ISSN 1005-2518
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Gold Science and Technology >

2026 , Vol. 34 >Issue 3: 703 - 717

DOI: https://doi.org/10.11872/j.issn.1005-2518.2026.03.022

Mining Technology and Mine Management

Influence of Joint Angle and Length on the Effects of Three Types of Coupled Blasting

  • Xinfa GUO , 1 ,
  • Kewei LIU , 1 ,
  • Xinwei BIAN 1 ,
  • Yaxuan TIAN 1 ,
  • Xiping WANG 1 ,
  • Haipeng ZHANG 1 ,
  • Ao LIU 1 ,
  • Xiaoxia LONG 2
Expand
  • 1. School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, Hunan, China
  • 2. Yunnan Diqing Nonferrous Metals Co. , Ltd. , Shangri -La 674408, Yunnan, China

Received date: 2026-01-07

  Revised date: 2026-03-26

  Online published: 2026-07-10

Copyright

© Editorial Department of Gold Science and Technology （CC BY-NC-ND）
Fold

Abstract

In engineering disciplines such as mining and tunnel excavation, the orientation and length of joints, along with variations in coupling media for explosive charging, substantially influence the propagation trajectory of blast-induced fractures in rock masses and the resultant damage distribution. This study utilizes the LS-DYNA finite element software to conduct specialized simulation research, aiming to precisely investigate the mechanisms by which these factors exert their influence. The research provides theoretical support for optimizing engineering blasting strategies. Initially, a two-dimensional numerical model of double-hole blasting in jointed rock masses is developed, detailing fundamental parameters such as model dimensions, mechanical properties of the rock mass, and borehole spacing. The study concentrates on analyzing the distribution characteristics of blast pressure and the changes in displacement vectors at 80 microseconds post-blasting in short-jointed rock masses with varying dip angles, specifically when shear-thickening fluid STFⅢ is employed as the coupling medium. Building upon this foundation, the study conducts a comparative analysis of the effects of three blasting schemes—fully coupled blasting, decoupled blasting with STFⅢ, and decoupled blasting with water as the coupling medium—on crack propagation in jointed rock masses. Utilizing LS-PrePost post-processing software, the study quantitatively evaluates blast-induced damage under varying explosive charging configurations, based on damage cloud diagrams of jointed rock mass blasting. By introducing the critical failure volume as a central evaluation metric and integrating stress variations with crack evolution patterns in the rock mass, the study delineates the blasting failure process of jointed rock masses into four distinct stages: crack initiation, crack development, crack coalescence, and rock mass failure. This approach systematically elucidates the evolutionary mechanism of blast-induced damage. The findings reveal that peak blast pressure increases with the joint dip angle, whereas peak blast displacement initially rises and subsequently declines as the joint dip angle increases. In comparison to joints with other dip angles, those with a 0° dip angle exert the least influence on blast-induced stress and displacement distribution, closely resembling the behavior of intact rock masses. When other conditions remain constant, both the damaged unit area and the critical volume fraction of the rock mass initially increase and subsequently decrease with an increasing dip angle, peaking at a dip angle of 60° and reaching a minimum at 0°. Rock masses with longer joints（0.630 m） experience more significant damage at joint dip angles of 30°, 60° and 90° compared to those with shorter joints（0.315 m）. Among different coupling media, STFⅢ results in the most severe damage to the rock mass, demonstrating higher energy transfer efficiency compared to water-coupled and fully coupled blasting methods. These findings provide a theoretical basis for evaluating the stability of jointed rock masses in engineering blasting, optimizing blasting parameters, and designing borehole layouts. They also offer guidance for the on-site selection of efficient coupling media, such as STFⅢ, based on the characteristics of joint development, thereby enhancing blasting energy utilization and fragmentation effects, while ensuring the safety and economic efficiency of blasting operations.

