伍星星，劉建湖，汪 俊，王海坤，杲 濤，劉國振

（中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082）

水下近距離爆炸可對艦船結(jié)構(gòu)形成嚴(yán)重打擊，是近年來水下爆炸研究的難點(diǎn)和熱點(diǎn)問題，學(xué)者們針對水下近距離爆炸開展了較多的試驗研究、理論研究和數(shù)值模擬等，取得了較為豐碩的成果。朱錫等[1]開展了水下接觸爆炸下水面艦艇舷側(cè)防雷艙結(jié)構(gòu)模型抗爆試驗；唐廷等[2]采用Dytran 有限元分析軟件對水面艦艇舷側(cè)防雷艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理進(jìn)行了數(shù)值分析，對水下近距離爆炸下沖擊波載荷、氣泡脈動載荷作用機(jī)理進(jìn)行了分析；吳林杰等[3]通過開展小模型機(jī)理性試驗，對舷側(cè)近距離爆炸下空艙的載荷特性進(jìn)行了測量，對爆轟產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)的相互作用下進(jìn)行了研究；張倫平等[4]對舷側(cè)防雷艙接觸爆炸下耗能計算方法進(jìn)行了研究；Nurick 等[5]采用試驗方法，對固支薄板在接觸爆炸下的響應(yīng)進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)了板的沖塞、凹陷、開裂和花瓣翻轉(zhuǎn)現(xiàn)象，并發(fā)現(xiàn)在薄板的沖塞階段產(chǎn)生了一個半徑與炸藥和薄板接觸半徑基本相同的圓形破口；Wierzbicki 等[6]對接觸爆炸下固支圓板的花瓣開裂過程進(jìn)行了理論分析和試驗研究，考慮了應(yīng)變率效應(yīng)，基于能量原理得到了破口半徑的計算方法；Rajendran 等[7]得到了水下接觸爆炸載荷下空背圓板的破口半徑公式；陳娟等[8]開展了水下近場爆炸下雙層底板架結(jié)構(gòu)毀傷試驗，獲取了含水雙層底板架典型破壞模式；楊棣等[9]開展了水下近場及接觸爆炸作用下雙層底結(jié)構(gòu)損傷試驗。上述研究成果雖然獲取了水下近距離爆炸下簡單結(jié)構(gòu)的毀傷破壞模式及評估方法，但對于近距離爆炸下結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理揭示較少，姚熊亮等[10]指出近距離水下爆炸下，強(qiáng)沖擊波首先使得船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生撕裂破壞，隨后，水下爆炸氣泡在具有初始破口的船體附近運(yùn)動，對船體結(jié)構(gòu)造成二次毀傷，最終導(dǎo)致船體結(jié)構(gòu)形成致命毀傷。對水下爆炸氣泡的研究較多[11-14]，但現(xiàn)階段匱乏的是氣泡與初始破口不完整邊界相互耦合機(jī)理問題研究，這也是近距離水下爆炸下一大難點(diǎn)?；诖?，本文中設(shè)計大尺度艙段模型，通過開展大尺度艙段模型水下近距離爆炸試驗，借以發(fā)現(xiàn)新現(xiàn)象、新機(jī)理，從而為后續(xù)更好揭示水下近距離爆炸下艙段模型的毀傷機(jī)理提供支撐。

1 試 驗

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

圖1 模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematics of whole structure of cabin model

試驗中藥量為2.8 kg TNT，爆距0.18 m，爆點(diǎn)縱向（船長方向）位于船舯，垂向處于水線下方0.44 m，水平距離舷側(cè)平直板0.125 m，具體位置如圖2 所示。

1.2 測點(diǎn)布置

本次試驗中共布置加速度、中頻振子、應(yīng)變片等3 類測點(diǎn)，其中加速度計、中頻振子用于測量艙段模型的沖擊環(huán)境分布規(guī)律，具體測點(diǎn)位置如圖3 所示，加速度測點(diǎn)12 個，中頻振子測點(diǎn)4 個，基本布置在甲板、艙壁等強(qiáng)力構(gòu)件處，試驗中加速度傳感器采用BK4371，放大器為BK2635，采樣頻率為50 K，儀器均在計量有效期內(nèi)。應(yīng)變片采用BE120-3BB，應(yīng)變測點(diǎn)主要用于測量艙段模型典型結(jié)構(gòu)位置的沖擊響應(yīng)，測點(diǎn)位置如圖4 所示，共布置測點(diǎn)22 個，所有測點(diǎn)采用半橋接法，粘貼好的應(yīng)變片涂好703 膠密封。所有測點(diǎn)均布置于船舯部位。

