沖擊載荷作用下圓孔缺陷對裂紋動態擴展行為的影響規律*

王 磊，朱哲明，周 磊,2，董玉清，牛草原，楊正艷

（1.四川大學建筑與環境學院深地科學與工程教育部重點實驗室，四川 成都610065；2.成都理工大學地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川 成都610059）

深部地下巖體結構中，巖體周圍不僅會存在裂紋、節理與斷層等各種缺陷，而且巖體周圍也可能存在圓形或橢圓形等不同形狀的空腔。當地下巖體結構受到突如其來的地震或爆破等動力擾動載荷作用時，巖體結構中的裂隙與空腔的共同作用將會導致巖體結構整體的失穩坍塌，最終造成巖體結構垮塌、泥石流、地裂縫、地面沉降等各種地質災害，同時伴隨著慘烈的人員傷亡和大量的經濟損失[1-3]。因此，很有必要對含空腔缺陷裂隙結構的動態破碎行為進行分析研究。

在靜態斷裂力學方面，Fan 等[4]采用單軸壓縮實驗測試了含有單孔雙裂紋缺陷和雙孔雙裂紋缺陷的矩形砂巖試樣的破壞形態。Gong 等[5]給出了Ⅰ/Ⅱ型裂紋缺陷尖端附近存在橢圓孔缺陷時的理論求解的方法，并用復變函數的方法得到了Ⅲ型應力強度因子的表達式。Meguid 等[6]用積分變換和貝塞爾函數計算了在反平面載荷下裂紋尖端附近任意位置存在圓孔缺陷時的理論解。在動態斷裂力學方面，楊仁樹等[7]用動態焦散線實驗方法，研究了圓孔缺陷對原生裂紋在爆炸載荷下擴展行為的影響，結果表明，爆生裂紋擴展到圓孔附近時裂紋擴展速度會增加；李盟等[8]研究了雙孔對爆生裂紋動態擴展行為的影響，結果表明雙孔會降低裂紋的擴展速度。

地質災害的常見誘因包括地震、爆破、工程開挖等，它們都屬于動力擾動載荷。因此本文將基于動態載荷研究巖體內裂紋的動態擴展規律，包括裂紋的擴展速度，擴展機理及擴展韌度等。近年來，研究巖石動態斷裂行為的方法主要有實驗-數值模擬法[9-10]、高速攝影法[11-12]、應變片法[13-14]、動態焦散線法[15,16]、動態數字圖像相關法[17]等。研究內容主要聚焦于裂紋擴展的動態起裂、動態擴展及動態止裂三階段[18-23]，但很少有研究綜合考慮了空腔缺陷與裂紋缺陷共同遭受動力載荷作用下的破碎行為演變規律。

此外，分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar,SHPB）裝置已經被廣泛運用于動力學實驗的相關研究[24-25]，但是由于其桿件的直徑較小，不適于大尺寸試件的沖擊實驗。因此，基于SHPB原理，團隊設計了適用于大尺寸試件動態斷裂行為研究的大型落錘沖擊實驗裝置。并且本文創新性提出了直裂紋空腔圓弧開口試件（circular opening specimen with straight crack cavity,COSSCC），然后利用落錘沖擊實驗裝置進行動態加載，同時搭配裂紋擴展計（CPG）監測裂紋擴展的動態斷裂過程，隨后借助于數值計算軟件進行了裂紋破壞行為的時效變形數值分析，完善與補充動態實驗數據捕捉的局限性，模擬出裂紋擴展過程中的應力場變化情況以及計算動態斷裂韌度值，最后結合實驗結果和數值模擬結果分析裂紋的擴展形態及其擴展機理。

1 實 驗

1.1 實驗模型

實驗采用脆性材料有機玻璃(polymethyl methacrylate，PMMA)，相對于巖石，它具有更好的均質性和透光性，方便于測試與觀察裂紋的起裂與擴展行為。PMMA 材料的密度為1180 kg/m3，彈性模量為6.1GPa，泊松比為0.31，縱波波速cp為2320 m/s，橫波波速cs為1260 m/s。試樣的制備是由工廠定制，裂紋缺陷和圓孔缺陷都是采用激光線切割的方法，用這種工藝切割的裂紋，加工精度高，切口光滑平整，其切割縫隙寬度為0.1 mm，能夠有效減小裂紋寬度對實驗結果造成的影響。

