定向斷裂控制爆破的空孔效應實驗分析*

岳中文,郭 洋,許 鵬,王 煦,宋 耀

(中國礦業(yè)大學(北京)力學與建筑工程學院,北京100083)

定向斷裂控制爆破的空孔效應實驗分析*

岳中文,郭 洋,許 鵬,王 煦,宋 耀

(中國礦業(yè)大學(北京)力學與建筑工程學院,北京100083)

采用新型數(shù)字激光動態(tài)焦散線實驗系統(tǒng),對爆炸荷載作用下空孔周圍的動應力場分布及空孔對爆生主裂紋擴展行為的影響進行了研究。研究結果表明,在空孔周圍強應力場的影響下,2條相向擴展的爆生主裂紋逐漸向空孔處偏轉,并在空孔處貫通;空孔附近的主應力方向與炮孔連心線夾角基本穩(wěn)定在約12°,增大空孔尺寸對空孔附近的主應力方向影響不明顯;爆炸應力波與空孔相互作用,產(chǎn)生反射拉伸波,改變了主裂紋尖端的應力場,降低了主裂紋的擴展速度,且空孔直徑越大,主裂紋的擴展速度越低;當爆生主裂紋擴展到空孔附近時,主裂紋尖端動態(tài)應力強度因子再次出現(xiàn)上升的趨勢。

爆炸力學;定向斷裂控制爆破;爆破裂紋數(shù)字激光動態(tài)焦散線;空孔;爆破裂紋

在井巷掘進施工中,鉆爆法由于對地質條件的適應性強,施工成本低、速度快,操作工藝簡單,因而在施工中應用廣泛。采用傳統(tǒng)爆破的方法進行施工時,往往會造成較大的超挖或欠挖,不僅增加了后期噴漿作業(yè)的費用,也增加了圍巖的損傷,降低了圍巖的穩(wěn)定性[1]。為此,國內(nèi)外學者提出了很多定向斷裂控制爆破的方法。其中,通過在裝藥孔間設置空孔來實現(xiàn)定向斷裂爆破的效果已在工程實踐中被人們所證實,并且取得了較好的效果。該方法主要是利用空孔的影響,使爆生主裂紋方向偏向空孔方向,從而實現(xiàn)定向斷裂,空孔的這種作用也被稱為“空孔效應”[2]。

長期以來,一 些學者 對“空孔效應”進行了 大量的 研究。B.B.Mohanty[3-4]最 先提出 了在裝 藥孔間 設置空孔來達到控制爆破裂紋擴展的方向,并隨后通過 實 驗 和 現(xiàn)場測試進 行 了 證 明。Y.Nakamura等[5]進行了爆破裂紋擴展控制實驗,并對普通空孔和在空孔兩側切槽對爆生裂紋擴展的影響進行了分析。S.H.Cho等[6]采用數(shù)值模擬和實驗相結 合 的 方 法 對 空 孔 的 定 向 斷 裂 效 果 進 行 了 研 究。 劉 優(yōu) 平 等[7]從理論上對空孔的作用機理進行了分析。畢謙等[8]采用動光彈法對空孔附近的動應力分布情況進行了研究,認為空孔壁附近 的 動 拉 應 力 集 中 是 誘 發(fā) 主 裂 紋 沿 空 孔 方 向 運 動 的 主 要 原 因。文 梼 等[9]采 用 LSDYND 2D 數(shù)值 軟件利 用不同 空孔參 數(shù)對空 孔導向 作用的 影響進 行了研 究。姚 學鋒等[10]等 采用 焦 散 線實驗方法研究了爆炸應力波對裂紋和空孔的作用,并得出了裂紋尖端應力強度因子及空孔周圍應力場隨時間的變化規(guī)律。然而由于爆炸荷載的瞬時性、爆炸作用的復雜性等原因,人們對含空孔時爆生裂紋擴展規(guī)律的研究還十分有限,存在很多的不足。因此,研究爆炸荷載下空孔的作用機理及其與爆生裂紋的相互作用關系具有重要的意義。

