楊 達，陳寶義，曹宏宇，曹金娥，崔國慶

（吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院，吉林長春130026）

0 引言

在滑坡防治大直徑樁孔施工過程中，快速鉆進是治理成功的關(guān)鍵。而氣動潛孔錘因鉆進效率快等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于滑坡防治施工中［1-3］。

氣動潛孔錘工作原理是高壓氣體交替進入鉆具前后氣室，形成壓力差，推動活塞往復(fù)運動沖擊鉆頭［4-7］。在沖擊過程中，應(yīng)力波傳遞到鉆頭表面球齒，作用于巖石并將巖石破碎。相鄰球齒產(chǎn)生的破碎坑相互干涉，通過鉆頭回轉(zhuǎn)，球齒切削破碎坑之間的巖石，使巖石表面完全破碎，因此鉆頭表面布齒和合理沖擊功是影響鉆頭碎巖性能的關(guān)鍵因素。潛孔錘鉆頭的合理布齒，即確定鉆頭上最少的齒數(shù)和最佳的布齒位置，有利于提高碎巖效率與降低破碎比功。潛孔錘鉆頭底面布齒以單個球齒碎巖機理的研究結(jié)果為理論依據(jù)，得出單個球齒沖擊產(chǎn)生的破碎坑大小，按球齒之間破碎坑連接且無巖縫的要求，計算每圈布齒個數(shù)與大小，從而對鉆頭布齒進行優(yōu)化設(shè)計［8-13］。鉆頭布齒以單個球齒沖擊巖石后的破碎坑直徑為布齒依據(jù)之一，因此對球齒在不同沖擊功情況下破碎巖石，觀察巖石破碎情況的研究，具有重要意義：樸金石［14］分析壓頭以不同沖擊功侵入花崗巖與安山巖時坑寬與深的比值；任紅［15］、Chen 等［16］對不同沖擊功條件下2 個球齒壓入巖石產(chǎn)生的應(yīng)力云圖及破碎情況進行分析。在球齒沖擊巖石時，探究碎巖機理，對研究巖石破碎情況具有重要意義：彭偉等［17］對不同柱齒所適用的巖層進行分析，得出球齒在鉆進硬巖地層時，可保證具有較高的鉆進效率和較高的耐磨性，并基于球齒的碎巖機理［18］，同時考慮相鄰球齒侵入巖石的相互作用，確定布齒的最優(yōu)間距。M.P. Mavlutov 對?19.5 mm 的壓頭做自由落體沖擊大理石試驗［19］，得出：巖石受到?jīng)_擊功較小時，表面產(chǎn)生微小裂紋帶，但當沖擊功增大到第1 次臨界值時，巖石發(fā)生第1 次破碎，隨著沖擊功繼續(xù)增大，壓頭侵入深度也隨之增大，當沖擊功增大到第2 次臨界值時，巖石發(fā)生第2 次破碎。之后重復(fù)上述過程，侵入深度繼續(xù)增加，直到?jīng)_擊功增大到第3 次極大值時，巖石發(fā)生第3 次破碎并繼續(xù)循環(huán)。李從保等［20］、方金［21］、Jiang 等［22］、Deng 等［23］、Saadati等［24］、LIU 等［25］通過數(shù)值模擬軟件建立球齒沖擊巖石模型，進行球齒碎巖數(shù)值模擬，得出在巖石在受到?jīng)_擊載荷作用下，應(yīng)力以應(yīng)力波形式向巖石各個方向傳遞，球齒鉆進時易對兩側(cè)巖石產(chǎn)生拉裂破壞。通過數(shù)值模擬分析，發(fā)現(xiàn)持續(xù)沖擊導(dǎo)致巖石內(nèi)部失穩(wěn)，并逐步衍生出裂紋。當裂紋發(fā)育到一定程度，巖石發(fā)生完全破碎。朱麗紅等［26］采用ANSYS 分析研究球齒碎巖機理，通過模擬結(jié)果得出球齒沖擊碎巖包括壓碎和剪崩2 部分。當球齒與巖石接觸瞬間，球齒下方的巖石形成半球形彈性區(qū)。球齒繼續(xù)移動，應(yīng)力波以巖石與球齒接觸點為中心，呈半球形向巖石內(nèi)部傳播，當球齒對巖石產(chǎn)生的側(cè)壓力增大到臨界值時，巖石崩離，形成破碎坑。