直裂紋空腔圓弧開口試件尺寸如圖1所示，首先在300 mm×400 mm×30 mm 的矩形有機玻璃板試樣上端切割直徑為150 mm 的半圓弧，圓弧開口能夠使得裂紋更容易起裂與擴展，裂紋起裂階段能夠更好的表征為純I型裂紋斷裂特征，防止起裂階段裂紋尖端剪應力場對裂紋擴展行為的影響，能夠更好地分析圓孔缺陷對裂紋擴展路徑的影響規律，這是在研究團隊前期研究基礎上所證明的優勢構型[26]。隨后激光切割圓孔缺陷的直徑為10 mm，切割預制裂紋長度為50 mm，并使得裂紋尖端與圓孔圓心直線距離為50 mm，而裂紋尖端與圓孔中心連線的夾角定義為θ，即圓孔的傾角。為了探究不同傾角的圓孔對裂紋擴展的影響規律，本次實驗以圓孔傾角θ 為變量設計了θ 分別為0°、10°、20°、30°、40°和50°的6組實驗，每組實驗制備3 個試件。試件命名#00-1表示圓孔傾角為0°的1號試件，#30-3為圓孔傾角為30°的3號試件。

圖1 試件的構型及尺寸(單位:mm)Fig.1 Sketch map of specimen (unit:mm)

1.2 動態加載實驗設備

采用基于SHPB原理設計的落錘沖擊實驗裝置，如圖2所示，該裝置主要由落錘、入射板、透射板、阻尼器組成。沖擊錘是尺寸為480 mm×150 mm×30 mm 的鋼板，動態實驗時讓其自由落體撞擊入射板，使入射板能夠獲得一個正弦應力脈沖信號。入射板和透射板均采用LY12CZ鋁合金材料制作，經過測試得到其彈性模量為71.7 GPa，密度為2850 kg/m3，縱波波速為5006.5 m/s，泊松比為0.33。其中入射板的尺寸為300 mm×3 000 mm×30 mm，透射板的尺寸為300 mm×1000 mm×30 mm。經過前期多次測試，在入射板距離底端75 mm 處貼一個應變片(strain gauge,SG)測量入射波和反射波信號，在透射板距離頂端75 mm 處貼應變片測量透射波信號。在入射板頂端配置一塊黃銅片，其作用是減小加載波形的高頻振蕩和彌散效應，同時也可以提高加載波的上升沿[27]。加載前，在COSSCC試件上下端涂抹黃油，以減小試件與入射桿底端和透射桿頂端之間的摩擦力。

圖2 落錘沖擊實驗裝置Fig.2 Drop hammer impact test system

1.3 裂紋擴展計測試系統

實驗采用裂紋擴展計(crack propagation gauge,CPG)采集實驗數據，CPG型號為BKX3-17.8CY-21-W，電阻值為3.5Ω。CPG 如圖3所示。裂紋擴展計由基底、引線、兩根橫向柵絲和21根豎向柵絲構成。21根豎向柵絲相當于21根阻值不同的電阻，分別命名為R1,R2,···,R21，它們被兩根橫向柵絲并聯起來。CPG 監測裂紋擴展的有效長度即為橫向柵絲接入電路的有效長度，值為L=44 mm，豎向柵絲的長度為b=20 mm。在本實驗中，先將CPG 與一個50Ω 的電阻并聯，然后再串聯一個阻值為50 Ω的電阻，這樣可以保證CPG兩端電壓變化不會太大從而影響實驗結果的精度。整個電路由一個16 V 的穩壓源提供穩定的電源電壓。CPG可以監測到裂紋擴展到CPG 每根柵絲位置的時刻，其原理是：實驗時，將CPG粘在試件待測位置，CPG的柵絲會隨著裂紋的擴展一起斷裂。當CPG上的敏感柵絲每斷一根，CPG 的總電阻值就會產生突變。將CPG 接入電路中，電阻值的突變就會表現為輸出電壓值的突變，而突變時刻就是CPG 金屬柵絲的斷裂時刻，也就是裂紋擴展到柵絲位置的時刻，設裂紋擴展到Rn柵絲位置的時刻為tn.，在粘貼CPG 時，保證裂紋尖端與CPG 第1根柵絲R1位置重合，以確保R1的斷裂時刻t1即為裂紋的起裂時刻tf。裂紋擴展經過相鄰兩根柵絲的距離都為l0=2.2 mm，這樣就可以算出裂紋擴展經過相鄰兩根柵絲之間的平均裂紋擴展速度vn：

