爆破中双线型聚能药包最佳成缝角度

尤元元; 崔正荣; 张西良; 游帅; 康一强; 肖成龙; 鲁非相

doi:10.11883/bzycj-2022-0081

爆破中双线型聚能药包最佳成缝角度

doi: 10.11883/bzycj-2022-0081

尤元元^{1, 2,},
崔正荣^3, ,,
张西良³,
游帅^{1, 2},
康一强^{1, 2},
肖成龙^{1, 2},
鲁非相^{1, 2}

1.
中国矿业大学(北京) 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京 100083
2.
中国矿业大学(北京) 力学与建筑工程学院，北京 100083
3.
中钢集团马鞍山矿山研究总院股份有限公司，安徽马鞍山 243000

基金项目: 国家自然科学基金（51934001）

详细信息

作者简介:
尤元元（1993－　），男，博士研究生，990925905@qq.com

通讯作者:
崔正荣（1975－　），男，硕士，高级工程师，cuizr2005@126.com

中图分类号: O389
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出版历程
- 收稿日期: 2022-03-04
- 修回日期: 2022-05-30
- 网络出版日期: 2022-06-01
- 刊出日期: 2023-02-25

Optimum seam forming angle of bilinear shaped charge in engineering blasting

YOU Yuanyuan^{1, 2
,},
CUI Zhengrong^{3
, ,},
ZHANG Xiliang³,
YOU Shuai^{1, 2},
KANG Yiqiang^{1, 2},
XIAO Chenglong^{1, 2},
LU Feixiang^{1, 2}

1.
State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering, China University of Mining and Technology (Beijing), Beijing 100083, China
2.
School of Mechanics and Civil Engineering, China University of Mining and Technology ( Beijing), Beijing 100083, China
3.
Sinosteel Maanshan General Institute of Mining Research Co Ltd, Maanshan 243000, Anhui, China

摘要

摘要: 为探究聚能张开角对双线型聚能药包结构炸药有效利用率和聚能效应的影响，通过瞬时爆轰假说理论对有效聚能炸药边界方程进行推导，分析不同聚能张开角聚能装药结构炸药的有效利用率；通过水泥砂浆物理模型试验，研究不同聚能张开角预裂孔成缝规律；采用LS-DYNA数值模拟软件，建立不同聚能张开角数值模型，揭示不同聚能张开角的双线型聚能结构药包射流的侵彻过程。研究结果表明聚能张开角为75°时，炸药产生聚能效应的有效利用率最大；聚能结构药包聚能槽张开角为75°时，预裂孔成缝效果明显优于聚能槽张开角为60°的聚能结构药包，沿聚能槽方向应力集中效应和侵彻深度最佳，炮孔壁上岩石单元最先达到应力峰值。针对聚能张开角为75°的双线型聚能结构药包开展了不同岩性预裂爆破现场试验，板岩和白云岩两种不同岩性，在孔距增大20%的条件下，双线型聚能预裂爆破效果优于常规预裂爆破。
- 聚能结构药包 /
- 聚能张开角 /
- 有效利用率 /
- LS-DYNA /
- 应力峰值 /
- 预裂爆破
Abstract: To explore the influences of the opening angle of bilinear shaped charge on the effective utilization rate and energy gathering effect, the boundary equation of effective shaped charge was deduced through the theory of instantaneous detonation hypothesis. The effective utilization ratio of the shaped charge structure blasting with 60°, 65°, 70°, 75°, and 80° shaped charge angles was analyzed using the visual implicit functions of SymPy package based on Python language. Through the physical model tests of single-hole Plexiglas and double-hole cement mortar, the crack formation law of pre-cracked holes with different energy-gathering opening angles was studied. Using the LS-DYNA numerical simulation software, five numerical models with energy-gathered opening angles of 60°, 65°, 70°, 75°, and 80° were established to reveal the penetration process of the bilinear energy-gathered structure charge jet and the stress evolution law of the rock unit on the blast-hole wall with different energy-gathered opening angles. The research results show that the effective utilization ratio of the shaped explosives is the highest when the energy-gathered opening angle is 75°. The pre-split hole formation effect when the opening angle of the energy-concentrating groove of the shaped charge is 75° is better than that when the opening angle is 60°, and the stress concentration effect and penetration depth along the direction of the energy-concentrating groove are the best, and the rock unit on the blast-hole wall reaches the peak stress first. The pre-split blasting field tests of two lithologies of Slate and Dolomite were carried out for the double-line shaped energy-concentrated structure charge with the energy-gathering opening angle of 75°. In two different lithologies of Slate and Dolomite, under the condition that hole spacing was increased by 20%, the double-linear pre-split blasting effect of the shaped energy is better than that of the conventional pre-split blasting.
- shaped charge structure /
- energy-gathering opening angle /
- effective utilization ratio /
- LS-DYNA /
- peak stress value /
- pre-spilt blasting

