基于聚能射流的巖石定向劈裂機制*

劉 迪，顧 云，孫 飛，李 飛，陳順祿，劉勤杰

（1.核工業(yè)南京建設(shè)集團有限公司，江蘇 南京 211102；2.南京君緣科爆工程技術(shù)有限公司，江蘇 南京 211135）

核電廠的基坑負(fù)挖多采用爆破法施工，如何控制建基面爆破開挖后的平整度越來越受到重視。尤其在核島底板的開挖施工中，對底板平整度及保留巖層免受損傷的要求更高。核島底板開挖時，若要一次爆破至建基面的設(shè)計標(biāo)高，則會對開挖形成的建基面質(zhì)量和基巖爆破振動控制產(chǎn)生不利影響。因此，爆破時不應(yīng)使建基面巖體產(chǎn)生大量的爆破裂隙，使巖體節(jié)理裂隙、層理等弱面繼續(xù)惡化，導(dǎo)致巖體承載強度弱化。以往的傳統(tǒng)做法是開挖至鄰近底板時保留一定的基巖厚度，進(jìn)行分層爆破。該方法成本較高，工程質(zhì)量也難以達(dá)到技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)要求[1]，且針對爆破產(chǎn)生的過度超挖部分，通常采用混凝土置換，會造成巨大的經(jīng)濟損失。綜上所述，因核電設(shè)施對安全、質(zhì)量的嚴(yán)苛要求，使其對爆破技術(shù)提出了挑戰(zhàn)。傳統(tǒng)做法的弊端顯而易見，因此通過控界切割形成基坑的方法將成為核電巖石開挖施工重點控制工藝之一。

巖石切割和碎裂的方法很多，除最常用的炸藥鉆爆法以外，還有人工切割法[2]、靜態(tài)膨脹劑開挖法、機械開挖法等。炸藥鉆爆法：按一定網(wǎng)孔參數(shù)進(jìn)行機械鉆孔，孔內(nèi)設(shè)置炸藥、雷管，以一定時間間隔進(jìn)行聯(lián)網(wǎng)爆破；人工切割法：用鋼釬鑿眼，將鋼楔放入眼中，多個鋼楔形成一條線，再將鋼楔打入巖石中逐步將巖石切割； 靜態(tài)膨脹劑開挖法[3]：將膨脹劑按一定比例與水混合攪勻后灌入鉆孔內(nèi)，并堵塞孔口，經(jīng)過密閉反應(yīng)后，能產(chǎn)生很大的膨脹壓力作用于孔壁，并沿著鉆孔形成裂縫，從而使巖體開裂；機械開挖法[4]：采用金剛石圓盤鋸進(jìn)行切割或采用金剛石串珠繩鋸進(jìn)行巖石開挖。

采用傳統(tǒng)鉆爆法進(jìn)行巖石爆破開挖時，產(chǎn)生的新巖石斷面通常界面平整度不高，也無法控制爆破后的巖石塊度。目前，在核電站基礎(chǔ)開挖工程以及爆破敏感區(qū)域附近的巖石開挖工程中，精確爆破逐漸成為主流，利用聚能射流原理進(jìn)行精確爆破成為研究的熱點。

聚能射流研究在國外起步較早，形成聚能射流的裝藥通常由炸藥和金屬藥型罩構(gòu)成，起爆后爆轟波的波陣面壓迫藥型罩，使罩各部分不斷碰撞擠壓變形后以流體形態(tài)向前運動，逐步形成高溫、高速、高能量密度的金屬聚能射流。聚能射流研究經(jīng)過一百多年的快速發(fā)展，已經(jīng)形成較成熟的理論體系。

一些研究者[5-6]將線型聚能切割器應(yīng)用于定向斷裂控制爆破，利用金屬射流直接作用于炮孔周圍的巖體，形成初始誘導(dǎo)裂隙，高溫、高壓爆轟氣體的準(zhǔn)靜態(tài)載荷和應(yīng)力波動態(tài)加載于裂隙尖端，使裂隙進(jìn)一步擴展。郭德勇等[7]研究了聚能爆破載荷下控制巖體爆生裂隙的發(fā)育與擴展力學(xué)模型。肖正學(xué)等[8]分析了多孔爆破時裂紋發(fā)展的變化規(guī)律，提出孔壁裂紋擴展速度計算式，發(fā)現(xiàn)裂紋的長度和數(shù)量隨應(yīng)力波的增大而增大。