本文中采用新型數(shù)字激光動態(tài)焦散線實驗系統(tǒng),以有機玻璃板(PMMA)為實驗材料,對兩孔同時起爆時的“空孔效應”進行了研究,分析了在爆炸應力波作用下不同尺寸空孔周圍應力場的變化及其對爆生主裂紋擴展行為的影響規(guī)律。研究結果表明,在空孔周圍強應力場的影響下,2條相向擴展的爆生主裂紋逐漸向空孔處偏轉,并在空孔處貫通;爆炸應力波與空孔相互作用,產(chǎn)生反射拉伸波,改變了主裂紋尖端的應力場,降低了主裂紋的擴展速度,當爆生主裂紋擴展到空孔附近時,主裂紋尖端動態(tài)應力強度因子再次出現(xiàn)上升的趨勢。

1 實驗測試原理

在爆炸荷載作用下,爆炸應力場中爆炸壓力脈沖主要以壓縮波和剪切波這2種體波形式傳播,由于2種波的共同作用,在介質中任意一點產(chǎn)生正應力和切應力,即爆炸應力場為復合型,因而介質中的裂紋可視為復合型裂紋。對于動態(tài)焦散線測試方法,由其測試原理可知,裂紋尖端的復合應力強度因子可表示成:

式 中 :Dmax為 復 合 型 裂 紋 尖 端 焦 散 斑 最 大 直 徑 ,z0為 參 考 平 面 到 物 體 平 面 的 距 離 ,c為 材 料 的 應 力 光 學常 數(shù) ,deff為 試 件 的 有 效 厚 度 ,μ為 應 力 強 度 因 子 的 比 值 ,g為 應 力 強 度 數(shù) 值 因 子 ,KⅠ為 Ⅰ 型 動 態(tài) 應 力 強度 因 子 ,KⅡ為 Ⅱ 型 動 態(tài) 應 力 強 度 因 子 。 因 此 ,對 于 給 定 的 實 驗 系 統(tǒng) ,z0、c、deff為 已 知 的 確 定 常 數(shù) ,僅 需測量焦散斑的最大直徑就可以確定裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子的大小。

由文獻[11]可知,在雙孔爆炸作用下,空孔周圍的受力情況可簡化為圖1所示,圖2給出了空孔周圍焦散斑的形狀及其尺寸。在雙向拉伸應力場作用下,空孔附近的焦散斑特征尺寸D與荷載之間的關系可表示為:

式中:p-q為空 孔周圍 的主應 力差值 ,RB為空孔的 半 徑 ,D 為 空 孔 周 圍 焦 散 斑 的 特 征 長 度,其 余 參 數(shù) 與式(1)相同。

圖1 空孔的受力示意圖Fig.1 Force diagram of empty hole

圖2 空孔周圍的焦散線Fig.2 Caustics around empty hole

2 新型數(shù)字激光動態(tài)焦散線實驗

2.1 實驗描述

實驗選用有機玻璃板(PMMA)作為實驗材料,具有較高的光學常數(shù),且光學各向同性,產(chǎn)生單焦散曲線,可以提高實驗結果的準確度,其動態(tài)力學參數(shù)由文獻[12]中實驗測得。圖3表示實驗模型試件示意圖。試件尺寸為400 mm×300 mm×5 mm,2個炮孔位于試件的中央,間距為120 mm,炮孔直徑為6 mm,單孔裝藥量為140 mg。為模擬實際施工中的切槽炮孔,在每個炮孔上沿2個炮孔連心線方向精確切割2個對向的切槽,切槽角度為60°,切槽深度為1 mm?？湛孜挥?個炮孔連心線的中間位置。實驗設計3種方案:(1)無空孔(即空孔直徑為0);(2)空孔直徑為6 mm;(3)空孔直徑為8 mm。

