主動圍壓和爆炸加載作用下巖石動態(tài)響應研究

何成龍， 楊軍

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081)

主動圍壓和爆炸加載作用下巖石動態(tài)響應研究

何成龍， 楊軍

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081)

為了研究爆炸沖擊下深部巖石的破碎過程，建立主動圍壓約束及中心孔爆炸加載實驗裝置，利用動態(tài)測試技術、高速攝像和數(shù)字圖像相關方法，得到動靜組合加載下巖石內(nèi)部的應變場和表面裂紋擴展過程?；贘ohnson-Holmquist本構模型，對不同圍壓下巖石爆炸動態(tài)響應進行了模擬研究。對比結果發(fā)現(xiàn)：圍壓在圓柱試件環(huán)向形成壓縮預應力，減弱了爆炸柱面波產(chǎn)生的環(huán)向拉伸破壞，破碎區(qū)半徑、裂紋數(shù)目和裂紋幾何尺寸隨著圍壓的增大顯著減小；距離炮孔越遠，爆炸應力波強度降低、圍壓對裂紋的止裂作用逐漸增強。結合彈性力學和柱面彈性波理論對動靜加載下應力場的變化進行分析發(fā)現(xiàn)，圍壓產(chǎn)生的環(huán)向壓縮應力減小了爆炸形成的拉伸破壞，這一結論與實驗結果相同。數(shù)值模擬結果表明：von Mises應力場隨圍壓的升高而增強，而環(huán)向拉伸破壞隨圍壓的升高而減弱，不同圍壓下的破碎半徑和裂紋形態(tài)與實驗結果基本一致。

兵器科學與技術； 巖石材料； 爆炸載荷； 主動圍壓； 圖像相關方法； Johnson-Holmquist損傷本構模型

0 引言

隨著地下工程和軍事設施深度的不斷增加，處于高地應力環(huán)境中的深部巖石在爆炸強動載作用下的破碎機理研究逐漸引起人們的重視。深部巖體主要受到由重力引起的垂直地應力和地殼相互作用引起的水平地應力，垂直地應力隨深度呈線性增大，水平地應力與自然環(huán)境有關，一般為垂直地應力的1/2[1-2]. 在受到爆炸等動態(tài)加載時，處于靜地應力的巖石會在某一時刻開始發(fā)生破壞，通常將地應力作為準靜態(tài)加載，采用動靜組合加載方式來模擬地下巖體工程的受力狀態(tài)(見圖1)。在巖石受到爆炸等強動載后，初始預應力與爆炸應力波相互疊加、形成復雜的加載環(huán)境，巖石在組合加載下產(chǎn)生微裂隙、裂紋貫穿和破碎等現(xiàn)象[3]。

近年來，關于深部巖石的研究主要是利用改進后的分離式霍普金森壓桿(SHPB)裝置，對不同圍壓下巖石材料的動態(tài)特性進行實驗研究。通常對圓柱形試件的軸向和環(huán)向進行圍壓約束，得到單軸條件下巖石材料的動態(tài)本構和破壞特征。劉軍忠等[4-5]和呂曉聰?shù)萚6]通過SHPB實驗發(fā)現(xiàn)，隨著環(huán)向圍壓的增大，斜長角閃巖的失效強度與韌性顯著增強，破壞由拉伸破壞向壓剪破壞過渡。平琦等[7]利用45號鋼質(zhì)套筒對試件形成被動圍壓環(huán)境，研究了煤巖在不同圍壓和加載速率下材料的延性和抗破壞能力。王澤東等[8]利用SHPB對不同圍壓下砂巖的動態(tài)力學性能和損傷度進行了研究，分析了不同加載率下砂巖損傷度與比能量吸收之間的關系。李夕兵等[9]和宮鳳強等[10]選取無軸壓和3組軸壓進行實驗研究后發(fā)現(xiàn)：當軸壓較大時，巖石的應力- 應變曲線直接從非線性段開始，隨著軸向靜壓的增大，巖石的抗沖擊強度呈現(xiàn)出先增大、后減小的趨勢。Wu等[11]對0 MPa、2 MPa、4 MPa、8 MPa和10 MPa圍壓下巖石的拉伸強度進行研究后發(fā)現(xiàn)，動態(tài)拉伸強度隨加載率和圍壓的增大而明顯提高。