Key words： shear-thickening fluid; jointed rock mass; crack propagation; charge structure; numerical simulation; rock mass damage

Cite this article

Xinfa GUO , Kewei LIU , Xinwei BIAN , Yaxuan TIAN , Xiping WANG , Haipeng ZHANG , Ao LIU , Xiaoxia LONG . Influence of Joint Angle and Length on the Effects of Three Types of Coupled Blasting[J]. Gold Science and Technology, 2026 , 34(3) : 703 -717 . DOI: 10.11872/j.issn.1005-2518.2026.03.022

自然界中多数岩体含有由构造活动或风化作用形成的节理和裂隙等不连续面，致使岩体呈现不连续、非均质及各向异性特征，其弹性模量、波速及强度等力学性能被显著削弱（Zhang，2016）。在钻爆法开挖过程中，此类固有结构面会显著影响爆炸应力波的传播和衰减过程，加剧爆破能量耗散，干扰爆破裂纹的起裂、扩展和贯通，进而诱发一系列次生爆破危害（汪海波等，2018；Yang et al，2018），最终改变岩体内裂纹扩展形态和破碎块度分布，甚至导致岩体损伤进入不可预测、不可控状态，引发工程安全隐患和经济损失，对后续施工工序造成不利影响（Xue et al，2022）。
针对上述节理岩体爆破过程中存在的问题，研究人员围绕节理岩体爆破的应力波传播与裂纹扩展机理开展了系列系统性研究。节理闭合度和充填条件是影响应力波在裂隙面反射、透射行为的关键因素，这一结论由Obert et al（1960）于20世纪60年代揭示，为该领域后续研究奠定了坚实基础。21世纪初至2010年前后，研究向理论推导和数值模拟深度延伸：一方面通过LS-DYNA与UDEC耦合数值模拟方法，明确了典型节理岩体爆破致裂演化规律及装药密度、地应力等关键因素的影响机制（Wang et al，2009）；另一方面通过建立爆破应力波传播方程，阐明了应力波在节理处的反射与透射规律，进一步完善了相关理论体系（Li et al，2010）。2010年以后，研究呈现精细化、多元化发展，明确了小尺寸节理对应力波散射的影响规律（李夕兵，2014），证实了大尺度节理可显著削弱爆炸应力波强度并发挥类似自由面的阻滞作用（张凤鹏等，2016；Yu et al，2021），室内爆破试验进一步揭示了节理对爆破裂纹扩展的阻滞效应及相关参数变化规律，为理论与数值模拟研究提供了可靠的实验支撑（杨仁树等，2017）。随着机理研究的不断深入，降低节理对爆破效果的不利影响成为研究重点，不耦合装药爆破技术为该问题的解决提供了技术参考（龚玖等，2018；杨跃宗等，2018）。2021年至今，作为不耦合装药爆破核心的耦合介质成为研究热点。研究表明，耦合介质物理性质与不耦合系数的合理匹配直接决定爆破能量传递效率与岩体破碎效果，不同耦合介质因波阻抗与可压缩性差异表现出不同的能量传递特性（金鹏等，2021；李桐等，2021；Liu et al，2023），提升爆破能量利用率是节理岩体爆破优化的核心（Zhang et al，2023；蒋长春等，2024），而全耦合装药在节理岩体中的应用局限也通过试验与模拟得到验证，为耦合介质优化选型提供了重要参考（Li et al，2022；邱泓杰等，2024）。
综合分析现有研究成果可知，当前相关研究多聚焦于传统耦合介质选型及不耦合系数优化对爆破效果的影响，而针对新型耦合介质的研发应用及其在节理岩体爆破损伤演化过程中的作用机制和调控规律研究较少。鉴于此，本文采用LS-DYNA有限元模拟软件，构建节理岩体双孔爆破平面数值模型，系统探讨节理长度和倾角对爆生裂纹扩展路径及演化规律的影响，同时对比分析STFⅢ耦合、水耦合和全耦合爆破对岩体损伤特性和爆破效果的差异化作用，研究成果可为工程实践中节理岩体爆破设计优化和爆破损伤效果强化提供新的技术路径与理论支撑。