實驗時,在炮孔中裝藥并預先插入一組探針,探針與高壓起爆裝置相連,高壓起爆裝置通過預先充電再放電產(chǎn)生電火花引爆炸藥。本實驗中采用同時起爆方式,高速數(shù)碼相機在起爆前事先開啟,對爆炸整個過程進行記錄。此外,為防止炸藥產(chǎn)生的碎片對兩側的透鏡造成損壞,在模型兩側分別放置2塊透明的有機玻璃板進行防護。

圖3 實驗模型試件示意圖Fig.3 Schematic diagrams of experimental specimen models

2.2 實驗光路及設備

圖4所示為實驗光路示意圖。圖5所示為新型數(shù)字激光動態(tài)焦散線實驗系統(tǒng)。該系統(tǒng)改進了傳統(tǒng)的多火花式焦散線實驗系統(tǒng),用高速數(shù)碼相機和激光光源分別取代傳統(tǒng)的多幅式膠片相機和多火花式點光源,具有拍攝幅數(shù)多、效果好;實驗受環(huán)境影響小、系統(tǒng)誤差低;實驗圖片易于進一步處理等特 點[13]。 實 驗 采 用 的 高 速 數(shù) 碼 相 機 為 日本生產(chǎn)的 Fastcam-SA5(16 G)型彩色高速數(shù)碼相機,其最大拍攝速度可達106s-1,能夠滿足對爆炸現(xiàn)象的超動態(tài)測試要求。實驗采用的光源為綠色激光光源,其波長位于數(shù)碼相機的最敏感光波波長范圍內(nèi)。同時,為配合不同實驗需求,光源還配有調節(jié)旋鈕,光強可在0~200 m W間調節(jié)。本實驗的相機拍攝速度為3×105s-1,拍攝照片的分辨率為256×64 pixels,泵浦激光器功率為60 m W。

圖4 實驗光路示意圖Fig.4 Schematic diagrams of experimental optical system

圖5 新型數(shù)字激光動態(tài)焦散線實驗系統(tǒng)Fig.5 New-type digital laser dynamic caustics experimental system

3 實驗結果及分析

3.1 爆生主裂紋擴展軌跡

圖6表示空孔直徑分別為0、6和8 mm 的模型試件爆破實驗結果圖。從圖6中可以看出,空孔對爆生主裂紋的擴展軌跡影響很大,具有明顯的導向作用。當炮孔間無空孔時,如圖6(a)所示,由于在炮孔上預先設置了雙向切槽,雙孔同時起爆后,從2個炮孔處沿切槽方向產(chǎn)生2條爆生主裂紋A1、A2,并相向擴展,當2條主裂紋A1、A2相遇時,由于對方已形成的裂紋成為了新的自由面,導致裂紋發(fā)生偏轉并移向對方已有裂紋,最終在2炮孔間形成相互勾連的形狀。當炮孔間有空孔時,爆生主裂紋沿切槽方向優(yōu)先擴展,當爆生主裂紋運動到接近空孔時,由于空孔的作用,爆生主裂紋與空孔相貫通,裂紋擴展基本呈直線,定向斷裂效果明顯好于無空孔爆破。這點對于工程爆破尤為重要,它表明了在周邊眼定向斷裂控制爆破中,在兩炮孔連線方向上增設空孔,有利于爆生主裂紋沿空孔方向運動,并最終在空孔處相互貫通,從而減少對爆破圍巖的損傷,實現(xiàn)精細化定向斷裂控制爆破,而且空孔越大,爆破效果越明顯。

