不耦合装药爆破效应数值分析

2013 年 10 月 陕西理工学院学报( 自然科学版) Oct． 2013 第 29 卷第 5 期 Journal of Shaanxi University of Technology (Natural Science Edition)  Vol． 29 No． 5 ［文章编号］1673 － 2944(2013)05 － 0028 － 04 不耦合装药爆破效应数值分析 袁光英1， 王庆国2，3 (1．陕西铁路工程职业技术学院，陕西 渭南 714000; 2．西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610031; 3．西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031) ［摘 要］ 不耦合装药是现代爆破技术应用的主要措施之一。利用有限元程序 ANSYS /LS- DYNA首先对不同不耦合系数条件下的爆破进行了数值模拟，然后对偏心和同心不耦合装药 爆破进行了对比分析。计算结果 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 明，不耦合系数取 3． 0 比较合理，偏心不耦合装药爆破在孔 壁会产生明显的偏心效应。 ［关 键 词］ 不耦合系数; 数值模拟; 偏心不耦合装药; 偏心效应 ［中图分类号］ TD235． 1 ［文献标识码］ A 收稿日期:2013-03-12 基金项目:陕西铁路工程职业技术学院科研基金资助项目(2013-17) 作者简介:袁光英(1983—) ，男，湖南省绥宁县人，陕西铁路工程职业技术学院讲师，主要研究方向为工程结构力学分析。 爆破是目前岩石开挖的主要方法。在工程中，实施岩石爆破时，一方面使开挖部分的岩石达到合理 有效的破碎;另一方面尽可能减少爆破对开挖边界以外的岩石损伤或破坏，有效保护爆后保留岩石的稳 定性［1］。为了实现减小爆破作用对孔壁岩石的损伤破坏这一目的，常常会采用一些爆破控制方法，如 光面爆破、预裂爆破等，它们主要采用不耦合装药结构。所谓不耦合装药是指径向的装药直径小于炮孔 直径或轴向间隔装药或两种同时使用［2］。在工程爆破中，药柱中心与炮孔中心重合的不耦合装药爆破 称为同心不耦合装药爆破，然而，当前采用不耦合装药的控制爆破技术应用于边坡开挖、隧道掘进等工 程时，药柱常偏离孔心紧靠炮孔壁的某个方位，出现偏心不耦合装药。偏心不耦合装药结构在光面、预 裂爆破中广泛采用［3-4］。 岩石爆破是一个复杂的动力学过程，其作用机理十分复杂，爆破地震波的传播介质(岩石和土体) 又是复杂多变的，这就使得爆破技术的成熟和完善变得十分困难［5］。 鉴于此，本文采用显式动力分析软件 ANSYS /LS-DYNA 对不同不耦合系数情况下的爆破进行数值 模拟［6-7］，确定合理不耦合系数，比较偏心和同心不耦合装药结构对孔壁岩石的动力响应规律，为优选爆 破方法和爆破参数提供参考。 1 算法选择 本文讨论的是无限岩石介质中的爆破问题。在分析软件 ANSYS /LS-DYNA 中，关于爆破动力分析 方面的算法主要有 Lagrange、Euler和 ALE算法［6-7］。 Lagrange方法多用于固体结构的应力应变分析，这种方法以物质坐标为基础，所描述的网格单元以 类似“雕刻”的方式划分在用于分析的结构上，也就是说采用 Lagrange 方法描述的网格和分析的结构是 一体的，有限元节点即为物质点。采用这种方法时，分析结构的形状变化和有限单元网格的变化完全是 ·82· 一致的，物质不会在单元与单元之间发生流动。这种方法主要的优点是能够非常精确地描述结构边界 的运动，但当处理大变形问题时，由于算法本身特点的限制，将会出现严重的网格畸变现象，因此不利于 计算的进行。 Euler方法以空间坐标为基础，使用这种方法划分的网格和所分析的物质结构是相互独立的，网格 在整个分析过程中始终保持最初的空间位置不动，有限元节点即为空间点，其所在空间的位置在整个分 析过程始终是不变的。很显然由于算法自身的特点，网格的大小形状和空间位置不变，因此在整个数值 模拟过程中，各个迭代过程中计算数值的精度是不变的。但这种方法在物质边界的捕捉上是困难的，多 用于流体的分析中。