Simulation and experiment on cutting reinforced concrete with jet combined shield method
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摘要: 针对传统盾构刀具直接切削钢筋混凝土所产生的弊端,进行磨料水射流联合盾构刀具切削钢筋混凝土研究。通过仿真和试验探究了磨料水射流在不同横移速度下对钢筋和素混凝土的切削效果和切割机理并确定了切割钢筋混凝土的最佳横移速度。研究结果表明：磨料水射流对钢筋和混凝土的切割机理存在差异性,水射粒子对钢筋的切割贡献十分有限；混凝土的切口深度和宽度大于钢筋,对横移速度变化的敏感性小于钢筋；在高横移速度下混凝土切口损伤宽度得到扩大但并不显著、钢筋出现切割残余；切割深度随着横移速度的增加而减小,下降速度由陡变缓；10 mm/min的横移速度较好满足切割C55钢筋混凝土的要求。基于前期研究成果开展模拟盾构切削试验,分析了磨料水射流联合盾构刀具破除C55钢筋混凝土的效果、刀具损伤和参数特征。试验结果表明：磨料水射流联合盾构刀具切削能有效解决盾构刀具直接切削所产生的钢筋缠绕问题,减少了刀具损伤,控制了扭矩峰值。Abstract: The research of abrasive water jet combined with shield cutting tools in the cutting of reinforced concrete is carried out because of the disadvantages of the traditional shield cutting tools in the direct cutting of reinforced concrete. The cutting effect and mechanism of abrasive water jet on reinforced concrete and plain concrete under different moving speed are explored, and the best moving speed of cutting reinforced concrete is determined through simulation and experiment. The results show that the cutting mechanism of abrasive water jet is different from that of concrete. The contribution of water jet particles to steel cutting is limited. The depth and width of concrete incision are greater than those of steel. The sensitivity of concrete to the change of transverse velocity is less than that of steel bar. The damage width of concrete notch is enlarged but not obvious, and the cutting residues occur in the reinforcement under high transverse velocity. The cutting depth decreases with the increase of the traverse speed. The descending speed slows down. The transverse velocity of 10 mm/min can meet the requirements of cutting C55 reinforced concrete. The cutting experiment of the simulation shield machine is carried out based on the previous research results. The effect, tool