沖錘通過鉆頭-球齒將沖擊功傳遞到巖石后，巖石根據(jù)沖擊產(chǎn)生的應(yīng)力波發(fā)生破碎。李夕兵等［19，27］采用一維應(yīng)力波對巖石進行沖擊實驗的方法，從破碎能量消耗與力學(xué)性質(zhì)2 方面對巖石受到的沖擊載荷進行研究，得出當入射應(yīng)力波大于巖石破碎的臨界應(yīng)力值且應(yīng)力波持續(xù)沖擊時間大于巖石破碎失穩(wěn)所需時間時，巖石發(fā)生破碎。巖石破碎的效果取決于應(yīng)力波的大小與持續(xù)時間。

彭偉、M.P.Mavlutov 從宏觀方面描述了球齒與壓頭在沖擊碎巖過程中巖石的破碎情況與碎巖機理，李從保、方金等通過采用數(shù)值模擬軟件模擬球齒沖擊巖石破碎，得出應(yīng)力波在巖石中的分布情況，但卻未針對球齒在沖擊破碎巖石后產(chǎn)生的破碎坑大小與產(chǎn)生的應(yīng)力波傳遞情況對巖石破碎機理的影響進行分析。因此本文結(jié)合實驗與模擬，對巖石受到球齒沖擊后所產(chǎn)生的破碎坑面積以及應(yīng)力波對巖石破碎機理的影響進行研究分析。

根據(jù)巖石破碎理論以及現(xiàn)場施工狀況，最優(yōu)沖擊功與合理布齒對于提高碎巖與救援效率具有關(guān)鍵作用。然而由于鉆頭表面球齒數(shù)量多，鉆頭模型大且相鄰球齒碎巖時相互影響等問題，分析較為復(fù)雜。因此，本文通過ABAQUS 顯示動態(tài)分析數(shù)值模擬研究不同沖擊功對單個球齒碎巖的影響，同時觀察應(yīng)力波的傳遞、巖石破碎面積與破碎比功來研究巖石破碎規(guī)律。本文以特大滑坡應(yīng)急處置與快速治理項目中的?600 mm 潛孔錘鉆頭所配用的球齒為樣本進行分析。

1 球齒沖擊碎巖數(shù)值模擬

1.1 有限元模型的建立

?600 mm 潛孔錘所用球齒直徑19 mm，高30 mm。為保證模擬的準確性并提高運算效率，本文采用平面二維模型進行分析，依據(jù)沖擊峰值壓力引導(dǎo)的應(yīng)力分布，可確定巖石尺寸設(shè)計為球齒直徑的5～7 倍［28］，即 140 mm×100 mm。將巖石下底面進行X、Y方向完全固定約束。球齒剛體約束，沿中心軸運動。模型網(wǎng)格按楔形進行劃分，并對球齒侵入巖石接觸點周圍加密處理，其余部位采用整體網(wǎng)格劃 分 。 在 網(wǎng) 格 之 間 插 入 0 厚 度 的 Cohesive 單元［29-30］，該設(shè)置不影響計算結(jié)果，使破碎容易產(chǎn)生并且紋隨機擴展合理。巖石網(wǎng)格類型采用平面應(yīng)變CPS3；Cohesive 網(wǎng)格類型采用粘性COH2D4。球齒單次沖擊模型網(wǎng)格劃分見圖1，10 個球齒依次進行沖擊模型網(wǎng)格劃分見圖2。模型共劃分為134442 和139293 個網(wǎng)格。

圖1 球齒單次沖擊模型網(wǎng)格劃分Fig.1 Meshing of the spherical tooth single impact model

圖2 10 個球齒沖擊模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of the spherical tooth 10 time impact model

巖石與硬質(zhì)合金球齒主要物理屬性見表 1［31-32］。

表1 巖石與球齒參數(shù)Table 1 Parameters of rock and carbide spherical teeth

為探究沖擊功大小與碎巖效果的影響，將沖擊功分為 5 組，分別為 20、25、30、35、40 J，并依次對 5組沖擊功進行模擬。

1.2 材料的損傷演化與單元刪除

圖3 所示為承受損傷的巖石材料特征應(yīng)力-應(yīng)變行為。在具有各向同性硬化的彈塑性材料中，損傷以2 種方式得以體現(xiàn)：屈服應(yīng)力的軟化和彈性的退化。圖中的實線代表受損傷的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，而虛線是沒有損傷的曲線。損傷取決于單元的特征尺寸，這樣便可使結(jié)果的網(wǎng)格相關(guān)性最小化。