申濤等[9]研究了切縫藥包爆炸，發(fā)現(xiàn)在定向爆破過程中，切縫管能夠有效控制爆炸能量的釋放和爆生氣體的力學(xué)行為。李清等[10-11]分析了雙孔點射流聚能藥卷、半管射流聚能藥卷定向斷裂爆破的斷裂力學(xué)特征，兩種藥卷都可實現(xiàn)巖石的定向斷裂爆破，形成較好的斷裂面。劉敦文等[12]設(shè)計了一種可以改變能量分配的新型多向聚能管藥柱，在炮孔壁上，多向聚能爆破產(chǎn)生多個聚能方向的定向裂紋，降低了爆炸粉碎區(qū)和過度破碎的能耗，提高了破裂區(qū)的能量利用率，驗證了多向聚能藥柱設(shè)計是可行有效的。Luo 等[13]研究了在巖石中聚能定向斷裂控制爆破的裂紋起裂與擴展機理。Yin 等[14]在炮孔中采用圓柱V 型雙槽線性聚能裝藥，配合微秒級微差爆破，獲得了定向裂縫最長、非定向裂縫少、對圍巖損傷小的爆破效果。Shu 等[15]設(shè)計了一種可用于孔內(nèi)切割的π 型聚能線性切割器，將傳統(tǒng)線性切割器侵徹深度提高了73.3%。陳偉[16]給出了聚能爆破能夠繼續(xù)擴展的孔內(nèi)壓力公式，對環(huán)向射流致裂巖石機理進(jìn)行了論述。

在炮孔中引入初始預(yù)制裂紋有助于爆生裂紋沿切槽方向擴展，形成優(yōu)勢裂紋，在切槽周圍形成較強的拉伸應(yīng)力，使爆生裂紋沿切槽方向優(yōu)先擴展，最終形成定向斷裂。楊仁樹[17]研究了雙炮孔切槽方式下，兩個炮孔間的貫穿裂紋和炮孔外側(cè)裂紋擴展的動態(tài)行為，貫穿裂紋尖端的動態(tài)應(yīng)力強度因子大于外側(cè)裂紋的，應(yīng)力波在炮孔間疊加，增加了炮孔間區(qū)域的應(yīng)力場，應(yīng)力波以及由界面反射的拉伸波在裂紋尖端散射、繞射，從而影響裂紋的擴展。

上述研究者提出的多為線型聚能切割器，類似的爆炸試驗結(jié)果顯示，線型聚能射流對巖體表面的沖擊破壞范圍大，但向巖體內(nèi)部侵徹能力較弱。若要切割形成一定厚度的巖體斷裂面，所需的爆炸能量遠(yuǎn)大于巖體控界面斷裂所需的斷裂表面能，不僅會造成爆炸能量浪費，而且對周圍環(huán)境造成的危害難以控制。

本文中，針對巖石爆破開挖邊界炮孔間巖體如何爆破控制形成精確斷裂面，而保留巖層避免受損傷問題，基于高速聚能射流對巖石沖擊作用與巖石沖擊斷裂機理，提出預(yù)切槽和多點聚能射流劈裂巖石控界切割方法。利用正交數(shù)值模擬分析法得到優(yōu)化設(shè)計聚能裝藥結(jié)構(gòu)，分析對比不同形狀金屬桿射流對巖石定向劈裂、不同炸高下聚能裝藥對巖石侵徹的效果，得到最佳射流形狀及炸高設(shè)置，采用巖石試塊多點聚能射流爆炸沖擊定向劈裂試驗進(jìn)行驗證。

1 巖石聚能控界切割原理

巖石聚能控界切割原理為：沿控界面設(shè)計方向在炮孔壁巖體表面預(yù)切割一條導(dǎo)向切槽，沿切槽間隔布置若干聚能裝藥。聚能裝藥同時爆炸后產(chǎn)生高速聚能桿狀射流沖擊巖石，擠壓成孔并產(chǎn)生初始裂紋，裂紋沿切槽方向延伸，同時向垂直于切槽的巖體內(nèi)部發(fā)展，將巖體快速劈裂；同時，爆炸產(chǎn)物助力裂紋面繼續(xù)擴展，使炮孔間的裂紋貫穿形成平整的新巖石斷裂界面。相較于傳統(tǒng)的炮孔爆破和線型裝藥聚能切割等方法，多點聚能控界切割方法使爆炸能量能精準(zhǔn)導(dǎo)入至設(shè)計斷裂面，炸藥爆炸能量轉(zhuǎn)換成巖石斷裂表面能的效率、炸藥能量利用率以及巖石切割效率等都得以提升。

