節理對爆生裂紋擴展影響的試驗研究

楊仁樹， 丁晨曦， 楊立云， 王雁冰， 許 鵬

(1. 中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083； 2. 深部巖土力學與地下工程國家重點試驗室，北京 100083)

節理對爆生裂紋擴展影響的試驗研究

楊仁樹1,2， 丁晨曦1， 楊立云1， 王雁冰1， 許 鵬1

(1. 中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083； 2. 深部巖土力學與地下工程國家重點試驗室，北京 100083)

采用模型試驗方法，結合新型數字激光動態焦散線試驗系統，比較了不同炮孔與節理間距下節理處起裂的動態行為，研究了節理對爆生裂紋擴展的影響。結果表明，由于節理結構的細觀差異，試件的破壞形態表現出多樣性。根據節理處起裂時段的差異，節理處起裂形式有2種，形式Ⅰ：在爆生裂紋擴展至節理之后，節理處起裂并擴展；該種起裂形式下，爆生裂紋對節理的直接作用是節理處起裂的主要原因，炮孔到節理的距離對節理處起裂裂紋的偏移距離影響不大。形式Ⅱ：在爆生裂紋擴展至節理之前，節理處已經起裂并擴展；該種起裂形式下，爆炸應力波對節理的作用是節理處起裂的主要原因。節理處裂紋的整體偏移范圍由這兩種起裂形式決定。試件的不同破壞形態在裂紋擴展的應力特征上表現出差異性和復雜性。

模型試驗；動態焦散線；爆生裂紋；節理；起裂；應力特征

工程斷裂控制爆破經過多年的發展，現階段已有很多比較成熟的技術手段。其中，切槽爆破和切縫藥包爆破分別通過改變炮孔形狀和裝藥結構實現斷裂控制爆破，這些技術的應用使得控制爆破在煤礦掘進、隧道開挖等工程領域獲得了長足的發展。在煤礦礦井建設的長期工程實踐中，發現斷裂控制爆破在實施過程中會出現爆破效果不如預期的情況，如對含節理巖體實施控制爆破時，常常出現定向效果較差，破巖效果低下。工程巖體中節理的存在對爆生裂紋的擴展有較大的阻礙，進而降低斷裂控制爆破的定向破巖效果。這是爆炸動荷載下裂紋與節理作用的復雜性決定的，研究爆生裂紋與節理的作用機理具有一定的理論價值和工程意義。

對于含節理介質在動、靜荷載的作用下的力學響應的研究是一個值得深入探究的課題。近年來，很多學者就此從理論分析、模型試驗和數值模擬等方面展開了的研究，并取得了很多有價值的結論和規律。其中，Li 等[1]通過理論計算研究了爆炸應力波與節理的相互作用；Liu 等[2]通過計算分析得出了含節理巖體的動態本構方程；張力民等[3]基于TCK本構模型和Lemaitre等效應變假設研究了應變率與節理條數對巖體動態特性影響。Borbely等[4]利用3DEC離散元方法研究了不同節理類型對圍巖襯砌內力特性的影響；朱亮等[5]利用UDEC離散元方法研究了含節理的柱狀巖體在爆破作用下的開裂過程。宋全杰等[6]通過現場試驗研究了層理對爆破振動傳播規律的影響；劉際飛等[7]通過實驗室試驗和現場試驗研究了節理的走向角度對爆炸應力波傳播的影響；Sagong 等[8]綜合采用了試驗和數值模擬方法研究了雙軸壓應力荷載下含不同傾角節理巖體的破壞行為。

可以發現，對于爆炸荷載下，關于節理對爆生裂紋擴展影響的試驗研究并不多見，而其理論價值和工程意義卻不容忽視?；诖?，本文采用基于動態焦散線[9]的模型試驗方法，研究節理對爆生裂紋擴展的影響，嘗試揭示爆生裂紋與節理作用的內在規律，為相關工程實踐提供理論參考。

1 試件參數與試驗系統

1.1 試件參數

由于巖石材料的脆性性質，加工成型的難度很大，且巖石材料為不透明介質，與透射式焦散線方法相比，目前反射式焦散線方法還不夠成熟可靠，因此，難以直接采用巖石材料作為模型材料，進而選取同為脆性材料，且易于加工成型的透明有機玻璃(PMMA)作為模型材料。選取有機玻璃作為研究爆炸、沖擊問題的模型材料由來已久，其良好的視場和有效性被諸多試驗文獻[10-13]所驗證。雖然有機玻璃和巖石材料的力學參數存在差異，但依然能夠客觀反映出節理對爆炸裂紋擴展的影響。該試驗的有機玻璃模型試件的規格為300 mm×300 mm×5 mm，有機玻璃的主要動態力學參數[14]為:動態彈性模量Ed= 6.1 GPa，動態泊松比νd=0.33，動態應力光學常數