曾鵬等[12]采用聲發(fā)射(AE)方法研究了不同圍壓和循環(huán)加卸載時，巖石損傷破壞過程中高、低頻通道內(nèi)AE累計振鈴計數(shù)、巖石應力與時間的關系。劉愷德[13]利用改制后的煤巖吸附- 滲透- 力學耦合實驗系統(tǒng)，研究了高應力下含瓦斯原煤常規(guī)3軸壓縮力學特性，發(fā)現(xiàn)隨著圍壓和瓦斯壓力的升高，試件強度均呈線性增大趨勢，煤樣破壞模式以剪切破壞為主。

本文基于動靜組合加載方式，對不同圍壓下圓柱形試件進行中心柱狀裝藥爆炸實驗，利用超動態(tài)測試技術和高速攝像分別對巖石的內(nèi)部變形及表面裂紋傳播過程進行測量，分析圍壓產(chǎn)生的預應力場和爆炸沖擊波相互疊加的規(guī)律以及巖石材料在二者作用下的破壞模式。同時基于Johnson-Holmquist(J-H)損傷本構模型，對不同圍壓下的巖石動態(tài)響應展開數(shù)值模擬研究。

1 實驗設計

1.1 試件制備和靜態(tài)力學特性

實驗中巖石試件采自北京房山采石場的同一巖體，巖石材質(zhì)均勻且無裂痕。采用水鉆法、水切割、雙端面磨石機等對巖石進行鉆取、切割和打磨，同時對試件表面進行研磨拋光，使兩端面的不平行度小于0.2 mm，圓周面與端面之間的不垂直度小于0.2 mm，并對試件所含雜質(zhì)進行嚴格控制。樣品經(jīng)北京市理化分析測試中心成分檢測，主要包含47.75%的SiO2和8.16 %的CaO.

利用北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室的WDW-300電液伺服壓力機對花崗巖進行單軸抗壓和劈裂抗拉靜態(tài)實驗，加載速度為0.2 mm/s. 同時，利用中國礦業(yè)大學的直徑75 mm SHPB實驗設備對花崗巖進行動態(tài)抗拉壓強度實驗。實驗過程中，選取BX120-4AA和BHF350-2AA兩種應變片，相應的敏感柵尺寸分別為4.0 mm×2.0 mm和2.0 mm×2.4 mm，靜態(tài)應變儀的采樣率為2個/s，動態(tài)采樣率為2×106個/s. 實驗得出花崗巖參數(shù)為：密度2.43 g/cm3, 泊松比0.23, 縱波波速4 088 m/s，彈性模量40.6 GPa, 靜態(tài)拉伸強度6.14 MPa，動態(tài)拉伸強度 8.6 MPa(應變率45 s-1)，靜態(tài)壓縮強度87 MPa,動態(tài)壓縮強度120 MPa(應變率100 s-1)。

1.2 圍壓加載平臺和爆炸實驗設計

主動圍壓加載和中心孔爆炸實驗裝置如圖2所示，主要由實驗平臺、圍壓加載系統(tǒng)、高速測試系統(tǒng)組成。其中：實驗平臺包括裝置主體框架、柱形裝藥、墊板、操縱臺等；圍壓加載系統(tǒng)包括加壓裝置、壓力傳感器、液壓傳動裝置等；高速測試系統(tǒng)包括高速相機、光源、放大器、高速采集儀、同步觸發(fā)器等。液壓加載在外部伺服控制下，最大可施加作用力500 kN，對試件的最大加載圍壓可達25 MPa.

每組試件由A、B(直徑200 mm，高度50 mm)兩片組成，A為研究對象，在A兩端面進行高速拍攝和應變測試。在應變片測試端面，為了消除軸向反射拉伸波形成的二次加載，用B片緊貼合測試端面。同時在試件的拍攝面進行標記點處理(位置與應變片相對應)，如圖3所示。采用BHF350-2AA應變片對爆炸加載過程中的巖石內(nèi)部變形進行測量，敏感柵尺寸為2.0 mm×2.4 mm(長×寬)，靈敏系數(shù)K=2.1. 沿試件水平設置5個測點(SD1～SD5)、放置5個應變片，具體位置sSDi(i=1，2，…，5)如表1所示，通過LTT24-Messsystem動態(tài)采集儀以4×106個/s采樣率對應變信號進行實時記錄。同時采用高速拍攝方法以50 000幀/s的速率觀測試件中裂紋的擴展過程和破壞形態(tài)。