巖石聚能控界切割技術(shù)的關(guān)鍵點有兩部分：一是聚能裝藥的設(shè)計，目的是形成特定形狀的桿狀射流；二是巖石表面的預(yù)處理，在巖石表面用機械切割器沿設(shè)計斷裂面方向預(yù)制一條導(dǎo)向切槽，用以控制巖石斷裂方向并提供初始裂紋，如圖1 所示。

圖1 巖石聚能控界切割示意圖Fig.1 Directional split blasting

通過正交數(shù)值模擬分析，結(jié)合爆破工程典型炮孔聚能裝藥設(shè)計經(jīng)驗，設(shè)計一種聚能裝藥，裝藥口徑28 mm、高30 mm，如圖2 所示；藥型罩為錐形平底罩，錐角90°，罩壁厚1.5 mm。

圖2 桿狀聚能裝藥Fig.2 Rod shaped charge

該聚能裝藥在特定炸高下能形成桿狀射流，高速的金屬射流沖擊侵徹巖石，使巖石沿導(dǎo)向切槽方向開裂。在爆炸沖擊波及爆炸產(chǎn)物膨脹的綜合作用下，裂紋會持續(xù)擴展，起到增強切割巖石的效果。

從斷裂力學(xué)能量的角度來分析該問題[18]，裂紋擴展條件為巖石等脆性材料斷裂產(chǎn)生的表面能增加率等于裂紋擴展釋放的彈性勢能釋放率，即：

式中：W為彈性勢能，G為增加的表面能，l為裂紋長度。

巖石受高速射流沖擊后成孔，孔內(nèi)產(chǎn)生的環(huán)向壓力超過其抗拉強度時開始產(chǎn)生裂紋，并在裂紋尖端出現(xiàn)應(yīng)力集中，隨著應(yīng)力的持續(xù)增大，初始裂紋進(jìn)一步向外延伸擴展，直至失穩(wěn)破壞。由于裂紋產(chǎn)生后，巖石力學(xué)模型發(fā)生了根本變化，傳統(tǒng)的彈性理論已不再適用，需應(yīng)用斷裂力學(xué)中的應(yīng)力強度因子來表述有關(guān)力學(xué)參量。

在射流沖擊力作用下，沿預(yù)切割槽兩邊優(yōu)先產(chǎn)生裂紋，初始裂紋沿水平和垂直方向開始擴展，形成扇形裂紋。在裂紋擴展過程中，射流在巖石材料入射處產(chǎn)生的擠壓力對于裂紋尖端可視為集中力，可將三維裂紋簡化為二維集中力斷裂模型進(jìn)行斷裂力學(xué)分析[19]，模型如圖3 所示。其中圖3（a）為裂紋沿預(yù)槽方向擴展的模型，圖3（b）為裂紋沿垂直于巖石表面向巖石內(nèi)部擴展的模型。

圖3 集中力斷裂模型Fig.3 Concentrated force fracture model

圖3（a）的集中力斷裂模型為無限介質(zhì)中心裂紋處有一對集中力的情況，其應(yīng)力強度因子可表示為：

式中：l為裂紋尖端至中心的距離(裂紋長度），q(t)為集中沖擊力。

根據(jù)斷裂判據(jù)，當(dāng)裂紋尖端應(yīng)力強度因子達(dá)到巖石斷裂強度Kc時，裂紋開始擴展，即：

則裂紋長度l與集中沖擊力的關(guān)系為：

式（4）為單點射流沖擊時的橫向裂紋長度，在多點射流沖擊巖石情況下，集中沖擊力q(t)在部分位置形成疊加而產(chǎn)生變化，具體根據(jù)沖擊點分布而定。從式（4）可知，裂紋長度與環(huán)向集中沖擊力的平方成正比，為產(chǎn)生良好的斷裂效果，采用桿狀楔形射流沖擊巖石。如圖3（b）等有限尺寸帶裂紋體的應(yīng)力場和應(yīng)力強度因子在目前很難得到數(shù)學(xué)解析解[20]，本文中利用數(shù)值計算方式對其進(jìn)行分析計算。