圖3 裂紋擴展計(CPG)示意圖Fig.3 Sketch map of the crack propagation gauge (CPG)

裂紋擴展經過CPG 的21柵絲的平均速度為va：

1.4 實驗結果分析

實驗中，入射板和透射板上的應變片分別獨立的接入兩個橋式電路中，采用單臂橋式電路，應變片型號為BX120-5AA，張貼在入射端和透射端的應變片分別接入單臂橋式電路中，應變片測得應變ε 和電橋的輸出電壓?U應滿足：

式中:n為超動態應變儀控制的增益系數，實驗時該增益系數設置為n=1000；電橋電壓E=2 V；應變片的靈敏度系數KS=2.1。

在動態加載過程前，用紅外線測距儀測量落錘沖擊高度，隨后根據動能定理，可計算得到落錘的下落沖擊速度。落錘沖擊實驗中，各組實驗的落錘沖擊高度均約為1.8 m，計算得到落錘產生的沖擊速度約為6.0 m/s。每組試件沖擊完成后，記錄入射板和透射板上應變片的電壓信號數據。這個電壓信號就是入射波、反射波和透射波電壓信號。由于實驗室存在干擾，實驗采集到的信號數據難免有噪點，因此將得到信號導入Origin 軟件中做降噪處理和尋找波頭[28]，處理得到入射波、反射波、和透射波應變如圖4(a)所示。

根據一維彈性應力波假設[29]，入射波和反射波的疊加可以得到入射板對試件的載荷，而透射波是透射板對試件的載荷，即：

式中：Pi為入射板對試件的載荷；Pt為透射板對試件的載荷；A為入射板、透射板與試件的接觸面積；E為入射板與透射板材料的彈性模量；εi為入射波應變；εr為反射波應變；εt為透射波應變。疊加后的入射端和透射端的加載曲線如圖4(b)所示，這個加載曲線將導入有限元軟件中，作為加載邊界條件計算應力強度因子。

圖4 入射波和透射波信號Fig.4 Signals of incident wave and transmitted wave

通過實驗測得CPG的電壓信號，將采集的數據導入數值分析軟件Origin 中，再對電壓信號求導，導數的極值對應為電壓信號的突變時間，即為柵絲的斷裂時間，如圖5所示。圖5(a)為#00-1號試件的CPG 電壓信號，可以看到，裂紋擴展經過21根柵絲，相應的CPG 電壓信號出現了21個臺階。并且電壓信號的第21 個臺階明顯較窄，意味著裂紋擴展從柵絲R20到R21的時間較短，即此處的裂紋擴展速度較大。而對于#20-3和#40-2號試件，電壓信號的第21個臺階沒有出現明顯變窄的現象，即此處裂紋的擴展速度沒有顯著增大，如圖5(c)～(e)所示。圖5(a)、(c)、(e)中紅色曲線即為電壓信號的導數，可以看到導數曲線都出現了21 個極值點，極值點對應的時間即為21根柵絲分別斷裂的時間，特別地，第1根柵絲R1的斷裂時間即為裂紋的起裂時刻tf，試件#00-1的起裂時刻為423.2μs，試件#20-3的起裂時刻為425.6μs，試件#40-2的起裂時刻為424.4μs。圖5(b)為#00-1的裂紋動態擴展速度和裂紋擴展位移時程曲線，可以看出裂紋擴展速度基本在200～350 m/s范圍內，裂紋擴展的平均速度va為281.79 m/s。比較特別的是，當裂紋擴展到柵絲R21時，裂紋擴展速度出現了顯著的增大，達到了464.60 m/s，而此時裂紋距離圓孔邊緣僅1 mm。而對于試件#20-3和試件#40-2，裂紋擴展到第21根柵絲時，裂紋尖端距離圓孔邊緣分別為12.4 mm 和27.6 mm，此時裂紋擴展速度并沒有出現顯著增大，如圖5(d)和5(f)所示。并且計算出裂紋的平均擴展速度va分別為235.59 m/s和254.79 m/s，均小于試件#00-1的裂紋的平均擴展速度va。

圖5 CPG 測試數據Fig.5 Test results of CPG

各組實驗的CPG 測試數據如表1所示。從表中可以看出，各組試樣的裂紋起裂時刻均在417～427μs之間，其最大差距小于2%，因此，在誤差范圍內，可以認為圓孔對裂紋的起裂時間沒有影響。而其誤差可能是由于試樣制備時，激光切割的預制裂紋尖端的尖銳程度不同，導致裂紋起裂的難易程度產生細小的差異，使得裂紋的起裂時間存在著誤差。