圖1為模型試件示意圖，模型試件由兩塊材料質

地相同的有機玻璃板拼接制作，制作過程為：將準備好的兩塊有機玻璃板放在水平操作臺上，對齊拼接；在拼接縫隙處用注射器注入氯仿(三氯甲烷)；擠壓1 min左右即可牢固粘黏，接觸縫隙成為具有一定強度的節理；室溫下養護10 h左右，備用。試件上預制有切槽炮孔，炮孔直徑為 6 mm，切槽深度為1 mm。采用炮孔切槽的定向斷裂爆破設計是為了獲得與節理基本垂直的爆生裂紋，以便于試驗研究和分析。

采用敏感度較高的疊氮化鉛作為起爆藥，疊氮化鉛的爆熔308 L/kg，爆熱1 524 kJ/kg，爆溫3 050 ℃，爆速4 478 m/s。經過調試，單孔裝藥量定為140 mg，在炮孔中放入探針，探針的另一端連入起爆器，利用起爆器發出的高壓脈沖使探針的尖端放電起爆。L表示炮孔(爆源)中心到節理的距離，根據L的不同，試驗所制備試件分為2組，分別為S-1組(L=30 mm)、S-2組(L=50 mm)，每組9個試件，共計18個。組內試件的試驗結果可以形成橫向對比，研究破壞形態與破壞類型；組間試件的試驗結果可以形成縱向對比，研究炮孔到節理的距離L對爆生裂紋和節理作用的影響效應。

圖1 試件示意圖(mm)Fig.1 Sketch map of test specimen (mm)

1.2 試驗系統

試驗采用新型數字激光動態焦散線試驗系統[15]，圖2所示為該試驗系統光路圖；其中激光器產生的單色相干光束透過擴束鏡后變為發散光，通過調節擴束鏡與場鏡1之間的距離，使發散光通過場鏡1后變為平行光，平行光穿過試件后經過場鏡2的匯聚進入高速攝影儀的焦點處，試件上爆生裂紋與節理的作用過程被高速攝影儀記錄并導入電腦，實現試驗過程圖像的數字化采集。

圖3為試驗系統的部分設備，其中圖3(a)為激光器，激光器產生的單色激光束相干性好，不易受到干擾，為試驗提供了穩定可靠的光源；圖3(b)為高速攝影儀，該試驗中相機的拍攝頻率設置為100 000 fps，即每秒鐘拍攝100 000幅照片，相鄰兩張照片之間的時間間隔為10 μs，實現對試驗過程的高頻記錄。

圖2 新型數字激光動態焦散線試驗系統光路圖Fig.2 Beam path diagram of DLDC

圖3 部分試驗設備Fig.3 Some of testing devices

2 試件破壞與分析

2.1 破壞形態

圖4為2組共18個試件爆后的破壞形態，由于切槽爆破的定向作用，起爆后的爆生主裂紋基本沿切槽方向(垂直于節理)擴展，直至與節理相遇；爆生主裂紋與節理作用后的裂紋擴展形態表現出較大的差異性。

(a) S-1組

(b) S-2組圖4 試件破壞形態 Fig.4 Failure features of specimens

2.2 起裂形式

結合試件的破壞形態和高速攝影儀拍攝的照片，根據起裂的時段差異，節理處的起裂有2種典型形式。

形式Ⅰ：在爆生裂紋擴展至節理后，節理處起裂并擴展，多數試件在節理處的起裂為此種形式(圖5所示為試件S-2-4節理處起裂前后的焦散照片)。

形式Ⅱ：在爆生裂紋擴展至節理前，節理處已經起裂并擴展，節理處的這種起裂形式較少，在進行試驗的所有18個試件中，只有試件S-1-5和S-2-8是該種起裂形式(圖6所示為試件S-2-8節理處起裂前后的焦散照片)。

節理處起裂時段上的這種差異與節理細觀結構有關。對于起裂形式Ⅰ，起爆后，爆生裂紋開始擴展，爆炸應力波在節理處發生反射與透射，但節理處并未產生明顯的應力集中，推測節理處的結構應比較完整(無明顯裂隙和缺陷)，從而在爆生裂紋向節理擴展過程階段中(這一階段節理受爆炸應力波作用)未能起裂；直到爆生裂紋擴展至節理，波阻抗和裂紋擴展阻力發生突變，裂紋的擴展勢必受到影響，節理受到爆生裂紋的直接作用并起裂。該起裂形式下，節理處起裂的時間相對較晚，經過在節理、邊界處的多次透射和反射，應力波能量基本衰減殆盡，因此爆生裂紋對節理的直接作用是節理處起裂的主要原因。