在實驗準備過程中，對試件右側凹槽進行拋光處理，將試件置于室內(nèi)，待巖石達到室溫后進行應變片粘貼，并采用高強度水泥填塞凹槽。為消除爆炸應力波在裝藥頂部面產(chǎn)生的反射拉伸破壞，采用相同尺寸花崗巖(B片)貼合于應變片所測試件表面，如圖4所示。試件加壓至特定圍壓后，采用直徑10 mm的螺栓對試件進行固定約束，消除由爆炸加載壓縮液壓油所造成的圍壓卸載。選取太安為中心孔柱狀裝藥，裝藥直徑2.8 mm，裝藥長度40 mm，裝藥密度1 g/cm3.

由于雷管藥量較大(黑索今約1 g)且為局部裝藥，直接用雷管起爆小直徑太安裝藥將產(chǎn)生較大干擾，故使用直徑較小的導爆索在藥柱頂部起爆的方式。同時，將爆炸產(chǎn)生電離場形成的電流回路轉化為5 V方波信號，同步觸發(fā)高速相機和應變測試系統(tǒng)。

2 實驗結果

實驗在北京理工大學西山試驗區(qū)爆炸洞內(nèi)進行，為了減小爆炸沖擊波幅值和爆炸氣體作用，將壁厚為0.6 mm鋼管嵌套在太安藥柱周圍，共進行3組實驗，圓柱試件幾何尺寸如表2所示。

2.1 不同圍壓下應變場變化規(guī)律

通過簡單計算，爆炸應力波在起爆后約25 μs到達試件邊界(彈性縱波波速4 088 m/s)，由于本文不研究邊界反射波影響，故選取爆炸后35 μs時間段來分析爆炸應力波加載下的巖石動態(tài)響應。

圖5描述了試件2在5 MPa圍壓約束條件下，藥柱爆炸后水平5個測點的應變- 時間曲線。由圖5可見：藥柱在0 μs起爆后，爆炸產(chǎn)生的電離場對應變信號形成干擾，在0～4 μs期間應變曲線出現(xiàn)高頻振蕩；試件在0～20 μs期間受到環(huán)向壓縮作用，測點SD1在18 μs時壓縮應變達到-0.011，壓縮變形過程持續(xù)約10 μs；拉伸波緊跟壓縮波陣面后，SD1在22 μs時拉伸應變達到0.004，約為壓縮應變的1/3，這一結果與柱面波環(huán)向應力的傳播規(guī)律基本一致[14]。5個應變片的間距約為10 mm，基于彈性波理論，應變- 時間曲線上升起始時間間隔約為2 μs，但這一規(guī)律在實驗中并不明顯，說明在距離炮孔區(qū)域以塑性波傳播為主，隨著距離炮孔越遠，應力波強度逐漸降低。

表3列出了0 MPa、5 MPa和10 MPa圍壓下5個測點的壓應變和拉應變峰值εmax,SDi(i=1,2,…,5)(35 μs時間內(nèi))。從表3可以看出，在沒有圍壓約束的條件下，測點SD1處壓縮、拉伸應變峰值分別為-0.007 9和0.007 0，均超過了巖石壓縮和拉伸極限，炮孔附近區(qū)域在壓剪破壞下形成粉碎區(qū)。隨著圍壓的增大，拉伸應變峰值逐漸降低，當圍壓達到10 MPa時，測點SD3處壓縮和拉伸應變峰值分別為-0.010 7和0.002 0.