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韧性金属柱壳在高能炸药驱动下的膨胀断裂(简称外爆)是一个快速而复杂的动态过程。从炸药起爆到柱壳破坏只需数十微妙, 在此过程中柱壳经受了强加载、高应变率、大变形和复杂的加卸载。

R.W.Gurney^[1]给出了外爆下破片速度的经验公式并被广泛使用。G.I.Taylor^[2]根据高速摄影的实验图像, 提出了著名的Taylor断裂判据。C.R.Hoggatt等^[3]在回收的柱壳破片内壁面附近发现了绝热剪切带, 在Taylor思想的基础上, 提出外爆加载下在柱壳内壁面先生成剪切带并逐步向外扩展, 而后在拉应力控制下, 裂纹沿着剪切带失稳面由外向内传播的破坏机制。胡八一等^[4]对外爆中发生的剪切带进行了系统研究。胡海波等^[5]分析了柱壳破坏中出现的“单旋”剪切现象。汤铁钢等^[6]开展了一系列实验, 研究柱壳破坏的应变率效应。李永池等^[7]提出损伤演化方程, 模拟了中心线起爆方式下柱壳的破坏过程。

实验研究中, 炸药的起爆方式主要为单点起爆和平面起爆。但在理论分析和数值模拟中, 多数研究按照中心线起爆处理, 深入研究不同起爆方式对柱壳破裂影响的文章较少。本文中, 研究这3种起爆方式对柱壳破裂的影响。

1. 方法

外爆研究中, 炸药的起爆方式有3种:单点起爆、平面起爆和中心线起爆。单点起爆是指在炸药的一端插入雷管, 点燃雷管引爆炸药, 如图 1所示。平面起爆是指炸药一端各点同时起爆, 中心线起爆是指炸药柱中心线各点同时起爆。

图 1 实验装置示意图

Figure 1. Schematic of the experimental set-up

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对不同的起爆方式, 金属柱壳所经受的加载历程显然不同。但无论在理论研究还是在数值分析中, 为了便于理论推导和细化网格, 大多忽略结构的轴向影响, 把柱壳的破坏简化为二维平面应变问题, 并采用中心点起爆方式起爆炸药^[6-8]。这种简化对中心线起爆的柱壳中部是合理的, 但大部分实验采用的是单点起爆和平面起爆^[4-6]。此时这种简化是否也合理, 不同的起爆方式下柱壳所经受的加载历程又有何不同?本文中将对这些问题进行相应的数值模拟, 分析起爆方式对柱壳破裂的影响。

分别对3种不同的起爆方式, 使用Ls-Dyna软件模拟炸药爆轰驱动柱壳膨胀的过程。为了简化计算, 只计算了结构的四分之一, 计算模型如图 2。网格尺度为1 mm×1 mm×1 mm。

图 2 数值计算建模图

Figure 2. Geometry of the specimen used for simulation

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金属柱壳为4340钢, 强度采用Johnson-Cook模型:

