某露天矿山预裂爆破参数优选与试验研究

陈啸林; 张智宇; 王凯; 孟佳乐; 彭磊; 吴霄

doi:10.11858/gywlxb.20230692

某露天矿山预裂爆破参数优选与试验研究

doi: 10.11858/gywlxb.20230692

陈啸林^1,,
张智宇^1,*, ,,
王凯²,
孟佳乐¹,
彭磊¹,
吴霄³

1.
昆明理工大学国土资源工程学院, 云南昆明　650093
2.
昆明理工大学公共安全与应急管理学院, 云南昆明　650093
3.
浙江省隧道工程集团有限公司, 浙江杭州　310000

基金项目: 国家自然科学基金（52064025）；云南省重大科技项目（202202AG050014）

详细信息

作者简介:
陈啸林（1998－），男，硕士研究生，主要从事工程爆破研究. E-mail：1395156573@qq.com

通讯作者:
张智宇（1973－），男，硕士，教授，博士生导师，主要从事采矿工程及工程爆破研究.E-mail：924221851@qq.com

中图分类号: O346
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出版历程
- 收稿日期: 2023-07-11
- 修回日期: 2023-08-21
- 网络出版日期: 2023-12-07
- 刊出日期: 2023-12-15

Optimization and Experimental Study of Pre-Splitting Blasting Parameters in a Certain Open-Pit Mine

1.
Faculty of Land and Resources Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650093, Yunnan, China
2.
Faculty of Public Safety and Emergency Management, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650093, Yunnan, China
3.
Zhejiang Tunnel Engineering Group Co., Ltd., Hangzhou 310000, Zhejiang, China

摘要

摘要: 为了得到确保露天矿山边坡安全稳定的最佳预裂爆破参数组合，采用数值模拟结合相似模型试验的方法，探讨了岩石双孔爆破下裂纹扩展规律，并进行了现场预裂爆破试验。结果表明：裂纹先由炮孔壁产生，且炮孔附近的原岩破坏程度较大；随着不耦合系数由1.33增大至3.00，孔壁所承受的冲击压力显著减小，粉碎区半径逐渐减小。采用极差分析法，研究了不同因素对试验指标的影响程度，根据评价指标确定试验因素的最优组合。模型试验结果表明：孔距与孔径之比为9、不耦合系数为3.00、起爆延期时间为12 ms、最大单响药量为5.4 g（三孔一响）的组合条件下，模型试件预裂成缝效果最佳。根据数值模拟及相似模型试验结果，结合理论计算，选取孔距为0.8 m（孔距与孔径之比约为9）、不耦合系数为3.00、延期时间为12 ms、最大单响药量为11.25 kg（三孔一响）的预裂爆破参数进行现场试验，取得了良好的预裂效果。研究结果可以为露天矿山现场预裂爆破参数的设计提供参考，对于实现精确控制爆破、确保露天矿山边坡安全稳定具有重要意义。
- 预裂爆破 /
- 数值模拟 /
- 裂纹扩展 /
- 相似模型试验 /
- 正交试验
Abstract: In order to obtain the optimal combination of pre-splitting blasting parameters to ensure the safety and stability of open-pit mine slope, the law of crack propagation under rock double-hole blasting was discussed by numerical simulation combined with similar model experiment, and the field pre-splitting blasting experiment was carried out. The results show that the cracks are first generated by the blasthole wall and the original rock near the blasthole is more damaged. As the decoupling coefficient increases from 1.33 to 3.00, the impact pressure on the hole wall decreases significantly, and the radius of the crushing zone decreases gradually. The range analysis method was used to study the influence of different factors on the experiment index, and the optimal combination of experiment factors was determined according to the evaluation index. The results of the model experiment indicate that the pre-splitting effect of the model specimen is the best under the combined conditions of the hole spacing-to-aperture ratio of 9, the decoupling coefficient of 3.00, the initiation delay time of 12 ms, and the maximum charge weight per delayed interval of 5.4 g (three holes and one shot). According to the results of numerical simulation and similar model experiment, combined with theoretical calculation, the pre-splitting blasting parameters with hole spacing of 0.8 m (the spacing-to-aperture ratio of about 9), decoupling coefficient of 3.00, delay time of 12 ms and maximum charge weight per delayed interval of 11.25 kg (three holes and one shot) were selected for field experiment, and good pre-splitting effect was achieved. The research results can provide reference for the design of pre-splitting blasting parameters in open-pit mines, and it is of great significance to realize accurate control blasting and ensure the safety and stability of open-pit mine slopes.
- pre-splitting blasting /
- numerical simulation /
- crack propagation /
- similar model experiment /
- orthogonal experiment