1 材料模型参数选取及验证

1.1 材料模型

（1）岩石材料模型
RHT模型是一种适用于岩石类脆性材料的先进拉压损伤模型。该模型采用Mie-Greisen形式描述压力状态，结合多项式Hugoniot曲线与p-α压实关系，其强度准则通过3个应力极限面来表征：初始弹性屈服面、破坏面和残余摩擦面（Borrvall et al，2009）。在RHT模型中，材料在应力达到初始屈服面之前表现为弹性行为；超过该屈服面后，材料进入塑性变形阶段并开始线性硬化。当应力达到破坏面上的极限强度时，参数化损伤模型开始控制损伤的萌生与发展，损伤随塑性应变逐步积累。在后续非弹性加载过程中，材料强度随损伤演化持续衰减，直至达到残余摩擦面所对应的残余强度，此时材料被视作完全破坏。
根据实验室测定，岩石的基本物理力学参数如下：密度ρ 0=2 660 kg/m³，孔隙率α=1.6%，单轴抗压强度f c=118 MPa（Zhang et al，2020a）。根据Riedel et al（2009）的研究，将弹性极限压力（即孔隙坍塌压力P crsh）取值为单轴抗压强度的2/3，即78.6 MPa。RHT模型的其余参数参考文献（Xie et al，2017）进行取值，如表1所示。
表1 岩石RHT材料模型参数

Table 1 Parameters of rock RHT material model

参数 数值 参数 数值 参数 数值
密度ρ 0/（kg·m-3） 2660 剪切模量减小因子XI 0.5 相对抗剪强度 F s * 0.28
初始孔隙度α 1.6 压缩应变率相关指数β c 0.007 相对抗拉强度 F t * 0.07
破坏面参数A 2.59 拉伸应变率相关指数β t 0.010 洛德角相关参数Q 0 0.68
破坏面参数N 0.82 EOS多项式参数T 1/MPa 84.74 洛德角相关参数B 0.05
残余面参数A f 1.62 EOS多项式参数T 2/MPa 0.0 EOS多项式参数B 0 1.22
残余面参数N f 0.62 孔隙坍塌压力P crush/MPa 78.67 EOS多项式参数B 1 1.22
损伤因子D 1 0.04 孔隙压实压力P comp/GPa 6.0 压缩屈服面参数 G c * 0.5
损伤因子D 2 1.0 最小损伤残余应变EPM 0.012 拉伸屈服面参数 G t * 0.7
抗压强度f c/MPa 118 拉伸体积塑性应变分数PTF 0.001 破坏压缩应变率 ε ˙ c 3.0E25
孔隙度指数NP 3.0 Hugoniot多项式系数A 1/GPa 84.74 破坏拉伸应变率 ε ˙ t 3.0E25
弹性剪切模量/GPa 23.47 Hugoniot多项式系数A 2/GPa 103.38 参考压缩应变率 ε ˙ 0 c 3.0E-5
侵蚀塑性应变EPSF 2.0 Hugoniot多项式系数A 3/GPa 21.72 参考拉伸应变率 ε ˙ 0 t 3.0E-6
（2）炸药材料模型
在LS-DYNA软件中，使用材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN和状态方程Jones-Wilkens-Lee（JWL）描述炸药快速燃烧生成冲击波的过程（Lee et al，1968），其中JWL状态方程表示为
P E = A 1 - ω R 1 V e - R 1 V + B E 1 - ω R 2 V e - R 2 V + ω E 0 E V
式中：P E为爆炸压力；V为相对体积； E 0 E为炸药爆炸的单位体积内能；参数A、B E、R 1、R 2和ω为材料常数（沈飞等，2013）。炸药材料参数详见表2。
表2 炸药材料参数

Table 2 Material parameters of explosive

参数 数值 参数 数值
ρ/（kg·m-3） 1 090 R 1 4.4
V OD/（m·s-1） 8 089 R 2 1.15
A/GPa 50.3 ω 0.33
B E/GPa 12 E 0 E/GPa 5.92
（3）水材料模型
在LS-DYNA软件中，采用9号*MAT_NULL材料模型模拟水介质行为，同时结合Gruneisen状态方程定义水的压力、密度与初始内能之间的关系：
p w = ρ w C w 2 μ w 1 + 1 - γ w / 2 μ w - α μ w 2 / 2 1 - S 1 - 1 μ w - S 2 μ w 2 / μ w + 1 - S 3 μ w 3 / μ w + 1 2 2 + γ w + α μ w E w
式中：p w为水压力；C w和E w分别为水的波速和单位体积内能；μ w为水的动态黏度系数；S 1、S 2、S 3、γ w和α为材料常数。水耦合介质的材料参数及取值见表3（Zhang et al，2012）。
表3 水耦合介质模型材料参数

