楊仁樹，許 鵬，楊立云，陳 程

(1.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;2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083)

缺陷介質(zhì)切槽爆破斷裂行為的動(dòng)焦散線實(shí)驗(yàn)*

楊仁樹1,2，許 鵬1，楊立云1，陳 程1

(1.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;2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083)

利用數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，對(duì)含缺陷介質(zhì)在切槽爆破和普通炮孔爆破中爆生裂紋的斷裂行為進(jìn)行對(duì)比研究。結(jié)果表明，切槽爆破中沿切槽方向起裂的主裂紋比非切槽方向早10 μs，有利于能量?jī)?yōu)先沿切槽方向釋放；切槽方向主裂紋的起裂韌度為0.58 MN/m3/2，其裂紋擴(kuò)展的平均速度為277 m/s，分別是普通爆破時(shí)主裂紋相應(yīng)值的54%和86%；當(dāng)切槽方向主裂紋與缺陷介質(zhì)貫通后，為爆生氣體提供了足夠的膨脹空間，誘導(dǎo)爆生氣體向預(yù)制裂紋兩端釋放，翼裂紋起裂以Ⅰ型拉伸破壞為主，并在裂紋擴(kuò)展的60～250 μs內(nèi)，Ⅰ型動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子保持在0.6～0.8 MN/m3/2，形成了明顯的平臺(tái)，延緩了翼裂紋擴(kuò)展速度的衰減，最終較普通炮孔翼裂紋擴(kuò)展時(shí)間和擴(kuò)展長(zhǎng)度分別增加了22.7%和17.8%。

爆炸力學(xué)；動(dòng)態(tài)斷裂行為；動(dòng)焦散線實(shí)驗(yàn)；缺陷介質(zhì)；切槽爆破；裂紋擴(kuò)展

為了提高巖石巷道爆破成型質(zhì)量，減少爆破對(duì)圍巖的損傷，一些學(xué)者提出了切槽炮孔定向斷裂控制爆破理論，改善了傳統(tǒng)光面爆破的成型質(zhì)量。然而，由于巖體中缺陷位置的不確定性、爆炸載荷的瞬時(shí)性以及爆破巖體非線性響應(yīng)的復(fù)雜性等，使得至今對(duì)于切槽炮孔定向斷裂爆破的研究還很不足。W.L.Fourney等[1]最先提出了通過切槽爆破來(lái)控制爆生主裂紋的擴(kuò)展方向。隨后，D.C.Holloway等[2]通過現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試獲得了切槽炮孔和普通炮孔爆生壓力的變化，驗(yàn)證了切槽炮孔在定向斷裂爆破中的可行性。C.E.Tsoutrelis等[3]采用大理巖、花崗巖等天然巖石進(jìn)行了切槽炮孔定向爆破研究，并取得了很好的實(shí)驗(yàn)效果。陳益蔚[4]、張志呈[5]從理論上分析了切槽炮孔的切槽參數(shù)和爆破參數(shù)對(duì)爆破效果的影響。杜云貴等[6]研究了切槽爆破中V形切槽的定向斷裂控制機(jī)理，并從實(shí)驗(yàn)方面加以驗(yàn)證。張玥[7]采用LS-DYNA數(shù)值軟件對(duì)V形刻槽炮孔爆破后巖體周圍的力學(xué)效應(yīng)及應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行了分析研究。李清等[8]、楊仁樹等[9]采用焦散線實(shí)驗(yàn)方法對(duì)切槽爆破時(shí)裂紋擴(kuò)展的一般規(guī)律進(jìn)行了研究，但由于實(shí)驗(yàn)設(shè)備的限制，單次實(shí)驗(yàn)最多僅能得到16幅圖片，因而很大程度上限制了對(duì)裂紋擴(kuò)展規(guī)律的深入研究。徐穎等[10]建立了切槽炮孔不耦合裝藥條件下的脆性斷裂爆破模型，分析了爆生主裂紋擴(kuò)展速度的變化規(guī)律，并進(jìn)行了切槽炮孔和普通炮孔光面爆破的對(duì)比實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了切槽炮孔的優(yōu)越性。