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1. 引言

自1996年German-French Research Institute Saint Louis (ISL)实验室第一次提出横向效应增强型侵彻体(Penetrator with Enhanced Lateral Effect, PELE)概念以来, 国内外学者对PELE弹丸的作用过程进行了广泛研究。在PELE弹丸壳体断裂的机理方面, Kesberg等人^[1]认为壳体侵彻目标的内核因密度较低而被压缩并沿径向膨胀, 导致壳体内壁压力剧增至吉帕级, 弹丸穿透目标后能量瞬间释放, 导致壳体破裂成大量破片。Paulus等人^[2]结合Recht-Ipson模型^[3]和Mott模型^[4]计算出弹体的剩余速度、装填物的压力以及壳体破片的径向飞散速度, 并且用弱激波理论描述了PELE弹丸壳体的断裂过程。对于PELE弹丸壳体断裂的研究, 除了可从力学和能量的角度定性地解释PELE弹丸壳体断裂过程外, 还可以从损伤断裂的角度, 具体分析其在侵彻过程中的断裂机理。

在研究材料动态拉伸断裂方面有许多模型, Seaman、Curran和Shockey^[5]从实验出发, 基于微损伤的统计性分析结果, 提出了成核与长大模型(Nucleation and Growth, NAG)。但是NAG模型计算需要大量的实验参数, 实用性比较差。封加波等人^[6-7]在NAG模型的基础上利用单孔洞近似, 从能量平衡的角度出发, 提出了简单实用的损伤度函数模型。本研究基于损伤度模型, 结合PELE弹丸侵彻过程, 将PELE弹丸壳体的膨胀断裂过程分为加速膨胀和匀速膨胀两个阶段, 推导出这两个阶段PELE弹丸壳体的损伤断裂方程, 并根据损伤断裂方程分析影响PELE弹丸横向效应的内在机理。

2. 金属壳体动态损伤模型

2.1 金属壳体的动态本构关系

PELE弹丸壳体一般为高密度金属或合金。金属或合金材料在高应变率下的变形过程比较复杂, 理论上通常把动态变形过程划分为几个阶段, 如弹性阶段、塑性阶段和失效阶段, 对不同变形阶段需要用不同的本构关系表达式进行描述。动态塑性本构方程可以写为

$\sigma=\varphi\left(e^{\mathrm{p}}, \dot{e}^{\mathrm{p}}\right)$

(1)

式中:σ为材料的动态屈服应力, e^p为径向塑性自然应变, 为径向塑性自然应变率。

根据文献[7], 金属壳体的动态本构关系可以表示为

$\sigma=\sigma_{0}+K e^{\mathrm{p}}+\eta \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(2)

式中:σ₀为静态屈服强度, K为材料强化系数, η为材料黏度系数。

对于柱壳结构有

$e^{\mathrm{p}}=\ln \left(\frac{R(t)}{R_{0}}\right)$

(3)

$\dot{e}^{\mathrm{p}}=u(t) / R(t)$

(4)

$\varepsilon^{\mathrm{p}}=\frac{R(t)-R_{0}}{R_{0}}$

(5)

式中:R₀为壳体初始半径, R(t)为壳体实时半径, R₀、R(t)均是壳体内径和外径的平均值, ε^p为径向塑性应变, u(t)为壳体径向膨胀速度。结合(3)式和(5)式可以得到e^p与ε^p的关系

$e^{\mathrm{p}}=\ln \left(1+\varepsilon^{\mathrm{p}}\right)$

(6)

将(6)式代入(2)式, 可以将动态本构关系改写成以下形式

$\sigma=\sigma_{0}+K \ln \left(1+\varepsilon^{\mathrm{P}}\right)+\eta \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(7)