圖6 實驗結果圖Fig.6 Patterns of experimental results

3.2 空孔周圍應力場的變化

圖7所示為空孔直徑分別為0、6和8 mm 的空孔周圍焦散斑。

從圖7可以看出,起爆初期,由于切槽炮孔的影響,爆炸應力波在切槽處產(chǎn)生應力集中,裂紋優(yōu)先沿切槽方向擴展形成爆生主裂紋。當空孔直徑為0 mm時,在爆炸應力波與運動裂紋的相互作用和運動裂紋與運動裂紋的相互作用下,裂紋尖端附近形成復雜的動應力場;當空孔直徑為6 mm 時,爆炸應力波在20μs時到達空孔,并與空孔產(chǎn)生相互作用,在兩炮孔連心線上的空孔邊緣處產(chǎn)生了應力集中,表現(xiàn)為在空孔邊緣出現(xiàn)“月牙形”的焦散斑,焦散斑圖像上具有2個特征點,特征點的連線經(jīng)過空孔圓心。隨著爆炸應力波在空孔處產(chǎn)生反射、繞射等作用,空孔周圍的焦散斑也隨之繞空孔運動,大小不斷發(fā)生變化?？湛字車股叩奶卣鞒叽绾头较虻倪@種變化直觀反映了爆炸應力波作用下空孔周圍的應力集中程度和動應力場的變化;當空孔直徑為8 mm 時,在相同的時刻,空孔周圍的焦散斑陰影區(qū)明顯比6 mm空孔周圍的焦散斑陰影區(qū)大,其空孔周圍焦散斑的特征尺寸更大,空孔周圍的應力集中程度也更強,說明增大空孔直徑有利于增強空孔周圍的動應力場,有利于提高空孔對運動裂紋的導向控制作用。

圖8~9分別表示爆炸荷載下不同尺寸空孔周圍主應力差值及其夾角隨時間變化曲線。空孔附近主應力差值的變化表征了空孔附近應力場的強弱,空孔附近兩焦散斑特征點的連線和2個炮孔連心線間的夾角θ表征了主應力場方向以及應力集中區(qū)域的變化。從圖8可以看出,空孔周圍的主應力差值在主裂紋擴展過程中表現(xiàn)為振蕩變化,并在裂紋靠近空孔時迅速增大的特點。在80~126μs之間, 6 mm空孔周圍應力場的主應力差值由1.72 MPa增大到6.80 MPa,增加了5.08 MPa;8 mm 空孔周圍應力場的主應力差由1.87 MPa增大到8.55 MPa,增加了6.68 MPa,較6 mm 空孔周圍應力場的主應力差提高了30%,說明了隨著爆炸應力波與空孔的相互作用,大直徑空孔周圍應力場的主應力差值更大,表現(xiàn)出更強的應力集中特性?？湛字車股咛卣鼽c的連線和兩炮孔連心線間的夾角θ隨時間的變化情況如圖9所示。夾角θ隨空孔周圍應力場的變化而呈現(xiàn)逐漸振蕩上升的趨勢,并在12°左右趨于穩(wěn)定。對于不同的空孔直徑,夾角θ的變化趨勢和大小基本相同,說明空孔直徑對主應力方向θ的影響不明顯,且當裂紋擴展到空孔附近時,空孔附近主應力方向與2個炮孔連心線的夾角大致穩(wěn)定在12°。

圖8 空孔周圍主應力差值時程曲線Fig.8 Histories of difference between the two principal stresses around empty holes

圖9 空孔周圍夾角時程曲線Fig.9 Histories of of the included angles around empty holes

3.3 爆生主裂紋擴展速度的變化規(guī)律

圖10所示為不同空孔直徑下爆生主裂紋的擴展速度隨時間變化曲線。從圖10可以看出,在炸藥爆炸后的33.3μs內(nèi),3組實驗中的爆生主裂紋的擴展速度均快速上升并達到最大值(空孔直徑為8 mm時左側爆生主裂紋C1的擴展速度達到最大值的時間為t=23.3μs,這可能是由于起爆時間控制不精確及測量時的測量誤差等原因造成的),此后,3組實驗中的爆生主裂紋的擴展速度均出現(xiàn)劇烈下降,并在7μs后下降到最低值。其中,無空孔時的爆生主裂紋的擴展速度最低為245.6 m/s,是最大值的41%,空孔直徑為6和8 mm 時的爆生主裂紋幾乎停止擴展,其擴展速度最低分別為0和78 m/s。隨后,3組實驗中的爆生主裂紋的擴展速度再次上升,并開始不斷振蕩下降,直到裂紋止裂。

