裝藥結(jié)構(gòu)對(duì)切縫藥包爆破效果影響的研究

岳中文，張士春，邱 鵬，李站飛，原 凱

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083)

切縫藥包定向爆破能夠有效控制爆炸應(yīng)力場(chǎng)的分布和爆生氣體對(duì)介質(zhì)的準(zhǔn)靜態(tài)作用及楔入作用，降低爆破對(duì)圍巖的損傷，節(jié)約成本，廣泛應(yīng)用于邊坡修整、隧道掘進(jìn)等領(lǐng)域。近些年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了相關(guān)的理論研究、實(shí)驗(yàn)研究以及數(shù)值模擬分析。羅勇等[1]采用巖石斷裂動(dòng)力學(xué)理論結(jié)合摩爾-庫(kù)侖強(qiáng)度準(zhǔn)則推導(dǎo)出初始裂紋長(zhǎng)度與切縫寬度的關(guān)系式。姜琳琳[2]分析了切縫處爆生氣體尖端的壓力峰值與切縫寬度的關(guān)系曲線，提出在炮孔直徑、徑向不耦合系數(shù)和切縫管材質(zhì)確定的前提下，理論上存在最佳的切縫寬度值。張志雄等[3]采用水泥漿沙模型實(shí)驗(yàn)得出切縫藥包的爆速值與外殼厚度的關(guān)系。張志呈等[4]研究了切縫藥包外殼材質(zhì)強(qiáng)度及其變形性質(zhì)對(duì)壓力分布規(guī)律的影響。瑞典的Langefors[5]根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸分析得出：裂紋數(shù)目隨著不耦合系數(shù)的增大而減少，不耦合系數(shù)為1.67時(shí)，爆破裂紋總長(zhǎng)度和平均長(zhǎng)度均達(dá)到最大值。李顯寅等[6]采用LS-DYNA非線性動(dòng)力分析軟件對(duì)切縫藥包的爆破過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果顯示不耦合系數(shù)為2.0時(shí)，切縫方向產(chǎn)生強(qiáng)烈的剪應(yīng)力作用促使裂紋優(yōu)先發(fā)展。肖正學(xué)等[7]采用動(dòng)態(tài)光彈法進(jìn)行多組試驗(yàn)，擬合得出炮孔沿切縫方向最大剪應(yīng)力的時(shí)程曲線和回歸公式。Wang[8]結(jié)合動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)方法和數(shù)值模擬分析，對(duì)比研究了炸藥和炮孔壁之間分別填充空氣介質(zhì)和橡皮泥介質(zhì)時(shí)切縫藥包的爆破效果。高祥濤[9]開(kāi)展了不同結(jié)構(gòu)切縫藥包爆轟波動(dòng)的高速紋影實(shí)驗(yàn)，結(jié)合數(shù)值模擬揭示了切縫藥包爆轟波動(dòng)全場(chǎng)域的演化機(jī)理。魏晨慧等[10]對(duì)不同地應(yīng)力條件下切縫藥包爆破爆生裂紋的演化規(guī)律進(jìn)行模擬研究，分析了不同地應(yīng)力條件對(duì)切縫藥包爆破效果的影響。從所查文獻(xiàn)來(lái)看，針對(duì)切縫藥包定向控制爆破的研究多基于炸藥與切縫管耦合接觸，探討管殼特性、不耦合系數(shù)、切縫寬度、填充介質(zhì)等對(duì)爆破效果的影響。實(shí)際工程中，難以做到切縫管與炸藥完全耦合，然而針對(duì)切縫管內(nèi)采用不耦合裝藥時(shí)，切縫藥包的沖擊動(dòng)力學(xué)行為和爆生裂紋的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為的研究尚不完善。

