張湘平

(1.中鐵十八局集團(tuán)有限公司,天津 300222;2.天津大學(xué),天津 300192)

自然界中沉積巖在地表分布甚廣,約占我國(guó)陸地面積的70%左右,代表有頁(yè)巖、板巖、片巖等,由于其具有明顯的層理結(jié)構(gòu),其宏觀力學(xué)特性受到層理結(jié)構(gòu)面的控制,具有較強(qiáng)的各向異性力學(xué)特征[1,2]?，F(xiàn)階段,關(guān)于層狀巖石壓縮力學(xué)特性的各向異性的研究開展的較為充分[3-5],而對(duì)于巖石介質(zhì)這種典型的脆性材料而言,其抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)低于其抗壓強(qiáng)度。在層狀巖石地層爆破開挖過程中,爆破開挖輪廓面的成型質(zhì)量主要受周邊孔(光爆孔或預(yù)裂孔)之間爆生裂紋貫通效果的控制,而周邊孔之間動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展規(guī)律與層狀巖石的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度密切相關(guān),因此開展其動(dòng)態(tài)拉伸力學(xué)特性的研究對(duì)于層狀巖石地層周邊孔爆破參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的理論意義和實(shí)用價(jià)值[6]。

目前,針對(duì)層狀巖石靜態(tài)拉伸力學(xué)特性,國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者開展了大量的研究工作。Vervoort等和Cho等研究了片巖、片麻巖、頁(yè)巖、板巖等多種層狀巖石的拉伸強(qiáng)度和破壞形態(tài)隨層理角度的變化規(guī)律[7,8]。葉海旺等以貴州銅仁層理板巖為對(duì)象[9],對(duì)不同夾角板巖開展了微觀結(jié)構(gòu)觀測(cè)和靜態(tài)巴西劈裂試驗(yàn),研究了層理對(duì)板巖的強(qiáng)度特性和破壞模式的影響特征。侯鵬等以重慶龍馬溪組黑色頁(yè)巖為試樣[10],對(duì)其進(jìn)行了不同層理角度的巴西劈裂試驗(yàn),研究了頁(yè)巖抗拉強(qiáng)度和破壞形態(tài)的各向異性特征,分析了其變形破壞過程中的吸收能變化規(guī)律。王輝等開展了層狀頁(yè)巖巴西劈裂試驗(yàn)[11],結(jié)合高速照相機(jī)和聲發(fā)射監(jiān)測(cè)裝置研究了頁(yè)巖試樣破斷機(jī)理以及破斷強(qiáng)度的影響因素。楊志鵬等對(duì)7組不同傾角下的頁(yè)巖試樣進(jìn)行了巴西劈裂和聲發(fā)射測(cè)試[12],研究了頁(yè)巖橫觀各向同性性質(zhì)對(duì)劈裂強(qiáng)度及破壞模式的影響。張樹文等通過巴西劈裂試驗(yàn)、聲發(fā)射測(cè)試以及3DEC 數(shù)值模擬[13],對(duì)不同層理角度龍馬溪組頁(yè)巖拉伸破壞模式進(jìn)行了對(duì)比分析。杜夢(mèng)萍等采用數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(DIC)[14],開展了不同層理傾角條件下頁(yè)巖的巴西圓盤劈裂載荷下的破壞過程試驗(yàn),研究不同層理方向炭質(zhì)頁(yè)巖微裂縫起裂時(shí)間、空間位置和擴(kuò)展規(guī)律及其破裂機(jī)制。班宇鑫等通過對(duì)黑色頁(yè)巖試件進(jìn)行巴西劈裂試驗(yàn)[15],同時(shí)結(jié)合數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(DIC)和聲發(fā)射技術(shù)(AE),建立聲發(fā)射功率譜頻帶特征與頁(yè)巖試件微損傷機(jī)制的對(duì)應(yīng)關(guān)系,并對(duì)裂縫形態(tài)進(jìn)行定量評(píng)價(jià)。

