砂土中直埋穿管光纜爆炸破壞效應研究

羅丹，胡金生，黃震宇，徐翔云，章毅，張威,4，劉盛

（1. 天津大學 建筑工程學院 ，天津 300354；2. 軍事科學院 國防工程研究院，北京 100850；3. 信息通信工程設計所，遼寧， 沈陽 110005；4. 哈爾濱工程大學 航天與建筑工程學院，黑龍江， 哈爾濱 150001）

有效打擊體系薄弱環(huán)節(jié)，造成核心功能癱瘓，已經(jīng)成為信息化戰(zhàn)爭空襲的主要特征，這種發(fā)展趨勢使得城市地下生命線工程防空襲的重要性顯得更為突出. 目前，鋼管已廣泛應用于重要區(qū)域地下直埋光纜、電纜防護設計中，當受到爆炸襲擊時，由于鋼管與內部纜線之間的相互作用，其爆炸破壞效應也與普通直埋裸線有所不同，研究土中爆炸對直埋穿管纜線的破壞機理與易損性，對于防護設計優(yōu)化，提升城市生命線工程功能抗毀能力具有重要意義.

土中爆炸荷載下埋地管線的動力響應問題作用機制復雜，管線響應受裝藥種類[1-2]、爆距[3]、埋深、地質條件以及管線自身幾何、力學參數(shù)等多種因素的影響，現(xiàn)有研究尚未形成系統(tǒng)的分析方法. 文獻[4 - 7]中通過試驗及數(shù)值計算，分析了埋地管線在爆炸地沖擊作用下的動應力及沖擊振動等問題，都的箭等[8]提出了一種埋地管線動應力解析算法，該算法將埋地管線等效為兩端固定的梁結構，忽略土體與管線的作用；ABEDI 等[9]在此算法的基礎上將土體與管線間相互作用等效為彈簧結構，解析算法適用于爆炸中遠區(qū)小直徑埋地管線的動應力、應變及震動速度估算. 總體來看，目前的研究大都針對土中的中、遠區(qū)爆炸時埋地管線動力響應開展，對于近距離爆炸直埋穿管纜線毀傷機理與破壞效應研究還非常少. 本文采用柱狀TNT 裝藥，開展了砂土中兩種比例爆距某型直埋穿管光纜的爆炸毀傷原型試驗，得出了該型穿管光纜的爆炸破壞特征及破壞比例爆距閾值范圍，并針對試驗工況進行了三維數(shù)值計算分析，圍繞直埋穿管光纜的爆炸破壞特征機理開展了研究，提出了工程中光纜外套鋼管選型的建議.

1 試驗概況

1.1 試驗布置

砂土中直埋穿管光纜爆炸毀傷試驗布置如圖1所示，試驗段穿管光纜總長度48 m，共設置8 根長6 m，直徑為60 mm 的鋼管，鋼管之間采用溝槽連接方式，管內穿光纜，纜線與套管之間空隙無填充物.

圖1 試驗布置簡圖Fig. 1 Test layout diagram

為保證光纜測試精度，纜線總長900 m，直埋段總長度300 m，根據(jù)實際工程應用情況，埋設深度設置為1.5 m，以原土回填，剩余光纜在直埋段兩端各300 m 水平鋪設于地面，以便進行測試.

1.2 試驗光纜及鋼管

試驗光纜采用GYTA33 型鎧裝光纜（見圖2），光纜直徑9.7 mm，相較于普通無鎧光纜，GYTA33 型鎧裝光纜在聚乙烯內護套外設置了一層環(huán)狀分布的單細鋼絲保護層；采用普通鍍鋅鋼管作為鋼套管，套管規(guī)格及材料力學參數(shù)如表1 所示，鋼管內穿光纜置于細沙層（見圖3）回填30 cm 細土后再填原土壓實.