$Y=\left(A+B \bar{\varepsilon}_{\mathrm{p}}^{n}\right)\left(1+C \ln \frac{\dot{\bar{\varepsilon}}_{\mathrm{p}}}{\dot{\bar{\varepsilon}}_{0}}\right)\left(1-\left(\frac{T-T_{0}}{T_{\mathrm{m}}-T_{0}}\right)^{m}\right)$

(1)

式中:A、B、n、C和m是材料参数; T₀为初始温度, T_m为熔点, 和分别为等效塑性应变和等效塑性应变率。4340钢的参数分别为:密度ρ=7 830 kg/m³, 体积模量K=164 GPa, 剪切模量

炸药为固态TNT, 爆轰产物采用JWL状态方程:

$p=A\left(1-\frac{\omega}{R_{1} V}\right) \mathrm{e}^{-R_{1} V}+B\left(1-\frac{\omega}{R_{2} V}\right) \mathrm{e}^{-R_{2} V}+\frac{\omega E}{V}$

(2)

式中:V为比体积, p为压力。TNT炸药的参数分别为:密度ρ=1 640 kg/m³, 爆速D=6 930 m/s, 爆压p_CJ=27 GPa, A=374 GPa, B=3.23 GPa, R₁=4.15, R₂=0.95, ω=0.3。

2. 结果与分析

柱壳轴向长度为12 cm, 分别提取柱壳内表轴向2、4、6、8和10 cm处的径向位移曲线和爆轰产物对柱壳的压力曲线, 处理数据得到炸药对柱壳内表初始单位面积的累积做功曲线。为了便于比较分析, 对累积做功曲线进行平移, 使爆轰产生的压力到达柱壳内表相应位置的时刻为零时刻。

2.1 平面起爆

平面起爆得到的曲线如图 3所示。柱壳内表所受压力载荷峰值在2 cm处由于边界效应的影响略低, 其他各处的压力峰值接近。虽然各处压力峰值接近, 但卸载速度不同。接近起爆端处, 直接接触空气, 压力到达峰值后卸载速度快, 炸药对柱壳的做功也小于远离起爆点处。在20 μs时, 8 cm处的做功是2 cm处的约1.73倍。

图 3 平面起爆的压力和累积做功曲线

Figure 3. The pressure and acting histories in planar detonation

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2.2 单点起爆

单点起爆得到的曲线如图 4所示。距离起爆点越远, 柱壳内表所受压力载荷峰值越小。因此在初期(约2 μs以前), 做功也随距离起爆点的位置越远而越小。但是由于距离起爆点近的位置, 压力卸载速度快, 因此在后期, 做功随距离起爆点的位置越远而越大。在20 μs时, 8 cm处的做功是2 cm处的约1.56倍。

图 4 单点起爆的压力和累积做功曲线

Figure 4. The pressure and acting histories in point detonation

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2.3 中心线起爆

中心线起爆得到的曲线如图 5所示。2和10 cm处的曲线几乎重合, 4、6和8 cm处的曲线几乎重合, 各处的内表压力峰值接近。在6.2 μs(压力曲线中为9.0 μs)时, 两侧稀疏波到达2和10 cm处, 此时该两处的压力, 特别是单位面积做功明显开始低于其他各处。炸药由中心线起爆后, 沿径向向外爆轰, 到达与柱壳的接触面, 冲击波在接触面反射, 向中心线会聚, 而后再向外反射传播, 在13.8 μs(压力曲线中为16.6 μs)时, 再次到达与柱壳的接触面, 二次加载柱壳。此时, 压力升高, 单位面积的做功也快速增加。这种重加载在平面起爆和单点起爆中没有出现。在20 μs时, 8 cm处的做功是2 cm处的约1.27倍。