相對(duì)于靜態(tài)拉伸力學(xué)特性,關(guān)于層狀巖石動(dòng)態(tài)拉伸力學(xué)特性的研究尚不夠深入,現(xiàn)有的研究大多集中于較為均質(zhì)材料的動(dòng)態(tài)拉伸力學(xué)特性,未考慮各向異性的影響[16,17]。李地元等基于分離式霍普金森壓桿(SHPB)試驗(yàn)平臺(tái)[18],開展了5種不同層理面傾角層狀砂巖試樣沖擊壓縮和沖擊劈裂拉伸試驗(yàn),研究了層理面傾角對(duì)層狀砂巖動(dòng)態(tài)抗壓和抗拉強(qiáng)度、破壞模式及能量吸收特性的影響規(guī)律。劉運(yùn)思等基于SHPB 系統(tǒng)和RMT-150C巖石壓力機(jī)[19],分析了層狀板巖拉伸強(qiáng)度和破壞模式隨加載率和層理面與加載方向不同夾角變化的規(guī)律研究,研究了層狀板巖動(dòng)靜拉伸力學(xué)特性。

基于此,針對(duì)鄭萬(wàn)高鐵湖北段蘇家?guī)r隧道炭質(zhì)頁(yè)巖段圍巖,利用分離式霍普金森壓桿裝置(SHPB),借助高速攝像及數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(DIC),開展0°、30°、45°、60°和90°五種不同沖擊角度β(沖擊加載方向與試樣層理面夾角)下炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn),每個(gè)沖擊角度工況采用0.1 MPa、0.2 MPa及0.3 MPa共3種沖擊氣壓進(jìn)行動(dòng)態(tài)加載來達(dá)到不同沖擊速率,以研究沖擊角度和沖擊速度對(duì)炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度及動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式的影響規(guī)律。

1 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)方案

1.1 巖石動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)原理

現(xiàn)階段,巖石類材料抗拉強(qiáng)度主要采用間接法測(cè)試,其中以巴西劈裂試驗(yàn)為主。同時(shí),動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)與靜態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)原理類似,一般采用SHPB等動(dòng)力加載裝置開展,基于SHPB裝置的炭質(zhì)頁(yè)巖巴西劈裂試驗(yàn)原理如圖1所示。

圖1中SHPB裝置入射桿和透射桿直徑為D、橫截面積為Ae、彈性模量為E、彈性波速為c0,試樣的直徑和高度為DS和L。試驗(yàn)過程中入射桿測(cè)得的入射應(yīng)變波和反射應(yīng)變波分別為εi(t)和εr(t),透射桿測(cè)得透射應(yīng)變波為εr(t)。結(jié)合靜力加載巴西劈裂試驗(yàn)原理,假設(shè)動(dòng)力加載過程中試樣承受最大荷載為Pmax(t),得到基于SHPB裝置的炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度為[20]

(1)

若入射桿和透射桿直徑與試樣直徑相等,則上式簡(jiǎn)化如下

(2)

1.2 試樣制備及試驗(yàn)方案

通過對(duì)鄭萬(wàn)高鐵湖北段蘇家?guī)r隧道大塊炭質(zhì)頁(yè)巖巖樣進(jìn)行鉆芯取樣,同時(shí)控制鉆取角度,保證鉆取方向與層理面平行,并通過切割、打磨制備出層理角度為90°頁(yè)巖試樣。加工后的試樣長(zhǎng)度L為25 mm,直徑DS為50 mm,兩端不平整度小于0.05 mm,端面垂直度小于0.25°,以滿足《巖石動(dòng)力特性試驗(yàn)規(guī)程》規(guī)定的試樣精度需求[21]。

將制備好的頁(yè)巖試樣放置于入射桿及透射桿之間,動(dòng)力加載過程中試樣的受力示意圖如圖2(a)所示,其中平面B為荷載施加平面,與入射桿和透射桿軸線平行。通過沿著軸線旋轉(zhuǎn)試樣不同角度,使得試樣層理面與動(dòng)力荷載P所在平面B的夾角分別為0°、30°、45°、60°和90°,為便于后續(xù)分析,定義該夾角為沖擊角度β,其中沖擊角度β=0°時(shí)炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)圖如圖2(b)所示。