表1 防護鋼套管幾何參數(shù)及材料力學參數(shù)Tab. 1 Geometric parameters and material mechanical parameters of protective steel casing

圖2 試驗光纜剖面Fig. 2 Test cable profile

1.3 試驗裝藥及現(xiàn)場土質

試驗裝藥如表2 所示，共設計2 個炮次，每個炮次均采用TNT 柱狀裝藥. 炸藥放置時，先采用小型螺旋鉆孔機鉆好裝藥孔，再將藥柱堆疊放置于鉆孔內，試驗現(xiàn)場裝藥如圖4 所示.

表2 試驗裝藥Tab. 2 Test charge

圖4 試驗裝藥Fig. 4 Test charge

試驗場地為低含水率松散砂土介質，對試驗現(xiàn)場的土體進行了采樣測試，土體含水率0.66%，松散密度為1.481 g/cm3，壓實密度為1.657 g/cm3. 土介質的內摩擦角φ=36.271°，內聚力c=1.583 kPa.

1.4 試驗測試

試驗前后分別對光纜進行導通性測試，并在試驗后進行誤碼測試，測試儀器包括光傳輸設備、手持式雙端口千兆以太網(wǎng)測試儀、綜合測試儀以及OTDR 光時域反射儀. 光纜通信測試將以太網(wǎng)測試儀接光傳輸設備千兆以太網(wǎng)接口，將E1 測試儀接光傳輸設備E1 接口，并用長距離光纜將光傳輸設備的2.5 G光接口環(huán)回，光纜一端放置在試驗用機房野外陣地上（見圖5）. 觀察光傳輸設備面板的光鏈路指示燈，以太網(wǎng)測試儀和E1 測試儀進行發(fā)包測試，測試5 min記錄誤碼情況. 光通信系統(tǒng)正常情況下，可以觀測到光傳輸設備面板上的光口鏈路指示燈常亮，E1 測試儀顯示無誤碼，E1 數(shù)據(jù)傳輸正常，以太網(wǎng)測試儀顯示無誤碼，以太網(wǎng)數(shù)據(jù)傳輸正常. 試驗測試設備連接如圖5 所示.

圖5 光纜測試連接Fig. 5 Cable test equipment connection

2 試驗結果

2 個炮次的鋼管變形及光纜導通性測試結果如表3 所示. 當比例爆距為0.316 m/kg（爆距1.2 m）時，試驗鋼套管變形如圖6（a）所示，鋼管同時發(fā)生彎曲與徑向壓縮變形，鋼管表面無裂紋破損，管道最大徑向壓縮變形處內徑約為33 mm，相對于GYTA33 型鎧裝光纜直徑9.7 mm，鋼管內直徑方向還富余較多空間，管內光纜表面完好，無破損斷裂情況，仍處于徑向無約束狀態(tài). 光纜OTDR 測試結果如圖6（b）、圖6（c）所示，由測試結果，試驗前后測試光纖鏈長值無明顯變化，試驗前后光信號強度在傳播過程中無明顯大幅度減弱，光纖誤碼率為0，光纜測試結果表明，試驗后鋼管內光纜通信功能未受到影響.

圖6 比例爆距0.316 m·kg-1/3 試驗結果Fig. 6 Test results with proportional burst distance 0.316 m·kg-1/3

表3 試驗結果Tab. 3 Test results

當比例爆距為0. 263 m/kg（爆距1.0 m）時，試驗鋼套管彎曲變形與徑向壓扁變形明顯增大（如圖7（a）所示），鋼管表面無裂紋破損等破壞. 在正對爆心區(qū)域，鋼管約48 cm 長度范圍內被完全壓扁，壓扁段中部內凹，其壓縮變形符合單根薄壁圓管在徑向沖擊荷載作用下的“四塑性鉸”變形機制，壓扁段鋼管內光纜受管壁擠壓作用被壓扁，鋼管徑向無富余空間，光纜與壓扁鋼管完全擠壓在一起. 光纜OTDR 測試結果如圖7（b）、圖7（c）所示，由測試結果，試驗后3 組測試纖芯鏈長值均顯著減小，光信號強度在距光信號發(fā)射源0.4 km 左右處迅速突降并衰減至0，測試結果表明光纜3 組測試纖芯均在0.4 km 左右處即鋼管壓扁區(qū)域范圍內發(fā)生斷裂，光纜不再導通，此時測得的誤碼率值也極大.