表1 各組式樣的CPG 測試結果Table 1 CPG test results of each specimens

各組試件的裂紋擴展變化趨勢如圖6所示，對于θ=0°的編號為#00-1試樣，裂紋擴展從柵絲R1到柵絲R21時，裂紋擴展速度發生小幅度的波動，但當裂紋擴展到達柵絲R21，距離圓孔邊緣1 mm 時，裂紋擴展速度顯著增大，并且達到最大值464.60 m/s；對于θ=10°的編號為#10-3的試樣，同#00-1號試樣類似，裂紋擴展柵絲R1到柵絲R21時，裂紋擴展速度發生小幅度波動，且裂紋擴展到柵絲R21時，距離圓孔邊緣5.1 mm 時，裂紋擴展速度顯著增大，并且達到最大值420.07 m/s。而試件#20-3裂紋擴展到R21時距離圓孔12.4 mm；試件#30-2裂紋擴展到R21時距離圓孔20.0 mm；試件#40-2裂紋擴展到R21時距離圓孔27.6 mm；試件#50-3裂紋擴展到R21時距離圓孔35.1 mm，這四組試樣裂紋擴展距離圓孔邊緣較遠，因此裂紋擴展速度沒有增大的現象。由此可以分析出，當擴展的裂紋距離圓孔較遠時，裂紋擴展速度無大幅度變化，可以認為圓孔對裂紋擴展速度無影響，而裂紋擴展速度的小幅波動是由于PMMA 材料的非均質性和實驗誤差造成的；當裂紋擴展到圓孔邊緣附近時，裂紋擴展速度會顯著增大。

圖6 典型試件裂紋擴展速度變化趨勢圖Fig.6 Trend of crack propagation speed of typical specimens

2 數值模擬

2.1 數值模擬原理簡介

本文采用Autody n 軟件進行數值模擬來驗證實驗結果的準確性和分析裂紋擴展的機理。Autodyn 采用有限差分算法，是顯式非線性動力分析系統，能夠很好地運用于脆性材料在動態載荷下的斷裂分析。近年來越來越多的學者運用Autodyn 進行數值模擬研究，并驗證了其準確性，如Zhu 等[30-31]、朱哲明等[32]對爆炸載荷下的巖石結構裂紋擴展進行了數值分析，Zhou 等[33]利用Autodyn 模擬了巷道圍巖在動載荷作用下Ⅰ/Ⅱ復合型裂紋擴展研究，動態數值模擬結果和動態實驗結果非常接近。

構建整體數值模型時，根據沖擊實驗的邊界條件和部件尺寸建立落錘、入射板、試件、透射板及阻尼器，并設立各個部件的實際材料參數，網格采用四面體網格，設定落錘速度初始邊界條件為6.0 m/s。數值分析時，為了避免網格的大變形扭曲，采用侵蝕模型(erosion model)。采用最大主應力準則來表征PMMA 材料的動態斷裂行為，即：

式中：τmax為材料的最大剪切應力值，τc為材料的最大剪切強度，σ1為材料的最大主應力值，σT為材料的最大拉伸強度。

2.2 數值模擬結果分析

當θ 為0°～50°時的實驗結果與數值計算結果對比如圖7所示。從裂紋擴展軌跡可以看出，當θ=0°時，裂紋呈直線擴展，到達圓孔上表面后停止擴展，這是由于裂紋到達圓孔上表面后，裂紋尖端的應力集中現象轉化為圓孔周圍的應力集中現象，這時要讓裂紋繼續向前擴展需要比原來大很多的斷裂能來克服圓孔缺陷所需要的能量；而當θ=10°時，裂紋擴展到圓孔附近時，向圓孔方向發生偏轉并到達圓孔表面，表現為圓孔對裂紋具有顯著的引導效果；當θ=20°時，裂紋擴展到圓孔附近時，依舊向圓孔缺陷方向發生了偏轉，但最終裂紋并未擴展達到圓孔表面，說明圓孔對裂紋的引導效果較θ=10°時要弱一些；當θ=30°時，裂紋擴展出現和θ=20°類似的偏轉現象，但相對θ=20°時來說，裂紋偏轉的幅度更小，說明θ=30°時圓孔對裂紋的引導效果更小；當θ=40°，50°時，圓孔對裂紋擴展路徑幾乎沒有影響裂紋擴展軌跡不會產生明顯的偏折現象，裂紋呈現出明顯的純I 型裂紋擴展行為。總體上來說，動態實驗的裂紋擴展軌跡與動態數值模擬結果基本吻合一致，驗證與完善了動態實驗結果的局限性。