圖5 試件S-2-4節理處起裂前后焦散照片Fig.5 Caustic pictures of S-2-4 during crack initiation at the joint

圖6 試件S-2-8節理處起裂前后焦散照片Fig.6 Caustic pictures of S-2-8 during crack initiation at the joint

對于起裂形式Ⅱ，節理處應當含有較為明顯的細觀缺陷，起爆后，在應力波作用下，缺陷發生應力集中，當節理處缺陷的應力強度因子超過斷裂韌度時即起裂并擴展。該起裂形式下，節理處起裂的時間相對較早，爆炸應力波對節理的作用是節理處起裂的主要原因。

根據節理處起裂裂紋的數量和形態特征劃分，節理處破壞類型表現為：①爆生裂紋未穿過節理(如試件S-2-1、S-2-3)；②爆生裂紋穿過節理，且不發生偏移(如試件S-1-1、S-2-2)；③爆生裂紋穿過節理，且產生1條偏移裂紋(如試件S-1-8、S-2-4)；④爆生裂紋穿過節理，且產生2條偏移裂紋(如試件S-1-3、S-2-9)。節理處起裂的裂紋擴展長度記為X，節理處起裂位置與爆生主裂紋間的偏移距離記為Y，見圖4(a)中的標記示意。2組破壞后試件的相應裂紋擴展長度X和偏移距離Y分別如表1、2所示。

表1 S-1組試件節理處起裂的裂紋偏移距離X和擴展長度Y

表2 S-2組試件節理處起裂的裂紋偏移距離X和擴展長度Y

結合表中的數據，當節理處的裂紋起裂為形式Ⅰ時，偏移距離Y和擴展長度X有明顯的范圍：

S-1組(L=30 mm)：X≤55.8 mm，Y≤18.2 mm

S-2組(L=50 mm)：X≤24.1 mm，Y≤18.7 mm

其中， S-2組試件的擴展長度X的上限明顯要小于S-1組的，這是由于S-2組炮孔(爆源)與節理之間的距離L大于S-1組的，距離L越大，炮孔切槽處產生爆生主裂紋在擴展沿途克服擴展阻力所做的功越大，應力波的能量衰減越大，使得節理處起裂的裂紋尖端攜能越小，降低節理處起裂的裂紋的擴展長度X。2組試件的偏移距離Y的范圍卻大致相同，上限均在18.5 mm左右，可見炮孔到節理的距離對節理處裂紋偏移距離Y的范圍影響不大。

當節理處的裂紋起裂為形式Ⅱ時，節理處起裂的裂紋的偏移距離Y均大于起裂形式Ⅰ的，如試件S-1-5、S-2-8的偏移距離Y分別為27.6 mm、51.3 mm，較大程度地超過起裂形式Ⅰ的偏移距離上限?？梢姽澙硖幤鹆训牧鸭y的偏移距離Y明顯受到前文中從起裂時段角度劃分的這2種起裂形式的影響，而具體的影響關系將在后續工作中進一步研究。

2.3 應力分析

本節將對試件S-1-1(爆生裂紋穿過層理，不發生偏移)、S-2-4(爆生裂紋穿過層理，產生1條偏移裂紋)、S-2-9(爆生裂紋穿過層理，產生2條偏移裂紋)這3種破壞形態的試件裂紋擴展進行應力分析。通過對焦散照片處理和數據計算的手段獲得裂紋尖端的動態應力強度因子的方法在文獻[16-17]中已詳細說明，不再贅述。

圖7為試件S-1-1的主裂紋C1(直接穿過節理)、試件S-2-4的主裂紋C2和次裂紋C3以KⅠ及試件S-2-9的主裂紋C4和次裂紋C5、C6的(見圖4標示)尖端動態應力強度因子隨時間t的變化關系，由于炮孔封堵對視場的遮蓋，炮孔周邊爆炸近區的裂紋擴展情況未能被記錄；起爆25 μs以后的信息可被完整記錄。主裂紋C1、C2和C4的前期擴展階段的裂紋尖端動態應力強度因子KⅠ的初始值基本相同，約為2.2 MN/m3/2，由于裂紋擴展過程中能量的快速衰減，KⅠ隨時間均呈現顯著減小的變化趨勢；可見各試件的加載條件和起爆后的初始爆轟波對炮孔的作用基本相同，說明該試驗的爆炸加載具有良好的可靠性和穩定性。