Table 3 Material parameters of water coupling medium model

参数 数值 参数 数值
ρ w/（kg·m-3） 1 000 S 3 1.23
C w/（m·s-1） 1 480 γ w 0.35
E w/（kJ·m-3） 1 890 α 0
S 1 2.56 V 0 1
S 2 -1.98

1.2 数值验证

数值模拟结果的有效性依赖于数值模型参数的合理验证和可靠性评估。为此，本研究基于Zhang et al（2020b）开展的室内爆破试验数据，对数值模型所取的参数进行了校准验证。试验采用直径为240 mm、高度为300 mm的圆柱形花岗岩试件，以水作为炮孔堵塞材料和耦合介质，将3 g黑索金（RDX）装入薄塑料袋，并搭配电雷管，置于钻孔底部。试件及装药结构如图1所示。
图1 爆破试验用圆柱体花岗岩试样

Fig. 1 Cylindrical granite specimen for blasting test

在本研究中，采用六面体单元对模型进行离散化处理，炸药、水体和岩石接触面通过共享节点实现载荷传递，其中岩石网格尺寸设定为2 mm×2 mm×2 mm。针对爆破过程中产生的大变形问题，采用任意拉格朗日—欧拉（ALE）方法模拟炸药与水的动力学行为，同时运用拉格朗日公式描述岩石的力学响应。此外，采用*ALE_MULTI-MATERIAL_GROUP多物质ALE算法分析炸药与水的相互作用，该方法通过耦合ALE流体动力学与拉格朗日结构力学，有效解决了爆破建模过程中出现的负体积等问题。通过系列模拟计算，最终确定爆破试验的总模拟时长为0.3 ms。
在基于连续介质理论的有限元软件LS-DYNA中，模拟岩石裂隙扩展和破碎的传统方法常通过删除损伤单元实现。然而，该方法可能导致岩石开裂形态偏离实际情况。为此，本研究采用隐藏损伤单元的方式实现裂纹可视化，从而更合理地反映岩石的断裂过程。在采用的岩石材料模型中，岩石损伤演化方程定义为
D = ∑ ( Δ ε p / ε p f )
式中：Δε p为累积塑性应变； ε p f为破坏时材料的塑性应变。在爆破建模过程中，损伤参数D从0逐步累积至1，对应岩石从轻微劣化到完全破坏的不同损伤程度（Li et al，2022）。
数值验证结果和试验裂纹形态分别如图2和图3所示。通过对比图2（a）的模拟损伤形态与图3的试验裂纹形态，确定岩石内部起裂的临界损伤阈值为D=0.4。随后，将损伤值超过此阈值的单元予以隐藏，形成不同尺寸的岩石碎块。由图2（b）可知，爆炸诱生裂纹贯穿试样，使其断裂为5个大小不一的碎块。从形态上看，模拟结果与试验现象具有较高的一致性，但仍需开展进一步的定量验证。
图2 数值模拟结果

Fig. 2 Numerical simulation results

图3 爆破后的花岗岩试样

Fig. 3 Granite specimen after blasting

为定量评估模拟破碎效果，采用ImageJ图像处理软件对碎块几何特征进行分析。在炮孔轴向均匀选取3个水平剖面，并在径向选取2个相互垂直的剖面（截面设置见图4），以此评估试样破碎块度。图5所示为数值模拟与室内试验所得的碎块尺寸分布对比。结果显示，二者吻合较好，表明所建立的模型能够有效地反映实际爆破破碎特征，可支持后续模拟研究的开展。
图4 试样剖面布置图

Fig. 4 Layout diagram of sample section

图5 爆破试验与数值模拟得到的碎块尺寸对比

Fig. 5 Comparison of fragment sizes obtained by blasting tests and numerical simulations

2 节理岩体爆破数值模型

本研究建立了如图6所示的平面模型，模型尺寸为2.0×1.5 m，炮孔直径Φ d为37.4 mm，装药直径Φ e为22 mm，径向不耦合系数K d为1.7，炮孔间距L h为0.680 m。以炮孔间距为基础划分长节理和短节理，定义长度大于炮孔间距一半的节理为长节理，长度小于炮孔间距一半的节理为短节理。为系统探究节理长度和倾角对爆破效果的综合影响，设定节理长度L j分别为0.630 m和0.315 m，节理厚度固定为0.1 mm，节理倾角α设置为0°、30°、60°和90°。
图6 不同节理长度和倾角条件下双孔爆破平面模型