2 巖石定向劈裂數(shù)值計算

采用顯式有限元分析程序AOTUDYN 進(jìn)行計算，該軟件主要模擬流體、固體在高速沖擊或動態(tài)載荷條件下的響應(yīng)和耦合分析，廣泛應(yīng)用于彈道學(xué)、戰(zhàn)斗部設(shè)計、穿甲和爆轟等問題的分析研究。效仿人工切割法將鋼楔打入巖石中逐步將巖石切割原理，分析聚能裝藥金屬射流對巖石沖擊劈裂過程，建立數(shù)值模擬模型，研究不同形狀高速金屬射流沖擊對巖石劈裂效果的影響，用于指導(dǎo)聚能藥型罩的設(shè)計，以及計算分析金屬射流沖擊下巖石斷裂過程以及裂紋形成機制，并與現(xiàn)場試驗結(jié)果對比。

2.1 模型建立

由于爆炸聚能射流產(chǎn)生過程中炸藥能量主要用于形成射流，為了突出射流形狀對裂紋擴展的影響，忽略聚能射流形成過程及爆轟產(chǎn)物作用等因素，對聚能射流的定向劈裂數(shù)值計算進(jìn)行簡化。簡化后的模型參數(shù)為：聚能裝藥所形成的射流質(zhì)量約12 g，平均速度1 200 m/s，因此直接采用2 枚速度為1 200 m/s的金屬楔形桿對巖石進(jìn)行沖擊。2 枚金屬楔形桿分別采用三種材料、質(zhì)量相同，形狀不同的金屬楔形桿進(jìn)行計算對比，幾何上呈現(xiàn)為長度不同，尾部直徑不同的圓臺形，尺寸如表1 所示。

表1 金屬楔形桿的尺寸Table 1 Dimensions of metal wedges

巖石模型尺寸為115 cm×80 cm×80 cm，巖石中間預(yù)設(shè)切槽，切槽寬5 mm、深5 mm。整體侵徹初始模型如圖4 所示。

圖4 侵徹初始計算模型Fig.4 Initial calculation model

2.2 模型材料

金屬桿（紫銅材料）、巖石材料均采用高壓沖擊狀態(tài)方程。沖擊波速度和質(zhì)點速度之間具有如下線性關(guān)系：

高壓沖擊狀態(tài)方程具有如下形式：

其中：

式（5）～（7）中：u、up分別為沖擊速度、質(zhì)點速度，S為u-up曲線的斜率系數(shù)，c0為u-up曲線的截距，近似于材料的絕熱聲速；p為壓力，pH為冷壓， Γ 為Grüneisen 系數(shù)， ρ 為材料密度， ρ0為初始材料密度，e為內(nèi)能。

模型材料的高壓沖擊狀態(tài)方程參數(shù)見表2。

表2 高壓沖擊狀態(tài)方程參數(shù)Table 2 Shock EOS parameters

2.3 計算結(jié)果分析

2.3.1 聚能控界切割機制

在有預(yù)制切槽的情況下，金屬桿的沖擊能量被用于巖石整體劈裂，裂紋沿著預(yù)切槽方向向兩邊擴展，隨后向下貫穿整個巖體，將巖石整齊劈裂成兩半，切槽起到了精準(zhǔn)控制界面的作用。圖5～6 為0.07、0.30 ms 時巖石爆炸應(yīng)力波與損傷斷裂擴展圖，可以看到，金屬桿沖擊巖石后，在巖石中產(chǎn)生應(yīng)力波，兩個初始應(yīng)力波傳播并相互作用，隨后繼續(xù)在巖體中傳播，超過拉應(yīng)力極限的區(qū)域?qū)l(fā)生斷裂損傷。根據(jù)斷裂力學(xué)原理，由于預(yù)切槽的存在，應(yīng)力在切槽尖端集中，材料斷裂韌度在預(yù)切槽方向最小，因此會在此方向形成裂縫并擴展，裂紋在2 ms 左右停止擴展。

圖5 巖石中爆炸應(yīng)力云圖Fig.5 Explosion stress contours in rocks

圖6 巖石中爆炸損傷云圖Fig.6 Explosion damage contours in rocks

2.3.2 不同形狀金屬桿的巖石劈裂效果對比

A、B、C 三種不同形狀的楔形金屬桿具有相同的動能，向巖石試塊沖擊，產(chǎn)生不同程度劈裂效果，如圖7 所示。其中長徑比最大的金屬桿A 最終劈裂深度為24 cm，金屬桿B 最終劈裂深度為46 cm，長徑比最小的金屬桿C 最終劈裂深度為38 cm。由此可知，長徑比約3∶1 的楔形金屬桿B 對巖石具有較好的沖擊劈裂效果，能夠?qū)⒏嗟臎_擊動能轉(zhuǎn)換為產(chǎn)生有效斷裂的巖石表面能。過于細(xì)長或者短粗的形狀對于巖石劈裂都較為不利。