圖2 不同沖擊角度炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)Fig. 2 Dynamic Brazilian splitting test of carbonaceous shale with different impact angles

具體試驗(yàn)步驟如下:首先,將頁(yè)巖巖樣放置于入射桿及透射桿之間,并涂抹少量凡士林于試件和桿端面接觸處,再稍用力夾緊入射桿和透射桿之間的試件,保證試件徑向軸線與兩桿軸線在同一條直線上;其次,每個(gè)沖擊角度工況采用0.1 MPa、0.2 MPa及0.3 MPa共3種沖擊氣壓進(jìn)行加載,以實(shí)現(xiàn)不同加載速率,且每個(gè)沖擊氣壓重復(fù)3次,其中1次對(duì)頁(yè)巖試樣表面進(jìn)行噴斑處理,散斑大小、密度以及不規(guī)則度等均應(yīng)滿足數(shù)字圖像相關(guān)法(DIC)計(jì)算要求。同時(shí)在試驗(yàn)過程中均采用Phantom v 1612型高速攝像機(jī)記錄頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)拉伸破壞過程,采集幀率為100 000 fps;最后,基于入射桿及透射桿上所黏貼的應(yīng)變片,采用動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀采集入射應(yīng)變波及透射應(yīng)變波時(shí)程曲線,同時(shí)通過高速攝像機(jī)記錄炭質(zhì)頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)破壞過程,以分析頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞力學(xué)特征。

2 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度特征

2.1 動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)應(yīng)力平衡分析

為驗(yàn)證動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)過程中頁(yè)巖試樣兩端所承受的動(dòng)態(tài)載荷是否達(dá)到平衡,以滿足霍普金森壓桿試驗(yàn)基本假設(shè)。選取典型沖擊氣壓下頁(yè)巖試樣兩端入射桿以及透射桿所采集的應(yīng)變電壓信號(hào)波形,如下圖3所示。由圖3可見,經(jīng)過紫銅片整形后,入射波形狀類似正弦波,波形上升沿平緩光滑,使得試樣內(nèi)部有充足時(shí)間達(dá)到應(yīng)力平衡狀態(tài),同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)入射波和反射波疊加后與透射波的波形基本一致,表明試驗(yàn)在動(dòng)態(tài)劈裂過程中試樣內(nèi)應(yīng)力已達(dá)到了平衡。

圖3 典型炭質(zhì)頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)應(yīng)力平衡驗(yàn)證Fig. 3 Verification of dynamic stress balance of typical carbonaceous shale specimen in dynamic Brazil splitting test

2.2 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度分析

基于炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)中所采集的入射波、反射波及透射波時(shí)程曲線,結(jié)合式(2),計(jì)算出5種沖擊角度β以及3種沖擊氣壓下炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度平均值,列于表1所示。

表1 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Dynamic Brazilian splitting test results of carbonaceous shale

由表1可知,相同沖擊氣壓下,壓桿子彈的沖擊速度較為接近,沖擊氣壓分別為0.1 MPa、0.2 MPa和0.3 MPa時(shí),沖擊速度平均值對(duì)應(yīng)為5.89 m/s、8.13 m/s和10.57 m/s。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)在相同沖擊氣壓下,當(dāng)沖擊角度為90°時(shí),炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度整體最大,當(dāng)沖擊角度為0°、45°、60°次之,而當(dāng)沖擊角度為30°時(shí)最小。為直觀分析炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度的變化規(guī)律,整理出不同沖擊速度和沖擊角度下頁(yè)巖動(dòng)態(tài)強(qiáng)度,如圖4所示。

圖4 不同沖擊角度炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度變化規(guī)律Fig. 4 Variation of dynamic tensile strength of carbonaceous shale with different impact angles