焦散線方法是目前測(cè)量動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子和材料動(dòng)態(tài)斷裂韌性的有效方法[11-12]，LS-DYNA數(shù)值模擬軟件特別適合于分析爆炸等高度非線性問(wèn)題。采用新型數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線測(cè)試系統(tǒng)與數(shù)值模擬分析相結(jié)合的方法進(jìn)行理論研究，對(duì)比探討了切縫管內(nèi)耦合裝藥與不耦合裝藥對(duì)切縫藥包爆破效果的影響，分析了兩種裝藥結(jié)構(gòu)的沖擊動(dòng)力學(xué)行為和爆生主裂紋的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，得到了動(dòng)態(tài)焦散斑、裂紋擴(kuò)展速度、動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子的變化規(guī)律和切縫藥包在不同裝藥方式下的爆破機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)原理與方法

1.1 新型數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線測(cè)試系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)采用新型數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線測(cè)試系統(tǒng)[13-14]，包括：光路系統(tǒng)、爆炸加載系統(tǒng)、高速攝像與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、起爆系統(tǒng)，如圖1所示。實(shí)驗(yàn)采用日本Photron公司生產(chǎn)的Fastcam-SA5-16G型彩色高速攝影機(jī)，拍攝速度最高可達(dá)1 000 000 fps；綠色激光光源的波長(zhǎng)為532 nm，光強(qiáng)在0～200 mW之間可調(diào)；起爆系統(tǒng)采用中科院力學(xué)研究所研制的MD-2000多通道脈沖點(diǎn)火器。實(shí)驗(yàn)時(shí)設(shè)定相機(jī)的拍攝速度為100 000 fps，曝光速率為1/2 713 000 s-1，可以最大程度地降低焦散斑重影，相片分辨率為320×192 pixels以保證足夠的視場(chǎng)記錄焦散斑的運(yùn)動(dòng)軌跡，每?jī)煞鶊D像之間的拍攝時(shí)間間隔為10 μs，激光器功率為60 mW。

圖1 新型動(dòng)態(tài)焦散線測(cè)試系統(tǒng)示意圖Fig.1 Sehematic diagram of new digital-laser dynamic caustic system

1.2 實(shí)驗(yàn)試件及參數(shù)

試件材料選用有機(jī)玻璃板(PMMA)，該材料的斷裂力學(xué)行為與脆性巖石相似[15-16]，PMMA的動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。試件示意圖見(jiàn)圖2，兩種模型的幾何尺寸均為200 mm×200 mm×5 mm，試件中心鉆一個(gè)直徑為10 mm的圓孔。切縫管采用硬質(zhì)PVC材料，耦合裝藥和不耦合裝藥時(shí)內(nèi)半徑分別為3 mm和3.5 mm，切縫寬度和厚度均為1 mm，PVC的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2。為保證不耦合裝藥位置的準(zhǔn)確性，首先在炮孔一側(cè)依次用硬質(zhì)透明膠和橡皮泥封堵，接著將切縫管和半徑為3 mm、高5 mm的圓柱形軟質(zhì)塑料管固定在炮孔中心，最后向塑料管中裝填炸藥，使炮孔、切縫管和炸藥成同心圓分布。炸藥選用糊精品的疊氮化鉛，它具有敏感度高、爆轟成長(zhǎng)快、安定性好等特點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)前1個(gè)小時(shí)從裝有酒精的棕色試劑瓶中取出晾曬，單孔裝藥量為120 mg，每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)5次。炮孔兩端用特制夾具進(jìn)行防護(hù)，同時(shí)起到避免爆生氣體過(guò)早泄出的作用。為消除應(yīng)力波在試件邊界反射的干擾，用橡皮泥作為吸波材料包裹在試件周邊。由于裝藥結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱(chēng)性，為了滿足視場(chǎng)需求，高速相機(jī)只記錄一側(cè)的焦散斑運(yùn)動(dòng)軌跡。

表1 PMMA試件的動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)[17]Tab.1 Dynamic mechanical parameters of PMMA