圖7 比例爆距0.263 m·kg-1/3 試驗結果Fig. 7 Test results with proportional burst distance 0.263 m·kg-1/3

3 數(shù)值計算

3.1 數(shù)值計算模型

為進一步研究直埋穿管光纜的爆炸破壞效應，利用有限元分析軟件Autodyn 映射功能，分別建立了二維與三維計算模型（如圖8、圖9 所示），針對砂土中爆炸直埋鋼管破壞過程開展了計算. 三維模型采用1/8 對稱建模，土體采用Euler 多物質求解器求解，防護套管采用Shell 求解器求解. 由于試驗管道較長，完全按照試驗條件建立管道模型會導致數(shù)值計算模型過大，難以開展計算，因此根據(jù)試驗防護套管變形情況對鋼管模型長度進行了簡化，試驗測得防護套管最大變形長度區(qū)間為3.2～3.8 m，因此數(shù)值計算鋼管長度取為5.0 m，并在套管端部設置固定邊界. 土體非對稱面均設置為Flow-Out 邊界條件，此邊界條件滿足封閉爆炸沖擊波的衰減規(guī)律. 為保證計算精度，對土體與防護套管的接觸位置及套管運動區(qū)域進行局部網(wǎng)格細化.

圖8 二維計算模型Fig. 8 Two-dimensional calculation model

圖9 三維計算模型Fig. 9 Three-dimensional calculation model

模型土體材料采用Autodyn 材料庫的SAND 模型，此模型能夠描述砂土在動態(tài)加載條件下的響應.炸藥材料為TNT 模型，炸藥爆轟產物狀態(tài)方程采用標準的JWL 狀態(tài)方程，該狀態(tài)方程能夠比較精確地描述爆轟產物的膨脹驅動過程，因此應用最為廣泛[10]. 管道材料采用Autodyn 材料數(shù)據(jù)庫提供的Steel 1 006 模型，強度模型采用Johnson-Cook 模型，該模型一般用于描述大應變、高應變率、高溫環(huán)境下金屬材料的強度極限以及失效過程，并廣泛應用于爆炸、沖擊動力學等相關領域研究中[11]，在此強度模型中，屈服應力由應變、應變率以及溫度決定. 屈服應力的表達式為[12]：

3.2 數(shù)值計算結果

試驗采用硅壓阻式巖土壓力傳感器對埋深1.5 m、距爆心1.8 m 處土壓力進行了測試，為驗證模型的有效性，數(shù)值計算模型在相同位置設置了土壓力測點，圖10 為試驗與數(shù)值計算土壓力測試結果. 由測試結果，試驗與數(shù)值計算所得土壓力曲線基本吻合，試驗測得土壓力峰值為2.62 MPa，數(shù)值計算峰值為2.75 MPa，誤差為4.96%，注意到，升壓過程試驗較數(shù)值計算略緩，降壓過程基本一致，由于傳感器連接線斷裂，試驗未測到整個降壓過程. 考慮誤差是由于試驗場地土顆粒級配不均勻且較為疏松，而數(shù)值計算砂土模型顆粒均勻且相對密實，因此試驗土壓力較數(shù)值計算略小，升壓過程略慢，誤差在合理范圍內.

