Page 162 - 《爆炸与冲击》2026年第8期

第 46 卷 程 兵，等： 槽腔深度对掘进断面后续破岩特性的影响 第 8 期

呈逐渐减小的趋势；空腔直径为 10 mm 的砂岩 100
试件与空腔直径为 20 mm 的砂岩试件相比，后
2
者的动态峰值应力的衰减速率较高，表明相同空 90 σ cd =93.31−0.28D, R =0.961
腔深度下扩大空腔直径会进一步降低试件的动 80
态峰值应力。 σ cd /MPa
动态峰值应力反映了岩石在动载作用下的 70
2
σ cd =90.32−0.79D, R =0.960
抗破坏能力，动态峰值应力越小，岩石的抗破坏 Experiment results, d=10 mm
Experiment results, d=20 mm
能力越弱。根据上述实验结果可以类推：在地下 60 Fitted curve, d=10 mm
钻爆掘进中，随着掏槽爆破成腔深度的增大，掘 Fitted curve, d=20 mm
50
进断面后续岩体的抗破坏能力逐渐下降，有利于 0 15 30 45
D/mm
提升爆破破岩效率；同时，适当增大槽腔直径，能
够进一步削弱岩体的抗破坏能力，有助于提升破 图 8 动态峰值应力随空腔深度的变化
Fig. 8 Variation of dynamic peak stress with cavity depth
岩效果。
3.2 动态峰值应变

砂岩试件的动态峰值应变随空腔深度的变
13
化如图 9 所示，可以看出：对于完整的砂岩试件， Experiment results, d=10 mm
Experiment results, d=20 mm
其动态峰值应变为 10.02×10 ；对于空腔直径为 Fitted curve, d=10 mm
−3
12 Fitted curve, d=20 mm
10 mm 的砂岩试件，其动态峰值应变随着空腔深
度 的 增 大 依 次 为 1 0 . 1 1 × 1 0 − 3 、 1 0 . 3 0 × 1 0 − 3 和 ε d =9.773+0.041D, R =0.826
2
10.78×10 ，拟合结果显示，二者呈显著正相关线 ε d /10 −3 11
−3
性关系；对于空腔直径为 20 mm 的砂岩试件，其
10
动 态 峰 值 应 变 随 着 空 腔 深 度 的 增 大 依 次 为 ε d =9.932+0.016D, R =0.827
2
−3
10.15×10 、10.75×10 和 11.88×10 ，拟合结果同
−3
−3
样显示，二者呈显著正相关线性关系。可见，空 9 0 15 30 45
腔的存在会增大试件的动态峰值应变；随着空腔 D/mm
深度的增大，试件动态峰值应变呈逐渐增大的趋 图 9 动态峰值应变随空腔深度的变化
势；空腔直径为 10 mm 的砂岩试件与空腔直径 Fig. 9 Variation of dynamic peak strain with cavity depth
为 20 mm 的砂岩试件相比，后者的动态峰值应变增长速率较高，表明相同空腔深度下扩大空腔直径可以
进一步增大试件的动态峰值应变。
动态峰值应变反映了岩石在极限承载状态下的变形量，动态峰值应变越大，岩石的变形程度越高，
也就越容易发生破坏。基于上述实验结果可以类推：在地下工程钻爆掘进中，随着掏槽爆破成腔深度的
增大，掘进断面后续岩体的变形能力逐渐提高，有利于爆破破岩；同时，适当增大槽腔的直径，能使岩石
在爆炸载荷作用下产生更大的变形，从而加剧岩石的破坏。
3.3 能量耗散特征
2
砂岩试件的耗散能随空腔深度的变化如图 10 所示，图中 R 为决定系数。从图 10 可以看出：对于完
整砂岩试件，其耗散能为 22.82 J；对于空腔直径为 10 mm 的砂岩试件，其耗散能随着空腔深度的增大依
次为 24.39、27.15 和 28.04 J，拟合结果显示，二者呈显著正相关线性关系；对于空腔直径为 20 mm 的砂岩
试件，其耗散能随着空腔深度的增大依次为 28.60、31.39 和 33.30 J，拟合结果同样显示，二者呈显著正相
关线性关系。可见，空腔的存在会增大试件的耗散能；随着空腔深度的增大，试件耗散能呈逐渐增大的
趋势；空腔直径为 10 mm 的砂岩试件与空腔直径为 20 mm 的砂岩试件相比，后者的耗散能增长速率较
高，表明相同空腔深度下扩大空腔直径可以进一步增大试件耗散能。
砂岩试件的耗散能密度随空腔深度的变化如图 11 所示，可以看出：对于完整的砂岩试件，其耗散能

085202-7