這些研究，從不同角度分析了切槽爆破的優(yōu)越性。然而，對(duì)于缺陷巖體而言，切槽爆破爆生裂紋在遇到缺陷后的擴(kuò)展規(guī)律必然發(fā)生改變，同時(shí)，由于切槽爆破和普通爆破的爆炸應(yīng)力波傳播規(guī)律不同，其爆生裂紋的斷裂特性也必然存在差異。因此，本文中采用數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)含垂直節(jié)理的缺陷介質(zhì)在切槽爆破和普通爆破中爆生裂紋的斷裂行為進(jìn)行比較，以期為切槽爆破中爆生裂紋斷裂行為規(guī)律的研究提供參考。

1 焦散線的形成及測(cè)試原理

圖1所示為焦散線的成像示意圖。當(dāng)平行光束垂直入射到受拉(壓)力作用的含裂紋透明平面試件時(shí)，由于試件的厚度和折射率發(fā)生改變，平行光束在透過試件時(shí)就會(huì)發(fā)生相應(yīng)偏轉(zhuǎn)，離裂紋尖端越近，光束偏轉(zhuǎn)得越嚴(yán)重。這樣，在距試件z0處的參考平面上，光強(qiáng)的分布是不均勻的，因此在屏上就會(huì)觀察到一條包圍著一個(gè)暗區(qū)的光線集中的亮線，這個(gè)亮線就是焦散線，包圍的暗區(qū)就是焦散斑。

圖1 焦散線成像示意圖Fig.1 Schematic diagram of caustics formation

在平面爆炸應(yīng)力場(chǎng)中，爆炸壓力脈沖主要是以壓縮波和剪切波2種體波的形式進(jìn)行傳播，并在爆炸介質(zhì)形成壓剪復(fù)合應(yīng)力場(chǎng)，爆生裂紋也為Ⅰ、Ⅱ復(fù)合型裂紋。由文獻(xiàn)[11]可知，對(duì)于透射式動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)，復(fù)合型裂紋尖端的Ⅰ型動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ和Ⅱ型動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅡ存在如下關(guān)系：

(1)

式中：Dmax為復(fù)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,Ct為材料的應(yīng)力光學(xué)常數(shù),deff為試件的有效厚度，對(duì)于透明材料，板的有效厚度即為板的實(shí)際厚度；μ為應(yīng)力強(qiáng)度因子的比值，可由μ與(Dmax-Dmin)/Dmax之間的關(guān)系曲線求得；g為應(yīng)力強(qiáng)度數(shù)值因子，其值可根據(jù)μ來(lái)確定。F(v)為速度調(diào)節(jié)函數(shù)，在有實(shí)際意義的速度中，其值約等于1。KⅠ為Ⅰ型動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子，KⅡ?yàn)棰蛐蛣?dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子。因此，對(duì)于給定的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，z0、Ct、deff為已知的確定常數(shù)，僅需測(cè)量焦散斑的最大和最小直徑Dmax和Dmin就可以確定裂紋尖端的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子。

2 數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)光路及設(shè)備

實(shí)驗(yàn)光路布置如圖2所示，該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由激光器、場(chǎng)鏡、爆炸加載裝置、同步控制系統(tǒng)、數(shù)字高速相機(jī)和計(jì)算機(jī)等裝置組成[12]，具有拍攝幅數(shù)多，系統(tǒng)誤差小，實(shí)驗(yàn)結(jié)果易于自動(dòng)化處理等特點(diǎn)，能夠滿足實(shí)驗(yàn)室條件下進(jìn)行動(dòng)態(tài)斷裂問題的研究。其中，采用Fastcam-SA5(16G)型彩色高速數(shù)碼相機(jī)作為圖像采集設(shè)備。實(shí)驗(yàn)激光光源采用輸出功率為0～200 mW可調(diào)的綠色泵浦激光器，可滿足不同實(shí)驗(yàn)光強(qiáng)的需求，并采用擴(kuò)束鏡使激光光場(chǎng)達(dá)到實(shí)驗(yàn)要求，這種激光強(qiáng)度高、穩(wěn)定性好，綠色激光波長(zhǎng)為532 nm，是Fastcam-SA5型高速相機(jī)CCD的最敏感波長(zhǎng)。該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)還配備有PFV (photron fastcam viewer) 專業(yè)軟件，可實(shí)現(xiàn)對(duì)相機(jī)參數(shù)設(shè)置、實(shí)驗(yàn)采集與圖像拍攝的同步控制以及拍攝結(jié)果的初步處理。實(shí)驗(yàn)中相機(jī)拍攝速度為100 000 s-1，拍攝照片的分辨率為320×192，泵浦激光器功率為60 mW。

