爆炸裂紋定向斷裂超動態(tài)破壞力學特征的透射動焦散線試驗研究

爆炸裂紋定向斷裂超動態(tài)破壞力學特征的透射動焦散線試驗研究

1爆破定向釋放技術研究爆炸裂紋的發(fā)展規(guī)律通常采用動光彈、動云、全過程干擾、超動態(tài)變形電測量、超高速攝影等方法。隨著工程技術的發(fā)展，數值模擬被廣泛應用于爆炸裂紋的擴展，但裂縫邊緣的奇怪力量學現(xiàn)象無法避免這些研究方法的限制。而動焦散線試驗[3將應力集中區(qū)域的復雜狀態(tài)轉變?yōu)楹唵味逦慕股⒕€,已成為直接研究裂紋尖端動態(tài)力學行為的重要手段,能準確確定奇異場力學特征量。中國礦業(yè)大學(北京)是國內外較早建立和應用動焦散線試驗系統(tǒng)研究爆炸斷裂問題單位。如何合理控制炸藥能量的定向釋放一直是爆破理論和工程應用研究的主要課題。爆破斷裂定向控制的實現(xiàn)可歸納為選擇合理爆破參數、改變炮孔形狀、改變裝藥結構等3類途徑,其中以改變裝藥結構控制裂紋擴展是最活躍研究方向。楊永琦等在大量實驗室和現(xiàn)場試驗基礎上,提出了雙切縫聚能藥卷定向斷裂爆破技術,筆者曾作為該技術現(xiàn)場推廣的主要組織和實施者,先后在20多個煤礦巖巷施工中應用,盡管目前沒有得到實際使用,但聚能藥卷定向斷裂爆破仍是最具有工程應用前景的技術。Y.Q.Yang等研究了切縫聚能藥卷定向斷裂技術與作用機制,分析了切縫管材料種類、強度、管壁厚度、切縫寬度等對定向斷裂效果的影響。定向斷裂控制爆破技術主要采用雙切縫線射流聚能藥卷,側重應用于巖巷周邊控制爆破,本文進一步研究有別于雙切縫的新型雙孔點射流聚能藥卷裝藥結構,比較雙孔點射流、雙縫線射流聚能藥卷及普通裝藥結構的爆炸裂紋擴展的動力學特征,為爆炸裂紋定向控制提供理論依據和應用技術指導。2試驗模型與參數有機玻璃為脆性材料,與巖石性質類似,是廣泛適用于透射式動焦散線試驗材料。透射式動焦散線系統(tǒng)包括DDGS–II多火花高速攝影光路系統(tǒng)、加載裝置、延遲與控制器裝置、同步控制系統(tǒng)、光–電轉換系統(tǒng)。爆炸裂紋動態(tài)應力強度因子計算式為式中:KΙd為I型裂紋動態(tài)應力強度因子;z0為模型到參考平面的距離,考慮到裂紋尖端塑性變形影響,取z0=900mm;d為模型厚度;tc為透射焦散線的應力光學常數,取0.88×10-10m2/N;tD為焦散斑縱向直徑;δt為由裂紋擴展速度v引入的修正因子,已有研究表明由裂紋擴展速度引起誤差較小,所以取δt≈1。對于有機玻璃模型的動態(tài)力學參數,已知縱波波速CP=2252m/s,橫波波速SC=1200m/s,dE=4.5×109Pa,νd=0.38。利用動焦散線方程及焦散斑特征長度的定義,裂紋尖端距焦散斑前沿的距離為由動焦散線圖片,應用圖形處理軟件Photoshop精確確定爆炸裂紋焦散斑前沿位置和焦散斑縱向直徑tD。由式(1),(2)求出不同時刻裂紋尖端位置與動態(tài)應力強度因子,獲得對應時刻裂紋擴展長度、裂紋擴展平均速度。炸藥采用感度高、炮煙少的疊氮化鉛(PbN6)。炮孔內放置2組探針,一組連高壓脈沖起爆器,利用起爆器高壓放電引爆炸藥;另一組提供斷通信號觸發(fā)延遲控制器按設定幅間時間傳遞16個觸發(fā)信號給高速攝影機,火花頭在預定時間放電產生強脈沖光,得到與預置時間對應的16幅動焦散線圖片。