圖3 具有漸進性損傷退化的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 A stress-strain curve with progressive damage degradation

在圖 3 中，σy0和是損傷發(fā)生時的屈服應(yīng)力和等塑性應(yīng)變；當時網(wǎng)格失效 ，即整體損傷變量達到D=1 時的等塑性應(yīng)變。整體損傷變量D捕捉所有有效失效機理的組合影響，并以計算單個損傷變量di的形式σy0得到。等塑性應(yīng)變在失效時的值取決于單元的特征長度，并對于損傷演化規(guī)律以等效塑性位移的形式來制定。

式中：L——單元的特征長度，如果將失效時的塑性位移指定為0，則發(fā)生即時失效；或者以斷裂能耗散Gf的形式來指定，如果指定Gf=0，則失效將立即發(fā)生。

1.3 巖石破碎理論依據(jù)

目前尚無成熟的理論與測試方法準確確定鉆頭與巖石的碰撞作用時間，因此采用破碎比功，即破碎單位面積所用沖擊功As［33］來表示沖擊效率具有實際意義，破碎比功As可表示為：

式中：A——花崗巖破碎面積，mm2，實驗中的破碎面積采用游標卡尺測量破碎坑的直徑D1、D2（見圖4），由于球齒頂面為半球形，因此破碎面積按照Ae=π×[(D1+D2)/4]2進行計算，模擬中為二維模型，測量破碎坑直徑為D3（見圖4），破碎面積按照Am= π×(D3/2)2；W——沖擊功，J。

圖4 破碎坑直徑測量Fig.4 Diameter measurement of the crushed pit

2 單齒碎巖實驗研究

2.1 實驗方案

設(shè)計沖錘自由落體實驗臺如圖5 所示。實驗巖樣為290 mm×250 mm×150 mm 的花崗巖。實驗臺底面采用2 層結(jié)構(gòu)進行固定，上部平臺設(shè)立1 根滑軌，將滑塊放置在滑軌上，鉆頭連接滑塊上的連接板，通過電磁鐵連接鉆頭上部連接板，斷電后電磁鐵失去吸力，使鉆頭進行自由落體運動，沖擊巖石。單次沖擊完成后將沖錘固定到原位置再次沖擊，進行重復(fù)沖擊碎巖實驗。在每次沖擊后，清除巖粉，記錄破碎坑直徑，計算巖石破碎面積。

圖5 單齒碎巖實驗臺Fig.5 Single tooth rock crushing test bench

下落高度根據(jù)公式（2）與公式（3）推出：

式中：h——下落高度，m；W——沖擊功，J；M——鉆頭質(zhì)量，11.8 kg；V——沖擊末速度，m/s。

沖擊功與下落高度的關(guān)系見表2。

表2 沖擊功與下落高度Table 2 Impact energy and falling height

2.2 實驗與模擬對比分析

2.2.1 20 J 沖擊功沖擊效果

當球齒沖擊功為20 J 時的沖擊效果見圖6，在初始時刻巖石的von-mises 應(yīng)力范圍主要在8.33～66.67 MPa 之間，最大應(yīng)力為86.96 MPa。根據(jù)圖6（a）可知在球齒初始沖擊巖石時，巖石發(fā)生彈性變形，此時的應(yīng)力波呈半球形擴散，主要分為8.33～16.67、16.67～25、25～69.6 MPa 3 個應(yīng)力區(qū)，且中間的應(yīng)力明顯高于兩側(cè)，隨著進一步?jīng)_擊，球齒與巖石接觸點下方的應(yīng)力超過巖石的抗拉強度10.2 MPa，因此容易在中間產(chǎn)生裂縫，形成壓裂的效果，且接觸點兩側(cè)隨著球齒侵入產(chǎn)生破碎，如圖6（b）所示，當球齒完成一次沖擊后，如圖6（c）所示，巖石形成破碎坑，面積達到最大為20.2107 mm2。

圖6 20 J 巖石破碎與von-mises 應(yīng)力變化Fig.6 Rock fragmentation and von-mises stress variation at 20J