圖2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)光路圖Fig.2 Optical system for new-type dynamic caustics system

2.2 實(shí)驗(yàn)材料及實(shí)驗(yàn)方法

文獻(xiàn)[11-14]的研究表明，有機(jī)玻璃板(PMMA)在爆炸荷載下爆生裂紋的斷裂機(jī)理及擴(kuò)展規(guī)律和脆性巖石材料相似，且為透明材料，易于利用焦散斑觀測(cè)斷裂特性。實(shí)驗(yàn)選用具有較高的焦散光學(xué)常數(shù)的PMMA為實(shí)驗(yàn)材料，且為光學(xué)各向同性，能產(chǎn)生單焦散曲線，有利于對(duì)焦散圖像分析，可提高實(shí)驗(yàn)精度。PMMA材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)如下：cp=2 320 m/s，cs=1 260 m/s，Ed=6.1 GPa，ν=0.31，Ct=0.85×10-10m2/N。模型試件的幾何尺寸為300 mm×300 mm×5 mm，炮孔位于試件中央，一種是普通圓形炮孔，直徑6 mm；另一種是帶雙切槽的圓形炮孔，切槽角度為60°，切槽深度1 mm。為了模擬巖體中的缺陷，在距離炮孔右邊緣水平方向(切槽炮孔為切槽方向)25 mm處預(yù)制1條豎向裂紋，預(yù)制裂紋的尺寸為50 mm×0.6 mm。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示，為表示清楚，圖中炮孔有所放大。

圖3 試件模型示意圖Fig.3 Schematic diagrams of specimen models

實(shí)驗(yàn)中采用單質(zhì)猛炸藥PbN6作為起爆藥，裝藥量為130 mg。裝藥時(shí)，在炮孔中預(yù)設(shè)1組探針，并與高壓起爆裝置相連，高壓起爆裝置經(jīng)同步控制系統(tǒng)與高速數(shù)碼相機(jī)相連。實(shí)驗(yàn)時(shí)，首先對(duì)高壓起爆裝置進(jìn)行充電，充電完成后，啟動(dòng)同步控制開關(guān)，高壓起爆裝置放電起爆炸藥，同時(shí)經(jīng)同步控制系統(tǒng)給高速數(shù)碼相機(jī)1個(gè)外觸發(fā)信號(hào)，相機(jī)開始記錄，實(shí)現(xiàn)對(duì)實(shí)驗(yàn)拍攝的自動(dòng)控制。此外，實(shí)驗(yàn)時(shí)為了避免場(chǎng)鏡受到爆炸模型碎片的損壞，在模型兩側(cè)各放置有一塊無(wú)應(yīng)力透明氟化玻璃。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 直觀分析

采用數(shù)字激光動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，分別對(duì)含垂直裂紋的缺陷介質(zhì)在普通炮孔和切槽炮孔中爆生裂紋的斷裂特性進(jìn)行了研究。圖4～5分別為選取的部分普通炮孔和切槽炮孔動(dòng)態(tài)爆炸焦散線圖片。圖6所示為2種炮孔起爆后的試件破壞圖樣，其中，普通炮孔以O(shè)表示，切槽炮孔以S表示，主裂紋從水平方向右側(cè)的主裂紋開始按順時(shí)針方向依次記為d1、d2、d3、…，翼裂紋按預(yù)制裂紋下端和上端分別記為w1、w2。

圖4 普通炮孔動(dòng)態(tài)焦散線系列圖片F(xiàn)ig.4 Series photos of dynamic caustics for ordinary blast hole

圖5 切槽炮孔動(dòng)態(tài)焦散線系列圖片F(xiàn)ig.5 Series photos of dynamic caustics for pre-notched blast hole