damage and parameter characteristics of the abrasive water jet combined shield machine tool to break C55 reinforced concrete are analyzed, and the results are compared with those of the shell knife direct cutting. The results show that the abrasive water jet combined with shield cutter cutting can effectively solve the problem of steel winding caused by the direct cutting of shield cutter, reduce the cutter damage and control the peak torque.
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Keywords:
- tunnel excavation /
- abrasive water jet /
- shield cutter /
- reinforced concrete /
- simulation
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0. 引言
由于独特的矿物成分、形成历史和环境，天然软土在形成过程中具有一定的结构性[1]。土体的结构性是土颗粒的排列与粒间联结的综合反映，它是“21世纪土力学的核心”[2]。研究人员采用人工制备结构性土来开展土体结构性模型化研究，从而避免在单元试验或者物理模型试验中采用天然结构性土时造成取样扰动的问题，满足试验中所使用的结构性土样的结构性特征与现场基本一致的要求[3]。
为了制备出具有一定结构性的土体，研究人员进行了大量的尝试[4-5]。相比较而言，发泡聚苯乙烯（Expanded polystyrene，简称EPS）颗粒以其不改变土体本身的化学成分，对制备环境无严格要求等优势，成为制备人造结构性土的外加剂一个选择[6]。研究表明，EPS颗粒的刚度相对于土颗粒较小，其在土样中的存在相当于结构性土孔隙中所滞留的空气，使得掺入EPS颗粒的土样与具有相同孔隙比的土样的刚度、强度等工程特性不会产生较大差异。换句话说，EPS颗粒在人造结构性土中主要扮演的是孔隙的角色。而且，由于EPS颗粒憎水性和比表面积较大，EPS颗粒的加入会在土颗粒之间产生更多的孔隙，使得混合土样具备大孔隙比的特点和高含水率的潜能。另一方面，该人造结构性土样，不仅具有大孔隙比和亚稳定结构状态等结构性土特征，而且具备一定的可重复性、均匀性和易加工性，使得采用水泥和EPS颗粒制备人造结构性土的工艺被广泛认可[6]。
不难看出，人工制备结构性土通常使用水泥等作为添加剂来实现结构性黏土中颗粒之间的联结作用，并通过加入一定量和一定粒度的固体颗粒来模拟天然结构性土体的大孔隙特性，以体现土体中孔隙的排列[7]。可见，人造结构性土中的土颗粒排列和粒间胶结对于所形成的土体结构性起着决定性的作用，针对土颗粒排列和粒间胶结与土体结构性的关系应该作深入研究。然而，现有研究主要集中于土颗粒排列或者土粒间胶结对土体物理力学性质的影响[8-9]。这些研究均未涉及土颗粒排列与粒间胶结对土体结构性的影响，其研究成果无法直接应用于人造结构性土的结构性定量制备工艺中。想要制得设定结构性参数的结构性土体，则首先要明确土颗粒排列和土粒间胶结对土体的结构性影响规律及其作用机理。
为此，本文分别采用无侧限抗压强度试验和一维压缩固结试验，对不同EPS掺量及其粒径、不同水泥掺量的人造结构性土的结构性进行了研究，揭示了土颗粒排列和粒间胶结对土体初始结构性、结构性演变过程的影响规律，并从微观层面解释了作用机理。本文的研究成果不仅有助于增强对结构性土中土颗粒排列和粒间胶结作用的认识，而且为制备设定结构性参数的人造结构性土的工艺提供理论与技术指导。
1. 试验方法与材料
1.1 试验方案