圖10 試驗與數(shù)值計算土壓力測試結果對比Fig. 10 Comparison of test and numerical soil pressure measurement results

圖11 為不同比例爆距下試驗及數(shù)值模擬鋼套管局部變形情況，可以看出試驗與數(shù)值計算的鋼管變形特征較為接近. 比例爆距為0.316 m/kg 時，數(shù)值計算所得鋼管徑向最大壓縮量與試驗測試結果分別為22.4, 21.0 mm，誤差僅為6.67%；比例爆距為0.263 m/kg 時，數(shù)值計算鋼管局部區(qū)域同樣出現(xiàn)了完全壓扁、中部內凹的破壞現(xiàn)象（如圖11（b）所示）. 綜上所述，數(shù)值計算結果可用于穿管光纜爆炸破壞的進一步分析.

圖11 試驗與數(shù)值計算變形結果對比Fig. 11 Comparison of test and numerical deformation results

圖12、圖13 分別給出了比例爆距為0.263 m/kg時正對爆心處鋼管內徑隨時間變化曲線和彎曲變形的時程曲線，圖14 為不同時刻鋼管屈服應力云圖. 由鋼管彎曲變形時程曲線可見，鋼管最大彎曲變形量約430 mm，變形全過程持續(xù)了約60 ms，而鋼管徑向壓縮變形在彎曲變形初期僅約3.2 ms 時就已經(jīng)完成，此時鋼管彎曲變形量只達到約1/6；由鋼管內徑隨時間變化曲線可見，管道徑向壓縮變形的速度高達16.9 m/s. 不同時刻鋼管屈服應力云圖表明，鋼管壓縮變形初期，管體兩側中部和上下頂部都出現(xiàn)了局部應力集中和材料塑性屈服，形成了塑性鉸，在彎曲過程中鋼管壓扁區(qū)域受到土體擠壓作用，塑性屈服區(qū)域呈增加趨勢，整個被壓扁的區(qū)域均出現(xiàn)了塑性屈服.

圖12 鋼管內徑隨時間變化曲線Fig. 12 Charge curve of steel pipe inner diameter with time

圖13 鋼管彎曲變形時程曲線Fig. 13 Time history curve of bending deformation of steel pipe

圖14 比例爆距0.263 m/kg 鋼管不同時刻屈服應力云圖Fig. 14 Proportional burst distance 0.263 m/kg steel pipe yield stress cloud diagram at different moments

由數(shù)值計算結果可知，當比例爆距為0.263 m/kg時，鋼管在近距離爆炸作用下首先出現(xiàn)壓縮變形迅速被壓扁，在隨后的管體彎曲變形中被壓扁區(qū)域的彎曲變形不斷加大，可以推知，管內光纜首先受到管體徑向壓縮變形造成的強烈沖擊壓縮作用力，在隨后的彎曲過程中光纜由于鋼管彎曲變形會受到徑向壓縮、軸向拉伸以及剪切的共同作用.

4 爆炸破壞與工程應用分析

4.1 爆炸破壞分析

炸藥在土中爆炸時會產生高溫高壓氣體并迅速膨脹沖擊土體，使爆心附近（一般認為10～15 倍裝藥半徑范圍內）的土體壓力與瞬時運動速度非常大，同時使其波速、壓力、能量隨著距離的增加而很快衰減，此區(qū)域通常稱為爆炸近場[13]，大當量炸藥爆炸時，處于爆炸近場的結構，在爆轟產物的巨大沖擊下，周邊結構物通常會發(fā)生明顯的局部沖擊變形破壞.由試驗結果，砂土中近距離爆炸荷載下，套管直徑60 mm、壁厚3 mm 的直埋穿管光纜，當比例爆距為0.316 m/kg 時，管道徑向壓縮量較小，不足以對管內纜線造成擠壓作用，光纜在鋼管內部始終處于徑向無約束狀態(tài)，此時鋼管彎曲變形對光纜軸向拉伸作用有限，因此光纜的通信功能未受任何影響.當比例爆距為0.263 m/kg 時，鋼管在局部區(qū)域完全壓扁，管內光纜與管體完全擠壓在一起，纜體內纖芯受壓斷裂，光纜喪失通信能力，該型穿管光纜的臨界爆炸破壞比例爆距在0.263 ～0.316 m/kg之間.