使用这种方法时网格与网格之间物质是可以流动的。 ALE方法兼具 Lagrange方法和 Euler 方法二者的特长，首先在结构边界运动的处理上引进了 La- grange方法的特点，因此能够有效地跟踪物质结构边界的运动;其次在内部网格的划分上，吸收了 Euler 的长处，使内部网格单元独立于物质实体而存在，但又不完全和 Euler 网格相同，网格可以根据定义的 参数在求解过程中适当调整位置，使得网格不致出现严重的畸变。这种方法在分析大变形问题时是非 常有利的，使用这种方法时网格与网格之间物质也是可以流动的。本文计算采用 ALE算法。 2 模型建立 数值计算中炸药材料(* MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BUＲN)初始密度 ρ = 1 310 kg /m3，爆速 D = 5 500 m /s，爆压 PC － J = 3． 79 GPa，其 JWL状态方程(* EOS_JWL)参数见表 1 ［8］。 表 1 炸药状态方程参数 A /GPa B /GPa Ｒ1 Ｒ2 ω E0 /GPa V0 214． 4 0． 182 4． 2 0． 9 0． 15 4． 192 1． 0 炸药爆轰过程中压力和比容的关系: P = A(1 － ωＲ1V )e －Ｒ1V + B(1 － ωＲ2V )e －Ｒ2V + ωE0 V ， (1) 式中 A，B，Ｒ1，Ｒ2，ω等均为输入参数，其取值见表 1。 空气定义为空材料模型(* MAT_NULL) ，密度 ρ = 1． 18 kg /m3，其状态方程(* EOS_LINEAＲ_POL- YNOMIAL)表达式为: P = C0 + C1v + C2v 2 + C3v 3 + (C4 + C5v + C6v 2)E0， (2) 式中，C0—C6 为方程系数，v为空气状态方程中的一个参数，材料参数见表 2 ［9］。 表 2 空气状态方程参数 μ C0 C1 C2 C3 C4 C5 C6 v E0 /GPa V0 1． 75 × 10 －5 0 0 0 0 0． 4 0． 4 0 1． 4 2． 5 × 10 －4 1． 0 岩石和炮泥均采用弹塑性材料(* MAT_PLASTIC_KINEMATIC) ，其物理力学参数见表 3［10］。 为考察不耦合系数对岩石的动力响应影响，根据硬岩炮孔直径确定最小抵抗线的原则，取炮孔直径 12 cm，孔内药卷直径分别为 12，8，6，4，3 和 2 cm 共 6 种工况，则不耦合系数 Kd 的对应值分别为 1． 0， 1． 5，2． 0，3． 0，4． 0 和 6． 0。计算在不同不耦合系数 Kd 下孔壁处的压力、速度和加速度峰值 ［11］，确定合 理的不耦合系数 Kd，比较该系数下偏心不耦合装药和同心不耦合装药时对孔壁岩石的动力响应。 表 3 岩石力学参数 材料类别 密度 /g·cm －3 弹性模量 /GPa 泊松比 屈服应力 /GPa 切线模量 /GPa 岩石(炮泥) 2． 7 60 0． 3 0． 05 0． 5 在计算时，炸药、空气与周围岩石之间采用共结点算法。为了简化处理，设定药卷上部的炮泥材料 参数和周围的岩石参数一致。炸药采用反向起爆，起爆点在炮孔底部。通过数值计算，考察和炸药起爆 点在同一水平线上(径向)的孔壁处点的动力响应，计算终止时间为 400 μs。如图 1 所示。 3 不耦合系数确定 在不耦合装药时，炸药爆炸后形成的爆轰波和爆轰产物首先压缩装药与孔壁间隙内的空气，使空气 ·92· 第 5 期 袁光英，王庆国 不耦合装药爆破效应数值分析 图 1 同心不耦合装药计算示意图 内部的温度、压强迅速升高，引起空气冲击波，同时爆轰 产物的能量降低。当空气冲击波和爆轰产物到达孔壁时， 由于空气冲击波的碰撞和反射作用，孔壁受到的压力将比 入射空气冲击波的压力增大 8 ～ 11 倍。 岩体在空气冲击波作用下激发出具有陡峭波前的冲 击波，传播速度大于岩体的声速。由于冲击波的作用使得 孔壁周围的岩体发生粉碎破坏。随着冲击波的传播，应力 峰值急剧衰减，冲击波衰变成不具陡峭波前的压缩应力 波，其传播速度等于岩石的声速。此时，应力波的压应力 峰值低于岩石的动态抗压强度，岩体呈弹性状态，主要产 生拉伸破坏，形成径向拉伸裂缝。弹性波进一步向前传播，衰变为只能引起岩石质点产生弹性振动而不 能使岩石破坏的地震波。