图 5 中心线起爆的压力和累积做功曲线

Figure 5. The pressure and acting histories in centerline detonation

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2.4 不同起爆方式的差别

分别取平面起爆、单点起爆和中心线起爆下柱壳内表轴向8 cm处的数据, 对比3种不同的起爆方式下爆轰气体对柱壳作用的差异, 得到的曲线如图 6所示。

图 6 不同起爆方式的压力和累积做功曲线

Figure 6. The pressure and acting histories in different detonating methods

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由柱壳内表的压力曲线可以看出, 不同起爆方式下柱壳内表的压力载荷历程差异显著。中心线起爆对应的压力峰值最大, 其次是单点起爆, 平面起爆下的压力峰值最小。达到峰值压力后, 不同起爆方式下压力的卸载速度也存在明显差异, 峰值压力最高的中心线起爆对应的压力卸载速度最快, 其次是单点起爆, 平面起爆下柱壳内表压力卸载速度最慢。根据应力波理论分析可知, 该压力峰值的差别是由爆轰波对金属柱壳的入射角不同所造成的。中心线起爆方式下, 爆轰波对金属柱壳正入射, 爆轰波阵面平行于柱壳内表面。单点起爆和平面起爆下, 爆轰波对金属柱壳均为斜入射, 而平面起爆下入射角最大, 因此压力峰值也最小。

从做功曲线可以看出, 对轴向8 cm处的数据, 在20 μs时中心线起爆比平面起爆下的做功低3.21%。即到过程末期, 不同起爆方式引起的总做功差异不大。但是做功的累积过程却存在显著差异。在10 μs时, 中心线起爆比平面起爆下的做功低19.5%。

由以上分析可以看出, 不同起爆方式下炸药对柱壳内表的压力、做功历史差别明显。即使同一起爆方式下, 轴向不同位置的压力、做功历史也存在显著不同。因此, 在数值模拟和理论分析中, 必须考虑起爆方式和轴向位置的影响。

3. 半解耦数值方法及分析

对外爆的数值模拟中, 炸药网格占总网格的比例很大, 计算效率低下^[7-8]; 另外, 粗糙的网格划分不能描述柱壳典型破坏中出现的剪切带(实验中剪切带宽度约50 μm), 甚至不能区分两个相邻的剪切带(实验中剪切带间距约1 mm)^[5-6]; 此外起爆方式和轴向位置对柱壳破裂带来的影响也不容忽视。基于此, 本文中提出一种炸药和柱壳计算半解耦的数值计算方法。

3.1 半解耦方法

首先, 对三维模型(包括炸药和柱壳)划分较粗网格, 不引入金属柱壳的破坏模型, 得到爆轰产物对柱壳内表的压力曲线。然后, 去除炸药, 作平面应变假定进行二维计算, 划分精细网格, 将粗网格得到的内表压力曲线施加于柱壳内表面, 同时引入金属柱壳的破坏模型。这样, 一方面充分细化柱壳网格使之能模拟剪切带等破坏现象, 另一方面可以准确研究不同起爆方式下柱壳不同位置的破坏。

3.2 断裂能量耗散

设柱壳破坏过程中形成的剪切带条数为N, 产生单位面积剪切断裂面耗能为λ, 柱壳向外运动的速度为v, 柱壳的厚度为δ, 密度为ρ, 柱壳内径为r, 剪切带间距为则形成新断裂面的断裂耗能与柱壳的动能比为:

$\frac{E_{\mathrm{s}}}{E_{\mathrm{k}}}=\frac{\sqrt{2} \lambda \delta N}{0.5 \rho \delta \times 2 \pi r v^{2}}=\frac{2 \lambda}{\rho L v^{2}}$

(3)

汤铁钢等^[6]对图 2所示尺寸的装置进行实验, 使用高速摄影技术拍摄了整个膨胀过程, 使用的金属材料是钢, 密度ρ=7 830 kg/m³, 测得剪切带间距L≈1 mm, 末速度v≈1.8 km/s, 单位表面积的表面能^[8]约16 KJ/m²。计算得E_s/E_k≈0.126%, 可见断裂面的表面能所引起的能量重分配对柱壳速度的影响微乎其微, 完全可以忽略不计。