試驗模型尺寸為400mm×250mm×4.48mm(長×寬×厚),塑料管內外直徑分別為6.5,9.0mm,炮孔裝藥量為130mg的PbN6。主要比較3種裝藥結構的爆炸裂紋擴展特征,模型81104–1采用圖1(a)在塑料管壁相對加工成直徑2,1mm的2個小孔形成雙孔點射流聚能藥卷,炮孔直徑0R=9mm;模型90219–5采用圖1(b)在塑料管壁對稱加工成寬0.6mm的2條狹長縫形成雙縫線射流聚能藥卷,炮孔直徑0R=9mm;模型81013–2為直接將炸藥裝在炮孔內的普通裝藥結構,炮孔直徑0R=6mm。3試驗結果與爆炸裂紋的動態(tài)特性3.1射流孔徑和數量對定向斷裂爆破效果的影響圖2為不同裝藥結構的有機玻璃模型爆后裂紋擴展效果。在分析試驗結果之前,先將由炮孔徑向擴展較長的裂紋稱為爆炸主裂紋。如圖2(a)所示,模型81104–1雙孔點射流聚能藥卷的兩相對小孔形成定向爆炸主裂紋I,II長分別為73.55,71.2mm,非聚能方向較長爆炸主裂紋有45,42,41,23,20mm,共5條,聚能方向單個爆炸主裂紋擴展長為非聚能方向的1.7~3.8倍,聚能方向爆炸主裂紋長度為炮孔直徑的8.22倍。聚能方向爆炸主裂紋總長約為非聚能方向爆炸主裂紋0.85倍。同時,雙孔點射流聚能藥卷的射流孔徑2和1mm形成的定向爆炸主裂紋接近一致。由此可知,一定范圍的射流孔徑大小對定向斷裂裂紋形成效果影響不明顯。如圖2(b)所示,模型90219–5為雙切縫線射流聚能藥卷,切縫方向裂紋I,II擴展長分別為67.96,78.16mm,非切縫方向爆炸主裂紋長主要有21,17,15,12,12mm,共5條,切縫方向單個爆炸主裂紋擴展長度為非切縫方向的3.7~6.5倍,切縫方向裂紋I,II長分別為炮孔直徑的7.55,8.68倍。切縫方向爆炸主裂紋總長約為非切縫方向的1.9倍。如圖2(c)所示,模型81013–2采用炸藥直接裝在炮孔內的普通裝藥結構,爆炸主裂紋在炮孔周圍隨機分布,較長的裂紋有68,64,62,49,43mm,共5條;較短的裂紋有33,30,24,18,17mm,共5條。比較可知,在壓縮爆炸沖擊波作用下,3種裝藥結構形式的炮孔周圍形成分布相似的密集微小徑向裂紋區(qū)。小藥量(130mg)、小當量PbN6爆炸近區(qū)的壓縮徑向裂紋區(qū)范圍較小,約為1.0cm(4R0)。普通裝藥結構爆炸主裂紋最長,分別為雙孔點射流、雙縫線射流聚能藥卷的爆炸主裂紋1.29倍、1.83倍,表明聚能藥卷起爆后,爆轟波在聚能藥卷的內外表面發(fā)生卸載反射,聚能藥卷管壁對炸藥爆轟波具有衰減作用。試驗表明,雙孔點射流聚能藥卷同雙縫線射流聚能藥卷一樣能有效實現(xiàn)爆炸裂紋的定向斷裂,都能適用于巖石定向斷裂爆破技術,但雙孔點射流聚能藥卷的加工和應用更容易。2種聚能藥卷均可演變?yōu)槎嗫p線射流聚能藥卷,在炮孔徑向形成多股聚能射流,實現(xiàn)爆炸主裂紋多方向擴展,多縫線射流聚能藥卷定向預裂爆破技術在煤層獲得較大范圍的爆生裂隙網,增大炮孔間距,大大減少鉆孔工作量,提高煤層透氣性,解決高瓦斯、低透氣性煤層的瓦斯抽排放問題。3.2爆破主裂紋擴展速度圖3為2種聚能藥卷的有機玻璃爆炸裂紋定向擴展動焦散線圖片,結合普通裝藥結構模型81013–2動焦散線圖片,比較不同裝藥結構爆炸裂紋擴展規(guī)律。