ME  >> Vol. 7 No. 4 (October 2019)

    地鐵盾構孤石起爆技術數值模擬研究
    Numerical Simulation Study on Isolated Stone Detonation Technology of Subway Shield

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作者:  

陳友文:重慶交通大學土木工程學院,重慶;溫州市鐵路與軌道交通投資集團有限公司,浙江 溫州;
王小軍:重慶交通大學土木工程學院,重慶;浙江大學寧波理工學院,土木建筑工程學院,浙江 寧波

關鍵詞:
聚能裝藥射孔器數值仿真Shaped Charge Perforator Numerical Simulation

摘要:

本文主要以地鐵修建過程中出現的盾構孤石和突出巖石為研究對象,針對施工現場出現的盾構孤石和突出巖石,提出在地下巖石空間內利用聚能裝藥的方法對局部巖體進行破碎,利用數值仿真技術將石油開采過程中常用的石油射孔器應用于施工現場中出現的孤石和突出巖石的爆破,以此來提高工程進度。

This paper mainly focuses on shield boulder and prominent rock in the process of subway con-struction. For the shield rock and the prominent rock, it is proposed to use the method of collecting energy in the underground rock space to break the local rock mass. The numerical sim-ulation technology is used to apply the petroleum perforator commonly used in oil exploitation to the blasting of boulder and protruding rock to improve the progress of the project.

1. 引言

本文利用有限元動力分析軟件,對單個射孔彈進行結構參數優化設計,獲得對巖石高侵徹效能的聚能裝藥射孔彈結構 [3] [4] ;對射孔器研究主要針對裝藥順序起爆條件下不同彈間距以及兩彈架之間不同距離處射孔彈爆炸后產生爆轟波相互干擾而影響侵徹過程進行有限元數值仿真分析,探索聚能裝藥爆轟引起的沖擊波對射孔彈成型的干擾和射孔效率的影響,為射孔器結構參數的優化設計提供科學的依據。

2. 數值計算模型及材料參數

2.1. 幾何模型

圖1是某一型號射孔槍四相位裝彈的示意圖,相鄰兩發彈的中心線異面垂直,螺旋排列。彈間距(不同孔密)、裝彈相位、彈型結構和導爆索爆速是影響爆轟波形的主要因素。也就是不同的彈間距、不同的裝彈相位、不同的彈型結構和不同的導爆索爆速會導致射孔槍內,相鄰兩發射孔彈間爆轟波不同程度的疊加和干擾從而影響射孔彈的成型及對巖石穿孔孔徑和孔深。

Figure 1. Schematic diagram of four-phase loading

圖1. 四相位裝彈示意圖

單個射孔彈一般由殼體、主裝藥及藥型罩三部分構成,其結構如圖2所示。為了實現高穿深、無桿堵的目的,射孔彈結構一般包括兩部分組成,上部是錐形起爆藥柱和錐形藥型罩;下部為圓柱形支撐,起到控制炸高的作用。

Figure 2. Schematic diagram of perforating projectile structure

圖2. 射孔彈結構

2.2. 材料參數

2.2.1. 炸藥材料模型

炸藥是射孔彈結構參數中的重要因素之一。由于它是能量的來源,因此不同炸藥的選擇直接決定炸藥起爆后成型聚能射流能量的大小,即炸藥材料的相關參數對金屬藥型罩成型起著重要的作用 [5] 。

數值計算中采用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型聯立JWL狀態方程模擬炸藥爆轟過程。對于炸藥爆轟的模擬,其爆轟產物的狀態方程選用JWL狀態方程 [6] ,其一般表達形式為:

p 1 = A 1 ( 1 ? ω R 1 V ) e ? R 1 V + B 1 ( 1 ? ω R 2 V ) e ? R 2 V + ω E 0 V (1)

式中:p1為爆轟產物的壓力;V為相對體積;E0為單位體積炸藥內能;A1、B2、R1、R2、ω均為JWL狀態方程系數。

2.2.2. 藥型罩的屬性參數

藥型罩是形成聚能侵徹體的主要部分,侵徹體質量越大,對目標毀傷效應的威力也會越大。從原則上講,藥型罩應該首先選用材料密度大、塑性好、高音速的材料;其次要求材料的強度適當,熔點不能過低,在形成射流過程中不發生氣化現象。本研究中選用金屬藥型罩中較為常用的高導無氧銅作為藥型罩材料。