本文采用EPS颗粒结合水泥的工艺制备人造结构性土，通过掺入一定含量和粒度的EPS颗粒改变土体的孔隙排列方式，从而影响土颗粒的排列特征，通过加入一定含量的水泥影响土颗粒间的胶结作用。为了研究土体颗粒排列和粒间胶结对土体结构性的影响，分别设置了不同EPS掺量及其粒径、水泥掺量对结构性影响的试验共7组，具体试验方案如表 1所示。
表 1 试验方案Table 1. Test plans试验编号 EPS掺量Ae/% EPS粒径Se/mm 水泥掺量Ac/% 备注 A 1.0 0.3~0.5 5 参考组 B 1.5 0.3~0.5 5 EPS掺量的影响 C 2.0 0.3~0.5 5 D 1.0 1~3 5 EPS粒径的影响 E 1.0 3~5 5 F 1.0 0.3~0.5 2 水泥掺量的影响 G 1.0 0.3~0.5 10 1.2 试验内容
目前表示土体结构性的参数主要分为两类：①反映土结构性的单值指标。该指标被称为土体构度指标或者初始结构性[10]。杨艳等[11]通过研究指出，土体灵敏度可以用来表示土体的初始结构状态。因此，本文采用灵敏度表示土体的初始结构性。②反映土结构性变化的参数[10]。此类结构性参数可以定量描述土体的结构性演变过程。本文采用应变（变形量）结构性参数来描述土体的结构性变化过程。
根据土工试验方法标准（GB/T 50123—2019），开展无侧限抗压强度试验获取土体的灵敏度，试验中采用应变控制并以1.6 mm/min的速率施加应变。通过一维压缩固结试验获取土体的变形结构势，试验中压缩荷载设置为50，100，200，400，800 kPa，且每级荷载施加持续至土样变形率小于0.005 mm/h。
1.3 试验材料
本次试验中使用的原料土来自中国浙江的一个建筑工地。表 2显示了这种黏性土的基本物理力学特性。
表 2 原料土和EPS基本特性Table 2. Physical properties of uncemented soil and EPS材料 液限/% 塑限/% 塑性指数/% 干密度/(g·cm-3) 天然含水率/% 无侧限抗压强度/kPa 原料土 39.15 21.75 17.4 1.82 34.95 123.3 EPS — — — 0.02~0.04 — 30~200 根据土的工程分类（GB/T 50145—2007），该原料土被分类为低塑性黏土（CL）。所使用的EPS颗粒来自于广州一家建筑公司。根据前人对EPS颗粒性质的研究[12]，试验选用球形EPS颗粒，该类EPS颗粒的基本特性如表 2所示。试验中的水泥为产自于山东青岛的标号为P.O 42.5的普通硅酸盐水泥。比表面积为352.0%，CaO为59.9%，SiO2为22.4%，Al2O3为4.2%，Fe2O3为3.5%，SO3为3.5%，MgO为3.5%，其他为3.0%。
1.4 试样制备
将原料土风干后过0.5 mm的筛子，按照试验方案，分别在土中加入设定质量的EPS颗粒、水泥，并用搅拌器搅拌均匀。需要注意的是，由于EPS颗粒密度小，粒径大于土颗粒，搅拌时需要加入适量水以使EPS颗粒能够均匀分布在土颗粒间。由于制样含水率对饱和试验样的结构状态影响可忽略不计[13]，本次试验根据原料土的最优含水率计算得到制样加水量。试样制备时，预设1.5的初始孔隙比，参考前人的样品制备方法[3]，将所需质量的混合土分3层，用击实器击实，分别制得直径为39.1 mm，高为80 mm的无侧限抗压强度试验样品和直径为61.8 mm，高为20 mm的一维压缩固结试验样品。将样品放在饱和缸中抽气饱和，在水中养护6 d，再抽气养护1 d，以获得合适的水泥强度，从而制成具有结构性的饱和原状土样。相应的重塑样由原状样进行结构破坏后重新击实并饱和。
2. 试验结果分析
2.1 颗粒排列对结构性的影响
图 1（a）展示了不同EPS掺量的人造结构性土其无侧限抗压强度曲线。图中，Ae为EPS颗粒掺量，Se为EPS颗粒粒径，Ac为水泥掺量。从图 1中可以看出，在给定EPS粒径和水泥掺量后，结构性土的原状样及其相应的重塑样的无侧限抗压强度曲线均会随着EPS掺量的增大而向右下方移动，这意味着增大EPS掺量会降低土体的无侧限抗压强度，并提高其延性。其原因是由于EPS是一种低抗压强度和高延性的材料，当这种材料作为填充物替代了部分土体，使土体孔隙增大，从而降低整个土体的抗压强度并提高土体的延性。值得注意的是，随着EPS掺量的增大，在结构性土的原状样中，无侧限抗压强度降低较多，而在重塑样中，其无侧限抗压强度降低较少。