Fig. 6 Plane model of double-hole blasting under different joint lengths and dip angles

模型四周边界均施加无反射边界条件，以消除边界反射波对模型内部爆破效果的干扰。采用8节点六面体单元对该平面数值模型进行离散化建模，单元尺寸控制在0.0007~0.0010 m范围。以0°节理模型为例，该模型共包含714 426个单元和1 432 438个节点。炸药与耦合介质之间以及耦合介质与岩体之间采用共节点方式传递爆破荷载。为探究不同装药结构对节理岩体爆破效果的控制作用，选用剪切增稠流体（STFⅢ）和水作为不耦合介质，并与全耦合爆破进行对比分析。
牛顿流体和非牛顿流体是两种常见的流体类型，二者的根本区别在于剪切应力与剪切速率的关系是否符合线性规律。牛顿流体满足牛顿黏性定律，其黏度恒定；非牛顿流体的黏度则会随剪切速率等因素变化，表现出复杂的流变行为（朱克勤，2006；刘海燕等，2010）。
非牛顿流体可划分为剪切增稠流体（Shear Thickening Fluid）和剪切稀化流体（Shear Thinning Fluid）（杨化桂等，1999；Zarei et al，2020）。其中，剪切增稠流体在受到高应变率载荷（如冲击）时，其黏度会急剧上升，甚至呈现类固体状态，有时还会伴随着流体体积的膨胀现象，例如商用D3O材料，由聚合物基体+微纳米颗粒复合而成，此材料应用于滑雪、摩托车和橄榄球等护具；而剪切稀化流体则相反。
本研究采用模型*MAT_ALE_VISCOSITY对STFⅢ进行模拟，该模型是一种能够精确描述剪切增稠流体动态特性的材料模型（秦建彬等，2017）。具体来说，该模型采用幂律变黏度模型，表示为
η = R K ⋅ γ ˙ R N - 1
式中：η为不同剪切应变速率下的表观黏度；RK和RN分别为一致性指数和幂律指数。幂律指数表示剪切增稠程度，数值越高表明剪切增稠效应越显著。STFⅢ模型参数取值参考文献（Lam et al，2022），如表4所示。
表4 剪切增稠流体模型参数

Table 4 Parameters of shear thickening fluid model

参数 数值 参数 数值
ρ 0/（kg·m-3） 1 600 γ 0 2
MULO/（Pa·s） 222.1 S 1 5.324
MUHI 1 029.7 S 2 0
RK 72 S 3 0
RN 1.5 a 0
C v/（m·s） 2 050

3 数值模拟结果及分析

3.1 节理岩体双孔爆破压力及位移矢量分析

采用STFⅢ耦合介质时，不同倾角短节理岩体在爆破后80 μs的爆压分布如图7所示。由图7可知，与完整岩体相比，节理及其倾角显著影响了爆压分布与应力集中程度。当节理倾角为0°时，爆压整体形态变化较小，仅沿节理垂直方向的应力集中有所减弱，说明平行于爆轰波传播方向的节理主要引起其法线方向的应力缓释。随着倾角增大至30°和60°时，节理的影响增强：两炮孔应力波在中心区域叠加，形成近乎垂直于节理的明显应力集中带，促使裂纹更易在节理端部起裂，并改变其扩展路径。
图7 短节理岩体爆炸压力分布（T=80 μs）

Fig. 7 Blasting pressure distribution of short-jointed rock mass（T=80 μs）

为进一步分析节理对裂纹扩展的控制作用，绘制不同倾角下节理区域在80 μs时的单元位移矢量如图8所示。由于节理呈对称分布，仅对其中一半节理区域进行讨论。如图8（a）、图8（d）和图8（e）所示，当节理倾角为0°或90°时，位移矢量分布与完整岩体相似，表明这2种情况下节理对裂纹扩展模式影响较小。然而，如图8（b）、图8（c）和图8（e）所示，在30°和60°倾角条件下，位移矢量分布呈现显著变化，节理两侧单元出现相向滑动位移，同时节理末端均产生指向炮孔的翼裂纹，且翼裂纹角度随节理倾角的增大由平缓趋于陡峭，反映出倾角对裂纹形态与扩展方向的明显调控作用。
图8 短节理岩体单元位移矢量分布（T=80 μs）