圖2 藥包布置位置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the location of charge

圖3 艙段模型中縱剖面加速度、中頻振子測點(diǎn)布置示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the measuring positions of acceleration, intermediate frequency oscillator

圖4 艙段模型中縱剖面應(yīng)變測點(diǎn)布置示意圖Fig. 4 Schematic diagram of the positions of strain measurement

2 試驗結(jié)果分析

2.1 結(jié)構(gòu)破損情況分析

舷側(cè)近距離爆炸后艙段模型的整體毀傷效果如圖5 所示，模型局部毀傷效應(yīng)較為明顯。從縱向（船長方向）來看，變形毀傷區(qū)域基本集中在試驗段橫艙壁之間，其中舷側(cè)破口基本處在肋位17～23（試驗段肋位編號如圖3～4 所示），大變形區(qū)域基本集中在肋位23～25、肋位15～17，并在橫艙壁處（肋位15、25）形成明顯的塑性鉸邊界；從垂向來看，模型撕裂區(qū)域向下最長延伸至內(nèi)底下方第2 道縱隔板位置，向上最長延伸至2 甲板上方16 cm 處，破口區(qū)域基本集中在內(nèi)底與2 甲板之間，2 甲板～01 甲板下方舷側(cè)部分板格發(fā)生了局部較為明顯的塑性變形，上層建筑基本未變形。外板的破口形狀近似長條形，基本呈對稱狀態(tài)，破口尺寸長202 cm、寬67 cm。靠近雙層底破口區(qū)域存在較為明顯的三條裂縫，裂縫1 位于試驗段正中間（肋位20），長68 cm，開口最大寬度30 cm；裂縫2 位于肋位19，長12 cm，開口寬5 cm；裂縫3 位于肋位18，長46 cm，開口寬12 cm；3 條裂縫的撕裂基本沿著橫隔板位置，但產(chǎn)生的機(jī)理存在一定的差異，裂縫1 主要是在拉伸、彎曲的作用耦合下形成的，裂縫2～3 主要是在剪切的作用下形成的。破口外圍區(qū)域存在一明顯的塑性鉸邊界，塑性鉸邊界大體呈橢圓形，在靠近舷側(cè)區(qū)域、雙層底向艙室內(nèi)部凹陷，并在中間位置（肋位20）撕裂。

圖5 模型整體變形結(jié)果Fig. 5 Deformation of cabin model

圖6 所示為雙層結(jié)構(gòu)內(nèi)部破壞示意圖，結(jié)合圖5（b）可以看出，試驗后靠近爆心區(qū)域雙層底中間沿著裂縫1 撕裂，兩側(cè)向內(nèi)凹陷。從內(nèi)部來看，靠近舷側(cè)爆心區(qū)域雙層底毀傷最嚴(yán)重，如圖7 所示的A 區(qū)域，部分內(nèi)底板板格在舷側(cè)外板及強(qiáng)肋骨的帶動下，與肋板發(fā)生撕裂；部分板格四周出現(xiàn)撕裂，這主要是由于外部雙層底向內(nèi)凹陷，引起部分雙層底內(nèi)板板格處于平面內(nèi)壓縮狀態(tài)，內(nèi)底板板格開始屈曲失穩(wěn)，發(fā)生褶皺隆起變形，板格邊界撕裂，同時邊界交接處還形成較為明顯的部分尖角變形模式。圖7 所示的雙層底B 區(qū)域，內(nèi)底板板格出現(xiàn)局部失穩(wěn)，產(chǎn)生局部隆起變形，未出現(xiàn)邊界撕裂。圖7 所示的雙層底C 區(qū)域，板格幾乎未形成較為明顯的塑性變形，內(nèi)底板板格仍具有較強(qiáng)的承載能力。