换句话说，EPS掺量的增大，主要减小了结构性土原状样的无侧限抗压强度，而对重塑样的无侧限抗压强度影响较小。这主要是因为当EPS掺量增大时，试样中的土颗粒被替代，使得土颗粒间的胶结作用减弱，从而显著降低了人造结构性土原状土样的无侧限抗压强度。当原状样被重塑后，水泥的胶结已经不再发挥作用，而且由于水泥胶结作用中的水化物附着在土团粒表面，阻断了重塑样中大部分土颗粒之间再次联结的可能，使得土体很难再形成次生结构，这样便造成重塑样的抗压强度的大小主要由EPS掺量来决定。相比较水泥的胶结作用所提供的抗压能力，不同掺量的EPS颗粒所能决定的抗压能力在土样中几乎没有太大的差异，使得重塑后土体的无侧限抗压强度几乎相同。
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图 1 结构性土无侧限抗压强度曲线Figure 1. Curves of unconfined compressive strength of structural soil图 1（b）为不同EPS粒径的人造结构性土其无侧限抗压强度曲线。与EPS掺量所造成土样的抗压强度变化趋势相似，随着EPS粒径的增大，土体的无侧限抗压强度降低，延性提高。相较于土颗粒，EPS颗粒是一种表面较为圆滑的材料，其粒径增大会使得EPS颗粒的比表面积增大，从而减弱了土颗粒之间的咬合作用，降低了土体的抗压强度。另一方面，较大的EPS粒径会使得土体中土颗粒之间的孔隙更大、更多，当施加一定的轴向压力，这些又大又多的孔隙有助于土颗粒等位置的调整，释放了变形能量，进而增大了土体的延性。有趣的是，EPS粒径的增大对减小结构性土原状样的无侧限抗压强度有较大影响，对重塑样的无侧限抗压强度几乎没有影响。究其原因，主要是EPS粒径的增大会导致试样中孔隙体积增大，使得孔隙的比表面积增大，因而在相同的水泥掺量下，土团粒表面所附着的水化物变薄，在土颗粒之间形成的胶结作用减弱，从而降低了原状样的无侧限抗压强度。在相应的重塑样中，土体的胶结作用较弱，此时土体的无侧限抗压强度的差异主要由EPS粒径控制，相较于水泥的胶结作用，EPS粒径造成的强度差异较小。
通过不同EPS掺量和粒径的结构性土的灵敏度，对其初始结构性进行比较，如图 2所示。可以发现，随着EPS掺量和粒径的增大，土体的灵敏度逐渐减小，且减小的幅度增大，表明土体的初始结构性随着EPS掺量和粒径的增大而逐渐减弱。这是因为EPS颗粒替代了样品中部分土颗粒，且与土颗粒的黏附性较差，因而较大掺量和粒径的EPS颗粒会减弱土颗粒之间的联结作用，进而降低土体的初始结构性。随着EPS掺量和粒径的增大，土颗粒间的胶结弱化越明显，使得土体的初始结构性迅速减小。
图 3（a）展示的是不同EPS掺量的结构性土压缩曲线。在不同EPS掺量的结构性土的原状样中，EPS掺量较大的土体，在初期较小应力作用下，土体变形较小，所能承受的屈服应力也较大。这主要是由于EPS颗粒具有一定的弹性，大量的EPS颗粒会在土体中形成一个弹簧体，耗散一部分压缩能量，从而使得土体在相同的压缩作用力下变形较小而难以屈服。当压缩作用应力超过相应的屈服应力后，EPS掺量较大的土体压缩性则表现的更大。这是由于EPS颗粒很容易被压缩，EPS掺量越大，其所提供的可压缩量越大，导致压缩曲线下降得更为陡峭。
不同EPS粒径的结构性土压缩曲线如图 3（b）所示。可以发现，与EPS掺量所导致的土体压缩变形特征差异类似，EPS粒径越大，土体在初期应力较小时的变形越小，土体的屈服应力越大。这是因为EPS粒径越大，EPS颗粒与土颗粒的黏附性越差，使得土体在相同压缩作用力下的体积压缩率、塑性变形和密度的增加幅度变小，而且由于EPS颗粒的弹性，其粒径较大会增大土体的回弹效应，使得土体变形更小，也较难发生屈服变形。一旦压缩应力达到土体的屈服应力，EPS粒径提供给土体压缩变形的空间，压缩变形急速增大，则出现EPS粒径越大，变形越大的现象。