2.2 金属壳体的动态损伤模型

本研究所采用的断裂准则建立在封加波提出的损伤度模型的基础上。金属材料的损伤度包括在应力波作用下材料初始损伤缺陷及其发展, 以及新产生的损伤缺陷及其发展, 而且材料的损伤度具有累积效应。在PELE弹丸壳体动态断裂的过程中, 为了考虑材料的损伤累积效应, 引入损伤变量D(t), D(t)定义为材料某一截面上微孔洞所占的面积比。参照文献[6], 有如下形式的方程

$\frac{\mathrm{d} D}{\mathrm{d} t}=\frac{\left[(1-D)\left(\sigma-\sigma_{0}\right)\right]^{2}}{\eta K}$

(8)

求解方程(8)式需要知道σ(或ε^p和随时间变化的规律。从(4)式和(5)式看出, 需要知道壳体膨胀的实时半径R(t)和壳体径向膨胀速度u(t)的函数形式。在处理实际问题时, 很难求出解析表达式, 一般需要结合实验结果求解。

3. PELE弹丸壳体膨胀规律

3.1 PELE作用机理

PELE弹丸是一种基于物理效应、不需要装填炸药和引信的新概念弹药, 主要用于防空、反导、城市作战等领域。PELE弹丸由壳体和内核组成, 壳体一般为密度较大的金属材料, 内核是密度及强度比较低的金属或聚合物。高密度金属壳体对靶板具有良好的侵彻性能, 而内核材料在侵彻过程中被封闭压缩, 巨大的压力在内核中迅速积聚, 弹丸穿透靶板后能量瞬间释放导致外壳破裂解体。

PELE的横向增强效应作用过程分为3个主要时段和一个后效作用时段^[1]。如图 1所示, 第1时段, 当弹丸击中目标后, 外层高密度壳体侵彻目标, 内核因材料强度低而无法侵彻, 将会在靶前停滞而被压缩; 第2时段, 封闭压缩过程中产生的高压将使内核材料沿径向膨胀, 导致壳体内壁压力急剧增加, 可达到数吉帕; 第3时段, 当应力应变达到壳体的破坏极限时, 出靶后的卸载应力波致使外层弹体破裂成大小不同的破片。后效作用时段则是壳体破片的径向飞散以及内核和塞块间继续相互作用的过程。

图 1 PELE的3个阶段

Figure 1. Three stages of penetration process of the PELE

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3.2 PELE侵彻过程数值计算

图 2给出了PELE弹丸计算模型, 其中壳体材料为35CrMnSi, 长度为105 mm, 外径为30 mm, 内径为18 mm, 弹底部厚为15 mm; 内核材料为聚乙烯, 长度为90 mm, 直径为18 mm; 靶板材料为装甲钢, 厚度为8 mm。网格平均尺寸为壳体1 mm, 内核1.2 mm, 靶板采用变步长网格(0.5~10 mm)以提高计算效率。为了获得侵彻过程中的时间历程参数, 在弹丸模型的壳体中心线沿轴向均匀分布4个观测点(Gauge点), 每个观测点间隔20 mm, 如图 2所示。

图 2 PELE弹丸计算模型

Figure 2. Calculation model of the PELE

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表 1、表 2分别为材料模型和材料参数。数值计算采用拉格朗日方法, 材料均采用侵蚀算法, 靶板采用材料应变失效模型, 壳体使用有效应力失效模型。采用Stochastic模型^[8]模拟壳体随机断裂, 其中材料弱化点的破坏概率在[0, 1]范围为

表 1 材料模型

Table 1. Material model

Component	Material species	Equation of state	Strength model	Invalidation model
Shell	35CrMnSi	Linear	Johnson-Cook	Principal stress
Core	Polyethylene	Shock	von-Mises	-
Target plate	RHA	Shock	von-Mises	Material strain

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表 2 材料参数

Table 2. Material parameters

Material	ρ/(g/cm³)	E/(GPa)	σ/(MPa)	G/(GPa)	ν
35CrMnSi	7.8	210	1 270	81	0.33
Polyethylene	0.94	1.5	0.26	0.55	0.45
RHA	7.8	171	1400	64.1	0.33

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$P=1-\exp \left(-c \mathrm{e}^{\gamma \varepsilon} / \gamma\right)$