表2 PVC材料的物理力學(xué)參數(shù)Tab.2 Physical mechanical parameters of PVC

(a)耦合裝藥

(b)不耦合裝藥圖2 試件模型示意圖Fig.2 Sehematic diagram of experimental specimen model

2 裂紋動(dòng)態(tài)擴(kuò)展參數(shù)的計(jì)算公式

2.1 裂紋擴(kuò)展速度

動(dòng)態(tài)焦散斑的近似圓心代表每一時(shí)刻裂紋尖端的位置，從而可由數(shù)值微分中心點(diǎn)公式[18]計(jì)算得出裂紋的擴(kuò)展速度：

(1)

其中，i=1時(shí)，

(2)

i=k時(shí)，

(3)

式中：(xi,yi)是第i組焦散斑的近似圓心；Δt為每2幅焦散斑圖像的拍攝時(shí)間間隔。

2.2 裂紋尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子

(4)

式中：Dmax是裂紋擴(kuò)展方向焦散斑的最大直徑；δmax是沿著焦散線最大橫向直徑的校正因子；Z0是物體平面到參考平面的距離，實(shí)驗(yàn)取Z0=1 200 mm；Ct是材料的應(yīng)力光學(xué)常數(shù)；d為試件的有效厚度，實(shí)驗(yàn)中d=5 mm；η是入射光的收斂因子；F(v)是動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展速度的修正因子，由下式確定：

(5)

其中，

(6)

C1和C2分別為試件中縱波波速和橫波波速。裂紋未起裂時(shí)，v=0,F(v)=1。裂紋擴(kuò)展時(shí)，F(xiàn)(v)恒小于1。本文屬于爆生裂紋低速擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)，故F(v)對(duì)結(jié)果影響很小，在數(shù)據(jù)處理中取為1。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 爆生裂紋擴(kuò)展軌跡

圖3為兩種裝藥方式下，切縫藥包爆破的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。如圖所示，切縫藥包能夠?qū)崿F(xiàn)很好的定向斷裂控制爆破，切縫管內(nèi)耦合裝藥與不耦合裝藥時(shí)都會(huì)沿著切縫方向產(chǎn)生兩條平直擴(kuò)展的主裂紋，同時(shí)由于切縫管與孔壁相互擠壓，在炮孔周邊分別產(chǎn)生四條“X”交叉型裂紋，稱(chēng)為次裂紋。主裂紋A1、A2、B1、B2的長(zhǎng)度分別為58 mm、57 mm、72 mm和70 mm，次裂紋A3、A4、A5、A6與切縫方向約成60°，次裂紋B3、B4、B5、B6與切縫方向約成45°。初始爆轟波經(jīng)切縫管內(nèi)壁反射后，仍有一部分透射壓力波作用于炮孔壁，促使炮孔周?chē)纬晌⑿〉拿芗严秴^(qū)。圖3(a)、(b)顯示，不耦合裝藥比耦合裝藥形成的微小裂隙數(shù)量更少，裂隙長(zhǎng)度更短。

3.2 動(dòng)態(tài)焦散斑變化規(guī)律

圖4(a)、(b)分別是兩種裝藥方式下，裂紋尖端動(dòng)態(tài)焦散斑的系列變化圖像。可以看出，切縫藥包爆破爆生主裂紋的擴(kuò)展形式以拉伸斷裂模式為主，定向效果顯著，焦散斑形狀的動(dòng)態(tài)變化反應(yīng)了裂紋尖端應(yīng)力集中程度的強(qiáng)弱和應(yīng)變能釋放速率的快慢。初始爆轟波延切縫方向瞬間加載炮孔壁，在剪應(yīng)力和張拉應(yīng)力的共同作用下形成初始裂紋，此后爆生裂紋受復(fù)合型爆炸應(yīng)力場(chǎng)的作用繼續(xù)擴(kuò)展并且裂紋尖端逐漸滯后于應(yīng)力波。圖3裂紋中殘留的炮煙痕跡及圖4的炮煙運(yùn)動(dòng)形態(tài)表明，爆生氣體的楔入作用是爆生主裂紋持續(xù)擴(kuò)展的重要驅(qū)動(dòng)力，爆炸應(yīng)力波和爆生氣體在裂紋形成及擴(kuò)展過(guò)程中共同作用。采用耦合裝藥與不耦合裝藥時(shí)，爆生主裂紋開(kāi)始擴(kuò)展的時(shí)間均為t=10 μs，停止運(yùn)動(dòng)的時(shí)間分別為t=250 μs和t=270 μs。相同時(shí)刻，圖4(b)的焦散斑運(yùn)行軌跡略微超前于圖4(a)，并且焦散斑的面積更大。