3.3 柱壳膨胀断裂过程中的塑性应变能

分析柱壳在膨胀过程中的塑性应变能, 设初始时刻柱壳内径为r₀, 外径为R₀, 末状态柱壳内径为r_f, 外径为R_f。设R₀/r₀=p, R_f/r₀=q。忽略弹性应变, 做平面应变假定, 即ε_r=-ε_θ。r方向总应变则总塑性功为:

$\begin{array}{*{20}{c}} {W_{\rm{t}}} = L\int_0^{2\pi } {\rm{d}} \theta \int_{{r_0}}^{{R_0}} 2 \sigma {\varepsilon _r}r{\rm{d}}r = \\ \frac{M \sigma\left(q^{2} \ln q^{2}-p^{2} \ln p^{2}-\left(q^{2}-p^{2}+1\right) \ln \left(q^{2}-p^{2}+1\right)\right)}{\rho_{\mathrm{m}}\left(p^{2}-1\right)} \end{array}$

(4)

式中:L为柱壳的轴向长度, ρ_m为金属的密度, σ为金属流动应力, 假设变形过程中流动应力保持恒值为柱壳总质量。

在图 2构型中, 在柱壳贯穿破坏时刻, 取q=2^[2-3], 则总塑性功W_t≈75 kJ。应该注意到, 在柱壳破坏开始之前, 已经消耗大量塑性功, 在破坏开始时刻, 取q=1.7, 则破坏开始前塑性功W_a=52 kJ。因此材料破坏过程中, 如不引入破坏模型, 带来的塑性功W_i=W_t-W_a=23 kJ。柱壳动能E_k=Mv²/2=842 kJ。总塑性功与总动能的比为8.9%, 但不引入破坏模型带来的塑性功与柱壳总动能的比仅为2.7%。所以, 破坏过程中的塑性功所引起的能量分配对柱壳速度的影响较小, 可忽略。

3.4 半解耦法计算结果

对断裂耗能和塑性应变能的分析表明, 破坏产生新断面的能量耗散和破坏过程中的塑性应变能对柱壳动能的影响较小, 可忽略。因此半解耦数值方法是合理的, 有理论依据的。采用此半解耦数值方法, 模拟图 2结构在单点起爆方式下轴向6 cm处壳体的破坏过程, 网格尺度为90 μm×90 μm。局部放大破坏图像如图 7所示, 它成功地再现了炸药驱动下柱壳膨胀断裂过程中出现的绝热剪切带。

图 7 半解耦法计算结果

Figure 7. Modeling result using semi-decoupling method

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4. 总结

采用数值模拟方法, 研究了3种不同起爆方式下爆轰气体产物对韧性金属柱壳内表的加载历程, 发现不同起爆方式下柱壳内表所经受的压力历程差别巨大, 中心线起爆峰值压力最大, 单点起爆其次, 平面起爆最小。理论分析认为, 造成这种差别的原因是爆轰波对柱壳的入射角不同。即使在同一起爆方式下, 柱壳内表轴向不同点的压力载荷历程也存在巨大差异。因此, 在理论分析和数值模拟中, 必须考虑起爆方式和轴向位置的影响。提出一种模拟炸药驱动下韧性金属柱壳膨胀破坏的半解耦数值方法, 该方法可以实现对柱壳精细网格划分条件下的破裂模拟, 并能研究不同起爆方式的影响。通过理论分析说明了这种半解耦方法的合理性。

图 1 双线型聚能爆破能量示意图

Figure 1. Schematic diagram of the energy in bilinear shaped charge blasting

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图 2 第一象限药柱炸药利用率函数模型

Figure 2. Functional model of explosive utilization ratio in the first quadrant

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图 3 不同聚能张开半角有效聚能炸药边界方程

Figure 3. Boundary of effective shaped charge to the relative half opening angle

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图 4 不同聚能张开半角炸药聚能效应有效利用率

Figure 4. Efficiency of shaped charge (γ) to the relative half opening angle (α)