圖6 雙層底模型內(nèi)部破壞結(jié)果Fig. 6 Fracture of inner double bottom structure

圖7 雙層底模型整體變形破壞示意圖Fig. 7 Schematic of the whole fracture and deformation of double bottom structure

圖8 所示為2 甲板破壞示意圖，2 甲板是雙層底上方第1 道甲板，試驗后毀傷較嚴(yán)重。2 甲板隆起變形較為明顯，隆起變形區(qū)域基本位于圖9 所示青色區(qū)域內(nèi)，越靠近舷側(cè)區(qū)域，隆起變形越明顯。同時，2 甲板形成較為明顯的2 個破口，破口具體位置如圖9 所示，破口1 縱向方向限制在一個肋位內(nèi)，橫向基本撕裂至船舯，破口基本沿著加筋位置撕裂；破口2 縱向方向跨過肋位3，橫向基本撕裂至船舯，破口撕裂位置具有一定的隨機(jī)性。兩破口周邊加筋毀傷較為嚴(yán)重，基本沿著加筋沿焊縫處發(fā)生翻轉(zhuǎn)貼合至甲板。此外，2 甲板在與橫艙壁的交接處，部分加筋出現(xiàn)部分撕裂，主要是由于2 甲板整體隆起變形引起的。

圖8 2 甲板變形破壞結(jié)果Fig. 8 The whole damage and deformation of deck 2

2 甲板加筋破壞模式較為豐富，部分加筋在焊縫處發(fā)生偏轉(zhuǎn)，直接貼合至2 甲板；部分加筋出現(xiàn)撕裂破壞，加筋與甲板撕裂或者加筋面板與腹板撕裂；部分加筋受到二次破片載荷攻擊，呈現(xiàn)被擊穿或者凹陷變形破壞模式。

2.2 破片分析

舷側(cè)近距離爆炸下，艙段模型形成了較多的破片，通過對比發(fā)現(xiàn)，模型的破片主要由爆心正對區(qū)域的舷側(cè)外板及加筋破壞形成，共搜集到破片近80 枚，破片總質(zhì)量5.6 kg，最大破片質(zhì)量0.76 kg，如圖10 所示。爆炸形成的破片可對艙室內(nèi)部結(jié)構(gòu)造成一定的損傷，在2 甲板區(qū)域可發(fā)現(xiàn)多處被破片碰撞擊穿的痕跡，在碰撞過程中破片自身發(fā)生較大變形，因此收集到的破片基本呈扭曲狀態(tài)。

圖9 2 甲板破口位置示意圖Fig. 9 Schematics of the detail positions of crevasse on deck 2

圖10 破片對結(jié)構(gòu)毀傷結(jié)果Fig. 10 Structure damage by flying fragments

2.3 結(jié)構(gòu)應(yīng)變測試結(jié)果

試驗中共布置雙向應(yīng)變片測點(diǎn)22 個，但由于結(jié)構(gòu)遭受到爆炸沖擊載荷，部分測點(diǎn)未測量到有效信號。對應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析可知，測點(diǎn)響應(yīng)基本在300 Hz 內(nèi)，如圖11 所示，因此對應(yīng)變數(shù)據(jù)采用300 Hz 通濾波處理，典型測點(diǎn)應(yīng)變時程曲線如圖12 所示，測點(diǎn)在經(jīng)歷應(yīng)變峰值后，最后基本趨于一個穩(wěn)定值，即殘余塑性應(yīng)變，表1 記錄了有效數(shù)據(jù)各測點(diǎn)的應(yīng)變峰值及塑性應(yīng)變值。從測量結(jié)果來看，艙段模型的變形主要集中在試驗段，尤其是2 甲板，塑性應(yīng)變峰值超過10－2。從縱向來看（船長方向），除試驗段外，過渡段及附加段的變形較小，測量獲取的應(yīng)變峰值為1 538×10－6，塑性應(yīng)變最大值為401×10－6；從垂向來看（船高），試驗段1 甲板中間區(qū)域還出現(xiàn)一定的塑性變形，塑性應(yīng)變?yōu)? 512×10－6，模型甲板1 出現(xiàn)局部中間隆起變形，在1 甲板以上區(qū)域，模型幾乎未變形。綜合2.1 節(jié)試驗破損狀況，可以看出舷側(cè)近距離爆炸對艙段模型的毀傷效果基本為局部毀傷。