(9)

式中:P为应变为ε时的网格破坏概率, c、γ取决于材料性质, 根据文献[8], 取c=0.467, γ=10。

PELE弹丸以700 m/s的着靶速度垂直侵彻8 mm厚的装甲钢靶板。壳体中Gauge点沿壳体径向速度变化曲线如图 3所示。从图 3中看出, PELE侵彻过程第2时段, 壳体径向先经历短暂加速膨胀阶段, 膨胀速度达到一个较大值; PELE侵彻过程第3时段, 壳体膨胀速度小幅震荡并趋于稳定。

图 3 PELE弹丸壳体Gauge点的径向速度

Figure 3. The radical velocity of gauge points in the PELE

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3.3 实验过程与结果

PELE实验弹丸参数:外径为30 mm, 内径为18 mm, 长度为105 mm; 壳体材料采用35CrMnSi合金钢, 内核为聚乙烯, 长度为90 mm, 靶板为装甲钢, 厚度为8 mm; 装配全弹质量为350 g。

实验弹采用轻气炮发射。弹丸着靶和出靶分别设置了测速点探针, 以测量着靶速度和弹丸穿透靶板的时间。为了获得弹丸头部出靶时的膨胀速度, 设计了一套环形电探针测量装置。实验装置示意图如图 4所示, 实验装置各部分如图 5所示。

图 4 实验装置示意图

Figure 4. Experimental setup

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图 5 实验装置

Figure 5. Experimental device

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表 3分别统计了3发有效实验的弹丸着靶速度、弹丸头部从着靶到出靶的穿靶时间, 以及出靶时弹丸头部的径向速度。应该指出的是, 由于弹丸穿靶时间极短, 弹丸出靶时头部的径向速度比较大, 探针测试存在一定的误差。

表 3 着靶速度与穿靶时间统计

Table 3. Statistics of the impact velocity and the penetrating time

Experimental No.	Velocity/(m/s)	Time/(μs)	Radical velocity/(m/s)
1	643	8.4	127
2	694	7.2	142
3	762	6.5	153

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3.4 PELE侵彻过程壳体的膨胀规律

壳体膨胀断裂主要处于PELE侵彻过程的第2时段和第3时段。壳体动态断裂过程可以描述为:应力波从内核传入壳体内壁, 壳壁开始加速膨胀, 在应力波多次反射效应下膨胀速度振荡衰减, 直至最终趋于平稳。其衰减规律基本上按余弦函数变化^[9-10], 所以径向速度公式可以写为

$u(t)=\left\{\begin{array}{ll} C t & t_{0} \leqslant t \lt t_{1} \\ A \mathrm{e}^{-\lambda t} \cos (\psi t)+u_{0} & t_{1} \leqslant t \lt t_{c} \end{array}\right.$

(10)

式中:A、ψ、C、λ为与总体模型有关的参数, u₀为稳态时的径向速度值。t₀为应力波传到壳体外壁的时刻, t₁为壳体膨胀加速结束的时刻, t_c为壳体发生贯穿性断裂的时刻。

根据侵彻过程壳体的膨胀规律, 可以将PELE壳体断裂过程分为壳体加速膨胀阶段和壳体匀速膨胀阶段。调整数值模拟中弹丸的着靶速度, 使其工况与3发实验相吻合, 对比数值模拟结果与实验结果发现, PELE壳体加速膨胀的时间与壳体从着靶到出靶的时间相吻合。可以看出当壳体处于靶板内时, 壳体处于加速状态; 当壳体出靶后, 壳体匀速膨胀。

4. PELE弹丸壳体断裂过程求解

根据PELE侵彻过程壳体的膨胀规律, 将PELE壳体断裂过程分为两个阶段:壳体加速膨胀阶段和壳体匀速膨胀阶段。

第1阶段:壳体加速膨胀阶段。假定自然应变率可以近似看作常数

$\dot{e}^{\mathrm{p}}=u(t) / R(t)=c$

(11)

另外

$\mathrm{d} t=\mathrm{d} e^{\mathrm{p}} / \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(12)

对(12)式积分得

$t_{1}-t_{0}=e_{1}^{\mathrm{p}} / \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(13)