金屬藥型罩材料的本構模型選用JOHNSON-COOK模型,JOHNSON-COOK對流動應力采用如下表達式:

σ y = ( A + B ε ¯ p n ) ( 1 + c ln ε ˙ ? ) ( 1 ? T * m ) (2)

ε ¯ p :有效塑性應變; ε ? = ε ¯ p ? / ε 0 ? ε 0 ? = 1 ? s ? 1 時的有效塑性應變率;A、B、C、n、m是和材料性質有關的常數。(2)式中 T ? 為:

T ? = ( T ? T r ) / ( T m ? T r ) (3)

材料斷裂時的應變值由下式給出:

ε f = [ D 1 + D 2 exp D 3 σ ? ] [ 1 + D 4 ln ε ? ] [ 1 + D 5 T * ] (4)

這里Di i = 1 , ? , 5 是材料的斷裂常數, σ ? 是壓力與有效應力的比值,

σ ? = σ / σ e f f (5)

規定當損傷參數:

D = Δ ε ¯ p ε f (6)

值達到1時,發生斷裂。

表1列出了用于本文數值計算的紫銅藥型罩的Johnson-Cook材料模型的主要參數 [7] [8] 。

Table 1. The main parameter value of the copper-shaped hood Johnson-Cook material model (g-cm-μs-k)

表1. 紫銅藥型罩Johnson-Cook材料模型主要參數值(g-cm-μs-k)

金屬藥型罩所用材料的狀態方程采用Grunerisen方程,在研究高壓下固體中激波傳播時,Grüneisen方程是最常用的狀態方程。因此,本文數值計算中紫銅材料的狀態方程均為Grüneisen方程。在LS-DYNA程序中,Grüneisen狀態方程中定義壓縮材料壓力為:

p = ρ 0 C 1 2 μ [ 1 + ( 1 ? γ 0 2 ) μ ? a 2 μ 2 ] [ 1 ? ( S 1 ? 1 ) μ ? S 2 μ 2 μ + 1 ? S 3 μ 3 ( μ + 1 ) 2 ] + ( γ 0 + α μ ) E (7)

定義膨脹材料的壓力為:

p = ρ 0 C 1 2 μ + ( γ 0 + α μ ) E (8)

式中 μ = 1 V ? 1 ,V為當前相對體積;C1是us-up (沖擊波速度–質點速度)曲線的截距;S1、S2和S3是us-up

曲線斜率的系數;γ0是Grüneisen系數;α是對γ0的一階體積修正;E為材料內能。表2列出了用于本文數值模擬的紫銅藥型罩Grüneisen狀態方程參數。

Table 2. Parameter values of the Grüneisen equation for the copper coating (g-cm-μs-k)

表2. 紫銅藥型罩Grüneisen方程的參數值(g-cm-μs-k)

2.2.3. 巖石的基本物理參數

巖石參數本文主要針對的是微風化和中風化的的花崗巖,其物理參量如下表3表4所示:

Table 3. Basic physical parameters of granite (Micro-weathering, Kv = 0.85, Kf = 0.80)

表3. 花崗巖基本物理參量(微風化,Kv = 0.85, Kf = 0.80)

Table 4. Basic physical parameters of granite (Moderate weathering, Kv = 0.60, Kf = 0.40)

表4. 花崗巖基本物理參量(中風化,Kv = 0.60, Kf = 0.40)

2.3. 有限元模型

根據射孔彈的基本結構特點結構,利用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件建立了射孔彈侵徹巖石的三維有限元計算模型,如圖3所示。因為聚能裝藥具有對稱性,建立了1/2三維有限元實體模型。炸藥采用端部中心單點起爆方式。在對稱邊界處添加*BOUNDARY_SPC_SET來限制對稱邊界面處的三維單元運動。炸藥、藥型罩和空氣采用共節點的網格劃分方法。