圖6 試件破壞圖樣Fig.6 Sketch of specimen after blasting

從圖6(a)中可以看出，普通炮孔起爆后，在t=20 μs，炮孔周圍同時(shí)產(chǎn)生了5條較大的主裂紋。由于預(yù)制裂紋的自由面效應(yīng)，爆生主裂紋O-d1沿預(yù)制裂紋的最小抵抗線方向水平擴(kuò)展并在遇到預(yù)制裂紋后在預(yù)制裂紋兩端產(chǎn)生2條翼裂紋；主裂紋O-d2先朝預(yù)制裂紋方向斜向下擴(kuò)展，在靠近預(yù)制裂紋端處突然轉(zhuǎn)變方向豎直向下擴(kuò)展，這是由于運(yùn)動(dòng)裂紋周圍的應(yīng)力場(chǎng)和在預(yù)制裂紋端部產(chǎn)生的繞射波相互疊加，從而改變了運(yùn)動(dòng)裂紋O-d2的擴(kuò)展方向；在炮孔左側(cè)，主裂紋O-d4沿炮孔徑向斜向上徑向擴(kuò)展，其擴(kuò)展速度較快，并在200 μs時(shí)超出了觀測(cè)視場(chǎng)；其余的2條主裂紋擴(kuò)展很短，在t=140 μs時(shí)已經(jīng)止裂。從圖6(b)中可以看出，切槽炮孔起爆后，炮孔周圍也產(chǎn)生了5條主裂紋，這與普通炮孔爆破相同，說明切槽不能抑制非切槽方向裂紋的起裂。在t=20 μs時(shí)，爆生裂紋從切槽方向優(yōu)先起裂，切槽方向的裂紋焦散斑在t=20 μs時(shí)出現(xiàn)，較非切槽方向早10 μs，促使爆生氣體沿切槽方向釋放；爆生主裂紋S-d1在擴(kuò)展過程中與預(yù)制裂紋相遇，并在預(yù)制裂紋兩端產(chǎn)生2條翼裂紋；主裂紋S-d3沿切槽方向近似水平擴(kuò)展，并在200 μs時(shí)超出視場(chǎng)；其余3條非切槽方向的主裂紋均很短。

3.2 爆生主裂紋

圖7所示為爆生主裂紋O-d4和S-d3的KⅠ隨時(shí)間的變化曲線。可以看出，普通爆破時(shí)爆生主裂紋O-d4尖端的KⅠ呈現(xiàn)出增大減小交替振蕩變化的特點(diǎn)，在整個(gè)過程中，最小值為0.94 MN/m3/2，最大值為1.59 MN/m3/2，平均值為1.29 MN/m3/2。切槽孔爆破時(shí)爆生主裂紋S-d3尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子基本呈現(xiàn)出先增大后減小的特點(diǎn)，最小值為0.58 MN/m3/2，最大值為1.11 MN/m3/2，平均值為0.77 MN/m3/2，約為普通爆破時(shí)KⅠ平均值的60%，說明切槽使爆破中爆生裂紋更易起裂。由于切槽處的應(yīng)力集中效應(yīng)，切槽爆破時(shí)主裂紋KⅠ的起裂韌度為0.58 MN/m3/2，僅為普通爆破時(shí)的54%，這也是切槽爆破主裂紋起裂早的一個(gè)原因。t=100 μs后，切槽爆破主裂紋的KⅠ迅速減小，主要有2個(gè)原因：一方面，爆炸應(yīng)力波的快速衰減使裂紋尖端的能量沒能得到繼續(xù)補(bǔ)充，使得其KⅠ下降；另一方面，由于右側(cè)沿切槽方向運(yùn)動(dòng)的主裂紋S-d1在遇到預(yù)制裂紋后，為爆生氣體的釋放提供了足夠的空間，較多的爆生氣體沿右側(cè)切槽方向運(yùn)動(dòng)，使得左側(cè)主裂紋尖端的能量迅速下降。

圖7 主裂紋尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)程曲線Fig.7 Histories of dynamic stress intensity factor of blast-induced main crack

圖8 主裂紋擴(kuò)展速度時(shí)程曲線Fig.8 Histories of crack propagation velocity of blast-induced main crack

圖8所示為爆生主裂紋O-d4和S-d3的擴(kuò)展速度隨時(shí)間的變化曲線。從圖7～8中可以看出，主裂紋的擴(kuò)展速度與動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子的變化趨勢(shì)基本相同。切槽炮孔爆破時(shí)主裂紋S-d3的平均速度為277 m/s，約為普通爆破時(shí)主裂紋O-d4相應(yīng)值的86%。這主要是普通爆破時(shí)主裂紋尖端的動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子值更大，推動(dòng)裂紋擴(kuò)展的作用更強(qiáng)的緣故。