圖7 試件裂紋尖端的動態應力強度因子隨時間的變化Fig.7 Curves of dynamic stress intensity factor with time of crack tips in specimens

對于試件S-1-1的主裂紋C1穿過節理后沿原方向繼續擴展，裂紋尖端的動態應力強度因子KⅠ在1.4 MN/m3/2左右震蕩變化。這一過程中，主裂紋C1并沒有發生止裂或重新起裂，說明試件S-1-1節理對主裂紋C1的擴展未產生明顯影響，隨著擴展的繼續，能量的進一步衰減，趨于止裂。試件S-2-4、S-2-9的主裂紋C2、C4均至節理處停止擴展，焦散照片上表現為裂紋擴展至節理處時，其裂紋端部的焦散斑被節理“吸收”表現出突變性，主裂紋C2、C4端部能量在節理處釋放；隨后，試件S-2-4、S-2-9節理處發生應力集中，焦散照片上表現為節理處出現焦散斑，且焦散斑逐漸變大，動態應力強度因子KⅠ增長，于180 μs達到斷裂韌度后節理處起裂并擴展形成次裂紋C3、C5和C6；最后隨著擴展能量的消耗，KⅠ逐漸減小，裂紋趨于止裂。其中，試件S-2-9的次裂紋C5和C6起裂擴展的應力特征上表現出較強的一致性，起裂時的動態應力強度因子KⅠ約為0.89 MN/m3/2；相比之下，試件S-2-4的次裂紋C3起裂時的動態應力強度因子KⅠ較小，約為0.66 MN/m3/2。可見，節理處的不同起裂、擴展形態在應力特征上表現出明顯的差異性和復雜性。

3 結 論

(1)根據起裂時段的差異，節理處的起裂有2種形式，形式Ⅰ：在爆生裂紋擴展至節理后，節理處起裂并擴展，爆生裂紋對節理的直接作用是節理處起裂的主要原因。形式Ⅱ：在爆生裂紋擴展至節理前，節理處已經起裂并擴展，爆炸應力波對節理的作用是節理處起裂的主要原因。而節理結構的差異是造成不同起裂形式的主要原因。

(2)通過對2組試件試驗分析的對比，發現節理處起裂為形式Ⅰ時，不同炮孔到節理距離的試件卻具有基本相同的裂紋偏移距離范圍，說明炮孔到節理的距離對節理處裂紋偏移距離范圍的整體影響不大；節理處起裂為形式Ⅱ時，節理處裂紋的偏移距離均遠大于起裂形式Ⅰ的，可見起裂形式決定了偏移距離的范圍；炮孔到節理的距離越大，能量衰減越大，節理處裂紋的擴展長度越小。

(3)通過對裂紋的動態應力分析，發現試件的不同破壞形態在裂紋擴展的應力特征上表現出差異性和復雜性。

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Experimental study on the effects of joints on the blasting induced cracks propagation

YANG Renshu1,2， DING Chenxi1， YANG Liyun1， WANG Yanbing1， XU Peng1

(1.School of Mechanics and Civil Engineering , China University of Mining and Technology(Beijing), Beijing 100083,China;2. State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering，China University of Mining and Technology，Beijing 100083，China)

By model test with the new digital laser dynamic caustics(DLDC) experimental system, the dynamic behaviors of crack initiation at joints were compared in condition of different intervals between boreholes and joints. The effects of joints on the blasting induced cracks propagation were studied. It is shown that the failure forms of test specimens are various due to the mesoscopic differences among joint structures. There are two forms of crack initiation at joints according to the different crack initiation time. Form 1: crack at the joint doesn’t be initiated until the blasting induced crack reaching to the joint. In this form, the direct action of blasting induced cracks on joints is the primary cause of crack initiation at joints. The offset distance of the crack initiated at the joint has little to do with the distance between borehole and joint in such form. Form 2: crack at the joint has already been initiated and propagated before the blasting induced crack reaching to the joint. In this form, the action of blasting stress waves on joints is the primary cause. The overall scope of the offset distance of crack at the joint is determined by these two forms. Different failures of specimens show various discrepancies and complexities in the aspect of crack stress characteristics.

model test; dynamic caustics; blasting induced crack; joint; crack initiation; stress characteristics

國家重點研發計劃(2016YFC0600903) ；國家自然科學基金(51274203；51404273)；深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室自主重點課題(GDUEZB201401)

2016-07-01 修改稿收到日期： 2016-10-09

楊仁樹 男，教授，1963年生

丁晨曦 男，博士生，1991年生

E-mail：dingcx91@sina.com

TD235

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.10.005