图 4（a），4（b）分别对比了不同EPS掺量和粒径的土体结构性演变过程。曲线表明，土体结构性参数在压力未达到结构强度以前，压力的增长使得土体结构性参数增大。这是因为此时土体处于结构压密状态，在该阶段，土颗粒受压发生错动，但是土体结构并没有崩塌，土体的应力初期结构性因土颗粒的调整压密而增大，使得土体结构性参数有所增大[7]。之后，随着压力的增大，土体结构性参数逐渐减小并趋于稳定。这是因为此时土体处于结构破坏状态，随着压力的增大，土体在应力初期较强的结构状态被破坏，使得结构性参数明显降低。值得注意的是，结构性参数的先增大而后逐渐减小的变化过程，表明土的结构性由破坏所导致的不稳定性，在初期较大，且有突变现象，即曲线中的“峰值”[7]。该峰值的位置与土体的结构强度有很大关系，比如，随着EPS掺量的增大，土体结构强度逐渐减小，导致结构性参数的峰值位置随着EPS掺量的增大逐渐向左偏移，如图 4（a）所示。在图 4（b）中，由EPS粒径所导致的土体结构强度差异较小，因此其结构性参数的峰值的位置也较为相近。此外，加入较大掺量和粒径的EPS颗粒的试样其结构性演变曲线在上方，意味着较大的EPS掺量和粒径使得土体具有更强的应力初期结构性。这是由于初期的压缩应力小于土体屈服应力，在结构性土体原状样中，EPS颗粒的吸能减能作用显著，较大掺量的EPS颗粒耗散了更多的外荷作用，较大的EPS粒径提供给土体更强的回弹性能，使得土体能够抵抗一定的压缩应力，因而变形较小，表现为土体的结构性较强。随着压力较大，逐渐超过土体的屈服应力，此时土体结构崩解，EPS颗粒被压缩，由EPS掺量和粒径所影响的土体结构性差异较小，因而虽然EPS掺量和粒径不同，但是此时土体的结构性基本相同。
2.2 胶结作用对结构性的影响
图 5（a）展示的是不同水泥掺量的结构性土无侧限抗压强度曲线。图中，在给定EPS粒径及其掺量后，原状土样的无侧限抗压强度曲线随着水泥掺量的增大逐渐向左上方移动，这表明水泥掺量的增大使得土样的抗压强度增大，延性降低。究其原因，主要是水泥遇水发生水化反应，放出大量的热，促进了其他物理化学反应的发生，导致土颗粒之间紧密接触；而且，水化物中存有的钙离子被大量电离出来，由于电荷的吸引作用，与处于负态的土颗粒紧密结合；同时，氢氧化钙与二氧化碳接触形成碳酸钙，将土团粒包裹，导致土体强度进一步提高。换句话说，水泥水化后的产物主要凝聚成为水泥石，增强了土体的强度，但其凝结直至硬化的过程又降低了土样的延性，并且水泥掺量越大，这一特性越明显。有趣的是，在重塑样中，虽然水泥掺量不同，但是土体的抗压强度和延性都较为接近。这是因为水泥在土中发生的一系列化学反应具有不可逆性，当原有的结构被破坏，土样中的胶结作用不复存在，重塑样的抗压强度基本取决于土颗粒之间的咬合作用和较弱的联结作用；此时土体中EPS掺量及其粒径也均相同，重塑土体的延性也就基本趋于一致。
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图 5 不同水泥掺量的结构性土初始结构性Figure 5. Initial structure of structural soil with different cement contents不同水泥掺量的结构性土的初始结构性如图 5（b）所示。可以发现，随着水泥掺量的增大，土体的灵敏度逐渐增大，表明土体的初始结构性随着水泥掺量的增大而增大。水泥掺量的增大使得结构性土中水化反应剧烈，水化产物较多，土颗粒间的胶结作用更强，使得土体结构强度较大，表现为初始结构性增大，且随水泥掺量的增大快速增长。
图 6（a）展示了不同水泥掺量的结构性土压缩曲线。从图中可以看出，随着水泥掺量的增大，结构性土原状样的压缩曲线逐渐向上移动，表明水泥掺量提高了土体抵抗压缩变形的能力。这是由于较多的水化产物填充土颗粒、EPS颗粒以及土颗粒和EPS颗粒之间的孔隙，其胶结作用更能紧密地将它们联结；另一方面，水泥的化学产物具有更高的强度，使得土体整体结构性更强。当应力达到土体的屈服应力后，土体的结构被破坏，胶结作用失效，不同水泥掺量的结构性土体其压缩性基本一样，表现为压缩曲线的下降段相平行。结构性土的重塑样压缩曲线基本重合，其原因与原状样结构崩解后所表现出的压缩曲线下降段平行的原因相同。
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图 6 不同水泥掺量的结构性土结构性演变Figure 6. Structural development of structural soil with different cement contents图 6（b）对比了不同水泥掺量的结构性土结构性演变过程。图中显示，水泥掺量的增大使土体的结构性参数曲线向上移动，意味着较大的水泥掺量使土体初期结构性增大，这是由于水泥掺量的增大使土体中颗粒间的胶结作用增强，提供了更强的结构性以抵抗变形压力。当土体结构被破坏后，胶结作用较弱时，土体的结构性则迅速降低并趋于稳定，此时不同水泥掺量的土体结构性基本相一致。