将(7)代入(8), 在[t₀, t₁]内积分得

$D_{1}=1-\frac{3 \omega_{1}}{\left(\omega_{1}+e_{1}^{\mathrm{p}}\right)^{3}+3 \omega_{1}-\omega_{1}^{3}}$

(14)

式中:D₁为t₁时刻的损伤度。(14)式中

$\omega_{1}=(K / \eta) \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(15)

通过实验结果可以得到代入(13)式可以求出将代入(14)式求出D₁。

第2阶段:壳体匀速膨胀阶段。第1阶段结束时刻即为第2阶段初始时刻。依据PELE壳体膨胀规律, 给出描述壳体膨胀速度的变化规律为

$u(t)=A \mathrm{e}^{-\lambda t} \cos (\psi t)+u_{0}$

(16)

(16) 式反映应力波多次反射引起的衰减振荡, 代表了壳体膨胀速度的真实情况, 但直接代入损伤度方程难以求解。为了方便积分, 这里按照能量等效原理取均值, 假设柱壳膨胀速度u(t)等于常数

$u(t)=u_{0}$

(17)

由于

$\begin{aligned} \dot{e}^{\mathrm{p}} =u(t) / R(t) \end{aligned}$

(18)

$\begin{aligned} \dot{e}_{2}^{\mathrm{p}} & =u(t) / R_{2} \end{aligned}$

(19)

$\begin{aligned} \\ u(t) & =\mathrm{d} R(t) / \mathrm{d} t \end{aligned}$

(20)

将(5)式、(18)式、(19)式代入(20)式, 得

$\mathrm{d} t=\mathrm{d} R(t) / u(t)=\mathrm{d} \varepsilon^{\mathrm{p}} / \dot{e}_{2}^{\mathrm{p}}$

(21)

式中: 为第2阶段的初始径向塑性自然应变率, R₂为第2阶段壳体的初始半径。

将(7)式、(17)式、(21)式代入(8)式, 在[t₁, t_c]积分得

$\int_{D_{1}}^{D_{c}} \frac{\mathrm{d} D}{(1-D)^{2}}=\int_{\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}}^{\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}} \frac{1}{\omega_{2}}\left[\ln \left(1+\varepsilon^{\mathrm{p}}\right)+\frac{\omega_{2}}{1+\varepsilon^{\mathrm{p}}}\right] \mathrm{d} \varepsilon^{\mathrm{p}}$

(22)

式中: 为壳体发生贯穿性破坏的损伤度。经过整理, 最终得

$\begin{array}{l} \frac{\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}-\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}}{\left(1+\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)\left(1+\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right)} \omega_{2}^{2}+\left[\left(e_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-\left(e_{1}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-\frac{D_{\mathrm{c}}-D_{1}}{\left(1-D_{\mathrm{c}}\right)\left(1-D_{1}\right)}\right] \omega_{2}+ \\ \left(1+\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)\left[\left(e_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-2 e_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}+2\right]-\left(1+\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right)\left[\left(e_{1}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-2 e_{1}^{\mathrm{p}}+2\right]=0 \end{array}$

(23)

式中: 为第一阶段壳体材料径向塑形应变。由(6)式知与满足以下关系式

$e_{1}^{\mathrm{p}}=\ln \left(1+\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right)$

(24)

(23) 式为PELE弹丸壳体的损伤断裂方程。第1阶段的自然应变率和第2阶段的初始半径R₂、径向速度u₀可以通过实验得到, 通过R₂和u₀可以求出而壳体材料参数σ₀、K、η和D_c均可以通过查找手册和文献获得, 最终可以得到一个确定的临界应变作为损伤断裂判据。

将(17)式、(19)式代入(21)式, 在[t₁, t_c]内积分可得壳体发生贯穿断裂的时刻t_c

$t_{\mathrm{c}}-t_{1}=R_{2}\left(\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}-\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right) / u_{0}$

(25)

5. PELE壳体断裂实例

对于35CrMnSi, 参照文献[10], 壳体特征参数取η=-12 kPa·s, K=1.66 GPa, ω_λ=3.5 kJ/m², D₀=10^-5, D_c=0.2, σ₀=0.72 GPa。当初始半径R₀=15 mm的PELE弹丸以1 km/s速度着靶时, 结合实验数据, 得到第1阶段的自然应变率和第2阶段的初始半径R₂及径向膨胀速度u₀, 见表 4。