圖7 巖石損傷云圖Fig.7 Rock damage contours

3 聚能裝藥侵徹數(shù)值計算

聚能裝藥通過改變藥型罩形狀和炸高，可以產(chǎn)生不同形狀的高速金屬射流，利用本文中設(shè)計的聚能裝藥，在不改變藥型罩形狀的前提下，設(shè)置不同炸高即可形成三種典型形狀的楔形射流。對應(yīng)上述所得到的模擬結(jié)果，采用二維數(shù)值仿真方法，計算該聚能裝藥的射流形成過程；從射流侵徹、爆炸沖擊波和爆轟產(chǎn)物的作用等綜合因素考慮，進(jìn)一步研究不同炸高下射流形態(tài)以及對巖石的侵徹破壞效應(yīng)，獲得劈裂效果較好的射流形狀，得出用于形成巖石控界面貫穿裂紋的最佳炸高。

3.1 模型建立

聚能裝藥侵徹巖石計算采用Euler 求解器進(jìn)行，模型軸對稱，網(wǎng)格漸變，最小網(wǎng)格尺寸0.2 mm，模型邊界采用無反射邊界。巖石和金屬材料參數(shù)與前述相同，炸藥材料為B 炸藥，采用經(jīng)典JWL 狀態(tài)方程。分別計算10、25、55 mm 三種炸高下的數(shù)值模型。模型初始狀態(tài)如圖8 所示。

圖8 聚能裝藥初始模型Fig.8 Model of initial shaped charge

3.2 計算結(jié)果分析

3.2.1 不同炸高下射流形態(tài)分析

圖9 為10、25、55 mm 三種炸高下聚能裝藥形成的不同形態(tài)的射流。其中，10 mm 炸高下，藥型罩形成EFP（explosively formed projectile），長徑比約為1∶1；25 mm 炸高下，藥型罩形成楔形射流，長徑比約為3∶1；55 mm 炸高下，形成長桿式射流，長徑比約為10∶1。

圖9 不同炸高下形成的射流形態(tài)Fig.9 Jet patterns under different burst heights

從射流形狀來分析，25 mm 炸高下形成的射流成楔形，頭部較尖，如圖10 所示，符合上述計算結(jié)果中對巖石劈裂效果最好的形狀。如圖11 所示，計算楔形射流內(nèi)部速度分布可以看出，射流頭部速度為3 400 m/s，尾部速度為600 m/s，平均速度為1 290 m/s。從如圖12 所示的射流整體速度時程曲線可知，射流在0.01 ms 時達(dá)到整體平均速度峰值，可知炸藥能量已經(jīng)完全作用于藥型罩上，射流動能已經(jīng)達(dá)到峰值。

圖10 25 mm 炸高下形成的楔形射流Fig.10 The wedge jet formation at 25 mm height

圖11 楔形射流速度分布Fig.11 Velocity distribution of wedge jet

圖12 射流整體速度時程曲線Fig.12 Time-history curve of jet overall velocity

3.2.2 不同炸高下射流侵徹破壞效應(yīng)分析

分析不同炸高下形成的射流對巖石的侵徹破壞效應(yīng)。如圖13 所示，10 mm 炸高下，射流對巖石的侵徹深度較小，成坑口徑12 mm。射流在巖石入射面消耗了大量動能，粉碎區(qū)范圍50 mm 左右，并在周圍172 mm 范圍內(nèi)產(chǎn)生大量裂紋，炸藥能量主要用于巖石表面的斷裂和破碎；25 mm 炸高下，射流對巖石的侵徹深度更大，在周圍形成10 條主要裂紋，炸藥能量主要用于裂紋產(chǎn)生和侵徹；55 mm 炸高下，射流頭部速度更高，炸藥能量主要用于侵徹，產(chǎn)生的擠壓應(yīng)力較小。

圖13 不同炸高下射流侵徹?fù)p傷云圖Fig.13 Jet penetration damage contourunder different conditions of burst height

綜上所述，本文設(shè)計的聚能裝藥在25 mm炸高下產(chǎn)生的射流對巖石綜合侵徹破壞，更有利于裂紋在巖石材料內(nèi)部的進(jìn)一步楔入劈裂。

4 定向劈裂試驗

4.1 試驗設(shè)置

為驗證多點聚能裝藥的巖石定向劈裂效果，進(jìn)行了現(xiàn)場試驗，采用設(shè)計的2 枚聚能裝藥在25 mm 炸高下對巖石試塊進(jìn)行控界切割試驗。