2.3 颗粒排列与粒间胶结的作用机理
通过无侧限抗压强度试验和固结压缩试验分析不同EPS掺量、粒径、水泥掺量的人造结构性土的初始结构性、结构性演化过程的变化规律，仅是揭示了颗粒排列和胶结作用对土体结构性的影响，其影响机理则可以从微观层面进一步分析。对人造结构性土的原状样进行切样，风干后喷金，再采用扫描电镜，观察不同试样的结构状态。
图 7为每组试样的微观结构状态。随着EPS掺量的增大，土体的孔隙增大，如图 7（a），7（b）所示。这是由于EPS具有憎水性，与土颗粒的黏附性较差，较大的EPS掺量产生较大的孔隙，使得土颗粒之间的联结作用减弱，因此在无侧限抗压强度试验中，EPS掺量越大，土体强度越弱，初始结构性越小。在压缩固结试验中，EPS颗粒作为一种弹性材料，可以有效耗散外荷作用，EPS掺量越大，耗散的能量越多，使得土体在压缩应力较小时表现出更强的结构性。当水泥的胶结作用被破坏，EPS颗粒开始屈服时，土体的结构强度则大幅下降，并由于较多的孔隙和较大掺量的EPS颗粒被压缩而发生更大的压缩变形。比较图 7（c），7（d）可以发现，EPS粒径的增大使得土体孔隙增大，造成土颗粒之间的胶结作用减弱，在无侧限抗压强度试验中表现为土体强度降低，延性提高，初始结构性较小。另一方面，较大的EPS粒径回弹性能更强，有助于耗散部分外荷应力，使得土体在压缩过程中，应力较小时原始结构状态保持更久，表现为应力初期结构性较强，屈服应力较大。随着压缩应力增大，较大的孔隙和EPS颗粒被压缩，土体的变形增大。与EPS掺量及其粒径作用相反，随着水泥掺量的增大，土体的孔隙减小，如图 7（e），7（f）所示。这是由于水泥掺量越多，土体中发生的水化反应越剧烈，水泥的水化产物越多，土团粒之间的孔隙被填充而变小，使得颗粒之间的胶结作用增强，在结构被破坏之前表现为无侧限抗压强度高，压缩变形小，土体初始结构性和应力初期结构性较强。结构崩塌后，由于不同水泥掺量的孔隙体积差异较小，所以压缩性基本相同。可见，颗粒排列和粒间胶结对土体结构性的影响主要是孔隙大小排列和水泥的水化产物在土颗粒间形成的胶结所主导，水化产物的胶结提供给土体抗压强度和变形刚度，孔隙大小则直接影响着胶结作用的强弱和结构破坏后的变形量。
在人工制备结构性土的工艺中，掺入EPS颗粒的目的是提供给土体形成较大孔隙的可能，水泥则是通过其水化产物对土颗粒的胶结作用形成土体的结构强度。研究发现，EPS掺量及其粒径、水泥掺量均对土体的初始结构性和在小应力状态下的初期结构性有一定影响。因此，采用EPS颗粒结合水泥的方法制备人造结构性土，对EPS掺量和粒径、水泥掺量进行选择时，需要根据室内物理模型试验的要求进行测定，以便更好地符合实际工程岩土材料结构性的特点。
3. 结论
本文分别对不同EPS掺量、粒径和不同水泥掺量的人造结构性土的初始结构性和结构性演变进行了研究，通过无侧限抗压强度试验和一维压缩固结试验，揭示了颗粒排列和胶结作用对土体结构性的影响规律，再采用扫描电镜，从微观角度解释了颗粒排列和胶结作用对土体结构性影响的机理，得到3点结论。
（1）人造结构性土体的初始结构性随着EPS掺量及其粒径的增大而减小，随着水泥掺量的增大而增大。在土体结构性演变过程中，初期应力较小时，土体的结构性随着EPS掺量及其粒径、水泥掺量的增大而增大。结构破坏后，土体的结构性则与EPS掺量及其粒径、水泥掺量关系不大。
（2）较大掺量及粒径的EPS颗粒增大了土体的孔隙体积，减弱了土颗粒之间的胶结作用，从而降低了土体的初始结构性；而较大掺量的水泥产生更多的水化产物，增强了土颗粒间的胶结作用，进而提高了土体的初始结构性。在土体压缩过程中，较大掺量及粒径的EPS颗粒能够显著增强土体的回弹效应，耗散更多的外荷压力，弱化较大孔隙的压缩特性，而较大掺量的水泥也提供了更多的黏结强度，使得土体在初期应力较小时具备更强的结构性。当应力增大，土体结构被破坏，EPS颗粒的吸能减能和水化产物的胶结均不再发挥作用，此时土体的结构性趋于一致。