由圖4可見,不同沖擊速度下,隨著沖擊角度增加炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度整體呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì),沖擊角度為30°時(shí)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度最小,沖擊角度為90°時(shí)動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度最大。當(dāng)沖擊角度從0°增加至30°時(shí),頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度緩慢減小,沖擊角度繼續(xù)增加至45°時(shí)動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度略微提升,而當(dāng)沖擊角度從45°增加至90°時(shí),頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度急劇增加。同時(shí)基于圖4可以發(fā)現(xiàn)隨著沖擊速度增加,不同沖擊角度炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度均相應(yīng)增大。為定量研究沖擊速度與頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度之間的關(guān)系,將沖擊角度分別為0°、30°、45°、60°和90°時(shí),不同沖擊速度下炭質(zhì)動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度整理如圖5所示,同時(shí)在圖中標(biāo)注了不同沖擊角度炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度與沖擊速度之間的線性擬合方程和相關(guān)系數(shù)。

圖5 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度與沖擊速度的關(guān)系Fig. 5 Relationship between dynamic tensile strength and impact velocity of carbonaceous shale

由圖5中不同沖擊角度下炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度與沖擊速度的擬合曲線可知,在本文所包含的沖擊速度范圍內(nèi),頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度與沖擊速度具有顯著的線性關(guān)系。當(dāng)沖擊角度為0°、30°、45°和60°時(shí),擬合曲線斜率較小,表明頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度對(duì)沖擊速度敏感度較低,隨著沖擊速度增加動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度的提升不明顯。而當(dāng)沖擊角度為90°時(shí),頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度對(duì)沖擊速度敏感度較高,且動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度隨沖擊速度增加有明顯的上升。結(jié)合圖4和圖5可知,炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度不僅隨著沖擊速度的增大而增加,而且具有顯著的各向異性特征。為定量分析炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性程度,定義頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性系數(shù)N為某個(gè)平均沖擊速度下不同沖擊角度頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度最大值與最小值的比值,基于此將不同平均沖擊速度下炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性系數(shù)繪制如圖6。

圖6 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性系數(shù)Fig. 6 Anisotropy coefficient of dynamic tensile strength of carbonaceous shale

由圖6可知,不同平均沖擊速度下炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性系數(shù)在1.88至2.04范圍內(nèi),參照文獻(xiàn)[22]內(nèi)頁(yè)巖各向異性程度分級(jí)表,本文所研究炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度表現(xiàn)出中低程度的各向異性。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn),隨著沖擊速度增加頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性系數(shù)降低,表明其各向異性程度也隨之降低。

3 炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式

相比于傳統(tǒng)基于電測(cè)法只能測(cè)試物體的局部應(yīng)變信息,光學(xué)全場(chǎng)測(cè)量的方法能夠彌補(bǔ)其不足,能獲取試件表面整體的變形信息,進(jìn)行更為直觀的力學(xué)分析。其中數(shù)字圖像相關(guān)法(DIC)作為非接觸式光學(xué)測(cè)量系統(tǒng)技術(shù),用于物體表面全場(chǎng)位移、應(yīng)變的測(cè)量和分析,并得到待測(cè)物表面應(yīng)變場(chǎng)數(shù)據(jù)測(cè)量結(jié)果?；诖?將DIC技術(shù)運(yùn)用于炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)中,以直觀觀測(cè)頁(yè)巖試件表面動(dòng)應(yīng)變的分布情況,來研究炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式。

試驗(yàn)中頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)拉伸破壞都在加載后500 μs內(nèi)結(jié)束,基于表面散斑處理后的炭質(zhì)頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)劈裂破壞高速攝像視頻,通過DIC分析軟件得到試樣表面動(dòng)態(tài)應(yīng)變場(chǎng)的演化過程。由于DIC分析軟件計(jì)算精度受到的影響因素較多,例如高速攝像視頻清晰度、試樣表面散斑處理均勻程度等等,因此試樣表面動(dòng)態(tài)應(yīng)變場(chǎng)數(shù)據(jù)具體的數(shù)值僅做參考,但其分布規(guī)律仍可以作為研究炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞機(jī)理的依據(jù)。整理出不同沖擊角度?和平均沖擊速度下,表面散斑處理后的炭質(zhì)頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)拉伸破壞裂紋貫通時(shí)刻的實(shí)物圖和DIC處理后試樣圖像,列于表2所示。