圖7 實驗結果和模擬結果對比Fig.7 Comparisons of experimental and simulation results

為了分析圓孔使裂紋擴展路徑發生偏轉的作用機理，以θ=20°的模擬結果為例的試件第一主應力σ1隨時間的演變規律如圖8所示。從圖中可以看出，裂紋擴展的過程中，裂紋尖端和圓孔邊緣都會形成很大的第一主應力，隨著裂紋擴展靠近圓孔，圓孔邊緣的第一主應力逐漸增強，而當裂紋擴展遠離圓孔時，圓孔邊緣的第一主應力逐漸減小；當裂紋擴展發生明顯偏折時(從t=839.3μs開始)，裂紋尖端的應力場和圓孔表面的應力場距離較近，使得兩拉應力場之間形成較強的應力場，使得裂紋沿著這個拉升應力場方向發生了偏轉，最終表現為裂紋擴展向著圓孔方向發生了偏折。

圖8 裂紋擴展中的第一主應力云圖(θ=20°)Fig.8 Contour mapsof the first principal stress during crack propagation (θ=20°)

PMMA 作為一種脆性材料，它的破壞是由拉應力造成的。因此，本文中根據Autodyn 的模擬結果，計算了距離裂紋尖端1 mm 的環形位置各個網格單元的拉應力方向，即為裂紋尖端的最大周向應力方向，如圖9所示，分別計算了不同圓孔偏角時裂紋擴展至圓孔缺陷附近裂紋尖端的最大周向拉應力。從圖中可以看出，θ=0°,40°時，在0°方向周向應力是最大的，所以裂紋豎直向下擴展，并未發生偏轉；θ=10°時，在54°方向上的周向應力是最大的，因此裂紋沿著54°方向擴展，即裂紋沿著如圖7(θ=10°)所示的方向發生了偏轉；θ 為20°時，在41°方向上的周向應力是最大的，因此裂紋沿著如圖7(θ=20°)所示的方向發生了偏轉；θ 為30°時，在4°方向上的周向應力是最大的，因此裂紋沿著圓孔方向輕微的發生了偏轉；θ=40°,50°時，在大約0°方向上的周向應力是最大的，因此裂紋并未發生偏轉。

圖9 裂紋尖端的最大周向應力方向Fig.9 Maximum circumferential stress direction at the crack tip

綜合對比各組實驗結果和模擬結果可以發現，圓孔偏角θ＜10°時，裂紋擴展會達到圓孔，圓孔偏角θ＜30°時，圓孔對裂紋擴展具有引導作用，圓孔偏角θ＞30°時，圓孔對裂紋擴展幾乎沒有引導作用。

3 動態斷裂韌度計算

采用基于有限元軟件Abaqus進行動態應力強度因子的計算，隨后結合裂紋擴展計測得的每根柵絲的動態斷裂時刻，就可以得到裂紋的起裂韌度和動態斷裂韌度，這也是被許多研究學者所采用的實驗-數值法[8]。

3.1 有限元數值模型

根據實驗的實際尺寸建立數值模型，力學性質材料參數設置根據上文所述的PMMA 材料參數設置，分析步中采用動力隱式計算(dynamic，implicit)，因為動力隱式計算能夠很好地反映沖擊載荷下的瞬時特性。載荷導入實驗測得的入射波和透射波，分別加載在模型頂部和底部。裂紋尖端區域采用六節點的三角形CPS6單元，其余網格采用八節點的四邊形CPS8單元[14]，如圖10所示。

圖10 ABAQUS數值模型網格示意圖Fig.10 Sketch map of the numerical model in ABAQUS

3.2 動態應力強度因子計算

計算的不同圓孔傾角θ 時裂紋尖端的動態應力強度因子如圖11(a)所示，再根據表1的裂紋動態起裂時間，可標定出裂紋的動態起裂韌度，如圖11(b)。從圖中可以看到，各組式樣的裂紋集中在417～427μs之間起裂。在裂紋起裂后，圓孔傾角為θ=0°時的動態應力強度因子的時程曲線值最大，圓孔傾角θ 為10°和20°時次之，傾角為θ=30°、40°及50°時最小，且幾乎重合。說明圓孔對裂紋尖端應力強度因子產生影響，當θ 小于30°時，θ 越小裂紋起裂后的裂紋尖端應力強度因子越大，說明θ 大于30°時，圓孔對裂紋尖端應力強度因子幾乎沒影響。