圖11 典型應(yīng)變測點(diǎn)頻譜曲線示意圖Fig. 11 Typical spectral-frequency curves

圖12 典型應(yīng)變測點(diǎn)時程曲線示意圖Fig. 12 Typical strain-time curves

結(jié)合表1 中應(yīng)變測點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析，對于2 甲板，如圖6 所示，由于2 甲板處在爆點(diǎn)上方第一層甲板，因此破壞最嚴(yán)重，2 甲板試驗段區(qū)域測點(diǎn)（E2-3～6 測點(diǎn)）應(yīng)變峰值及塑性應(yīng)變均超過10－2，2 甲板過渡段測點(diǎn)2 的應(yīng)變峰值與塑性應(yīng)變值結(jié)果相當(dāng)，測點(diǎn)2 縱向（X方向）應(yīng)變值均大于橫向（Y方向）應(yīng)變值，表明2 甲板過渡在爆炸過程中主要承受縱向方向拉伸作用；1 甲板位于2 甲板上方，根據(jù)試驗勘查結(jié)果來看，該甲板并未產(chǎn)生明顯隆起塑性變形，結(jié)合表1 測量數(shù)據(jù)，從縱向方向來看，1 甲板位于橫艙壁測點(diǎn)附近的測點(diǎn)塑性應(yīng)變要大于試驗段中心、過渡段中心測點(diǎn)，這主要是由于橫艙壁作為應(yīng)力波向上傳遞的主要構(gòu)件，艙壁及其附近區(qū)域甲板承載更多的沖擊載荷，類似現(xiàn)象同樣可在01 甲板出現(xiàn)。從垂向方向來看，綜合對比肋位27 測點(diǎn)應(yīng)變值，測點(diǎn)塑性應(yīng)變值隨著高度的增加呈先減小而后增加的變化趨勢，01 甲板測點(diǎn)應(yīng)變峰值及塑性應(yīng)變增加的原因主要是由于上層建筑在沖擊響應(yīng)過程中的鞭狀效應(yīng)引起的。

表1 應(yīng)變測點(diǎn)結(jié)果Table 1 Results for strain measuring points

2.4 沖擊環(huán)境分析

艙段模型的沖擊環(huán)境主要利用加速度測量數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，舷側(cè)爆炸時，由于炸藥距離水面較近，氣泡在形成過程中浮出水面導(dǎo)致破裂，因此加速度時程曲線上未能反映氣泡脈動載荷二次加載作用。對加速度曲線進(jìn)行指數(shù)修正、零漂處理，再進(jìn)行積分依次獲取測點(diǎn)的速度、位移時程曲線，圖13 表示的是典型測點(diǎn)加速度、速度、位移時程曲線?？梢钥闯觯瑴y點(diǎn)加速度曲線為高頻振蕩曲線，其中艙壁位移由于處在壓縮狀態(tài)，且承擔(dān)著上下甲板間力的傳遞作用，因此高頻信號最豐富，中頻振子由于本身自帶高頻濾波作用，因此時程曲線較光滑。此外，還可以看出，測點(diǎn)位置還存在明顯的二次加載作用，以測點(diǎn)A01-2 為例，測點(diǎn)速度峰值出現(xiàn)在第2 個速度負(fù)峰值，主要是由于測點(diǎn)在遭受首次沖擊后，再次遭受第二次“再加載”載荷。二次加載的載荷可由結(jié)構(gòu)的撕裂毀傷抖動、破口處涌進(jìn)水流的碰撞、未知因素引起的高速水流撞擊等引起。同時還發(fā)現(xiàn)，越靠近爆心位置，測點(diǎn)加速度、速度峰值越大。

對測點(diǎn)加速度進(jìn)行分析，得到測點(diǎn)沖擊譜，同時利用同一位置測點(diǎn)中頻陣子數(shù)據(jù)進(jìn)行驗證，對比結(jié)果見圖14 所示，結(jié)果表明，由測點(diǎn)加速度計算得到的沖擊譜值與中頻振子加速度峰值吻合較好，說明本實(shí)驗中加速度測量結(jié)果可信度較高。