3.3 爆生翼裂紋

無(wú)論是普通炮孔還是切槽炮孔，爆生主裂紋在遇到預(yù)制裂紋后都沒能直接穿過預(yù)制裂紋向前擴(kuò)展，而是在預(yù)制裂紋兩端出現(xiàn)2條新的翼裂紋并繼續(xù)向前擴(kuò)展。這是因?yàn)楫?dāng)運(yùn)動(dòng)裂紋垂直擴(kuò)展到靜止的預(yù)制裂紋時(shí)，爆生主裂紋尖端攜帶的動(dòng)能及爆生氣體的能量沿預(yù)制裂紋面向兩端轉(zhuǎn)移。隨著預(yù)制裂紋兩端能量的不斷積累，預(yù)制裂紋兩端的焦散斑尺寸不斷增大，其動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子也不斷增大。在t=50 μs時(shí)，預(yù)制裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子達(dá)到了材料的動(dòng)態(tài)斷裂韌度，翼裂紋起裂。圖9～10分別表示爆生翼裂紋O-w2和S-w2尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子隨時(shí)間的變化曲線。

圖9 翼裂紋O-w1尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)程曲線Fig.9 Histories of dynamic stress intensity factor of blast-induced wing crack O-w1

圖10 翼裂紋S-w1尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)程曲線Fig.10 Histories of dynamic stress intensity factor of blast-induced wing crack S-w1

從圖9中可以看出：翼裂紋O-w1尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ呈先迅速增大到最大值1.17 MN/m3/2，然后又逐漸振蕩下降，并在270 μs時(shí)止裂，相應(yīng)地KⅠ也降到0.4 MN/m3/2，約為最大值的35%。從圖10中可以看出：當(dāng)切槽炮孔起爆后，在t=30 μs時(shí)，切槽炮孔爆生翼裂紋尖端出現(xiàn)焦散斑；隨后KⅠ迅速增大到最大值1.14 MN/m3/2；然后振蕩下降，并在t=60～250 μs，KⅠ保持在0.6～0.8 MN/m3/2之間反復(fù)振蕩，形成一個(gè)明顯的平臺(tái)；在t=270 μs時(shí)，翼裂紋S-w1止裂，相應(yīng)KⅠ也迅速下降到0.3 MN/m3/2以下，約為最大值的30%。翼裂紋S-w1尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子在裂紋擴(kuò)展過程中(60～250 μs)出現(xiàn)明顯的平臺(tái)，這是因?yàn)檠厍胁鄯较騼?yōu)先擴(kuò)展的爆生主裂紋為爆生氣體的運(yùn)動(dòng)提供了足夠的釋放空間，當(dāng)主裂紋S-d1運(yùn)動(dòng)到預(yù)制裂紋處時(shí)，爆生氣體沿主裂紋面運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而推動(dòng)翼裂紋擴(kuò)展，使翼裂紋S-w1尖端動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子在較長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)保持較高水平，其裂紋擴(kuò)展的最終長(zhǎng)度也增加到66 mm，如圖6所示，較普通炮孔爆破增加了18%。從圖9～10中還可以看出，翼裂紋O-w1在起裂初期有KⅡ>KⅠ，翼裂紋S-w1在擴(kuò)展過程中始終KⅠ>KⅡ，說明普通爆破爆生翼裂紋起裂以Ⅱ型剪切破壞為主，而切槽爆破翼裂紋起裂以I型拉伸破壞為主。這是因?yàn)榍胁郾茣r(shí)，更多的爆生氣體沿主裂紋面和預(yù)制裂紋面運(yùn)動(dòng)，使預(yù)制裂紋尖端獲得了更多的能量，因而翼裂紋起裂表現(xiàn)為強(qiáng)拉破壞。

圖11所示為翼裂紋O-w1和S-w1擴(kuò)展速度和加速度隨時(shí)間變化曲線。

圖11 翼裂紋擴(kuò)展速度、加速度時(shí)程曲線Fig.11 Histories of crack propagation velocity and accelertation of blast-induced wing crack