圖3 切縫藥包爆破實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Experimental results of slotted cartridge blasting

(a)耦合裝藥

(b)不耦合裝藥圖4 不同裝藥結(jié)構(gòu)下焦散斑的系列變化圖像Fig.4 A serial of caustic shadow spot images with different charge structure

3.3 爆生主裂紋的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為分析

圖5是爆生主裂紋A1、B1的擴(kuò)展速度隨時(shí)間變化的曲線?？梢钥闯?，主裂紋A1的擴(kuò)展速度整體上小于主裂紋B1的擴(kuò)展速度，兩條曲線呈現(xiàn)出相似的變化趨勢(shì)。主裂紋A1、B1在t=10 μs時(shí)的速度分別是256.60 m/s和287.80 m/s，之后緩慢振蕩減小，在t=110 μs和t=120 μs時(shí)速度分別由189.45 m/s和194.40 m/s突然提升到247.12 m/s和278.26 m/s，最后急速振蕩減小至零。炸藥起爆后，爆炸波的能量延切縫方向轉(zhuǎn)變?yōu)榱鸭y尖端的應(yīng)變能，其中一部分用于克服擴(kuò)展阻力做功，多余的能量轉(zhuǎn)化為動(dòng)能。應(yīng)力波的波動(dòng)性變化會(huì)改變多余應(yīng)變能的釋放速率，因此在裂紋擴(kuò)展過(guò)程中，速度出現(xiàn)時(shí)而加速、時(shí)而減速的現(xiàn)象。

圖6是爆生主裂紋A1、B1尖端的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子隨時(shí)間變化的曲線?？梢钥闯?，主裂紋A1的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子整體上小于主裂紋B1的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子，并且變化趨勢(shì)相似。主裂紋A1、B1在t=10 μs時(shí)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子分別是2.56 MN/m3/2和3.15 MN/m3/2，隨著進(jìn)一步傳播，應(yīng)力波的能量逐漸衰減，裂紋尖端的應(yīng)力集中程度不斷降低，兩條曲線均呈現(xiàn)出明顯的振蕩下降趨勢(shì)，在t=110 μs和t=120 μs時(shí)它們的應(yīng)力強(qiáng)度因子分別由1.47 MN/m3/2和1.97 MN/m3/2突然提升到2.40 MN/m3/2和3.03 MN/m3/2，之后振蕩衰減。

由圖5、圖6可知，采用兩種裝藥結(jié)構(gòu)時(shí)，爆生主裂紋的擴(kuò)展速度和動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子都呈現(xiàn)先增大再減小的波動(dòng)變化趨勢(shì)，并且主裂紋B1較主裂紋A1，波峰出現(xiàn)的時(shí)間更早，峰值更高。此刻恰逢高溫高壓的爆生氣體楔入，應(yīng)力集中程度得以加強(qiáng)。采用不耦合裝藥結(jié)構(gòu)，爆生氣體受切縫管的約束作用較晚，一方面使其充分膨脹并且在切縫方向逐漸累積，另一方面使得沿徑向傳播的能量重新匯聚在切縫方向，從而加強(qiáng)了對(duì)炮孔壁的沖擊破壞效應(yīng)，致使爆生氣體的楔入時(shí)間較早。

圖5 裂紋擴(kuò)展速度隨時(shí)間變化曲線Fig.5 Relationship between crack propagation velocity and time

圖6 動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子隨時(shí)間變化曲線Fig.6 Relationship between mode I dynamic stress intensity factor and time

4 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

4.1 模型及參數(shù)