（3）采用EPS颗粒结合水泥的方法制备人造结构性土时，需要根据物理模型试验的要求对EPS掺量及其粒径、水泥掺量进行考虑与测定，以更好地满足工程岩土结构性的特点。另一方面，由于水泥化学反应的不可逆性以及水化产物硬化后状态稳定的特点，阻断了土体原状结构在崩解后形成较强的次生结构，从而减弱了土体的结构性。因此，针对提供土颗粒胶结作用的固结剂，建议筛选或者研制出不影响土体次生结构形成的材料。
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图 2 低横移速度下水射流冲击混凝土仿真
Figure 2. Simulation of water jet impacting concrete at low transverse velocity
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图 3 高横移速度下水射流冲击混凝土仿真
Figure 3. Simulation of water jet impacting concrete at high transverse velocity
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图 4 低横移速度下水射流冲击钢筋仿真
Figure 4. Simulation of water jet impacting steel bar at low transverse velocity
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图 5 高横移速度下水射流冲击钢筋仿真
Figure 5. Simulation of water jet impacting steel bar at high transverse velocity
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图 9 不同横移速度下素混凝土切割深度
Figure 9. Cutting depths of concrete at different transverse velocities
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图 10 不同横移速度下钢筋切割深度
Figure 10. Cutting depths of steel bar under different traverse speeds
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图 12 10 mm/min横移速度下钢筋混凝土切割深度
Figure 12. Cutting depths of reinforced concrete at traverse speed of 10 mm/min
表 1 RHT模型关键参数
Table 1 Key parameters of RHT model
本构模型参数 失效参数 A N Q0 BQ D1 D2 1.6 0.61 0.1 0.6805 0.0105 0.04 1 
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本构模型参数 失效参数 A/MPa B/MPa n C m D1 D2 D3 D4 507 320 0.28 0.064 1.06 0.1 0.76 1.57 -0.84
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表 3 材料的力学参数
Table 3 Mechanical parameters of materials
类别 弹性模量/GPa 泊松比 密度/(g·cm-3) 混凝土 35.5 0.2 2.75 钢筋 200 0.25 7.89
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表 4 试验参数
Table 4 Experimental parameters
喷嘴材料 最大流量/(L·min-1) 磨料直径/mm 粒子占比/% 蓝宝石 3.7 0.15~0.3 5 喷嘴直径/mm 靶距/mm 射流角度/(°) 射流速度/(m·s-1) 0.33 20 90 800
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