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图 5 装药结构

Figure 5. Charge structure

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图 6 有机玻璃模型设置过程

Figure 6. PMMA model setup process

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图 7 药包侵彻结果

Figure 7. Results of charge package infiltration

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图 8 水泥砂浆试块

Figure 8. Cement mortar test block

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图 9 物理模型设置过程

Figure 9. Physical model setup process

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图 10 试件爆后效果

Figure 10. Effect after the test piece exploded

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图 11 试件局部损伤

Figure 11. Local damage of specimens

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图 12 双线型聚能物理模型

Figure 12. Physical model of bilinear shaped charge

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图 13 数值计算模型

Figure 13. Numerical calculation model

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图 14 张开角为60°的侵彻过程von Mises应力云图

Figure 14. Von Mises stress contour diagram of penetration process with an opening angle of 60°

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图 15 张开角为65°的侵彻过程von Mises应力云图

Figure 15. Von Mises stress contour diagram of penetration process with an opening angle of 65°

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图 16 张开角为70°的侵彻过程von Mises应力云图

Figure 16. Von Mises stress contour diagram of penetration process with an opening angle of 70°

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图 17 张开角为75°的侵彻过程Mises应力云图

Figure 17. Von Mises stress contour diagram of penetration process with an opening angle of 75°

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图 18 张开角为80°的侵彻过程von Mises应力云图

Figure 18. Von Mises stress contour diagram of penetration process with an opening angle of 80°

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图 19 炮孔壁岩石单元H33925

Figure 19. Rock unit H33925 at blast hole wall

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图 20 不同聚能张开角岩石单元H33925应力时程曲线

Figure 20. Stress-time history curves of rock element H33925 with different shaped opening angles

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图 21 现场组装过程

Figure 21. On-site assembly process

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图 22 常规预裂爆破效果

Figure 22. Effects of conventional pre-split blasts

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图 23 双线型聚能预裂爆破

Figure 23. Effects of bilinear shaped pre-split blasts

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表 1 炸药性能参数

Table 1. Explosive performance parameters

炸药类型	爆速/（m·s⁻¹）	密度/（g·cm⁻³）	爆热/（kJ·kg⁻¹）	熔点/℃	爆燃点/℃	外观
黑索金	8750	1.89	6025	205	230	白色结晶粉末

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表 2 试验爆破参数

Table 2. Test parameters

组号	类型	药包直径/mm	装药量/g	炮孔深度/mm	炮孔直径/mm	备注
1	普通	6	0.6	80	8	无需定位
2	双线型聚能	6	0.6	80	8	需定位

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表 3 水泥砂浆试件静态力学参数

Table 3. Static mechanical parameters of cement mortar

纵波波速/（m·s⁻¹）	密度/（g·cm⁻³）	抗压强度/MPa	抗拉强度/MPa	泊松比	弹性模量/GPa
1 810	2.41	5.13	0.45	0.213	7.16

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表 4 岩石材料参数

Table 4. Rock material parameters

参数符号	参数解释说明	取值	参数符号	参数解释说明	取值
${\rho }_{0}$ /（kg·m⁻³）	物质密度	2600	${p}_{\mathrm{crush}}$	孔隙压实时压力	102
G/GPa	剪切模量	28.7	${ {G}^{\mathrm{*} }_{\mathrm{c} } }$	压缩屈服面参数	0.4
f_c/MPa	单轴抗压强度	154	${{G}_{\mathrm{t}}}^{\mathrm{*}}$	拉伸屈服面参数	0.7
$N$	孔隙度指数	0.697	${X}_{\mathrm{I}}$	剪切模量缩减系数	0.5
${\beta }_{\mathrm{t}}$	拉伸应变率指数	0.0115	${D}_{1}$	初始损伤参数	0.04
${B}_{0}$	状态方程参数	1.68	${D}_{2}$	损伤参数	1
${B}_{1}$	状态方程参数	1.68	${\beta }_{\mathrm{C}}$	压缩应变率指数	0.0083
${\alpha }_{0}$	初始孔隙度	1.0	${A}_{\mathrm{f}}$	残余应力强度参数	1.62
T₁	状态方程参数	30.64	${N}_{\mathrm{f}}$	残余应力强度参数	0.6