Fig. 8 Displacement vector distribution of short-jointed rock mass elements（T=80 μs）

3.2 节理岩体双孔爆破损伤模式及裂隙扩展分析

（1）短节理岩体爆破效果分析
为系统研究装药结构对爆破荷载下岩体损伤行为的影响，对比分析了STFⅢ和水作为不耦合介质，以及全耦合装药条件下，不同倾角节理岩体的爆破裂纹扩展规律。图9所示为短节理（L j=0.315 m）岩体的爆破损伤云图及裂纹扩展情况，揭示了裂纹模式与破碎特征对节理倾角的敏感性。在图9中，蓝色子图呈现整体损伤分布；上方白色子图突出显示损伤值D≥0.4的单元（即爆生裂纹与严重损伤区）；下方红色子图则标识损伤值D0.4的区域，以便于分析裂纹形态与块度分布。
图9 短节理岩体爆破损伤云图

Fig. 9 Cloud diagram of blasting damage of short-jointed rock mass

当节理倾角为0°时，爆破裂纹沿炮孔连线方向扩展，但受水平节理阻挡未能完全贯通。为此，以两孔裂纹尖端距离L w作为扩展能力指标，STFⅢ耦合爆破的L w值（92 mm）最小，显示其扩展能力优于全耦合（102 mm）和水耦合（177 mm）爆破。此外，STFⅢ耦合爆破在节理上下侧形成了对称的三角形破坏区，其面积大于水耦合工况。
随着节理倾角增大至30°，爆生裂纹形态发生显著改变，节理两侧岩体破碎不充分。起爆后，应力波遇到节理发生衍射与透射，强度大幅衰减，导致裂纹主要萌生于节理左下和右上侧，并局限于炮孔中心附近。相比之下，STFⅢ耦合爆破产生了更多平行于节理的裂纹，增强了两孔间裂纹的贯通性与中心岩体的破碎程度。
当节理倾角为60°时，由于节理与应力波传播方向夹角增大，对波传播的阻碍作用增强，导致应力波在节理处反射产生强烈拉伸波，虽然这提高了局部破碎程度，但也削弱了传播至两孔连线中心区域的应力强度，致使裂纹难以贯通。这一现象在全耦合爆破中尤为明显，两孔间存在较大未贯通区域。
对于节理倾角为90°的岩体，应力波在节理处反射形成连贯的拉伸裂纹带。不同装药结构导致应力波强度不同，形成了形态各异的拉伸裂纹：STFⅢ耦合爆破的裂纹形态与全耦合爆破相似，而水耦合爆破除主裂纹带外，还在其两侧生成规模较小的次生裂纹带，进一步加剧了中心区域的岩体破坏。两裂纹带间距L r的大小依次为水耦合（153 mm）STFⅢ（117 mm）全耦合（110 mm）。
（2）长节理岩体爆破效果分析
为进一步探究节理长度对岩体爆破损伤模式与裂纹网络的影响，对长节理（L j=0.630 m）（图10）与短节理岩体（L j=0.315 m）（图9）的爆破效果进行分析。
图10 长节理岩体爆破损伤云图

Fig. 10 Cloud diagram of blasting damage of long-jointed rock mass

对于节理倾角为0°的岩体，在STFⅢ耦合和全耦合爆破中，主裂纹沿水平方向贯通，未出现如短节理中的三角形损伤区。然而，相较于短节理岩体，长节理岩体两侧裂纹发育明显受限，两孔裂纹尖端距离L w由92 mm、177 mm和102 mm分别增大至367 mm、382 mm和402 mm，表明长节理更容易引起应力波绕射和强度衰减，从而抑制裂纹扩展和岩体破碎。
在其他非水平倾角（如30°和60°）条件下，节理长度增加虽未根本改变破坏模式，但加剧了应力波衰减，导致节理两侧岩体破碎程度下降。尤其是当节理倾角为60°时，长节理使两孔间裂纹更难贯穿，反映出其对裂纹横向扩展的抑制作用。
值得注意的是，当节理倾角为90°时，节理长度增加对岩体爆破效果影响甚微。这是因为在此情况下，爆破产生的应力波在节理处主要发生反射形成拉伸破坏，而节理长度的增加并不改变这一破坏机制，故对爆破效果的整体影响较小。
综上所述，节理长度对岩体爆破效果的影响高度依赖于其倾角。在水平节理条件下，长节理显著抑制裂纹扩展和岩体破碎；在非水平节理条件下，虽然节理长度对爆破效果的影响程度相对较小，但仍表现出不利于裂纹发育和岩体破碎的趋势；只有当节理垂直于爆破孔连线时，节理长度的增加对爆破效果几乎无影响。