2.2.2 25 J 沖擊功沖擊效果

當球齒沖擊功為25 J 時的沖擊效果見圖7，在初始時刻巖石的von-mises 應(yīng)力范圍主要在8.33～66.67 MPa 之間，最大應(yīng)力為86.96 MPa。根據(jù)圖7（a）可知在球齒初始沖擊巖石時，巖石發(fā)生彈性變形，此時的應(yīng)力波呈半球形擴散，主要分為8.33～16.67、16.67～25、25～69.6 MPa 3 個應(yīng)力區(qū)，且中間的應(yīng)力明顯高于兩側(cè)，隨著進一步?jīng)_擊，接觸點下方的應(yīng)力達到巖石的抗拉強度10.2 MPa，因此容易在中間產(chǎn)生裂縫，形成壓裂的效果，從圖7（a）可知球齒與巖石接觸點左側(cè)應(yīng)力主要在25～41.67 MPa 之間，大于右側(cè)的8.33～25 MPa，且在應(yīng)力波傳遞過程中對巖石會產(chǎn)生拉應(yīng)力，因此在沖擊過程中，球齒左側(cè)優(yōu)先產(chǎn)生壓裂，如圖7（b）所示，當球齒完成一次沖擊后，如圖7（c）所示，巖石形成破碎坑，由于沖擊功增大導(dǎo)致接觸點下方應(yīng)力主要為50 MPa，且接觸點左側(cè)應(yīng)力也增大，導(dǎo)致巖石破碎面積突變，最大面積為40.0091 mm2。

圖7 25 J 巖石破碎與von-mises 應(yīng)力變化Fig.7 Rock fragmentation and von-mises stress variation at 25 J

2.2.3 30 J 沖擊功沖擊效果

當球齒沖擊功為30 J 時的沖擊效果見圖8，在初始時刻巖石的von-mises 應(yīng)力范圍主要在8.33～66.67 MPa 之間，最大應(yīng)力為86.96 MPa。根據(jù)圖8（a）可知在球齒初始沖擊巖石時，巖石發(fā)生彈性變形，此時的應(yīng)力波呈半球形擴散，主要分為8.33～16.67、16.67～25、25～69.6 MPa 3 個應(yīng)力區(qū)，且中間的應(yīng)力明顯高于兩側(cè)，隨著進一步?jīng)_擊，接觸點下方的應(yīng)力達到巖石的抗拉強度10.2 MPa，因此容易在中間產(chǎn)生裂縫，形成壓裂的效果，從圖8（a）可知球齒與巖石接觸點左側(cè)應(yīng)力主要在25～41.67 MPa 之間，大于右側(cè)的8.33～25 MPa，且在應(yīng)力波傳遞過程中對巖石會產(chǎn)生拉應(yīng)力，因此在沖擊過程中，球齒左側(cè)優(yōu)先產(chǎn)生壓裂，如圖8（b）所示，當球齒完成一次沖擊后，如圖8（c）所示，此時巖石形成破碎坑，面積為40.1968 mm2。

圖8 30 J 巖石破碎與von-mises 應(yīng)力變化Fig.8 Rock fragmentation and von-mises stress variation at 30J

2.2.4 35 J 沖擊功沖擊效果

當球齒沖擊功為35 J 時的沖擊效果見圖9，在初始時刻巖石的von-mises 應(yīng)力范圍主要在8.33～66.67 MPa 之間，最大應(yīng)力為95.66 MPa。根據(jù)圖9（a）可知在球齒初始沖擊巖石時，巖石發(fā)生彈性變形，此時的應(yīng)力波呈半球形擴散，主要分為8.33～16.67、16.67～25、25～69.6 MPa 3 個應(yīng)力區(qū)，且中間的應(yīng)力明顯高于兩側(cè)，隨著進一步?jīng)_擊，接觸點下方的應(yīng)力達到巖石的抗拉強度10.2 MPa，因此容易在中間產(chǎn)生裂縫，形成壓裂的效果，從圖9（a）可知球齒與巖石接觸點左側(cè)應(yīng)力主要在25～41.67 MPa 之間且大于右側(cè)，且在應(yīng)力波傳遞過程中對巖石會產(chǎn)生拉應(yīng)力，因此在沖擊過程中，球齒左側(cè)優(yōu)先產(chǎn)生壓裂，如圖9（b）所示，當球齒完成一次沖擊后，如圖9（c）所示，應(yīng)力波轉(zhuǎn)化為巖石內(nèi)能消失，巖石形成破碎坑，此時接觸點下方應(yīng)力為25～41.67 MPa 區(qū)域相較于30 J 沖擊功時擴大，且接觸點右側(cè)應(yīng)力也隨之變大，巖石更容易破碎，因此巖石破碎坑面積發(fā)生第二次突變，為52.8858 mm2。