圖11 動態應力強度因子時程曲線Fig.11 Histories of the dynamic stress intensity factor

3.3 普適函數修正

Freund[34]認為，裂紋的動態應力強度因子等于該處裂紋靜止時的應力強度因子和裂紋擴展的普適函數k(v)的乘積，它表征了裂紋擴展速度對動態應力強度因子的修正函數關系。特別地，對于靜止裂紋的臨界應力強度因子和動態擴展裂紋的動態斷裂韌度也滿足普適函數關系，即：

3.4 計算結果分析

以θ=0°為例，用普適函數對靜止裂紋的臨界應力強度因子進行了修正，如圖12(a)所示。可以看出，經普適函數修正后的動態斷裂韌度比靜止裂紋的臨界應力強度因子都要小，這是因為動態裂紋剛開始起裂時裂紋尖端不是理想化的尖銳裂紋，需要克服的起裂阻力較大，當裂紋動態擴展時，裂紋尖端是接近于理想化的尖銳裂紋，克服裂紋起裂的阻力較小。最后計算出各組試樣的動態斷裂韌度如圖12(b)所示，可以看出裂紋初始擴展時的斷裂韌度要大于裂紋擴展穩定后的斷裂韌度，這是由于裂紋初始擴展時的裂紋擴展速度較小，使得裂紋擴展的慣性效應較弱，所以裂紋擴展的斷裂韌度更大；隨著裂紋擴展速度趨于穩定，各組試樣的動態斷裂韌度值也趨于穩定，僅僅發生小幅波動；而對于0°和10°的第21根柵絲位置，由于其緊鄰圓孔邊緣，其斷裂韌度明顯減小，這是由于此處的裂紋擴展速度增大，裂紋的慣性效應增大，使得裂紋更易發生擴展。

圖12 各組試樣的動態斷裂韌度Fig.12 Dynamic fracture toughness of each specimens

為了驗證裂紋動態斷裂韌度與裂紋擴展速度之間的關系，對所有試樣計算結果的裂紋擴展速度和動態斷裂韌度進行了擬合，如圖13所示，其中前幾個孤立點表示各組試件的起裂韌度，后兩個孤立點表示θ=0°,10°的試件裂紋擴展速度顯著增加的數據點。根據擬合結果，裂紋動態斷裂韌度和裂紋擴展速度關系為=0.9899?0.00055v，決定系數R2達到了0.95775。因此可以說明裂紋擴展速度和動態斷裂韌度成負相關關系，即裂紋擴展速度越大，裂紋動態擴展韌度越小。

圖13 動態斷裂韌度與裂紋擴展速度的關系Fig.13 The relationship between dynamic fracture toughness and crack propagation speed

4 結 論

本文中基于大尺度落錘沖擊實驗裝置對直裂紋空腔圓弧開口試件（COSSCC）進行了動態沖擊實驗，研究了裂隙試件內圓弧空腔對裂紋擴展軌跡、起裂時刻、裂紋擴展速度及最大周向應力方向的影響規律，采用數值軟件Autodyn 分析了裂紋擴展過程中裂尖動態應力場的演變規律，并借助于有限元軟件Abaqus 計算了動態斷裂韌度隨裂紋擴展速度的變化趨勢，得出如下結論：

（1）圓孔缺陷對裂隙試件內裂紋擴展軌跡有嚴重的影響作用。當圓孔相對于裂紋尖端距離一定時，圓孔相對于裂隙的傾角越小，對裂紋擴展的影響越大。當圓孔傾角為10°時，裂紋會向圓孔面進行偏轉并到達圓孔面；當圓孔傾角為20°和30°時，裂紋也會繼續向圓孔偏轉但不會到達圓孔面；當圓孔傾角超過40°以后，圓孔對裂紋擴展軌跡幾乎沒影響。

（2）COSSCC試件中裂紋擴展到圓孔附近時，裂紋擴展速度會明顯增大，裂紋的動態斷裂韌度會顯著減小。

（3）動載荷作用下裂紋擴展過程中動態擴展韌度不是定值，在逐漸的上下波動，都小于裂紋的動態起裂韌度；裂紋動態斷裂韌度與裂紋擴展速度成負相關關系。