3.3 节理岩体双孔爆破损伤程度分析

为定量评估不同装药结构条件下节理岩体的爆破损伤程度，采用LS-PrePost软件统计了爆破后岩体的损伤单元面积，结果如图11所示。由图11可知，采用STFIII作为耦合介质时，短节理和长节理岩体的损伤面积均最大。损伤面积随节理倾角的变化呈现先增后减的变化趋势，当节理倾角从0°增至60°时损伤面积显著增加，之后损伤面积随倾角继续增大而逐渐减少。这主要是因为当倾角增大时增强了节理对爆破能量的导向作用，使裂纹扩展更为集中。当节理倾角达到90°时，节理对爆破效果的影响相对较小，因此损伤面积相较于倾角为60°时减小。此外，对比不同长度节理对损伤面积的影响发现，长节理岩体在不同倾角下的损伤程度差异更为显著，说明较长的节理更能显著改变应力场分布，从而对裂纹扩展路径和能量分布产生更大影响。
图11 长/短节理岩体爆破损伤单元面积对比

Fig. 11 Comparison of blasting damage unit area of long/short jointed rock masses

为系统分析节理岩体在爆破作用下的破坏特征，引入破坏临界体积（即损伤阈值D0.4的单元占岩石总单元的比例）作为评价指标。图12所示为短节理岩体爆破破坏过程的阶段性演化过程，可划分为以下4个阶段：阶段Ⅰ（0~55 μs），炮孔起爆后，径向裂纹从孔壁稳定向外扩展；阶段Ⅱ（55~80 μs），裂纹扩展至节理位置，诱发翼裂纹快速萌生和发育；阶段Ⅲ（80~200 μs），节理处裂纹进一步延伸并相互贯通，形成密集的爆生裂纹网络；阶段Ⅳ（200~300 μs），裂纹扩展趋于停止，岩体整体破坏格局基本稳定。
图12 短节理岩体破坏临界体积分数

Fig. 12 Critical volume fraction for failure of short-jointed rock mass

在T=55 μs时间点附近，岩石破坏临界体积分数开始显著上升，标志着岩石损伤进入加速阶段。对于节理倾角为0°的岩体，破坏临界体积分数在约80 μs后增长放缓，200 μs左右达到稳定。对于节理倾角为30°和60°的岩体，其破坏规律大致相似，但倾角为60°岩体的破坏临界体积分数在爆破过程中基本维持在最大值，这表明较大的节理倾角使得爆破裂纹具有明显的方向性，且容易导致较大的超挖现象，即岩体破碎程度超出预期。此外，使用STFⅢ作为耦合介质时，岩体的损伤最为严重，表明STFⅢ传递爆破能量的效率较高。
图13所示为不同装药结构条件下长节理岩体的爆破破坏情况。与短节理岩体相比，长节理岩体爆破表现出独特的破坏特征。当节理倾角为30°时，其在爆破过程的阶段Ⅱ（约T=40 μs）即出现破坏临界体积分数的显著快速上升。这主要是因为长节理距离炮孔更近，径向裂纹得以更早、更迅速地扩展至节理位置，从而加剧了该区域的破坏程度。
图13 长节理岩体破坏临界体积分数