表 4 3个时刻膨胀断裂过程的参数

Table 4. Parameters of expansion and fracture at three time points

t/(μs)	$\dot{e}^{\mathrm{p}} /\left(10^{4} \mathrm{~s}^{-1}\right)$	R₂/(mm)	u₀/(m/s)
8.4	2.62	17.7	127
7.2	1.91	18.6	142
6.5	1.71	19.9	153

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将第2阶段的初始半径R₂及径向膨胀速度u₀代入(19)式, 得到第2阶段的初始应变率将第一阶段代入(13)式可以求出将代入(14)式求出D₁; 同时将代入(24)式求出将代入(23)式, 得到3个典型时刻临界应变如图 6所示。从图 6中可以看出, 在一定速度范围内, 随着弹丸着靶速度的增加, 壳体断裂的临界应变明显降低。

图 6 PELE壳体断裂的临界应变

Figure 6. Critical strain of the PELE

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6. 结论

(1) PELE弹丸在侵彻过程中壳体膨胀断裂可以分为加速膨胀和匀速膨胀两个阶段, 在封加波提出的损伤度模型的基础上, 得到了PELE弹丸壳体的损伤断裂方程和断裂判据。

(2) 根据PELE弹丸壳体损伤断裂方程, 计算出PELE弹丸壳体膨胀断裂过程的参数, 分析了弹丸着靶速度与壳体断裂之间的关系, 可为PELE弹丸设计提供理论指导。

致谢: 感谢胡玉涛博士和曹雷博士在公式推导和实验方面给予的帮助。

图 1 RHT模型

Figure 1. RHT model

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图 2 有限元模型

Figure 2. Finite element model

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图 3 不同工况下的裂纹扩展结果

Figure 3. Crack extension results under different working conditions

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图 4 双孔连线中点处最大拉应力随孔距的变化曲线

Figure 4. Change curves of the maximum tensile stress at the midpoint of double hole line

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图 5 L=81 cm时不同不耦合系数条件下的孔壁压力时程曲线

Figure 5. Time-history curves of the hole wall pressure under different decoupling coefficients at L=81 cm

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图 6 L=81 cm时粉碎区半径随不耦合系数的变化曲线

Figure 6. Change curve of the radius of the crushing zone with decoupling coefficient at L=81 cm

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图 7 裂纹扩展结果

Figure 7. Crack extension results

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图 8 单元示意图

Figure 8. Schematic diagram of the unit

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图 9 同时起爆时5个单元的有效应力变化曲线

Figure 9. von Mises stress variation curves of five units during simultaneous detonation

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图 10 破坏岩体单元最大拉应力随延期时间的变化

Figure 10. Variations of the maximum tensile stress of the failure rock mass unit with the delay time

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图 11 保留岩体单元最大拉应力随延期时间的变化

Figure 11. Variations of the maximum tensile stress of retaining rock mass unit with delay time

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图 12 模型试件

Figure 12. Model specimen

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图 13 试件的典型爆后效果

Figure 13. Typical blasting effect of specimens after explosion

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图 14 半孔率的效应曲线

Figure 14. Effect curves of half porosity

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图 15 预裂缝宽度的效应曲线

Figure 15. Effect curves of pre-split crack width

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图 16 大理岩预裂爆后效果

Figure 16. Effect of marble after pre-splitting blasting

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表 1 大理岩参数

Table 1. Marble parameters

ρ/(kg·m⁻³)	E/GPa	ν	σ_bc/MPa	R_m/MPa	G/GPa	K/GPa	C_ρρ_r/(kg·m⁻²·s⁻¹)
2700	55.8	0.31	74.7	8.5	22.3	37.2	3.6×10⁶

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表 2 岩石RHT模型参数

Table 2. Rock RHT model parameters

f_c/GPa	N	α₀	p_el/GPa	β_c	β_t	A₁/GPa	A₂/GPa	A₃/GPa	B₀	B₁
0.1678	4.00	1.0	0.016	0.0244	0.0294	45.39	40.85	41.98	0.9	0.9