使用LS-DYNA非線性動(dòng)力分析軟件模擬切縫藥包耦合裝藥與不耦合裝藥的沖擊動(dòng)力學(xué)行為。模型的幾何尺寸與實(shí)驗(yàn)設(shè)置相同，考慮到計(jì)算精度和觀察范圍，試件的平面幾何尺寸設(shè)置為50 mm×50 mm，添加無(wú)反射邊界條件來(lái)模擬無(wú)限平面以消除邊界處反射波的干擾。圖7為模型局部放大圖，由外至內(nèi)分別代表PMMA試件、空氣、切縫管和炸藥。限于篇幅和現(xiàn)有研究，切縫藥包耦合裝藥的爆轟沖擊演化過(guò)程不再展示，只給出分析所需的相關(guān)模擬數(shù)據(jù)。

采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，結(jié)合JWL狀態(tài)方程，來(lái)模擬炸藥爆炸過(guò)程中壓力與體積的關(guān)系[20]：

(7)

式中：P為壓力；V是相對(duì)體積；E0是初始比內(nèi)能，A、B、R1、R2、ω是材料常數(shù)。

PVC管和PMMA試件均采用理想彈塑性模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC。采用MAT_NULL模型，結(jié)合EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程來(lái)模擬空氣。

模型均采用SOLID164單元，總體尺寸控制在0.5 mm。使用流固耦合的方法進(jìn)行計(jì)算，炸藥與空氣采用ALE單元, 使用多物質(zhì)算法11，切縫管和PMMA試件采用Lagrange單元，通過(guò)設(shè)置constrained_solid_in_ale實(shí)現(xiàn)流體與固體單元之間的能量交換。同時(shí)在切縫管與炮孔壁之間設(shè)置自動(dòng)面面接觸算法實(shí)現(xiàn)能量傳遞。

(a)耦合裝藥

(b)不耦合裝藥圖7 切縫藥包爆破的數(shù)值模擬模型Fig.7 Numerical simulation model of slotted cartridge blasting

4.2 切縫藥包不耦合裝藥的沖擊動(dòng)力學(xué)行為分析

圖8、圖9分別給出了切縫藥包不耦合裝藥孔內(nèi)壓力等位線的分布情況和試件中Von Mises應(yīng)力傳播過(guò)程。由圖可知，t=0.7 μs時(shí)，炸藥爆轟完全，爆轟波和爆生氣體一起開(kāi)始在空氣中運(yùn)動(dòng)。t=0.8 μs時(shí)，爆轟波抵達(dá)空氣邊緣，但并未擾動(dòng)切縫管。管壁在t=1.0 μs時(shí)由于被加載造成高度膨脹，同時(shí)產(chǎn)生朝向爆源中心的反射壓力波，但是并不強(qiáng)烈。之后爆轟波和爆生氣體沖出切縫，形成一股較強(qiáng)的氣體射流和沿著切縫管外壁的繞流。t=1.2 μs時(shí)，與切縫方向正對(duì)的炮孔壁首先受到爆轟波的沖擊作用和爆生氣體的準(zhǔn)靜態(tài)作用形成初始破壞，孔壁附近壓力急劇上升，瞬間產(chǎn)生反射壓力波，爆生氣體的楔入作用使得裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展。t=5.8 μs時(shí)，切縫管在爆炸力的推動(dòng)下與炮孔壁發(fā)生接觸，并且在與切縫方向成45°的地方優(yōu)先形成應(yīng)力集中，實(shí)驗(yàn)結(jié)果也證實(shí)在此處產(chǎn)生“X”交叉型裂紋。

圖8 孔內(nèi)壓力等位線Fig.8 Variation of pressure equipotential line of borehole interior