由試驗及數(shù)值計算結果，鋼管在近距離爆炸荷載下，會同時產生局部彎曲及徑向壓縮變形. 數(shù)值計算結果表明，在鋼管整個變形過程中，初期主要以徑向壓縮變形為主，變形時間短、速度快. 當比例爆距為0.263 m/kg 時，鋼管發(fā)生局部完全壓扁，最大壓縮變形速度發(fā)生在正對爆心處且高達16.9 m/s，此時，管內光纜受到鋼管彎曲變形引起的軸向拉伸作用很小，纜線主要受到鋼管內壁高速壓縮變形引起的強烈沖擊壓縮作用而發(fā)生破壞. 綜上，對于近距離爆炸作用下的直埋穿管光纜，鋼管變形初期出現(xiàn)嚴重徑向壓縮破壞過程中，管壁對內部纜體的強烈沖壓作用是造成光纜破壞的主要原因.

4.2 工程應用分析

目前，工程中在選用直埋穿管光纜的外穿防護套管時，通常直接選用市場常見的薄壁鋼管，未將鋼管的抗爆性能納入考慮中，由本文試驗及數(shù)值計算研究可知，穿管光纜的抗爆性能與鋼管本身徑向壓縮變形有著密切聯(lián)系，試驗所采用的GYTA33 型鎧裝光纜容許瞬時拉力為10 kN，容許瞬時側壓力5 kN，其本身的側向抗壓強度顯著低于軸向抗拉強度，且目前工程中常用的其他型號光纜的抗壓強度也普遍顯著低于其抗拉強度，因此，在直埋穿管光纜抗爆設計選型中，應增強鋼管的徑向抗壓強度，避免鋼管在爆炸荷載作用下出現(xiàn)嚴重壓縮變形，對光纜產生沖壓作用.

對于圓鋼管徑向受力，鋼管直徑越小，相同荷載下作用力臂越小，因而徑向壓縮變形剛度相對越大，在鋼管選型設計中，考慮可采用減小管徑來增強防護鋼管的抗爆性能；另一方面，增加鋼管壁厚可使鋼管截面慣性矩增加，從而增強鋼管的變形剛度，因此，也可考慮通過增加壁厚來增強防護鋼管的抗爆性能.

5 結 論

本文采用了試驗與數(shù)值模擬相結合的方法，針對砂土中直埋穿管光纜近距離爆炸破壞效應開展了研究，主要結論如下：

①以低含水率砂土中直埋的直徑60 mm 鋼管內穿GYTA33 型鎧裝光纜為研究對象，開展了土中近距離爆炸試驗. 由光纜導通性及誤碼測試結果，比例爆距為0.316 m/kg 時，該型穿管光纜在鋼管出現(xiàn)明顯彎曲及徑向壓縮變形時通信功能完好，比例爆距0.263 m/kg 時通信中斷，該型穿管光纜在砂土中的臨界破壞比例爆距在0.263 ～0.316 m/kg 之間.

②數(shù)值計算結果表明，近距離爆炸荷載下，鋼管易出現(xiàn)局部彎曲和徑向壓縮變形，在彎曲變形的初期鋼管徑向壓縮變形量即已達到了最大值；當爆距較小鋼管被完全壓扁時，管壁首先沖擊擠壓光纜纜體，而后管內纜體在彎曲變形過程中受軸向拉伸及剪切作用；鋼管彎曲變形初期發(fā)生壓縮大變形破壞對光纜的高速沖壓作用，是造成光纜破壞進而喪失通信功能的主要原因.

③光纜纜體的徑向瞬時抗壓強度通常遠遠小于軸向抗拉強度，因此其本身纜體結構易被壓壞，對于工程中直埋穿管光纜，其抗爆性能與鋼管徑向變形剛度有著密切聯(lián)系；在鋼管設計選型中，可通過減小管徑或增加壁厚來增強鋼管徑向變形剛度，以防止鋼管在爆炸荷載作用下被壓扁.