圖9 35 J 巖石破碎與von-mises 應(yīng)力變化Fig.9 Rock fragmentation and von-mises stress variation at 35J

2.2.5 40 J 沖擊功沖擊效果

當球齒沖擊功為40 J 時的沖擊效果見圖10，在初始時刻巖石的von-mises 應(yīng)力范圍主要在8.33～66.67 MPa 之間，最大應(yīng)力為95.66 MPa。根據(jù)圖10（a）可知，在球齒初始沖擊巖石時，巖石發(fā)生彈性變形，此時的應(yīng)力波呈半球形擴散，主要分為8.33～16.67、16.67～25、25～69.6 MPa 3 個應(yīng)力區(qū)，且中間的應(yīng)力明顯高于兩側(cè)，隨著進一步?jīng)_擊，接觸點下方的應(yīng)力達到巖石的抗拉強度10.2 MPa，因此容易在中間產(chǎn)生裂縫，形成壓裂的效果，從圖10（a）可知球齒與巖石接觸點左側(cè)應(yīng)力主要在25～41.67 MPa 之間且大于右側(cè)，且在應(yīng)力波傳遞過程中對巖石會產(chǎn)生拉應(yīng)力，因此在沖擊過程中，球齒左側(cè)優(yōu)先產(chǎn)生壓裂，如圖10（b）所示，當球齒完成一次沖擊后，如圖10（c）所示，巖石形成破碎坑，此時破碎面積為52.8858 mm2，但隨著應(yīng)力波擴散，在破碎坑兩側(cè)的巖石表面應(yīng)力未達到巖石的抗拉強度與抗剪強度，因此破碎面積不再擴大，與沖擊功為35 J 時破碎面積一致。

圖10 40 J 巖石破碎與von-mises 應(yīng)力變化Fig.10 Rock fragmentation and von-mises stress variation at 40J

模擬過程中球齒沖擊巖石后，產(chǎn)生反彈，向初始方向的反方向運動，因此巖石在破碎后，不會因球齒反彈造成再次沖擊巖石導(dǎo)致二次破碎。

2.3 實驗與模擬結(jié)果分析

本文采用實驗與模擬方法，得出巖石在5 組沖擊功情況下沖擊10 次后產(chǎn)生的破碎面積與破碎比功對比關(guān)系。

圖11 為破碎面積對比曲線。當實驗沖擊功為20 J 時，巖石破碎面積最小，且隨著沖擊功的增大而增大，但當沖擊功為30 J 時，巖石破碎面積明顯高于25 J 與 35 J，但低于 40 J。模擬沖擊功為 20 J 時，10次沖擊后巖石破碎面積與實驗一致；沖擊功為30 J與25 J 時，10 次沖擊后的巖石破碎面積基本一致，但在第8 次沖擊后30 J 的破碎面積不再增加，25 J 的仍繼續(xù)保持面積擴大的趨勢；沖擊功為40 J 與35 J時，第7 次沖擊結(jié)束后，巖石的破碎面積不再增大，且10 次沖擊后35 J 破碎面積略低于40 J。

圖11 實驗、模擬破碎面積對比曲線Fig.11 Comparison curves of experimental and simulated crushing areas

在實驗與模擬過程中，沖擊功為20 J 時，球齒沖擊巖石后產(chǎn)生的應(yīng)力最大為86.96 MPa，此時應(yīng)力波傳遞范圍與主要應(yīng)力都較小，導(dǎo)致巖石破碎面積小，為20.2107 mm2。隨著沖擊功的的增大，應(yīng)力最大值變?yōu)?5.66 MPa。在25 J 時，球齒與巖石接觸點下方應(yīng)力變大，且接觸點左側(cè)應(yīng)力明顯高于右側(cè)，導(dǎo)致巖石破碎面積發(fā)生第1 次突變?yōu)?0.1968 mm2。沖擊功為30 J 時，巖石破碎面積與25 J 時一致。當沖擊功為35 J 時，接觸點下方的應(yīng)力達到巖石的抗拉強度，且接觸點右側(cè)應(yīng)力相比于沖擊功30 J 時增大，導(dǎo)致巖石破碎面積發(fā)生第二次突變?yōu)?2.8858 mm2。沖擊功為40 J 時，巖石破碎面積與35 J 一致，且不再增大。