圖15 所示為測點(diǎn)沖擊譜變化規(guī)律。在低頻階段，氣泡浮出水面發(fā)生破裂，測點(diǎn)低頻段響應(yīng)峰值并未出現(xiàn)中遠(yuǎn)場水下爆炸下氣泡脈動周期倍頻現(xiàn)象，測點(diǎn)峰值所對應(yīng)的1 Hz 頻率也非艙段模型一階固有頻率，低頻階段各測點(diǎn)并未表現(xiàn)出明顯的等位移段；中頻段測點(diǎn)垂向方向測點(diǎn)4 表現(xiàn)出了明顯的多峰特性，各峰值所對應(yīng)的頻率與測點(diǎn)所在甲板（艙壁之間）的一階（12 Hz）、二階（25 Hz）、三階（100 Hz）彎曲頻率值基本吻合；高頻階段各測點(diǎn)表現(xiàn)出等加速度特性。在垂向方向，各測點(diǎn)沖擊譜譜值基本呈現(xiàn)先減小后增大趨勢，這與上層建筑在中遠(yuǎn)場沖擊環(huán)境下的變化趨勢基本一致；在縱向（見圖15（b）），越靠近爆源位置，中高頻段速度譜值、加速度譜值越大，但低頻段的譜位移并未表現(xiàn)出明顯變化趨勢。

圖13 典型測點(diǎn)加速度、速度、位移曲線Fig. 13 Acceleration, velocity, displacement curves corresponding to the typical measuring points

圖14 中頻振子修正下的測點(diǎn)沖擊譜Fig. 14 Shock spectrum with intermediate frequency oscillator correcting

圖15 測點(diǎn)沖擊譜變化規(guī)律Fig. 15 Typical point shock spectrum tendency

3 進(jìn)一步探討

3.1 舷側(cè)近距離爆炸下模型破壞新模式

在本次試驗中，模型內(nèi)部多處位置遭受到不明高速水流沖擊，如圖16 所示，橫艙壁垂向加筋在遭受水流沖擊后，腹板、面板沿水流沖擊方向凹陷，出現(xiàn)局部失穩(wěn)；舷側(cè)縱骨加筋向內(nèi)底板方向凹陷，該肋位加筋基本喪失縱向承載能力；2 甲板加筋破壞尤為明顯，一處加筋位置直接發(fā)生翻轉(zhuǎn)直至貼合至甲板表面，多處位置加筋在向內(nèi)變形過程中直接撕裂破壞，有的與甲板直接脫裂撕開，有的與加筋面板直接撕裂脫開，可見水流具有較高的速度。

圖16 高速水流對模型的沖擊毀傷情況Fig. 16 Damage failure model from water jetting

試驗中雖然發(fā)現(xiàn)了水流對結(jié)構(gòu)的破壞毀傷，但水流的形成機(jī)理現(xiàn)階段尚未掌握，還需后續(xù)持續(xù)研究。本次試驗藥量2.8 kg，氣泡半徑約2 m，但由于距離自由面較近，氣泡較早發(fā)生潰滅，水流肯定不是由傳統(tǒng)研究的氣泡收縮失穩(wěn)形成的射流。文獻(xiàn)[10]中指出，水下爆炸氣泡在與非完整邊界耦合作用過程中，受自由液面、反射沖擊波等多因素作用，將產(chǎn)生“腔吸現(xiàn)象”、反射流、對射流等強(qiáng)非線性載荷。在本次試驗中，近距離爆炸下舷側(cè)外板將產(chǎn)生初始破口，隨后氣泡將與帶有初始破口的舷側(cè)外板進(jìn)行耦合作用，水流的形成很可能是由于氣泡在與非完整邊界、自由面耦合過程中形成的，但具體形成機(jī)理還需后續(xù)持續(xù)進(jìn)一步研究。

圖17 舷側(cè)爆炸外板破壞模式分布圖Fig. 17 Schematic of failure models of shipboard plates subjected to explosive loading