圖9 Von Mises應(yīng)力傳播過(guò)程Fig.9 Propagation process of Von Mises stress

圖10是炸藥邊緣在切縫方向和垂直切縫方向的壓力變化曲線。炸藥爆轟結(jié)束，切縫方向和垂直切縫方向的壓力突躍同時(shí)發(fā)生，幅值大小相等，波形重合，并有微弱的二次壓力波動(dòng)過(guò)程。這是因?yàn)檎ㄋ幉⑽磁c切縫管緊密接觸，空氣的存在使得初始爆轟波和爆生氣體沿切縫方向優(yōu)先傳播的特性得到推遲，爆轟波經(jīng)衰減后抵達(dá)切縫管，反射波的壓力大幅減小。圖11是切縫管內(nèi)部空氣域在切縫方向和垂直切縫方向的壓力變化曲線。該區(qū)域的壓力分布總體上表現(xiàn)為切縫方向的壓力小于垂直切縫方向的壓力，B2和B11測(cè)點(diǎn)的壓力曲線在初始階段趨勢(shì)一致，但是B11測(cè)點(diǎn)的二次壓力波動(dòng)峰值明顯高于B2測(cè)點(diǎn)，這是初始爆轟波和反射波疊加的結(jié)果。二次波動(dòng)是初始爆轟波傳播至切縫管內(nèi)壁后反射的壓縮波所致，這種反射波在切縫處對(duì)介質(zhì)作用的壓力明顯小于垂直切縫處的壓力。圖12是切縫管外部空氣域在切縫方向和垂直切縫方向的壓力變化曲線。B4測(cè)點(diǎn)位于切縫方向，其壓力波動(dòng)分別由初始爆轟波、爆生氣體和反射壓力波所致。該處爆轟波的壓力由于衰減而減小，而爆生氣體在切縫方向逐漸累積，壓力不斷增大，由此可見(jiàn)不耦合裝藥結(jié)構(gòu)加強(qiáng)了爆生氣體對(duì)炮孔壁的準(zhǔn)靜態(tài)作用，減弱了爆轟波的沖擊作用。B12測(cè)點(diǎn)位于垂直切縫方向，壓力波動(dòng)分別由透射的壓力波、爆生氣體沿炮孔壁與切縫管外壁的繞流和反射壓力波導(dǎo)致。分析數(shù)據(jù)得出由爆轟波和爆生氣體引起的壓力，切縫方向的峰值分別是垂直切縫方向的2.4倍和3.3倍。從傳播時(shí)間來(lái)看，同等距離處切縫方向的空氣介質(zhì)優(yōu)先產(chǎn)生劇烈擾動(dòng)，初始擾動(dòng)時(shí)間比垂直切縫方向早3 μs。圖13顯示了孔壁在切縫方向和與切縫成45°方向處受到的徑向應(yīng)力變化。B6測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力峰值大于B9測(cè)點(diǎn)，這是切縫方向能量集中且優(yōu)先釋放的效果。t=5.8 μs時(shí)切縫管作用于孔壁導(dǎo)致B9測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)二次應(yīng)力峰值，在角度、時(shí)間和數(shù)值上與A9測(cè)點(diǎn)存在差異。

圖10 炸藥內(nèi)部各測(cè)點(diǎn)壓力曲線Fig.10 Pressure curves of measuring points in explosive interior

圖11 切縫管內(nèi)部空氣域各測(cè)點(diǎn)壓力曲線Fig.11 Pressure curves of the interior air of slotted pipe

圖12 切縫管外部空氣域各測(cè)點(diǎn)壓力曲線Fig.12 Pressure curves of the external air of slotted pipe

圖13 炮孔壁各測(cè)點(diǎn)徑向應(yīng)力曲線Fig.13 Radial stress curves of measuring points in borehole wall

