Page 182 - 《爆炸与冲击》2026年第3期

第 46 卷 曾启富，等： 多孔冲击下超临界CO 2 相变破岩半径计算模型 第 3 期

3.4 破岩半径影响因素
[39]
在将超临界 CO 相变破岩半径理论计算值与试验值进行对比验证之前，首先采用 Zeng 等 、肖诚旭 [40]
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以及 Abi 等 [41] 所做的超临界 CO 相变压力测试试验数据，对本文中提出的超临界 CO 相变压力峰值进
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行验证。随后，基于图 12 提供的致裂孔叠加应力，计算应力值取声波测试孔最近致裂孔叠加应力，结合
现场试验参数并将其代入式 (13)～(21)，可得 5 次现场试验的裂隙总长度计算值。将理论计算值与试验
值进行对比，如图 13 所示。

300 800 8
Reference [39] Test value
Reference [40] 600 Calculated value 6
250
Reference [41]
Rock breaking pressure/MPa 200 95% prediction band Superimposed stress/MPa 400 4 Fracture radius/m
Superimposed stress
95% confidence band
150

100
50
Computational model of this paper 200 2
0 0 0
1 2 3 4 5 6 7 1 2 3 4 5
Fracturing tube wall thickness/mm Test number
(a) Peak pressure (b) Rock breaking radius
图 13 超临界 CO 2 相变峰值压力及破岩半径试验值与计算值的对比
Fig. 13 Comparison of test and calculated values of peak pressure and rock breaking radius

图 13(a) 展示了 3 个团队得出的超临界 CO 相变峰值压力试验数据与本文中推导的超临界 CO 相
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变峰值压力计算值的对比。可以明显看出，大部分试验数据点与计算曲线均较贴合，95% 置信带已经能
够 包 含 大 多 数 试 验 数 据 点 。 此 外 ， 现 场 声 波 测 试 得 出 的 破 岩 半 径 与 破 岩 半 径 计 算 值 的 相 对 误 差 在
5.0%～18.7%（见图 13(b)），表明考虑应力耦合后的气体膨胀作用下的裂隙扩展计算模型可用于计算超临
界 CO 相变破岩半径。相对误差可能来源于以下 2 个方面：(1) 现场试验为多孔同时激发，各致裂孔的叠
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加应力离散性较大，而计算所用的初始荷载采用测试孔最近的致裂孔数据；(2) 计算时未考虑岩体的非均
匀性（矿物组成、孔隙结构及裂缝分布），导致裂缝扩展路径偏移，模型预测精度出现偏差。此外，超临
界 CO 相变破岩半径计算值与现场破岩叠加应力变化趋势一致，表明破岩半径与荷载大小有直接关系，
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在此基础上可进一步分析其他影响参数及其影响规律。
进一步分析破岩半径的影响因素可知，致 表 3 超临界 CO 2 相变破岩半径影响参数计算方案
裂孔叠加应力、致裂管埋深和岩体强度等参数 Table 3 Calculation scheme for parameters affecting the
对破岩半径均有实质影响。为探明各因素下破 radius of supercritical CO 2 phase change rock breakage
岩半径的变化规律，基于本文中提出的超临界 致裂孔叠加应力/MPa 致裂管埋深/m 岩体动态抗压强度/MPa
CO 相变峰值压力（式 (9)）及破岩半径计算模型 100 5 100
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（式 (21)），对不同参数下的破岩半径进行计算。 150 10 125
计算时采用单因素控制法，在其余参数均与试验 200 15 150
参数一致的情况下，调整固定参数进行计算，具 250 20 175
体计算方案如表 3 所示。各参数对破岩半径的 300 25 200
影响规律如图 14 所示。 350 30 225
图 14 展示了致裂孔叠加应力、致裂孔深度 400 35 250
和岩体抗压强度对超临界 CO 相变破岩半径的 450 40 275
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影响。可以看出，致裂孔叠加应力增加时，破岩 500 45 300

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