3.2 舷側(cè)外板毀傷模式分析

依據(jù)艙段模型毀傷試驗結(jié)果，舷側(cè)近距離爆炸下舷側(cè)外板的破壞過程如圖17 所示。藥包起爆后，爆心正對2 塊板格（圖中紅色區(qū)域）在強(qiáng)沖擊波等載荷作用下，撕裂形成破片群（從試驗后外板勘驗及回收破片發(fā)現(xiàn)）；同時舷側(cè)外板開始凹陷變形，并在舷側(cè)強(qiáng)加筋、甲板、內(nèi)底板等強(qiáng)力構(gòu)件交接處開始撕裂，形成長裂縫，如圖中藍(lán)色線條所示；舷側(cè)大加筋下方外板最終內(nèi)凹并向下方彎曲，舷側(cè)大加筋上方外板內(nèi)凹卻向上方彎曲，同時雙層底下方區(qū)域沿著中間撕裂。

本次試驗爆距為2.4 倍藥包半徑，屬于接觸爆炸范疇（6 倍藥包半徑以內(nèi)），但其破壞模式與藥包純接觸爆炸下存在一定差異：

（1）純接觸爆炸下，爆心正對區(qū)域沖塞形成與藥包直徑尺寸相近的大質(zhì)量飛片，而本次試驗中雖然形成較多數(shù)量破片，但并未發(fā)現(xiàn)該類型的沖塞破片；

（2）純接觸爆炸下，破口四周基本呈花瓣型開裂，而本次試驗中外板基本沿著強(qiáng)加筋交接處撕裂。

另外，本文結(jié)果與文獻(xiàn)[15]中艙段模型兩次近場爆炸下（爆距為10 倍藥包半徑、14 倍藥包半徑工況）毀傷模式存在一定的差異，文獻(xiàn)[15]中兩次試驗后艙段模型外板幾乎保持完整，未見明顯板格形成破片飛出，但裂縫的形成與本文試驗相近，基本都是沿著強(qiáng)加筋交接處撕裂。

綜合對比可以發(fā)現(xiàn)，隨著近距爆距的改變，舷側(cè)外板的破壞模式逐漸從中心沖塞飛片、四周花瓣開裂向中心撕裂破片、四周沿強(qiáng)加筋邊界處撕裂再向沿強(qiáng)加筋邊界處撕裂改變。

3.3 舷側(cè)外板破口尺寸估算方法

式中：d為爆距，m；x，y為板格范圍，m；

計算結(jié)果如表2 所示，依據(jù)結(jié)果來看，板格A1、A2、B1、B2、B3 發(fā)生破壞，A3 接近發(fā)生破壞，此計算結(jié)果表明，舷側(cè)外板的破口橫跨6 個肋位，Lp=1.8 m，與試驗測量結(jié)果2.02 m 偏差在10%以內(nèi)，說明建立的板格能量計算方法可用于后續(xù)工程評估。

圖18 板格區(qū)域劃分示意圖Fig. 18 Schematic of division of the shipboard plate

表2 計算結(jié)果Table 2 Calculated results

4 結(jié) 論

通過開展大尺度艙段模型舷側(cè)近距離爆炸水下爆炸試驗，依據(jù)試驗后獲取的艙段模型破壞模式、典型部位沖擊環(huán)境數(shù)據(jù)、典型部位動態(tài)響應(yīng)等數(shù)據(jù)，綜合對比分析得到如下結(jié)論：

（1）舷側(cè)近距離爆炸可在爆心所在位置對艙段模型造成較為嚴(yán)重的毀傷破壞，如舷側(cè)外板的撕裂破壞、內(nèi)底板撕裂、加筋的撕裂屈曲失穩(wěn)等，但毀傷范圍較為有限，艙段模型的毀傷以局部破壞為主；

（2）舷側(cè)近距離水下爆炸下可形成較為明顯的水射流載荷，但水射流載荷形成機(jī)理還需進(jìn)一步研究；

（3）本文中基于板格能量方法建立的近距離舷側(cè)外板破口計算公式，與試驗結(jié)果偏差基本在10%以內(nèi)，相較于先前計算方法有了較大改進(jìn)，可用于后續(xù)舷側(cè)近距離爆炸下舷側(cè)外板破口評估計算；

（4）從加速度時程曲線來看，近距離爆炸下局部位置存在明顯的二次“再加載”效應(yīng)，主要是由于結(jié)構(gòu)的撕裂毀傷抖動、破口處涌進(jìn)水流的碰撞、水流撞擊等因素造成。