普通爆破爆生翼裂紋O-w1的擴(kuò)展速度在起裂后迅速達(dá)到最大值381 m/s，相應(yīng)的擴(kuò)展加速度最大值達(dá)到11.8 mm/s2。切槽爆破爆生翼裂S-w1的擴(kuò)展速度在起裂后增長(zhǎng)較緩，在t=90 μs時(shí)達(dá)到最大值375 m/s，其后緩慢下降，相應(yīng)的擴(kuò)展加速度的最大值也滯后20 μs，其值為10.83 mm/s2。這是由于爆生氣體沿切槽方向的主裂紋向翼裂紋處的運(yùn)動(dòng)延緩了翼裂紋S-w1擴(kuò)展速度的下降，使其擴(kuò)展速度能夠維持較長(zhǎng)時(shí)間。切槽爆破爆生翼裂紋在t=150 μs時(shí)擴(kuò)展速度再次增大，直到t=270 μs時(shí)才止裂，較普通炮孔爆生翼裂紋的擴(kuò)展時(shí)間延長(zhǎng)了22.7%。這更說明了切槽炮孔的爆生主裂紋在遇到預(yù)制裂紋后，為爆生氣體膨脹提供了足夠的空間，促使爆生氣體迅速沿預(yù)制裂紋面運(yùn)動(dòng)，翼裂紋起裂后，爆生氣體繼續(xù)推動(dòng)翼裂紋擴(kuò)展，使翼裂紋的總長(zhǎng)度增加。

4 結(jié) 論

(1)切槽爆破爆生主裂紋沿切槽方向優(yōu)先起裂，較非切槽方向早10 μs，有利于爆生氣體沿切槽方向釋放；

(2)由于切槽處的應(yīng)力集中效應(yīng)，切槽爆破爆生主裂紋的起裂韌度為0.58 MN/m3/2，其裂紋擴(kuò)展的平均速度為277 m/s，分別是普通爆破時(shí)主裂紋相應(yīng)值的54%和86%。

(3)當(dāng)切槽爆破爆生主裂紋與預(yù)制裂紋貫通后，為爆生氣體提供了足夠的膨脹空間，進(jìn)一步促使爆生氣體沿主裂紋面和預(yù)制裂紋面構(gòu)成的連通通道膨脹，這是切槽爆破爆生翼裂紋尖端KⅠ在起裂后60～250 μs之間保持在0.6～0.8 MN/m3/2，形成平臺(tái)效應(yīng)，并使爆生主裂紋在100 μs后KⅠ急劇下降的主要原因。

(4)由于切槽爆破爆生氣體對(duì)翼裂紋的作用，使翼裂紋起裂以I型拉伸破壞為主，同時(shí)延緩了切槽爆生翼裂紋擴(kuò)展速度的衰減，較普通炮孔翼裂紋擴(kuò)展時(shí)間和擴(kuò)展長(zhǎng)度分別增加了22.7%和17.8%。

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(責(zé)任編輯 王易難)

Dynamic caustic experiment on fracture behaviors of flawed material induced by pre-notched blasting

Yang Renshu1,2, Xu Peng1, Yang Liyun1, Chen Cheng1

(1.SchoolofMechanics&CivilEngineering,ChinaUniversityofMining&Technology,Beijing100083,China;2.StateKeyLaboratoryforGeomechanicsandDeepUndergroundEngineering,ChinaUniversityofMining&Technology,Beijing100083,China)

Using a digital laser dynamic caustics experimental system, the fracture behavior of blast-induced cracks in flawed materials under both ordinary borehole and pre-notched borehole were studied. The results show that the main crack propagating along the pre-notched direction is 10 μs earlier than that along the non-notched direction, which attributes the blast energy release along with the pre-notched direction. The initiation toughness and average speed of the main crack in the pre-notched direction is 0.58 MN/m3/2and 277 m/s, respectively, corresponding to 54% and 86% of the ordinary blasting. For the pre-notched blasting, The space is large enough for the detonation gas expansion, when the main crack goes through with the pre-crack, and the detonation gas energy moving to the both ends of the pre-crack, leading mainly mode Ⅰ type initiation fracture of the wing crack, with which its mode Ⅰ dynamic stress intensity factor stays between 0.6 MN/m3/2and 0.8 MN/m3/2during 60-250 μs, which forms an obvious platform in the histories of mode Ⅰ dynamic stress intensity factor, and the decrease rate of wing crack velocity are also delayed. Eventually, the duration time of the crack propagation and the crack length are increased by 22.7% and 17.8%, respectively, compared with the ordinary borehole blasting.

mechanics of explosion; dynamic fracture behavior; dynamic caustics experiment; flawed material; pre-notched blasting; crack propagation

10.11883/1001-1455(2016)02-0145-08

??回日期： 2014-10-08

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51134025)；高等學(xué)校學(xué)科創(chuàng)新引智計(jì)劃項(xiàng)目(B14006)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金項(xiàng)目(20120023120020)

楊仁樹(1963— )，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師;

許 鵬，pxcumtb@163.com。

O381; O346.1 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035; 1301545

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