下面通過對比環(huán)向應變- 時間曲線中的拉伸應變和壓縮應變峰值，分析爆炸應力波的作用過程。如圖6所示：在前期壓縮應力波的作用下，壓縮變形隨著圍壓的增加而增大，當圍壓從5 MPa升至10 MPa時，壓縮變形從-0.010變化為-0.014(30 mm處)；隨著應力波傳播距離增大，壓縮變形呈線性遞增趨勢，不同圍壓下應變- 距離曲線基本平行，表明試件在壓縮應力作用下主要產(chǎn)生彈性變形。

在應力波加載的拉伸段，拉伸應變隨著圍壓的增大而減小(見圖7)。在炮孔附近30 mm處，不同圍壓下的應變峰值均處于擬合直線上，炮孔附近區(qū)域主要以塑性變形為主。同時拉伸應變- 距離曲線為匯聚狀態(tài)，不同圍壓下的炮孔附近應變峰值相差較大，差值隨著距離的增大逐漸減小，表明炮孔附近產(chǎn)生的塑性變形逐漸向試件遠處的彈性變形過渡。

在距離炮孔附近區(qū)域，環(huán)向拉伸和壓縮應力峰值均大于巖石材料的動態(tài)強度，在炮孔附近形成壓剪破壞。在距離炮孔較遠處，壓縮應力逐漸低于巖石的動態(tài)抗壓強度，而拉伸應力仍高于材料抗拉極限，由環(huán)向拉伸造成的徑向開裂為主要破壞模式。

初始圍壓靜加載在環(huán)向形成壓縮預應力，使爆炸沖擊在環(huán)向的拉伸作用減弱，進一步減弱了破碎區(qū)中徑向裂紋的萌生和擴展。拉伸應變峰值隨著初始圍壓的增大而減小，圍壓約束提高了巖石的整體強度，這一結論與文獻[4]的研究結果一致。

2.2 不同圍壓下應力傳播過程

在爆炸沖擊加載下，應力波耦合初始圍壓作用于巖石脆性材料，并隨著應力波傳播峰值逐漸降低，作用時間增長。在應變率效應、慣性效應和靜態(tài)載荷耦合復雜的情況下，現(xiàn)有的本構關系無法對應力- 應變關系進行描述。在實驗中只能對巖石材料的變形特征進行測試，無法利用現(xiàn)有的本構關系分析應力波的變化過程，故本文基于彈性變形假設，對動靜加載過程中的應力場做簡化分析。

(1)

(2)

式中:r為距試件中心的距離。

當pi=0，do→∞時，(1)式和(2)式簡化為

(3)

(4)

通過(3)式、(4)式可以看出，徑向圍壓產(chǎn)生的環(huán)向壓縮應力分量大于徑向應力分量，炮孔環(huán)向處應力峰值為圍壓的2倍，在試件外邊界處基本與圍壓相等。另外，由于空氣耦合介質(zhì)和小直徑裝藥結構，參考文獻[15]，距離孔壁4 mm處的壓力- 時間曲線如圖8所示，爆炸產(chǎn)生的沖擊波作用于孔壁的壓力峰值約為0.8 GPa. 為了簡化爆炸加載過程，用柱面波理論描述爆炸加載過程，則徑向和環(huán)向的應力分量為

(5)

(6)

式中：p為作用于孔壁的壓力峰值；fr、fc分別為徑向和環(huán)向應力波變化函數(shù)。

(7)

根據(jù)(7)式計算5個測點處在動靜加載下環(huán)向壓縮和拉伸應力峰值σc,max,SDi(i=1,2,…,5)，結果如表4所示。

通過對比分析圖9和圖10可以發(fā)現(xiàn)，由于理論模型是基于彈性變形假設建立的，不同圍壓下的環(huán)向應力- 距離曲線均呈平行關系。初始圍壓產(chǎn)生的環(huán)形預壓縮應力增強爆炸后環(huán)向的壓縮變形、減小了拉伸破壞，這一結論與實驗結果相同。30 mm處在10 MPa圍壓加載下的壓縮應力極值達到-120 MPa(低于巖石的動態(tài)抗壓強度)，而拉伸應力極值在0 MPa圍壓加載下達到32 MPa(高于巖石的動態(tài)抗拉強度)。由此可知，在巖石的破碎區(qū)中，徑向裂紋的萌生和擴展主要是由于環(huán)向拉伸破壞所引起的。

2.3 表面裂紋傳播規(guī)律

利用高速相機對試件裝藥底部1/4面域進行拍攝，以50 000幀/s的速率觀測160 μs內(nèi)試件的破壞過程。相鄰兩張照片的時間間隔為20 μs，通過數(shù)字圖像相關法對照片進行von Mises應變場計算分析。圖11所示為在0 MPa、5 MPa 和10 MPa圍壓初始條件下，爆炸后巖石表面的應變場分布。由圖11可以發(fā)現(xiàn)：在0～40 μs，爆炸在試件中產(chǎn)生的應力波沿徑向擴展，并隨著擴散距離的增大而逐漸減??；在約40 μs時，應力波傳播到達試件邊界，并產(chǎn)生反射拉伸波對試件進行二次加載；與應力波傳播相比，裂紋擴展速率較慢，在160 μs時宏觀應變集中帶延伸至邊界(見圖11(a))。

