的延長，升壓正壓比接近于1∶3。并且圖8(h)所示波形初始氣壓為3 MPa，若氣壓為2 MPa，峰值會進一步減小。

上述分析說明：彈性介質(zhì)內(nèi)，彈性模量增大，應(yīng)力波波速較快，材料變形速度快，擾動能較快的傳播。同時，剛度大，變形小，恢復(fù)原形的速度快，卸壓快，因此剛度越大，正壓時間越短。整形材料變形在彈性范圍內(nèi)時，得到的波形接近于正弦波（圖8(a)～(b)、(d)～(e)）。材料發(fā)生塑性變形時，則降壓時間明顯增加，升壓正壓時間比更接近于1∶3，且峰值略有減小。從變形角度分析，黏滯性和塑性的存在，會使得變形速度變慢，應(yīng)力波傳播速度慢，從而導(dǎo)致升壓時間及正壓時間均變長；從能量及沖量角度分析，塑性變形會吸收一部分能量，且正壓時間變長，則峰值會有一定程度的降低。整形材料為軟材料時，試驗結(jié)果接近于大規(guī)模爆炸理想的遠場長持時波形，且試驗結(jié)果的升壓時間及正壓時間符合設(shè)定要求（圖8(f)、(h)）。

圖8 整形材料對應(yīng)力波波形的影響Fig. 8 Influence of shaping materials on the stress waveforms

由此可見，整形材料的變化會使得升壓、正壓時間及波形均有較大幅度的調(diào)整，但對峰值的影響不大。欲實現(xiàn)峰值的控制，仍需進一步探討活塞撞擊速度的影響。

3.1.3 活塞速度的影響

打開電磁閥瞬間，高壓氣體釋放，推動活塞加速運動。活塞位置確定后，活塞速度由加速氣量決定。初始氣壓和電磁閥開閉時間控制加速氣量。初始氣壓越高，電磁閥開啟時間越長，活塞速度越快。按照圖9(a)所示，調(diào)節(jié)氣室壓力和電磁閥打開時間，可有目的地調(diào)節(jié)活塞速度。但由于加速長度的限制，速度會有一個上限值。如圖9(b)所示，當氣壓達到4 MPa，電磁閥的開啟時間對速度的影響已經(jīng)很小，速度在一定范圍內(nèi)浮動。說明受到加速長度的限制，即使加速氣量增加，速度也不會再提高。

圖9 影響活塞速度的因素分析Fig. 9 Analysis of factors affecting the piston speed

通過多組試驗分析了活塞速度對峰值、正壓時間和升壓時間的影響。取水壓為2 MPa，整形材料為油，如圖10 所示為試驗結(jié)果。由圖10(a)可知，活塞速度僅對峰值有明顯影響，對波形、正壓時間、升壓時間均無明顯影響；由圖10(b)可知，峰值與活塞速度呈正相關(guān)。

圖10 活塞速度對波形的影響Fig. 10 Influences of the piston speed on the wave form

3.2 波形控制方法

上述研究分析了水壓、活塞速度和整形材料對波形的影響，得到靜載對動力擾動無影響，速度是影響峰值的主要因素，材料改變則會引起升壓時間和正壓時間的顯著變化。

因此，改變活塞撞擊速度可以調(diào)節(jié)壓力峰值，改變整形材料可以有效調(diào)節(jié)升壓時間及正壓時間。根據(jù)峰值與速度的二次方關(guān)系，通過確定合理速度，可打出預(yù)定峰值，速度可由初始氣壓和電磁閥打開時間控制，而正壓時間的長短由整形腔的整體剛度及彈塑性狀態(tài)控制。圖12 中紅框內(nèi)對應(yīng)的材料放置在整形腔內(nèi)時，整形腔的整體剛度較小，正壓時間均在4.5 ms 以上；虛線以下數(shù)據(jù)點對應(yīng)整形腔內(nèi)的剛度較大，正壓時間相對較短。清晰地反映了整形材料剛度對正壓時間的影響。

圖12 活塞速度和整形材料對正壓時間的影響Fig. 12 Influence of the piston speed and shaping material on the positive pressure time

開始試驗前，根據(jù)比例爆心距確定實際場地工況，而后采用量綱分析獲得試驗所需波形的峰值及正壓時間，結(jié)合圖11 和圖12，可根據(jù)需要，選取合適的活塞速度和整形材料，實現(xiàn)了地沖擊擾動波形的調(diào)節(jié)。

圖11 活塞速度和整形材料對壓力峰值的影響Fig. 11 Influences of the piston speed and shaping material on the peak pressure

