900 工程科学学报，第43卷，第7期 B5起裂前的动态应力强度因子随着时间的增加而 翼裂纹B8的起裂时间相对较早，为仁70s.翼裂 逐渐增加.结合上文对翼裂纹起裂和扩展过程的 纹B7起裂时的动态应力强度因子为0.43×10Nm32, 分析，在翼裂纹起裂前，爆炸应力波的作用是前期 与翼裂纹B1起裂时的动态应力强度因子基本相 动态应力强度因子增加的直接原因，而定向裂纹 同：而翼裂纹B8起裂时的动态应力强度因子达到 的作用导致了后期动态应力强度因子的增加.翼 了0.68×10Nmn,显著大于翼裂纹B1和翼裂纹 裂纹B1、B3和B5起裂时的动态应力强度因子分 B7的.定向裂纹的倾斜入射造成了节理两端受力 别为0.44×10、0.98×10和0.55×10Nm32.其中， 特征的差异性，定向裂纹优先作用于节理端部 翼裂纹B1起裂时的动态应力强度因子最小，翼裂 N处，导致能量优先集聚，翼裂纹B8优先起裂并 纹B3起裂时的动态应力强度因子最大.表明试 在扩展过程中携带更多的能量，起裂后，翼裂纹 件S1-1的节理端部最易起裂，而试件S2-1的节 B7的动态应力强度因子迅速衰减并率先止裂，翼 理端部最难起裂.可见，节理的几何特征影响了节 裂纹B8的动态应力强度因子虽然在扩展前期衰 理端部翼裂纹的起裂行为.具体地，直线型节理端 减较快，较大的携能仍能维持其较长时间的持续 部最易起裂，半圆型节理端部起裂时的动态应力 扩展.>180s时，翼裂纹B8的扩展超出高速相机 强度因子是直线型节理的1.25倍，而半椭圆型节 拍摄视场（图6），导致裂纹扩展后期的动态应力强 理端部最难起裂，其起裂时的动态应力强度因子 度因子数据缺失.通过对3条翼裂纹的扩展长度 是直线型节理的2.23倍.此外，翼裂纹起裂时的动 进行测量并对比，发现翼裂纹B8的扩展长度最 态应力强度因子为整个起裂和扩展过程中的最大 长，而翼裂纹B7的扩展长度最短 值.翼裂纹起裂后，由于定向裂纹与节理的相互作 0.7 用，动态应力强度因子虽有所衰减，但在翼裂纹的 -Wing crack B1 Wing crack B7 扩展前期仍能保持较大的数值，翼裂纹扩展过程 0.6 Wing crack B8 中的翼裂纹动态应力强度因子存在“平台期”.在 .0.5 翼裂纹扩展后期，定向裂纹与节理的相互作用逐 渐减弱，动态应力强度因子迅速衰减，直至翼裂纹 止裂 03 1.0 Before initiation After initiation 0.2 0.8 80 120 60 200 240 tlμs 0.6 图8试件S1-1和S4-1的翼裂纹扩展过程中动态应力强度因子随 时间变化曲线 0.4 Fig.8 Time curves of the dynamic intensity factor of the wing cracks in Wing crack BI specimens S1-1 and S4-1 0.2 Wing crack B3 Wing crack B5 Initiation(80 us) 4结论 50 100 150 200 250 Ius 切缝药包爆破能够产生两条沿切缝方向扩展 困7试件S1-1、S2-1和S3-1的翼裂纹起裂前后动态应力强度因 的定向裂纹.与闭合节理或充填节理不同的是，张 子随时间变化曲线 开节理对定向裂纹的扩展具有显著的阻滞作用 Fig.7 Time curves of the dynamic intensity factor of the wing cracks in 定向裂纹不会穿过张开节理继续扩展，而会在节 specimens S1-1,S2-1,and S3-1 理端部产生两条翼裂纹.张开节理的几何特征对 进一步地，对比分析定向裂纹垂直入射和倾 翼裂纹的扩展角度和扩展长度都有显著影响.分 斜入射两种情况下翼裂纹的起裂和扩展行为.图8 析表明，爆炸应力波作用下，张开节理端部能否产 为冀裂纹B1(试件S1-1)、B7(试件S4-1)和 生显著的应力集中现象也很大程度上取决于节理 B8(试件S4-1)起裂前后动态应力强度因子随时 几何特征和应力波入射角度.本实验条件下，爆炸 间的变化曲线.可以发现，试件S4-1的2条翼裂 应力波的作用都未能导致翼裂纹的起裂，切缝药 纹B7和B8的动态应力强度因子数值存在显著差 包爆破定向裂纹与节理的相互作用是翼裂纹起裂 异.翼裂纹B1和B7的起裂时间相同，均为=80S; 和扩展的直接动因.在定向裂纹垂直入射节理的B5 起裂前的动态应力强度因子随着时间的增加而 逐渐增加. 结合上文对翼裂纹起裂和扩展过程的 分析，在翼裂纹起裂前，爆炸应力波的作用是前期 动态应力强度因子增加的直接原因，而定向裂纹 的作用导致了后期动态应力强度因子的增加. 