Fig. 13 Critical volume fraction for failure of long-jointed rock mass

与短节理岩体爆破相比，长节理岩体爆破引发的整体破坏更为显著。当采用STFIII作为耦合介质或实施全耦合爆破时，岩石临界体积分数可高达4.5%，反映出其破碎程度较高。然而，通过对爆破后岩体的损伤模式和裂纹网络进行细致分析发现，长节理条件下双孔间的裂纹贯通效果较差，且破碎块度分布均匀性较低。这种不均匀的破碎形态加剧了岩体破坏的不规则性，进而导致明显的超欠挖现象，即部分区域过度破碎而其他区域破碎不足。
为了量化分析不同耦合介质、结构面长度和倾角下岩石的损伤情况，将岩体损伤单元面积和临界体积分数汇总列于表5中。由表5可知，在不同耦合介质（STFIII、水、全耦合）和节理长度（0.315 m、0.630 m）条件下，岩体损伤单元面积和临界体积分数均随结构面倾角的增大呈现先升高后降低的变化趋势，并在结构面倾角为60°时达到峰值，而在倾角为0°时最小。这表明60°倾角对爆破损伤的放大效应最为显著，而0°倾角（节理平行于爆破方向）对岩体完整性的影响最弱。当节理长度由0.315 m增加至0.630 m时，在30°、60°和90°倾角下，损伤单元面积和临界体积分数均显著增大，其中60°倾角下的增幅最大（损伤单元面积增幅约为13.0%，临界体积分数增幅约为15.1%），说明长节理更易成为爆生能量的优势传播路径，从而加剧岩体破碎。
表5 不同耦合介质、结构面长度和倾角下岩体损伤对比

Table 5 Comparison of rock mass damage under different coupling media，interface lengths and inclination angles

耦合介质

类型

结构面

长度/m

结构面

倾角/（°）

损伤单元

面积/m2

 临界体积分数/%
STFⅢ 0.315 0 0.153 3.21
STFⅢ 0.315 30 0.179 3.85
STFⅢ 0.315 60 0.185 3.92
STFⅢ 0.315 90 0.181 3.71
STFⅢ 0.630 0 0.139 2.80
STFⅢ 0.630 30 0.187 4.25
STFⅢ 0.630 60 0.209 4.51
STFⅢ 0.630 90 0.187 3.76
水 0.315 0 0.151 3.18
水 0.315 30 0.163 3.69
水 0.315 60 0.179 3.84
水 0.315 90 0.172 3.55
水 0.630 0 0.138 2.79
水 0.630 30 0.175 4.18
水 0.630 60 0.198 4.33
水 0.630 90 0.177 3.74
全耦合 0.315 0 0.140 2.90
全耦合 0.315 30 0.169 3.73
全耦合 0.315 60 0.183 3.92
全耦合 0.315 90 0.171 3.52
全耦合 0.630 0 0.135 2.74
全耦合 0.630 30 0.177 4.20
全耦合 0.630 60 0.204 4.47
全耦合 0.630 90 0.176 3.58
3种耦合介质对爆破损伤的影响趋势一致，但STFIII耦合介质下的损伤程度略高于全耦合和水耦合介质，说明其对爆破能量的传递效率和调控作用更具优势：一方面，STFⅢ在爆破冲击波的高速作用下会迅速硬化，可有效减少爆破能量的提前耗散，使更多能量传递至岩体内部，促进岩体内部裂纹的起裂、扩展与贯通；另一方面，STFⅢ作为耦合介质，其波阻抗与节理岩体的波阻抗匹配度更高，相较于水耦合（不可压缩，能量传递存在局部集中）和全耦合（能量传递直接但易造成局部过度破碎），能够更均匀地将爆破应力波传递至整个岩体，避免能量集中于孔壁附近，进而导致岩体整体损伤范围更大、裂隙开裂更充分。

4 结论

（1）爆炸的峰值压力随节理倾角的增大而增大，爆破位移的峰值随节理倾角的增大呈现先增加后减小的变化趋势。相较于其他倾角，当节理倾角为0°时，其对爆炸应力和位移分布的影响最小，与完整岩体最为相似。
（2）当其他条件一定时，岩体损伤单元面积与临界体积分数均随结构面倾角的增大呈现先升高后降低的变化趋势，当倾角为60°时达到峰值，而当倾角为0°时最小。与节理长度为0.315 m的短节理岩体相比，长节理（0.63 m）岩体在节理倾角为30°、60°和90°时的损伤更为严重。
（3）装药结构显著影响岩体爆破损伤程度。相较于水耦合和全耦合爆破，以STFⅢ作为耦合介质进行爆破时，岩体的损伤最为严重，表明STFⅢ传递爆破能量的效率较高。

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