圖10 爆生主裂紋擴展速度時程曲線Fig.10 Propagation velocity histories of the blast-induced cracks

炮孔間有空孔時的雙孔爆破爆生主裂紋的擴展速度在t=33.3~40μs之間出現(xiàn)劇烈下降,甚至停滯的狀態(tài),這主要由2個原因引起的。一方面,從焦散斑系列圖片中可以看出,在t=33.3μs時,從炮孔處的產(chǎn)生的S波與從異方炮孔處產(chǎn)生的P波進行波形耦合,并與運動的爆生主裂紋相互作用,但是由于S波對同向運動的主裂紋起促進的作用,而P波對相向運動的主裂紋擴展起阻礙作用,因此,隨著P波波峰向主裂紋傳播,爆生主裂紋的擴展速度迅速下降。隨后,隨著 P波與S波的繼續(xù)傳播,P波波峰逐漸遠離主裂紋尖端,對主裂紋擴展的影響逐漸減弱,S波的作用逐漸增強,因此,爆生主裂紋的擴展速度再次上升,并繼續(xù)沿原方向運動。另一方面,炮孔間有空孔時,從炮孔處產(chǎn)生的P波在空孔處產(chǎn)生反射拉伸PP波也在裂紋尖端處與P波和S波進行波形耦合,從而增強了阻礙主裂紋向前擴展的P波的能量,相對削弱了促進主裂紋向前擴展的S波的能量,因此,主裂紋的擴展速度下降更劇烈。

從圖10中還可以看出,無空孔時爆生主裂紋擴展的最大速度為610 m/s,空孔直徑為6 mm 時主裂紋擴展的最大速度為535 m/s,較無空孔時下降了12%,而空孔直徑為8 mm 時主裂紋的最大速度僅為450 m/s,較無空孔時下降了26%。同時,從圖7中也可以看出,在t=120μs時,無空孔時的2條主裂紋已經(jīng)相遇,空孔直徑為6 mm 時的2條主裂紋剛運動到空孔處,而空孔直徑為8 mm 時的2條主裂紋還沒有擴展到空孔處。

隨著空孔直徑的增大,爆生主裂紋在擴展過程中的最大速度及擴展的平均速度均有明顯下降。這是因為垂直于空孔傳播的P波在遇到空孔后反射產(chǎn)生PP波,增大空孔直徑,使反射PP波的能量增強,阻礙主裂紋擴展的能量相對增強,促進主裂紋擴展的能量相對減弱,主裂紋的擴展速度降低?？湛椎倪@種作用也增強了空孔對爆生主裂紋擴展方向的引導性,保證了爆生主裂紋沿空孔方向運動。

3.4 爆生主裂紋裂尖端動態(tài)應力強度因子的變化規(guī)律

圖11所示為不同空孔直徑下爆生主裂紋尖端應力強度因子隨時間的變化曲線。

圖11 不同空孔直徑下爆生主裂紋尖端應力強度因子時程曲線Fig.11 Histories of dynamic stress intensity factors under different diameters of empty hole