圖13 所示為氣壓4 MPa、電磁閥打開時間0.1 s、整形材料為密封膠泥、活塞加速行程為半程的波形和對應(yīng)的理想波形。正壓時間為3.5 ms，升壓、正壓時間比為1∶3，峰值為1.67 MPa。通過變換整形材料及撞擊速度，成功得到了關(guān)鍵參數(shù)可調(diào)的大規(guī)模爆炸遠場深部高應(yīng)力地區(qū)的長持時動力加載過程。但是目前試驗結(jié)果的壓力峰值高于儀器參數(shù)的預(yù)定峰值，后期通過增大加壓艙體受動力擾動的面積及降低活塞速度，可得到預(yù)定的壓力峰值。

圖13 試驗波形與理想壓力波形對比Fig. 13 Comparison of the test waveform with the ideal pressure waveform

4 模擬試驗

為驗證儀器在動靜組合荷載作用下結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)研究方面的可行性，選取有機玻璃板為試件，如圖14所示，研究應(yīng)力波在有機玻璃板復(fù)合結(jié)構(gòu)中的產(chǎn)生及傳播規(guī)律。

圖14 有機玻璃組合試件Fig. 14 The composite specimen of PMMA

試驗設(shè)置密封艙體內(nèi)水壓為2 MPa，氣室內(nèi)氣體壓力為2 MPa，電磁閥打開時間0.1 ms，整形介質(zhì)為油。部分傳感器得到的壓力波形如圖15所示，可以看出布置在同一層的傳感器T1、T5 及布置在后一層的傳感器T6 信號一致性較好。同一層面的不同位置及不同層面處的壓力變化基本一致，并且結(jié)合圖8中的試驗結(jié)果，驗證了裝置具有較好的平面加載能力。7#傳感器測得的應(yīng)力波形和圖8(a)、圖9 對比，在整形材料相同、水壓相同、活塞速度基本一致的情況下，壓力峰值、升壓時間和正壓時間基本一致，說明有結(jié)構(gòu)存在時，施加到結(jié)構(gòu)表面上的動壓與無結(jié)構(gòu)存在時水中測量的動態(tài)壓力相同。

圖15 壓力曲線Fig. 15 Pressure curves

試件內(nèi)布置的傳感器測試的壓力峰值和正壓時間與表面?zhèn)鞲衅鞯臏y試結(jié)果基本一致，但試件內(nèi)部布置的T1、T5、T6 傳感器測試得到的應(yīng)力波呈現(xiàn)出雙峰結(jié)構(gòu)，應(yīng)力波在衰減過程中出現(xiàn)再次上升現(xiàn)象。這是由于傳感器布置在有機玻璃試件內(nèi)部時，當試件受到?jīng)_擊后向后移動，與艙體尾蓋發(fā)生擠壓，導(dǎo)致PVDF 傳感器受到二次加載。后續(xù)將優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計，避免結(jié)構(gòu)與艙體尾蓋的直接碰撞。

上述試驗的開展證明了本裝置在模擬深部圍巖地沖擊擾動作用的可行性，但關(guān)于有機玻璃復(fù)合結(jié)構(gòu)作為試件的研究仍有待于進一步探索。

5 結(jié) 論

（1）獲得了給定當量的大規(guī)模爆炸遠場作用的升壓時間、正壓時間及壓力峰值，結(jié)合量綱分析和相似關(guān)系，給出了深部圍巖中爆炸地沖擊擾動試驗所需應(yīng)力波的理想波形和模擬試驗技術(shù)。

（2）試驗表明艙體水壓的變化不會對波形造成影響，滿足了靜載和動載分別施加互不影響的假設(shè)，證明本文中提出的深部圍巖地沖擊擾動模擬方法的科學(xué)性。

（3）整形材料相同時，壓力峰值與速度的二次方成正比。但是活塞速度對正壓時間及升壓時間的影響不大。因此，通過調(diào)整活塞速度，可以有目的地調(diào)節(jié)壓力峰值。試驗實現(xiàn)了壓力峰值8 MPa 以內(nèi)的調(diào)整。

（4）材料剛度變低時，正壓時間及升壓時間均變長。同時，若撞擊作用下材料發(fā)生塑性變形，也會吸收部分能量。根據(jù)能量守恒，材料吸收的能量以及正壓時間的增長，都會使得峰值降低。通過改變整形材料，做到了有目的地調(diào)節(jié)升壓時間、正壓時間和波形。實現(xiàn)了正壓時間在3.5～5.0 ms 之間的調(diào)整，升壓時間在0.9～2.5 ms 之間的調(diào)整。

（5）按照相似關(guān)系，根據(jù)本文中給出的不同整形材料、撞擊速度等條件下獲得的波形數(shù)據(jù)庫，可為原型工況選取合理的模擬試驗參數(shù)，實現(xiàn)了實驗室條件下地沖擊擾動參數(shù)的調(diào)控。

（6）采用有機玻璃復(fù)合結(jié)構(gòu)作為試件，驗證了裝置在模擬深部圍巖地沖擊擾動作用的可行性及可靠性，為進一步開展相關(guān)研究打下了基礎(chǔ)。