由表2可見,沖擊角度和沖擊速度對(duì)于炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式有較大的影響。其中,沖擊角度為0°時(shí)頁(yè)巖試樣中部出現(xiàn)多條與加載方向平行的動(dòng)態(tài)拉伸裂紋,形成一條明顯的拉伸破碎帶,同時(shí)結(jié)合DIC圖像可知,隨著沖擊速度增加,頁(yè)巖動(dòng)應(yīng)變集中部位由入射端過渡到透射端,最后沿著入射端至透射端連線近似均勻分布,該沖擊角度下炭質(zhì)頁(yè)巖呈現(xiàn)出沿層理面拉伸破壞特征。

當(dāng)沖擊角度為30°時(shí),頁(yè)巖試樣均表現(xiàn)為沿著層理面的拉伸和剪切綜合破壞,沖擊速度較小時(shí),試樣僅上部出現(xiàn)沿層理面單條動(dòng)態(tài)拉剪裂紋,而隨著沖擊速度增大試樣上部和下部均出現(xiàn)沿層理面動(dòng)態(tài)拉剪裂紋,當(dāng)沖擊速度較大時(shí)試樣中部出現(xiàn)沿層理面方向的拉剪破碎帶。

沖擊角度為45°時(shí),炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)破壞模式與沖擊角度為30°時(shí)較為接近,區(qū)別在于隨著沖擊速度增加,試樣中部未出現(xiàn)拉剪破碎帶,且下端還出現(xiàn)沿層理面和頁(yè)巖基質(zhì)內(nèi)的拉剪裂紋;當(dāng)沖擊角度為60°時(shí),在較小的沖擊速度下炭質(zhì)頁(yè)巖試樣沿著層理面發(fā)生拉剪破壞,隨著沖擊速度增加頁(yè)巖試樣發(fā)生沿層理面和頁(yè)巖基質(zhì)內(nèi)的拉剪破壞,而當(dāng)沖擊速度持續(xù)增加,頁(yè)巖基質(zhì)內(nèi)發(fā)生的拉伸破壞則占據(jù)了主導(dǎo),同時(shí)破裂面也不再沿層理面延伸; 角度為90°時(shí),沖擊速度同樣對(duì)炭質(zhì)頁(yè)巖試樣動(dòng)態(tài)拉伸破壞特征具有較大的影響,在較小沖擊速度下試樣局部發(fā)生沿層理面和頁(yè)巖基質(zhì)內(nèi)的拉剪破壞,而隨著沖擊速度增加,試樣主要發(fā)生頁(yè)巖基質(zhì)內(nèi)沿著加載方向的拉伸破壞。

4 結(jié)論

基于SHPB裝置對(duì)炭質(zhì)頁(yè)巖試樣開展了不同沖擊角度的動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn),結(jié)合高速攝影及DIC分析,研究了沖擊角度和沖擊速度對(duì)炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度及動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式的影響機(jī)制,得到的結(jié)果如下:

(1)不同沖擊速度下,隨著沖擊角度增加炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度均呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì),沖擊角度為30°時(shí)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度最小,沖擊角度為90°時(shí)動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度最大,表明炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度具有顯著的各向異性特征,且體現(xiàn)出中低程度的各向異性。

(2)隨著沖擊速度增加,炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度均相應(yīng)增大,動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度與沖擊速度具有顯著的線性關(guān)系,且隨著沖擊速度增加頁(yè)巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度各向異性程度也隨之降低。

(3)沖擊角度和沖擊速度對(duì)于炭質(zhì)頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式有較大的影響,當(dāng)時(shí)沖擊角度和沖擊速度發(fā)生改變時(shí),頁(yè)巖動(dòng)態(tài)拉伸破壞模式同樣呈現(xiàn)出各向異性特征。