T₁/GPa	T₂/GPa	${\dot{\varepsilon}}_{0}^{\text{c} }/{\text{s} }^{ {-1} }$	${\dot{\varepsilon}}_{0}^{\text{t} }/{\text{s} }^{ {-1} }$	${\dot{\varepsilon}}^{\text{c} }/{\text{s} }^{ {-1} }$	${\dot{\varepsilon}}^{\text{t} }/{\text{s} }^{ {-1} }$	D₁	D₂	B	$\mathit{{g} }_{\text{t} }^{\text{*} }$	${{g}}_{\text{c}}^{\text{*}}$
45.39	0	3.0×10^–5	3.0×10^–6	3.0×10²⁵	3.0×10²⁵	0.037	1.0	0.0105	0.7	0.78

A	n	${{f}}_{\text{s}}^{\text{*}}$	${{f}}_{\text{t}}^{\text{*}}$	Q₀	ζ	${{ \varepsilon }}_{\text{p}}^{\text{m}}$	A_f	n_f	p_comp/MPa
2.51	0.72	0.21	0.04	0.68	0.5	0.015	0.25	0.62	8.00

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表 3 炸药材料及JWL状态方程参数

Table 3. Explosive material and the JWL equation of state parameters

ρ_b/(kg·m⁻³)	C_d/(m·s⁻¹)	A_e/GPa	B_e/GPa	R₁	R₂	$\omega$
1100	4500	625.3	23.29	5.25	1.6	0.28

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表 4 模型材料指标

Table 4. Model material indicators

ρ_m/(kg·m⁻³)	σ_m/MPa	E_m/GPa	C_ρρ_r/(kg·m⁻²·s⁻¹)
2680	30.02	28.1	5.06×10⁶

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表 5 量纲分析

Table 5. Dimensional analysis

ρ	σ_bc	E	C_ρρ_r	H	C_d	ρ_b
FL⁻⁴T²	FL⁻²	FL⁻²	FL⁻³T	L	LT⁻¹	FL⁻⁴T²

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表 6 正交试验方案设计

Table 6. Orthogonal experimental scheme design

Test No.	k	Δt/ms	Q/g	Error term	Test No.	k	Δt/ms	Q/g	Error term
1	1.33	8	1.8	1	9	2.00	8	5.4	2
2	1.33	10	3.6	2	10	2.00	10	1.8^*	1
3	1.33	12	5.4	3	11	2.00	12	1.8	4
4	1.33	15	1.8^*	4	12	2.00	15	3.6	3
5	1.67	8	3.6	4	13	3.00	8	1.8^*	3
6	1.67	10	1.8	3	14	3.00	10	5.4	4
7	1.67	12	1.8^*	2	15	3.00	12	3.6	1
8	1.67	15	5.4	1	16	3.00	15	1.8	2

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表 7 爆破效果统计

Table 7. Statistics of blasting effects

Test No.	Evaluating indicator		Test No.	Evaluating indicator
Test No.	δ/%	b/mm	Test No.	δ/%	b/mm
1	45	51	9	65	16
2	48	63	10	76	15
3	51	80	11	70	10
4	41	54	12	65	12
5	56	41	13	76	12
6	30	45	14	90	21
7	78	62	15	87	17
8	62	51	16	86	15

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表 8 正交试验极差分析（半孔率）

Table 8. Extreme analysis for orthogonal experiments (half porosity)

Factor	$\overline {{K_1}}$	$\overline {{K_2}}$	$\overline {{K_3}}$	$\overline {{K_4}}$	R
k	46.25	56.50	71.50	84.75	38.50
Δt	60.50	61.00	71.50	66.00	11.00
Q	57.75	66.50	67.00	67.75	10.00

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表 9 正交试验极差分析（预裂缝宽度）

Table 9. Extreme analysis for orthogonal experiments (pre-split crack width)

Factor	$\overline {{K_1}}$	$\overline {{K_2}}$	$\overline {{K_3}}$	$\overline {{K_4}}$	R
k	62.00	49.75	13.25	16.25	48.75
Δt	30.00	36.00	42.25	33.00	12.25
Q	30.25	33.25	42.00	35.75	11.75

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参考文献(24)

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