Figure 3. Three-dimensional finite element model of perforating bullet (1/2 model)

圖3. 射孔彈三維有限元模型(1/2模型)

針對數值計算中的巖石部分通過添加邊界透射條件近似處理成無限大的巖體介質。炸藥爆炸后產生的爆轟產物通過空氣介質傳遞能量給巖石介質即與巖石介質直接作用的除了高溫高壓條件下成型的聚能射流侵徹體外還有射孔彈爆炸后產生的爆轟場對巖石介質的高速沖擊作用。巖石介質是在流(爆轟場)固(聚能射流)耦合場的共同作用下產生破壞的。

3. 射孔彈成型聚能射流特性分析

如下圖4所示為藥型罩壓垮形成金屬射流過程圖,圖中主要體現了炸藥驅動藥型罩翻轉成型的過程,在炸藥爆炸的高壓作用下,金屬藥型罩以近似流體的狀態翻轉成型。在這個過程中,炸藥以及藥型罩特征屬性決定了聚能射流成型的基本結構特點。作為聚能射流成型的第一階段,射孔彈的炸藥起爆后已經將其炸藥的化學能轉化為聚能藥型罩壓垮后的動能。由于爆轟波作用于藥型罩位置的不同,使得藥型罩各部位獲得的初始速度不同:一般而言,藥型罩頭部速度較大而尾部作為杵體部分的速度相對較小。

Figure 4. Deformation diagram of the drug cover at different times

圖4. 不同時刻藥型罩變形圖

作為射孔彈聚能射流成型的另一個關鍵階段,射流的拉伸延長階段在射流成型過程中也顯得尤為重要。在這一階段,射流在前期爆轟波加載驅動下,射流的不同位置獲得了不同的速度值:射流頭部速度達到3000 m/s以上,而射流尾部及杵體部分速度相對較低,基本維持在1000 m/s左右。聚能射流頭尾較大的速度差值決定了射流在成型過程中會不斷地被拉伸延長,直至頭尾速度差值保持固定值。射流成型的這一階段基本會維持在75 us左右,相對于作用的巖石目標,這一階段成型的射流具有較高的速度以及完整的構型,可以近似看成一個高速運動的長桿彈侵徹體,針對脆性較大的巖石目標具有較好的侵徹毀傷效果:一方面可以在巖石內部產生擴孔孔徑較大而且侵徹深度相對較大的穿孔,另一方面由于聚能射流的擴孔作用還可以在巖石內部產生較多的裂紋破壞,從而可以有效達到對巖石的預裂破壞作用。

射孔彈藥型罩經過拉伸階段后可以不在考慮炸藥對藥型罩的驅動作用,但是由于藥型罩自身存在較大的頭尾速度差值,使得金屬射流自身仍然會被不斷拉伸,直到射流由于自身的過度拉伸而產生斷裂。如下圖5所示,大約在75 us左右,金屬射流發生斷裂,此時的聚能射流的侵徹深度達到最大值。

Figure 5. Pressure mask over-stretching process

圖5. 藥型罩過度拉伸過程壓力云圖

但實際工程應用中,沒有足夠的炸高來讓金屬射流拉伸成型。炸高的增大會導致炸藥對巖石的作用減小,使得巖石中產生的裂紋數量就會相對減少,此時聚能射流對目標的開坑口徑相對較小而且只是在目標表面產生一個相對較小的穿孔而已。根據本文研究的工程背景這種工況條件下成型的聚能射流顯然不能滿足工程實際需求,因此在射流成型過程中必須要考慮射流自身的拉伸效應與目標毀傷效應之間的匹配關系。

通過對聚能射流不同時刻成性特點的分析(藥型罩壓垮過程,藥型罩拉伸過程以及藥型罩由于過度拉伸而產生的斷裂),可以利用藥型罩在成型過程不同時刻的典型特征對巖石目標進行毀傷,以此達到對巖石工程預裂破壞的要求。