在一定的爆破区域内，地震波也能引起结构的破坏。 炸药从孔底起爆，图 2 为和起爆点在同一高度处的孔壁点压力、速度和加速度峰值变化曲线。Kd = 1． 0 时，炮孔底部孔壁压力峰值为 12． 438 8 × 10 －2 GPa，径向速度峰值为 96． 179 2 × 10 －4 cm /μs，径向加 速度峰值为 204． 494 × 10 －5 cm /μs2;当 Kd = 3． 0 时，炮孔底部孔壁压力峰值为 1． 612 07 × 10 －2 GPa，径向 速度峰值为 4． 498 07 × 10 －4 cm /μs，径向加速度峰值为 5． 701 59 × 10 －5 cm /μs2;当 Kd = 6． 0 时，炮孔底 部孔壁压力峰值仅为 0． 879 7 × 10 －2 GPa，径向速度峰值仅为 3． 351 61 × 10 －4 cm /μs，径向加速度峰值仅 为 3． 149 08 × 10 －5 cm /μs2。从以上数据可以看出，各峰值整体呈递减趋势。在 Kd 至 1． 0 ～ 3． 0 时，以 Kd = 1． 0 时各峰值为参考值，当 Kd = 3． 0 时，压力峰值降为参考值的 1 /8 左右，径向速度峰值降为参考 值的 1 /21 左右，径向加速度峰值降为参考值的 1 /36 左右，各峰值下降较快;在 Kd 至 3． 0 ～ 6． 0 时，以 Kd = 3． 0 时各峰值为参考值，当 Kd = 6． 0 时，压力峰值降为参考值的 1 /2 左右，径向速度峰值降为比参 考值略小，径向加速度峰值降为参考值的 1 /2 左右，孔壁点压力、速度和加速度峰值与不耦合系数的递 减关系不太明显，下降缓慢。 ( a) 压力峰值 P与 ( b) 速度峰值 vx 与 ( c) 加速度峰值 ax 与 不耦合系数 Kd 曲线 不耦合系数 Kd 曲线 不耦合系数 Kd 曲线 图 2 孔壁点压力 P、速度 vx、加速度峰值 ax 与不耦合系数 Kd 曲线 合理的不耦合系数应使爆炸后作用在孔壁上的压力低于岩石的动抗压强度，而高于其动抗拉强度。 根据图 2，当不耦合系数 Kd = 1． 0 时，炸药爆炸时炮孔壁上的冲击压力峰值可达上百兆帕，高于岩石的 抗压强度，因此孔壁周围的岩石很容易被压成粉状。为减小作用于孔壁上的压力，降低孔壁周围岩石的 破坏程度，形成较好质量的预裂纹，同时考虑充分利用炸药的能量，建议不耦合系数取 3． 0。 4 偏心与同心装药爆破对比分析 不耦合系数采用 Kd = 3． 0 ［1］，同心不耦合装药如图 1，偏心不耦合装药如图 3，同心和偏心不耦合装 药爆破的计算结果列于表 4。同心不耦合装药时，炮孔孔壁底部压力峰值为 1． 612 07 × 10 －2 GPa，径向 速度峰值为 4． 498 07 × 10 －4 cm /μs，径向加速度峰值为 5． 701 59 × 10 －5 cm /μs2。相对于同心不耦合装 药，偏心不耦合装药在孔壁产生偏心效应。在左侧孔壁底部压力峰值仅为 0． 470 47 × 10 －2 GPa，为同心 ·03· 陕西理工学院学报(自然科学版) 第 29 卷 图 3 偏心不耦合装药计算示意图 不耦合装药的 1 /3 左右，右侧孔壁底部压力峰值为 5． 176 52 ×10 －2 GPa，为同心不耦合装药的 3 倍左右;在 左侧孔壁底部径向速度峰值仅为 2． 273 15 ×10 －4 cm /μs， 为同心不耦合装药的 1 /2 左右，右侧孔壁底部径向速度 为 79． 265 7 × 10 －4 cm /μs，为同心不耦合装药的 18 倍 左右;在左侧孔壁底部径向加速度峰值仅为 4． 358 09 × 10 －5 cm /μs2，为同心不耦合装药的 4 /5 左右，右侧孔壁 底部径向加速度为131． 627 × 10 －5 cm /μs2，为同心不耦 合装药的 23 倍左右。 表 4 不耦合条件下同心和偏心不耦合装药孔壁压力、径向速度和加速度峰值 计算所求各峰值 同心不耦合装药 偏心不耦合装药 左 右 压力 / × 10 －2 GPa 1． 612 07 0． 470 47 5． 176 52 径向速度 / × 10 －4 cm·μs － 1 4． 498 07 2． 273 15 79． 