圖12 為實驗與模擬球齒在不同沖擊功情況下破碎比功的對比曲線，可知實驗中隨著沖擊次數(shù)的增加，當沖擊10 次時，破碎比功從大到小排列依次是：35、40、25、30、20 J。在模擬中破碎比功從大到小排列依次是：40、35、30、25、20 J。綜合考慮實驗與模擬情況，認為在實驗過程中由于在花崗巖中存在不同的巖石雜質(zhì)且分布不均，因此導(dǎo)致巖石的不同位置具有的硬度存在差別，且在實驗中巖石在受到?jīng)_擊作用后破碎巖石，產(chǎn)生的破碎坑周圍的巖石容易脫落，使得破碎面積增大。所以在實驗與模擬中球齒采用相同沖擊功沖擊情況下，所產(chǎn)生的破碎比功存在差異。

圖12 實驗、模擬破碎比功對比曲線Fig.12 Experimental and simulated rock breaking specific energy comparison curves

2.4 實驗與模擬結(jié)果討論

通過實驗與模擬分析可知，沖擊功為40 J 時巖石的破碎面積最大但破碎比功相比于其它沖擊功來說較大；沖擊功為35 J 時破碎面積與破碎比功較40 J 時都?。粵_擊功為30 J 時破碎面積近似于35 J，但破碎比功卻較35 J 小；沖擊功為25 J 時破碎面積小于30 J，破碎比功大于30 J；沖擊功為20 J 時，破碎面積為最小，但破碎比功小于30 J。結(jié)合考慮現(xiàn)場施工等情況，可知當選用沖擊功40、35 J 時，潛孔錘能量損耗較大且鉆頭壽命較短；當選用沖擊功20、25 J為球齒沖擊功破碎相同面積時，所需的時間較長且容易導(dǎo)致破碎不完全等問題；當沖擊功30 J 為球齒沖擊功時，破碎面積較大且破碎比功也較小。因此選用30 J 作為球齒最優(yōu)沖擊功，能有效降能量損耗、減少現(xiàn)場施工時間和增加鉆頭使用壽命。

3 結(jié)論

本文采用ABAQUS 軟件建立在不同沖擊功條件下球齒沖擊碎巖的模型，對巖石破碎進行數(shù)值模擬研究，得到破碎面積與破碎比功在不同沖擊功下的變化規(guī)律。分析沖擊過程中巖石的破碎面積、裂紋與應(yīng)力波情況，并生成曲線圖進行對比分析，得出球齒最優(yōu)沖擊功為30 J，結(jié)論如下：

（1）隨著沖擊功的增大，巖石破碎深度與面積也隨之增大，但由于破碎深度增加，當鉆頭回轉(zhuǎn)時，球齒克服巖石抗剪強度所需要的能量較多，球齒磨損增加，且破碎比功不會隨著沖擊功增大而減小。同時考慮到鉆頭使用壽命以及降低能耗和減少現(xiàn)場施工時間等因素，選用沖擊功為30 J 作為球齒最優(yōu)沖擊功。

（2）對模擬中巖石von-mises 應(yīng)力變化進行分析。當沖擊功為30 J 時，巖石在破碎過程中von-mises 應(yīng)力值主要集中在 8.33～66.67 MPa 之間，部分密實核區(qū)域應(yīng)力值會達到86.96 MPa。巖石受到?jīng)_擊作用，產(chǎn)生破碎，碎巖機理根據(jù)模擬可分為3 個階段：彈性變形、壓裂、體積破碎。

（3）對球齒沖擊過程中的應(yīng)力波進行分析，可知應(yīng)力波以球齒與巖石最初始接觸點為中心呈半球形擴散，遇到巖石邊界時反彈，最終消失。巖石裂紋首先產(chǎn)生于球齒與巖石表面的接觸點，使得巖石表面更容易發(fā)生破碎。同時中間裂紋擴展速度最快，而徑向裂紋擴展速度快于側(cè)向裂紋。