在無圍壓約束條件下，0～100 μs時間內(nèi)爆炸加載在5倍孔徑區(qū)域形成應變集中，且應變峰值達到0.01以上，遠遠高于巖石動態(tài)強度，在炮孔周圍形成宏觀破壞。在100 μs后，兩條徑向裂紋萌生于破碎區(qū)邊緣并向自由邊界擴展，其中一條在160 μs時擴展至邊界、形成可見貫穿裂紋，另一條未延伸至邊界、在距離約20 mm處止裂(見圖11(a))。當圍壓增大到5 MPa時，破碎區(qū)半徑明顯減小，4條應變集中帶形成并沿徑向擴展，且峰值小于無圍壓條件。

最終只有少量微裂紋擴展至邊界，未形成明顯的貫穿現(xiàn)象(見圖11(b))。

隨著圍壓升至10 MPa，破碎區(qū)半徑和損傷程度進一步減小，與前兩次實驗相比，沒有形成徑向裂紋擴展現(xiàn)象，大量巖石顆粒隨膨脹氣體一起從裝藥底部溢出。隨著圍壓的逐漸增大，產(chǎn)生的約束作用削弱了爆炸沖擊波對巖石的破壞，更多的爆炸能量從裝藥底部溢出(見圖11(c))。

圖12為3種圍壓下，A試件在爆炸加載后數(shù)字圖像相關面和應變片中的裂紋分布情況。由圖12可見：在0 MPa初始條件下，試件1中共有3條宏觀裂紋由孔壁向邊界延伸，其中最大裂紋出現(xiàn)在試件左側區(qū)域，寬度約為1.5 mm；在試件2中，只有1條宏觀裂紋出現(xiàn)在試件的右下方區(qū)域，炮孔附近無明顯的破碎區(qū)域；當圍壓增大為10 MPa時，試件3無明顯裂紋產(chǎn)生(見圖12(a))。通過進一步觀察發(fā)現(xiàn)，隨著徑向裂紋的擴展，其寬度逐漸增大，裂紋在爆炸氣體和邊界反射波的共同作用下進一步延伸。在應變片測試面中，在0 MPa、5 MPa和10 MPa圍壓下炮孔附近形成的破碎半徑分別為 40 mm、32 mm和15 mm. 初始圍壓形成的預應力場不僅抑制了徑向裂紋的擴展，而且減弱了爆炸應力波對巖石的破壞范圍(見圖12(b))。

3 數(shù)值計算和結果對比

3.1 模型建立

下面基于J-H模型，利用ANSYS軟件對不同圍壓初始約束下的中心孔爆炸破壞過程進行仿真。J-H模型是基于應變率效應提出的一種巖石動態(tài)損傷本構模型，用于描述脆性材料動態(tài)力學特性和由塑性變形造成的材料損傷特征，尤其在爆炸沖擊加載時，可以模擬巖石在高應變率效應下的動態(tài)損傷和拉伸失效。利用靜態(tài)和SPHB實驗結果，參照文獻[16-17]對模型中的各參數(shù)進行數(shù)值計算，具體參數(shù)如表5所示。

在模擬過程中，先將Solidworks建立的幾何模型導入ANSYS Workbench中的Explicit Dynamics模塊進行圍壓加載分析，然后將前處理文件導入AUTODYN模塊進行爆炸加載計算。巖石模型為軸對稱圓柱體，采用四邊形網(wǎng)格描述裂紋擴展過程。選擇網(wǎng)格尺寸時，若一個波長內(nèi)的網(wǎng)格個數(shù)達到16以上，則計算得到的壓力峰值、速度峰值和位移峰值等參量基本趨于穩(wěn)定[18]。本文中的應力波持續(xù)時間約為12 μs，波長約為48 mm，故網(wǎng)格的最小尺寸為3 mm. 在此基礎上，對炮孔周圍網(wǎng)格進行加密處理，經(jīng)過多次調(diào)整，網(wǎng)格尺寸為0.05 mm×0.15 mm，試件邊界處較為稀疏(0.5 mm×0.5 mm)，當巖石單元約為200 000時，網(wǎng)格尺寸基本滿足裂紋擴展要求，且計算效率較高。