翼 裂纹 B1、B3 和 B5 起裂时的动态应力强度因子分 别为 0.44×106、0.98×106 和 0.55×106 N·m−3/2 . 其中， 翼裂纹 B1 起裂时的动态应力强度因子最小，翼裂 纹 B3 起裂时的动态应力强度因子最大. 表明试 件 S1–1 的节理端部最易起裂，而试件 S2–1 的节 理端部最难起裂. 可见，节理的几何特征影响了节 理端部翼裂纹的起裂行为. 具体地，直线型节理端 部最易起裂，半圆型节理端部起裂时的动态应力 强度因子是直线型节理的 1.25 倍，而半椭圆型节 理端部最难起裂，其起裂时的动态应力强度因子 是直线型节理的 2.23 倍. 此外，翼裂纹起裂时的动 态应力强度因子为整个起裂和扩展过程中的最大 值. 翼裂纹起裂后，由于定向裂纹与节理的相互作 用，动态应力强度因子虽有所衰减，但在翼裂纹的 扩展前期仍能保持较大的数值，翼裂纹扩展过程 中的翼裂纹动态应力强度因子存在“平台期”. 在 翼裂纹扩展后期，定向裂纹与节理的相互作用逐 渐减弱，动态应力强度因子迅速衰减，直至翼裂纹 止裂. Before initiation Initiation (80 μs) After initiation 0 50 100 150 200 250 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 Kd I /(10 6 N·m−3/2 ) t/μs Wing crack B1 Wing crack B3 Wing crack B5 图 7    试件 S1–1、S2–1 和 S3–1 的翼裂纹起裂前后动态应力强度因 子随时间变化曲线 Fig.7    Time curves of the dynamic intensity factor of the wing cracks in specimens S1–1, S2–1, and S3–1 进一步地，对比分析定向裂纹垂直入射和倾 斜入射两种情况下翼裂纹的起裂和扩展行为. 图 8 为 翼 裂 纹 B1（ 试 件 S1 –1） 、 B7（ 试 件 S4 –1） 和 B8（试件 S4–1）起裂前后动态应力强度因子随时 间的变化曲线. 可以发现，试件 S4–1 的 2 条翼裂 纹 B7 和 B8 的动态应力强度因子数值存在显著差 异. 翼裂纹 B1 和 B7 的起裂时间相同，均为 t=80 μs； 翼裂纹 B8 的起裂时间相对较早，为 t=70 μs. 翼裂 纹 B7 起裂时的动态应力强度因子为 0.43×106 N·m−3/2 ， 与翼裂纹 B1 起裂时的动态应力强度因子基本相 同；而翼裂纹 B8 起裂时的动态应力强度因子达到 了 0.68×106 N·m−3/2，显著大于翼裂纹 B1 和翼裂纹 B7 的. 定向裂纹的倾斜入射造成了节理两端受力 特征的差异性 ，定向裂纹优先作用于节理端部 N 处，导致能量优先集聚，翼裂纹 B8 优先起裂并 在扩展过程中携带更多的能量. 起裂后，翼裂纹 B7 的动态应力强度因子迅速衰减并率先止裂，翼 裂纹 B8 的动态应力强度因子虽然在扩展前期衰 减较快，较大的携能仍能维持其较长时间的持续 扩展. t>180 μs 时，翼裂纹 B8 的扩展超出高速相机 拍摄视场（图 6），导致裂纹扩展后期的动态应力强 度因子数据缺失. 通过对 3 条翼裂纹的扩展长度 进行测量并对比，发现翼裂纹 B8 的扩展长度最 长，而翼裂纹 B7 的扩展长度最短. 80 120 160 200 240 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 Kd I /(MN·m−3/2 ) t/µs Wing crack B1 Wing crack B7 Wing crack B8 图 8    试件 S1–1 和 S4–1 的翼裂纹扩展过程中动态应力强度因子随 时间变化曲线 Fig.8    Time curves of the dynamic intensity factor of the wing cracks in specimens S1–1 and S4–1 4    结论 切缝药包爆破能够产生两条沿切缝方向扩展 的定向裂纹. 与闭合节理或充填节理不同的是，张 开节理对定向裂纹的扩展具有显著的阻滞作用. 定向裂纹不会穿过张开节理继续扩展，而会在节 理端部产生两条翼裂纹. 张开节理的几何特征对 翼裂纹的扩展角度和扩展长度都有显著影响. 分 析表明，爆炸应力波作用下，张开节理端部能否产 生显著的应力集中现象也很大程度上取决于节理 几何特征和应力波入射角度. 本实验条件下，爆炸 应力波的作用都未能导致翼裂纹的起裂，切缝药 包爆破定向裂纹与节理的相互作用是翼裂纹起裂 和扩展的直接动因. 在定向裂纹垂直入射节理的 · 900 · 工程科学学报，第 43 卷，第 7 期