265 7 径向加速度 / × 10 －5 cm·μs － 2 5． 701 59 4． 358 09 131． 627 从爆炸动力学观点出发，偏心不耦合装药方法，当炸药爆炸后靠近药柱一侧的孔壁必然产生裂纹。 在炸药爆轰作用完成的瞬间，在材料中产生的动态应力很大，当其动态应力大于材料的断裂强度时即产 生裂纹，裂纹扩展至动态应力小于材料的断裂强度时裂纹停止。而远离药柱一侧的孔壁，冲击波冲击、 压缩周围岩体，造成岩体局部粉碎。 5 结 论 通过利用有限元软件 ANSYS /LS-DYNA进行岩石爆破数值仿真计算，得出以下结论: (1)取不耦合系数为 3． 0 是合理的。当不耦合系数在 3． 0 以内时，孔壁受到的冲击压力以及孔壁 上节点的径向速度和加速度的峰值随不耦合系数增大急剧下降;当不耦合系数 Kd 超过 3． 0 时，各量值 峰值随不耦合系数增大而下降缓慢。 (2)偏心不耦合装药爆破在孔壁产生明显的偏心效应。在进行光面、预裂爆破 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 时，应该尽量使 最大应力作用在开挖岩体上，避免最大应力作用在需要保留岩体一侧。这样一方面可以将更多的炸药 爆炸能量作用在需要破碎的岩石上，充分利用炸药材料，提高经济效益，另一方面可以使保留岩体受到 最小程度的损伤破坏。 ［ 参 考 文 献 ］ ［1］ 王庆国．隧道岩石爆破理论研究与数值模拟［D］．成都:西南交通大学，2008． ［2］ 蒲传金，张志呈，郭学彬，等．不耦合装药爆破对孔壁岩石损伤破坏的声波分析［J］．中国钨业，2006，21(1) :19-22． ［3］ 蒲传金．偏心不耦合装药爆破试验研究［J］．化工矿物与加工，2007(4) :30-32． ［4］ 史瑾瑾，张志呈，肖正学，等．偏心不耦合装药爆破对岩石损伤的试验研究［J］．露天采矿技术，2006(1) :32-35． ［5］ 戴俊．岩石动力学特性与爆破理论［M］．北京:冶金工业出版社，2002． ［6］ 赵海鸥． LS-DYNA动力分析指南［M］．北京:兵器工业出版社，2003． ［7］ 李裕春，时党勇，赵远． ANSYS10． 0 /LS-DYNA基础理论与工程实践［M］．北京:中国水利水电出版社，2006． ［8］ 杨军，金乾坤，黄风雷．岩石爆破理论模型及数值计算［M］．北京:科学出版社，1999． ［9］ 宇文慧鑫．炮孔双介质不耦合装药断裂控制爆破理论研究与数值模拟［D］．太原:太原理工大学，2006． ［10］ 王庆国，庞旭卿，何章义．马蹄形隧道掏槽爆破三维数值模拟［J］．四川理工学院学报:自然科学版，2010，23(6) : 745-749． ［11］ 王志亮，李永池．工程爆破中径向水不耦合系数效应数值仿真［J］．岩土力学，2005，26(12) :1926-1930． ［责任编辑: 李 莉］ (下转第 43 页) ·13· 第 5 期 袁光英，王庆国 不耦合装药爆破效应数值分析 ［ 参 考 文 献 ］ ［1］ 刘庆元，陶佩枫．基于 ArcGIS Engine的地图编辑软件的设计与实现［J］．计算机时代，2008(3) :23-25． ［2］ 邱建康．基于 AutoCAD的 ArcGIS空间数据库互操作实现［J］．城市勘测，2010(5) :54-56． ［3］ 孔毅，张志强，赵崇亮．基于 ArcGIS的 CAD数据入库研究［J］．测绘通报，2010(5) :54-56． ［4］ 任东风，徐立军，才艺． CAD到 ArcGIS数据转换问题［J］．辽宁工程技术大学学报:自然科学版，2010，29(s) :25-27． ［5］ 万明民，顾景文． AutoCAD图形数据格式的分析［J］．工程图学学报，2004，25(1) :34-36． ［6］ 金靖．基于 ArcGIS Engine的地理信息系统二次开发原理和方法［J］．测绘与空间地理信息，2012，35(3) :46-49． ［7］ 谢祖明．基于 CAD数据生产 ArcGIS制图数据的研究与应用［J］．测绘与空间地理信息，2012，35(8) :121-123． ［8］ 谢江平，邹自力． CAD矢量数据向 ArcGIS转换的方法［J］．