應力波傳播速度與彈性波縱波速度基本相同(簡化為彈性波)，圍壓產(chǎn)生的預應力傳播到炮孔處所需的時間約為25 μs. 考慮到計算效率和孔壁處的反射波影響，經(jīng)過多次嘗試后，采用50 μs時長計算圍壓加載過程時試件基本處于應力均勻狀態(tài)，爆炸作用下試件變形持續(xù)約50 μs，總計算時間為100 μs. 各部分的材料幾何特性和計算模型分別為：圓柱巖石內(nèi)徑10 mm、外徑200 mm，采用J-H模型；選取壁厚為0.6 mm鋼管作為耦合介質(zhì)，采用Johnson-Cook模型；選取太安柱狀裝藥，藥柱半徑為1.4 mm，采用JWL模型計算爆炸加載過程。

3.2 不同圍壓下模擬結果

圖13描述了不同圍壓下形成的預應力場分布。由圖13可見，在炮孔附近的2倍孔徑范圍內(nèi)形成應力集中現(xiàn)象，最大應力峰值達到2～3倍圍壓，其他區(qū)域的應力值和所加載圍壓相同，這一結果與理論值基本相同。

下面通過對比圖14分析在不同圍壓下巖石應力波的傳播和裂紋擴展規(guī)律。由圖14可見，在太安藥柱起爆5 μs后，爆炸沖擊波以柱面波作用于試件孔壁。在炮孔附近區(qū)域，巖石破碎主要由剪切和拉伸破壞引起，3種圍壓下的破碎區(qū)形態(tài)基本相同。隨著應力波的向外傳播，峰值降低，圍壓約束作用逐漸增強。在0 MPa圍壓下，有9條明顯貫穿的徑向裂紋；隨著圍壓的升高，圍壓產(chǎn)生的預應力對徑向裂紋的止裂作用開始突出，裂紋數(shù)目及長度明顯減小，尤其在10 MPa圍壓約束下，有4條裂紋擴展至70 mm處止裂。

圖15列出了5 MPa圍壓形成的預應力場在50 μs到達穩(wěn)定狀態(tài)時，中心藥柱加載后5個測點的應力- 時間曲線。由圖15可見，爆炸后初始壓縮應力場與沖擊波加載疊加，在28 mm處徑向使壓縮應力峰值增大到-155 MPa(見圖15(a))，略高于巖石的動態(tài)壓縮極限 120 MPa(應變率100 s-1)，試件在炮孔附近產(chǎn)生一定的塑性變形。壓應力隨著遠離炮孔逐漸降低，巖石在破碎區(qū)內(nèi)在徑向主要產(chǎn)生彈性變形。

環(huán)向初始壓縮應力減弱了沖擊波的環(huán)向拉伸破壞，由于巖石材料的抗拉強度較低，環(huán)向應力仍然為主要破壞模式(28 mm、41 mm、53 mm處均失效)，65 mm、75 mm處應變峰值較小，未發(fā)生單元失效(見圖15(b))。模擬中的應力波隨著傳播距離的增大衰減較快，而實驗中的應力峰值衰減呈連續(xù)衰減，未出現(xiàn)快速衰減現(xiàn)象。

為了進一步研究不同位置、不同圍壓下爆炸應力波的傳播過程，圖16對比了3種圍壓下von Mises應力隨距離的變化規(guī)律。在炮孔較近處，3種圍壓約束下的應力峰值均超過150 MPa，3條應力- 距離曲線基本平行。不同于von Mises應力場，預應力在環(huán)向產(chǎn)生壓縮作用，爆炸產(chǎn)生的環(huán)向拉伸應力在克服壓縮變形后產(chǎn)生拉伸破壞作用。在同一位置處，環(huán)向應力隨著圍壓的升高而減小，如圖17所示。