從圖11可以看出,受爆生主裂紋尖端動應力場變化的影響,3組實驗中,爆生主裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子呈先快速增大后減小不斷振蕩變化的特點。與裂紋擴展速度相似,3組實驗中,裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子在起爆后的t=33.3μs時均出現(xiàn)劇烈下降,并在t=40μs附近達到最低點。無空孔時,爆生主裂紋A1尖端動態(tài)應力強度因子在t=26.7μs時達到最大值2.37 MN·m-3/2,然后下降,并在t=43μs時達到最低值1.3 MN·m-3/2,然后開始振 蕩,并 在 裂 紋 擴展末期逐漸 降 低 至零。當 炮 孔間空孔直徑為6和8 mm時,爆生主裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子在t=40μs附近也達到最低值,分別為1.21和0.87 MN·m-3/2,但有空孔時,爆生主裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子再次上升并達到的最大值較無空孔時要高很多。無空孔時爆生主裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子再次達到的最大值僅為第1次峰值的75%,而空孔直徑為6和8 mm 時相應的動態(tài)應力強度因子為第1次峰值的94%和91%,其值分別為2.16和2.23 MN·m-3/2,這主要因為無空孔時,由于爆炸應力波的衰減,推動爆生主裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子再次上升的能量較少,而炮孔間有空孔時,由于在空孔處產(chǎn)生的反射PP波和PS波與裂紋尖端附近的應力波發(fā)生波形耦合,增強了裂紋尖端的動應力場,延長了應力波對裂紋擴展的作用時間。在炮孔間空孔直徑為8 mm時裂紋尖端的動態(tài)應力強度因子在裂紋擴展后期甚至出現(xiàn)明顯上升趨勢,這說明隨著空孔直徑的增加,空孔周圍的應力集中程度更加明顯,爆炸應力波在空孔處反射形成的反射 PP波、PS波、SP波和 SS波延長了爆炸應力波在裂紋尖端的作用時間,增強了空孔對爆生主裂紋尖端擴展方向的控制作用,迫使爆生主裂紋向空孔處擴展,達到精確控制定向斷裂爆破的目的。

4 結 論

(1)由于空孔的應力集中效應、自由面效應和卸壓效應,爆生主裂紋在擴展過程中逐漸向空孔發(fā)生偏轉,并最終在空孔處貫通,說明空孔具有很好的導向作用。

(2)爆炸應力波與空孔相互作用,在與2個炮孔的連心線成12°的方向產(chǎn)生應力集中,形成強拉伸應力場,且空孔尺寸與應力場的大小關系明顯,與應力集中的方向關系不明顯。

(3)爆炸應力波在空孔處產(chǎn)生反射波,與爆生主裂紋周圍的應力波相互疊加,改變了主裂紋尖端的應力場,降低了相向運動的爆生主裂紋的擴展速度,且空孔尺寸越大,主裂紋的擴展速度越低。

(4)增大空孔直徑,有利于增強爆炸應力波在空孔處的反射,使爆生主裂紋尖端的動應力場明顯增強,主裂紋尖端動態(tài)應力強度因子再次出現(xiàn)明顯上升趨勢,同時,延長了爆炸應力波對運動裂紋的作用時間。

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Analysis of empty hole effect in directional fracture controlled blasting

Yue Zhong-wen,Guo Yang,Xu Peng,Wang Xu,Song Yao
(School of Mechanics&Civil Engineering,China University of Mining&Technology, Beijing 100083,China)

A new experimental system of digital laser dynamic caustics was used and the distribution of dynamic stress field around empty holes and the influence of empty holes upon the main cracks expanding under the blasting loading were studied.Experimental results show that two blast-induced main cracks,which were oppositely expanding,deflected gradually to empty hole under the strong stress and penetrated empty hole.The angle between the principal stress direction and the line of two blasting holes center near the empty hole kept about 12°,and the principal stress direction did not change with the size of empty holes increasing;the interaction between explosive stress waves and empty holes produced reflective stretching waves,changed the stress field at the main crack tips,reduced expanding velocity of the main crack.The larger the diameter of empty hole was,the lower the main crack propagation velocity was.When the blast-induced main cracks expanded to empty hole,the dynamic stress intensity factor at crack tips appeared to rise again.

mechanics of explosion;fracture controlled blasting;digital laser dynamic caustics;empty hole;blast-induced cracks

O383.2國標學科代碼:1303520

:A

10.11883/1001-1455-(2015)03-0304-08

(責任編輯 王易難)

2013-09-24;

:2014-01-06

:國家 自然科學基 金項目(51374210,51134025);中央 高校基本科 研業(yè)務費項 目(2009QL15)

:岳中 文(1975— ),男,博士,副教授,zwyue75@163.com。