地理空间信息，2010，8(4) :130-132． ［责任编辑:谢 平］ Ｒesearch and application on the data conversion from AutoCAD to ArcGIS WANG Li-li1， GAO Xin-cheng2， TIAN Xiao-yu3 (1． School of Computer ＆ Information Technology，Northeast Petroleum University，Daqing 163318，China; 2． Modern Education Technique Center，Northeast Petroleum University，Daqing 163318，China; 3． International Cooperation Place，Northeast Petroleum University，Daqing 163318，China) Abstract: This paper analyzed the data format of the CAD and ArcGIS，introduced several methods of data conversion，and pointed out the problems existing in data conversion． Then it elaborated on how to use the GP tools of ArcGIS to construct application model and realize automation transformation form CAD data to Geo- database database． This method has been applied to the actual project and achieved the good effect． Key words: AutoCAD; ArcGIS; data conversion (上接第 31 页) Numerical analysis on decoupling charge blasting effect YUAN Guang-ying1， WANG Qing-guo2，3 (1． Shaanxi Ｒailway Institute，Weinan 714000，China; 2． MOE Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering，Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031，China; 3． School of Civil Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China) Abstract: Decouple charge is one of the major approaches of modern blasting technology in applica- tion． In the paper，numerical calculation on blasting under the condition of different decouple coefficient and comparative analysis between eccentric and concentric decouple charge are done by using the finite element program ANSYS /LS-DYNA． The results show that the decouple coefficient of 3． 0 is reasonable，and eccentric decouple charge produces obvious eccentric effect． Key words: decouple coefficient; numerical calculation; eccentric decouple charge; eccentric effect ·34· 第 5 期 王莉利，高新成，田晓宇 AutoCAD到 ArcGIS数据转换方法的研究与应用