從模擬結果得出，von Mises應力場隨著圍壓的升高而增強，而環(huán)向拉伸作用隨著圍壓的升高而減弱，這一規(guī)律說明應力波在徑向產(chǎn)生的壓縮波隨著圍壓的增大而增強，但由于巖石脆性材料的動態(tài)壓縮強度遠大于拉伸強度，模擬結果中的可見貫穿裂紋主要由環(huán)向拉伸破壞形成，這一現(xiàn)象與實驗結果基本一致。

通過對比5 MPa圍壓下的實驗照片和模擬結果發(fā)現(xiàn)，模擬中裂紋數(shù)目較多，可能是由于實驗中部分爆炸能量從裝藥底部溢出而導致加載荷載較小 (見圖18)。總之，選用J-H模型來描述巖石材料在動靜組合加載下的破壞過程是可行的。

4 結論

本文通過設計圍壓和中心孔柱狀裝藥加載平臺，利用動態(tài)測試技術和高速拍攝方法分別觀測了巖石內(nèi)部變形和表面裂紋擴展過程，分析了不同動靜加載組合下巖石的動態(tài)響應，同時基于J-H損傷本構模型進行數(shù)值仿真，對分析結果進行了驗證。得出以下結論：

1)靜態(tài)圍壓在圓柱試件的徑向、環(huán)向形成壓縮預應力，減弱了爆炸柱面波產(chǎn)生的環(huán)向拉伸破壞作用。爆炸加載后，炮孔附近處拉伸和壓縮應力峰值均大于巖石強度，形成壓剪破壞。當應力波傳播距離增大時，試件產(chǎn)生塑性變形，并隨著圍壓的增大呈非線性遞減特征。同時，破碎區(qū)半徑、裂紋數(shù)目和裂紋幾何尺寸隨著圍壓的增大顯著減小。

2)結合彈性力學和柱面彈性波理論對動靜加載過程中的應力變化過程進行分析后發(fā)現(xiàn)，初始圍壓產(chǎn)生的環(huán)形預壓縮應力增強了爆炸后環(huán)向的壓縮變形、減小了拉伸破壞，這一結論與實驗結果相同。但由于模型僅適用于彈性范圍，無法描述炮孔附近的壓剪失效現(xiàn)象。

3)通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，選用J-H模型來描述巖石材料在動靜組合加載下的破壞過程是可行的，初始環(huán)向壓縮變形會減弱爆炸在環(huán)向形成的拉伸破壞作用，故隨著圍壓的增大，徑向裂紋數(shù)目和幾何尺寸減小。隨著應力波的向外傳播，其波陣面峰值降低，圍壓的約束作用逐漸增強，這一現(xiàn)象與實驗結果相吻合。

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ResearchonDynamicResponseofRockunderBlastLoadingandActiveConfiningPressure

HE Cheng-long, YANG Jun

(State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

An experimental equipment including active confining pressure part and cylindrical charge part is set up for studing the fracturing process of deep rock under impact loading. The dynamic test technique, High-speed (HS) photography and digital image correlation (DIC) method are used to obtain the strain field and surface crack propagation of rock under static and dynamic loads.The breaking process of rock with different confining pressures is simulated based on Johnson-Holmquist (J-H) constitutive model. The results show that the circumference pre-stress field is produced by initial confining pressure, and decreases the circumference tensile failure from explosive loading. The number and size of radial cracks and the broken radius are significantly reduceed with the increase in confining pressure. With the increase in distance from borehole, the strength of explosion shock wave reduces and the confining pressure prevents cracks from propagating. The elastic mechanics and cylindrical elastic wave theory are used to study the propagation of stress wave, and find the pre-compression stress from initial confining pressure to reduce the tensile failure in circumferential direction after blast loading, which is the same as the experimental result. The numerically simulated results show that Mises stress increases and circumference tensile damage reduces with the increase in confining pressure, and the radius of broken zone and the crack shape are well agreed with experimental results.

ordnance science and technology; rock material; blast loading; active confining pressure; digital image correlation; Johnson-Holmquist damage constitutive model

O347.3

A

1000-1093(2017)12-2395-11

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.12.013

2017-03-21

國家自然科學基金項目(51374038)

何成龍(1988—), 男, 博士研究生。 E-mail: hechenglong@bit.edu.cn

楊軍(1960—), 男, 教授, 博士生導師。 E-mail: yangj@bit.edu.cn