試驗用的石塊如圖14 所示，試件尺寸為1.15 m×1.45 m×1.00 m。試驗前在石塊頂面上用機械切割機切出一條切槽，預(yù)切槽寬4 mm、深6.9 mm，沿預(yù)切槽布置2 個直徑28 mm 的定位淺孔，對應(yīng)于淺孔設(shè)置2 個聚能裝藥。采用PVDF 傳感器測量巖石中的應(yīng)力波強度，傳感器粘貼于巖石試件側(cè)面，位于2 個聚能裝藥中間位置，傳感器1 距頂面10 cm，傳感器2 距頂面20 cm。

圖14 試驗設(shè)置Fig.14 Experimental set up

4.2 試驗結(jié)果與分析

4.2.1 巖石斷裂結(jié)果

由圖15 可以看出，在多點聚能裝藥爆炸作用下，巖石被破壞，裂紋除了沿巖石預(yù)切槽延伸外，在巖石垂直方向上劈裂擴展，基本與上表面垂直，裂紋長度約38 cm，巖石試塊幾乎被整體劈裂，劈裂方向與預(yù)期基本一致，與上述數(shù)值模擬結(jié)果也基本一致。

圖15 巖石斷裂效果Fig.15 Effects of rock fracturing

4.2.2 應(yīng)力分析

通過巖石試塊側(cè)面?zhèn)鞲衅魉鶞y得的應(yīng)力數(shù)據(jù)（圖16）可知，由于電雷管起爆時間的誤差問題，在巖石表面測得兩個應(yīng)力波峰，兩次應(yīng)力波間隔約2 ms，測點1 的兩個峰值大約為0.5 MPa，測點2 的峰值大約為0.6～0.8 MPa，兩次峰值疊加的數(shù)值與該點的數(shù)值模擬應(yīng)力峰值計算結(jié)果（2 MPa）接近。測點1、2 所在位置為沖擊形成的應(yīng)力波疊加位置，由圖5（b）也可以看出，是巖石試塊表面應(yīng)力最大的位置。該處應(yīng)力波壓力遠(yuǎn)小于一般的巖石抗拉強度，所以不會形成無效斷裂，既保證了切割面的平整又降低了炸藥用量。相對于傳統(tǒng)爆破作業(yè)中的炸藥直接爆炸作用，控界切割減少了炸藥的非有效能量耗散，大大降低了爆炸對周圍環(huán)境的危害。在實際工程應(yīng)用中，利用該試驗成果，在炮孔中雙向設(shè)置多個聚能裝藥，采用導(dǎo)爆索串聯(lián)起爆，在聚能射流、爆炸沖擊波和爆轟產(chǎn)物的綜合作用下，增強了巖石中裂紋擴展效果。

圖16 巖石側(cè)面應(yīng)力曲線Fig.16 Curves of rock side stress

5 結(jié) 論

基于高速聚能射流對巖石的沖擊作用和巖石沖擊斷裂機理，提出了多點聚能射流巖石控界切割方法，采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗研究，得到以下結(jié)論。

（1）優(yōu)化設(shè)計了一種可用于巖石劈裂的聚能裝藥，該聚能裝藥在特定炸高下能形成楔形射流，用于劈裂巖石等脆性材料。

（2）利用數(shù)值模擬方法研究了巖石類脆性材料在多點聚能射流沖擊作用下的定向劈裂機制，分析了在射流作用下巖石試塊的應(yīng)力波傳播過程和斷裂損傷過程，對比不同形狀的楔形金屬桿對巖石的沖擊劈裂效果，得出長徑比在1∶3 左右的楔形金屬桿的劈裂效果最佳。

（3）利用數(shù)值模擬方法，分析計算了聚能裝藥射流形成過程與巖石沖擊侵徹過程，通過對比10、25、55 mm 炸高下形成的射流形態(tài)和巖石損傷效果，獲得了該裝藥用于劈裂的最佳炸高為25 mm。

（4）現(xiàn)場實驗成功用2 枚聚能裝藥將巖石試塊按預(yù)制方向劈裂，且在巖石表面測試得到的應(yīng)力波峰值壓力遠(yuǎn)小于一般巖石抗拉強度。對比傳統(tǒng)的鉆爆法爆破以及線性聚能切割爆破，本文中提出的多點聚能射流巖石控界切割方法優(yōu)勢突出：炸藥能量利用率高，實現(xiàn)了巖石控界面的精準(zhǔn)切割與環(huán)境友好。