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表 5 炸药及其状态方程参数

Table 5. Explosive and its state equation parameters

密度/（kg·m⁻³）	爆速/（m·s⁻¹）	压力/GPa	JWL状态方程参数
密度/（kg·m⁻³）	爆速/（m·s⁻¹）	压力/GPa	${A}_{\mathrm{J}}$ /GPa	${B}_{\mathrm{J}}$ /GPa	R₁	R₂	$\omega$	${E}_{\mathrm{J}}$ /GPa
1320	6690	16	586	21.6	5.81	1.77	0.282	7.38

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表 6 聚能管材料参数

Table 6. Shaped tube material parameters

ρ/(g·cm⁻³)	γ	C₁/(km·s⁻¹)	S₁	E/(GPa)	Y/MPa	H_c/MPa	n	T_m/K
2.790	2.00	5.330	1.340	27.6	265	426	0.34	775
注： $\rho$ 为红铜材料密度； $\gamma$ 为Grüneisen系数； ${C_1}$ 为应变率硬化系数； $E$ 为弹性模量； ${S_1}$ 、 $Y$ 、 ${H_{\text{c}}}$ 为材料常数； $n$ 为应变硬化指数； ${T_{\text{m}}}$ 为常态下材料的熔化温度；

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表 7 炸药性能参数

Table 7. Explosive performance parameters

炸药类型	爆速/(m·s⁻¹)	密度/(g·cm⁻³)	猛度/mm	殉爆距离/cm
震源药柱	3500	1.6	18	6

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表 8 预裂爆破参数( $H_1=12\;{\rm{m}}$ )

Table 8. Pre-split blasting parameters ( $H_1=12\;{\rm{m}}$ )

类型	直径/mm	倾角/(°)	长度/m	间距/m	填塞长度/m	线装药密度/(kg·m⁻¹)	类型
板岩碎裂岩	120	65	14	1	3	0.5	普通
板岩碎裂岩	120	65	14	1.2	3	0.5	双线型聚能
白云岩	120	65	14	1.2	3	0.8	普通
白云岩	120	65	14	1.44	3	0.8	双线型聚能

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参考文献(20)

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1. 方法
2. 结果与分析
2.1 平面起爆
2.2 单点起爆
2.3 中心线起爆
2.4 不同起爆方式的差别
3. 半解耦数值方法及分析
3.1 半解耦方法
3.2 断裂能量耗散
3.3 柱壳膨胀断裂过程中的塑性应变能
3.4 半解耦法计算结果
4. 总结

爆破中双线型聚能药包最佳成缝角度

doi: 10.11883/bzycj-2022-0081

作者简介: 尤元元（1993－ ），男，博士研究生，990925905@qq.com

通讯作者: 崔正荣（1975－ ），男，硕士，高级工程师，cuizr2005@126.com

计量

出版历程

Optimum seam forming angle of bilinear shaped charge in engineering blasting

1. 方法

2. 结果与分析

2.1 平面起爆

2.2 单点起爆

2.3 中心线起爆

2.4 不同起爆方式的差别

3. 半解耦数值方法及分析

3.1 半解耦方法

3.2 断裂能量耗散

3.3 柱壳膨胀断裂过程中的塑性应变能

3.4 半解耦法计算结果

4. 总结

计量

出版历程

目录

1. 方法

2. 结果与分析

2.1 平面起爆

2.2 单点起爆

2.3 中心线起爆

2.4 不同起爆方式的差别

3. 半解耦数值方法及分析

3.1 半解耦方法

3.2 断裂能量耗散

3.3 柱壳膨胀断裂过程中的塑性应变能

3.4 半解耦法计算结果

4. 总结

作者简介:
尤元元（1993－　），男，博士研究生，990925905@qq.com

通讯作者:
崔正荣（1975－　），男，硕士，高级工程师，cuizr2005@126.com