通過對射孔彈聚能射流成型過程的分析,更好的了解聚能射流不同成型階段典型力學參數特點。結合毀傷目標的特點及毀傷要求,可以充分利用炸藥爆炸后產生的爆炸場、聚能射流以及二者與巖石的耦合作用對巖石目標進行相應的毀傷效果預裂爆破,從而達到預定的工程要求。

4. 射孔彈侵徹巖石數值分析

選取射孔彈成型聚能射流與巖石相互作用的典型工況對聚能射流與巖石的相互作用進行研究 [9] [10] 。射孔彈成型聚能射流對巖石的侵徹過程會伴隨出現破壞、飛濺、開裂等一系列力學現象,在數值模擬這類問題時,計算程序會以刪除失效單元的形式體現,造成靶板模型中的單元數量減少,模型總體質量下降。下圖為射孔彈成型聚能射流與巖石相互作用的過程。

圖6中可以看出射孔彈成型聚能射流在侵徹過程中開坑階段、坑下侵徹階段和裂紋擴展階段巖石的破壞和變形過程。開坑階段,巖石表面彈著點附近一定范圍內的花崗巖石介質單元發生破碎,產生一個漏斗狀的彈坑,與此同時炸藥爆炸后產生的爆炸場通過空氣介質的傳播也開始與巖石介質作用,在距離彈靶作用的接觸點一定距離外,部分巖石單元已經開始失效斷裂。因此,在射孔彈與聚能射流相互作用階段必須要考慮炸藥爆炸產生的爆炸場與巖石的耦合作用。侵徹階段,隨著侵徹體在靶中的繼續擠入,在靶中產生一定深度的彈孔,靶體的破壞只在彈孔附近發生,并且漏斗狀彈坑繼續向下移動,出現徑向斷裂破壞現象。裂紋擴展階段,隨著侵徹體的不斷侵入,在反向拉伸波的作用下靶體多處出現了不同程度的開裂。由于巖石材料自身的力學特性,發生大量沿彈孔周邊分布的裂紋破壞模式。

Figure 6. The interaction process of perforating projectile shaped jet and rock at different times

圖6. 不同時刻射孔彈成型聚能射流與巖石相互作用過程

從圖中可以看出,t = 46 μs前靶體的破壞形式主要為射孔彈成型聚能侵徹體侵徹過程中所留下的彈坑,破壞區域集中在侵徹體運動軌跡周圍,形成破碎腔;t = 64 μs時刻在巖石內部,在穿孔四周出現拉伸破壞裂隙且裂紋長度不斷發展,此時迎彈面出現了較為廣泛的徑向破壞現象。在t = 300 μs左右,裂紋發展到最大的分布模式,超過300 μs后,巖石內部裂紋停止擴展。

5. 結論

本文通過研究得到如下結論:

1) 確定了數值計算中所采用的炸藥、金屬藥型罩、微風化以及中風化花崗巖石的理論模型及材料參數,為準確描述巖石損傷特征規律奠定了良好的基礎。

2) 建立射孔彈與巖石相互作用的有限元計算模型,初步確定將射孔彈爆炸后成型的聚能射流與爆炸場的耦合毀傷效應作為對巖石最佳毀傷模式的數值計算研究方向。

3) 針對射孔彈成型聚能射流的三段式(藥型罩壓垮變形階段、射流穩定成型階段以及射流拉伸斷裂階段)典型特征分析,獲得射流成型過程中不同階段對巖石毀傷的規律特征。

4) 以微風化花崗巖石為作用目標,結合射孔彈成型聚能射流與巖石作用的毀傷規律特征確定了適合射孔彈對巖石毀傷的工況特征,即當射流處于穩定成型階段時射流自身具有較高的動能適合對巖石進行較大深度的侵徹且此時射孔彈炸藥爆炸產生的爆炸場也能夠有效增加對巖石內部結構的毀傷,起到增大射孔彈穿深以及增加巖石內部裂紋數量的毀傷效果,從而有效達到工程應用的目標。

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文章引用:
陳友文, 王小軍. 地鐵盾構孤石起爆技術數值模擬研究[J]. 礦山工程, 2019, 7(4): 340-347. https://doi.org/10.12677/ME.2019.74048

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