從圖3可以看出,爆炸裂紋尖端焦散斑形狀表明爆炸早、中期裂紋為I型或近似I型,裂紋尖端以張開變形占優(yōu),不發(fā)生銳化變形,啟裂位置、方向與擴展方向趨于穩(wěn)定,隨爆炸載荷變化呈一定的規(guī)律性,爆炸主裂紋斷口特征為典型的拉伸斷裂。由式(1),(2)可得3種裝藥結構爆炸主裂紋的尖端位置a、擴展速度v及動態(tài)應力強度因子KΙd的斷裂力學特征量隨時間的變化(見圖4,5)。從圖4,5可以看出,早期爆炸裂紋擴展速度極快,距炮孔20~35mm的裂紋擴展速度達500~650m/s,距炮孔35~60mm的裂紋擴展速度300~400m/s。由于爆生氣體高壓射流作用于孔壁,加大裂紋尖端拉應力,延長了裂紋尖端拉應力作用時間,爆炸主裂紋擴展速度在炸藥起爆50μs后出現(xiàn)第2個大值。模型81104–1雙孔點射流聚能藥卷聚能方向定向爆炸裂紋I極限擴展速度達537.98m/s、極限動態(tài)應力強度因子為1.19MN/m3/2。模型90219–5雙切縫聚能藥卷的定向斷裂爆炸裂紋II極限擴展速度分別達530.3m/s、極限動態(tài)應力強度因子達1.43MN/m3/2。大量試驗發(fā)現(xiàn),小藥量平面模型的爆炸裂紋尖端極限動態(tài)應力強度因子很少超過1.5MN/m3/2。不同裝藥結構的爆炸主裂紋動態(tài)應力強度因子變化趨勢基本相同,KId隨裂紋擴展時間總體上減小,但表現(xiàn)出波動現(xiàn)象。裂紋尖端KId,v和擴展長度三者關系密切,一般是同一發(fā)展趨勢,裂紋尖端KId數值高,裂紋擴展長度和v一般也大。聚能藥卷定向爆炸主裂紋KId,v在60~200μs以較穩(wěn)定數值擴展,爆炸主裂紋主要在這一段時間完成,表明爆生氣體射流的動作用在裂紋擴展中占有重要地位。傳統(tǒng)的爆破理論多認為爆破破碎是應力波和準靜態(tài)氣體聯(lián)合作用,忽略了高壓爆生氣體的動作用。如圖3所示,炸藥起爆后,首先在炮孔周圍由壓縮沖擊波形成徑向壓縮裂紋區(qū),但高速傳播的爆炸應力波很快衰減為引起微量變形的“弱波”,爆炸主裂紋的擴展明顯滯后于爆炸應力波傳播,從動焦散線圖片及裂紋面清晰的炮煙痕跡表明高壓爆生氣體在爆炸主裂紋擴展中起主要作用。試驗發(fā)現(xiàn),盡管爆炸徑向壓縮裂紋密布在炮孔壁周圍,但爆炸主裂紋數量極其有限,聚能藥卷管壁限制了爆生氣體徑向膨脹,延長了爆生氣體作用時間,高溫高壓氣體沿聚能藥卷管壁小孔或切縫方向優(yōu)先形成射流的“氣楔效應”。因此,爆炸主裂紋擴展是利用爆轟氣體的高壓膨脹靜作用,同時利用壓強勢能轉變?yōu)樯淞鲃幽艿膭幼饔?促使炮孔切縫方向的壓縮徑向裂紋受到強烈拉應力作用而快速擴展;另一方面,爆炸應力波在裂紋尖端反射和繞射,產生拉應力波,進一步加劇裂紋尖端的拉應力集中。分析發(fā)現(xiàn)2種聚能藥卷的爆炸主裂紋動態(tài)應力強度因子、擴展速度比普通裝藥結構模型81013–2的爆炸主裂紋在相同作用時間的斷裂力學量都要大,同時爆炸主裂紋以較大動態(tài)應力強度因子、較高擴展速度的持續(xù)時間也長。因此,雙孔點射流聚能藥卷、雙縫線射流聚能藥卷改善了炸藥的爆轟性能,維持了炸藥爆轟的穩(wěn)定傳播,聚能方向的高壓氣射流的“氣楔效應”加強了聚能方向徑向壓縮裂紋的擴展,同時抑制了非聚能方向徑向壓縮裂紋的擴展。