4.3 不同裝藥結(jié)構(gòu)爆破效果的對(duì)比分析

如圖7所示，在兩種裝藥結(jié)構(gòu)切縫方向的空氣域內(nèi)各選定5個(gè)測(cè)點(diǎn)A1～A5和B1～B5，提取壓力峰值，繪制壓力峰值-距離曲線，見(jiàn)圖14；在切縫方向的試件內(nèi)部各選定3個(gè)測(cè)點(diǎn)A6～A8和B6～B8，提取徑向應(yīng)力峰值，繪制應(yīng)力峰值-距離曲線，見(jiàn)圖15。由圖14可知，兩種裝藥方式產(chǎn)生的壓力峰值都先迅速下降，之后曲線I緩慢減小，曲線II略微升高。測(cè)點(diǎn)A1的值大于B1，這是由于耦合裝藥在切縫方向?qū)φㄋ幍募s束更強(qiáng)導(dǎo)致的。在距炸藥邊緣1.5 mm范圍內(nèi)，耦合裝藥產(chǎn)生的壓力峰值整體上大于不耦合裝藥產(chǎn)生的壓力峰值，1.5～2.0 mm范圍內(nèi)壓力分布剛好相反。采用耦合裝藥結(jié)構(gòu)，爆生氣體沖出切縫后向兩側(cè)擴(kuò)散，消耗能量，而采用不耦合裝藥結(jié)構(gòu)，切縫管對(duì)爆生氣體的約束較晚，使其充分發(fā)展，攜帶的能量更高，從而加強(qiáng)了對(duì)炮孔壁的沖擊作用。圖15也表明爆炸初期，不耦合裝藥結(jié)構(gòu)在試件的切縫方向形成更強(qiáng)的徑向應(yīng)力，定向爆破效果更好。

圖14 空氣域各測(cè)點(diǎn)壓力對(duì)比Fig.14 Pressure comparison of measuring points in air field

圖15 試件中各測(cè)點(diǎn)徑向應(yīng)力對(duì)比Fig.15 Radial stress comparison of measuring points in specimen

4.4 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

切縫藥包定向斷裂控制爆破分為兩個(gè)過(guò)程：一是炸藥起爆至爆轟波和爆生氣體作用于炮孔壁，二是炮孔壁受到強(qiáng)烈的沖擊破壞產(chǎn)生定向擴(kuò)展的動(dòng)態(tài)裂紋。通過(guò)新型數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線測(cè)試系統(tǒng)可以研究爆生裂紋的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，然而前者不易直接觀察，需要借助數(shù)值模擬再現(xiàn)切縫藥包的爆轟沖擊過(guò)程。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，主裂紋B1的初始應(yīng)力強(qiáng)度因子和擴(kuò)展速度均高于主裂紋A1。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，測(cè)點(diǎn)B5的壓力峰值和測(cè)點(diǎn)B6的應(yīng)力峰值分別高于A5和A6，這表明不耦合裝藥結(jié)構(gòu)沿切縫方向的沖擊作用更強(qiáng)，導(dǎo)致試件內(nèi)部形成更高的應(yīng)力集中，當(dāng)達(dá)到材料的屈服極限時(shí)發(fā)生破壞，初始裂紋形成并且在應(yīng)力波和爆生氣體的共同作用下持續(xù)擴(kuò)展，符合實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

5 結(jié) 論

(1)切縫藥包定向爆破效果顯著，爆生主裂紋的擴(kuò)展形式以拉伸斷裂模式為主，爆生氣體的楔入作用是裂紋持續(xù)擴(kuò)展的重要驅(qū)動(dòng)力。

(2)切縫管和透射壓力波均對(duì)孔壁造成沖擊破壞，在炮孔周邊產(chǎn)生與切縫方向成一定角度的“X”交叉型次裂紋和微小的密集裂隙區(qū)，耦合裝藥比不耦合裝藥形成的角度更大，裂隙數(shù)量更多。

(3)采用切縫管內(nèi)不耦合裝藥結(jié)構(gòu)爆破時(shí)，爆生主裂紋的擴(kuò)展距離更長(zhǎng)，擴(kuò)展速度和動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子更大。

(4)數(shù)值模擬顯示，不耦合裝藥結(jié)構(gòu)使得爆轟波對(duì)炮孔壁的沖擊作用降低，爆生氣體的準(zhǔn)靜態(tài)作用加強(qiáng)。與耦合裝藥相比，能夠增大試件在切縫方向的應(yīng)力集中程度，提高爆生主裂紋的斷裂力學(xué)參數(shù)。

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