4聚能藥物卷爆炸誤差的物理過程分析(1)應力場中能量的增量聚能藥卷裝藥起爆后,爆轟波通過聚能藥卷管壁后產生徑向壓縮沖擊波作用于孔壁,在介質中形成一個動態(tài)應力場,炮孔近處介質的能量增量以壓縮應力波的形式向外傳播,爆炸沖擊波促使炮孔周圍形成微小的密集徑向壓縮裂隙區(qū),消耗了大量的爆炸應力波的能量。聚能藥卷管壁對非聚能方向爆炸作用有一定的衰減效應,但不能抑制非聚能方向壓縮徑向裂隙的生成,徑向壓縮裂隙區(qū)卻為聚能藥卷聚能方向的定向斷裂提供了預裂紋。(2)區(qū)域主裂紋擴展方向當裂紋尖端的應力強度因子達到巖石斷裂韌度時,裂紋啟裂?？刂屏鸭y擴展長度的另一個力學量是炮孔超壓,壓力過低,聚能方向的預裂紋也難以啟裂;壓力過高,非切縫方向的壓縮徑向裂紋會被激發(fā)而擴展。炮孔較遠區(qū)域爆炸應力波能量衰減較快,后續(xù)高溫、高壓爆生氣體使動態(tài)應力場中的介質再次獲得能量增量,促使裂紋進一步擴展。因此,爆炸應力波和爆生氣體的動、靜作用在爆炸主裂紋擴展過程中相互依存、密不可分。炮孔壁附近初始壓縮徑向裂紋形成后,巖體內部應力分布隨之發(fā)生變化,巖體不再是簡單拉斷或剪切破壞,而是復雜應力作用下張開型脆性斷裂。裂紋環(huán)向拉應力σθ達到臨界斷裂值時,由最大拉應力準則,裂紋沿環(huán)向拉應力極大值方向失穩(wěn)擴展,炮孔壁上的環(huán)向拉應力σθ表達式如下:式中:θ為極角,表示炮孔壁預裂紋開裂方向;KI為裂紋尖端應力強度因子,與θ無關。由最大拉應力準則確定壓縮徑向裂紋擴展方向與開裂方向的開裂角θ0。由?σθ/?θ=0,可得顯然開裂角θ0=0°,即裂紋的擴展方向與炮孔預裂紋方向一致,這已被工程試驗所證實。聚能方向炮孔預裂紋最早受到能流密度大的爆轟氣體射流的“氣楔”效應,應力波在徑向預裂紋尖端繞射形成拉應力集中區(qū),加速了聚能方向裂紋繼續(xù)擴展,T.Kobayashi和J.W.Dally通過試驗確定了裂紋尖端應力強度因子和裂紋擴展速率的關系,指出預裂紋被啟動后便立刻以較高速度擴展,這與動焦散線試驗結論一致。同時,聚能藥卷管壁抑制了炮孔其他方向上隨機爆炸主裂紋的產生、擴展。若炮孔間距合適,則可形成貫通斷裂面。(3)裂紋極限擴展由于爆炸應力波衰減很快,同時爆生氣體的膨脹和釋放,裂紋尖端動態(tài)應力強度因子很快低于巖石止裂韌度,爆炸裂紋止裂。由試驗結果可知,爆炸主裂紋動態(tài)應力強度因子似乎存在變化幅度較小的一個極限值,將爆炸裂紋擴展長度接近停止的KId定義為爆炸裂紋止裂韌性KIC,只與材料性質有關,與炸藥量等因素無關?；诖罅吭囼灴芍狵IC≈0.3MN/m3/2,是裂紋極限擴展速度時KI值的0.2倍,這個值比靜態(tài)和低沖擊載荷的斷裂韌度要低。巖體長0.025~0.25mm的天然微裂紋對定向斷裂爆破的宏觀裂紋影響不大,但高速擴展爆炸裂紋遇到巖體內宏觀裂紋(如斷層、破碎帶、節(jié)理、層理或風化帶等)時,爆炸裂紋尖端應變能很快釋放,炮孔的爆生氣體壓力很快下降,爆炸裂紋可能止裂、轉向或分叉,影響爆炸裂紋的定向擴展效果,這些現(xiàn)象已被巖石爆破試驗結果所證實。5區(qū)域宏觀變化(1)早期爆炸裂紋尖端附近的高應變速率和加載速率促使初始壓縮徑向裂紋尖端形成高應力