起裂
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起裂的視頻教程
abaqus裂紋擴展與斷裂專題
一、理論部分（夠用即可，為建模服務） 裂紋與斷裂力學的基本概念 裂紋、裂尖、裂紋長度與擴展方向 Mode I / II / III 斷裂模式的工程理解 斷裂力學核心參量的物理意義 應力強度因子 K 的工程含義 能量釋放率 G 與斷裂韌度的關系 Abaqus 中相關輸出量的理解與使用 裂紋起裂與擴展判據（定性認知） 基于應力、能量和損傷的判據思想 不同判據在數值模擬中的適用場景
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管流單元與水力壓裂、限流法壓裂數值模擬
講述了管流單元與連接單元的基礎理論知識； 講述了如何將管流單元應用于水力壓裂數值模擬； 講述了將管流單元應用于水力壓裂的三種主要用途：添加水頭；直井單層水力壓裂；水平井分段多簇壓裂時裂縫的競爭起裂與延伸過程的模擬。 附件為課程操作步驟以及對應的inp文件（更新了inp文件并添加了直井段的案例）。 更新了二維模型的建立過程及案例。
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ABAQUS中BK混合模式的雙線性內聚力本構模型二次開發
最后，課程將自編模型與Abaqus內置界面損傷模型在單模態與混合模態下進行對比（反力—位移曲線、起裂與失效位移、卸載/再加載路徑等），驗證開發模型的正確性，幫助你建立可復用的界面本構開發與調試方法論。
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起裂的實例教程
焊縫熔合線處應力集中，應力腐蝕易在腐蝕坑處起裂，在受拉應力的地方會產生應力腐蝕。斷裂的試樣裂紋也正是從腐蝕坑處起裂，并僅在環焊縫受拉應力的一側發生裂透支管橫截面的應力腐蝕斷裂。該焊接接頭的斷裂屬于應力腐蝕斷裂。
七 、解決措施
結合實際生產和斷裂失效因素采取以下解決措施：(1)采購優質合格的原材料，材料化學成分、力學性能均應合格，加強進貨檢驗，保證母材質量。(2)焊縫熔合線處應力集中程度高，焊后采用去應力處理，消除殘余應力，避免熔合線處的應力集中。(3)加強焊縫熔合線處的焊接質量，注意熔合線處的平滑過渡，降低熔合線處的應力集中程度。經過以上的改進措施，在隨后的焊后檢驗中，母材及焊縫未發生腐蝕現象，接頭無裂紋產生，保證了產品的焊接質量。
八 、結語
（1）母材本身存在質量缺陷，在腐蝕環境下發生腐蝕現象，產生腐蝕坑。
（2）裂紋發生部位在焊縫熔合線處，熔合線部位存在腐蝕坑，再加上熔合線本身應力集中程度高，該部位在工作狀態又承受拉應力，產生應力腐蝕開裂。
展開 9、應用COMSOLMultiphysics分析多分支縫初始裂縫起裂點
根據近井區域壓裂井眼的有限元模擬結果，可以確定初始裂縫的起裂點。由軟件輸出的馮-米塞斯應力圖，可確定應力圖中只存在一個對稱的應力集中區，如下圖所示。由圖可知，隨著液柱壓力的增大，近井區域在X軸的井眼發生一對應力集中。這一對應力集中區是在壓裂過程中，裂縫最容易起裂和延伸的部位。該起裂點稱為起裂點1A。具體如圖所示。
圖1 幾何模型
圖2 應力場分布云圖
對于水力壓裂過程中，形成垂直最小水平主應力的壓裂裂縫，是水力壓裂的經典結論。
10、應用COMSOLMultiphysics分析多分支縫第二條裂縫起裂點
隨著生產的進行，初次壓裂裂縫逐漸閉合，為了進一步提高油氣采收率，油田實施重復壓裂措施。建立存在垂直于最小水平主應力方向裂縫的單縫重復壓裂模型，裂縫長度為1m，裂縫寬度為0.005m，根據全尺寸單縫壓裂和近井區域單縫壓裂的有限元模擬結果，可以確定第二條裂縫的起裂點。根據軟件輸出的馮-米塞斯應力圖，可確定應力圖中有三個對稱的應力集中區，如下圖所示。
隨著液柱壓力的增大，近井區域在壓裂縫尖端、壓裂縫體和井眼上發生三個應力集中。這三個應力集中區是在壓裂過程中，裂縫最容易起裂和延伸的部位。三個起裂點分別定義為2A、2B、2C。
對于水力壓裂過程中，壓裂裂縫尖端的應力集中對裂縫繼續向前擴展是必須的，否則壓裂縫將不會向前延伸，即起裂點2C優先。在壓裂縫全堵和局部半堵時，端部的應力集中是不存在，即起裂點2C不存在。這種應力集中被裂縫形態、支撐劑和暫堵劑消除。此時井眼上的起裂點2A和裂縫中部的起裂點2B的應力集中成為裂縫起裂和延伸的可能。此時在井眼和裂縫中部起裂的新裂縫，傾向于垂直最大水平主應力，且新裂縫與原壓裂縫垂直，具體如圖所示。
展開 基于Abaqus的擴展有限元XFEM案例實現與教程 ￥19.89
擴展有限元XFEM模型，采用Abaqus模擬，包含二維邊裂紋擴展，二維裂紋起裂模擬，三維邊裂紋擴展，三維penny狀裂紋擴展等。均包含教程和源程序(cae和inp文件)。
二維邊裂紋擴展XFEM模擬
三維邊裂紋擴展XFEM模擬
二維裂紋起裂XFEM模擬
三維penny型裂紋擴展XFEM模擬
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其中有1起“因離心機受紅礬鈉嚴重腐蝕，轉鼓壁厚僅3mm，且外殼為鑄鐵材質，厚薄不均，加上投料量過大，致使離心機突然破碎成126塊”。《機械工程手冊》離心機篇對轉鼓壁厚計算時的安全系數選取已給定一個范圍，即屈服強度安全系數n~=2-2．5。以轉鼓直徑800的三足式離心機為例，按n=2-2．5進行壁厚設計時，壁厚應取5~7mm (不計腐蝕余量)，當轉鼓壁厚僅僅為3mm，通常發生爆裂。
(4)材料金相分析
在轉鼓頂蓋上和篩鼓板上各取一塊試樣，進行常規的金相分析，分析結果表明金相組織屬鐵素體和珠光體，兩種試樣均屬正常組織。
(5)破裂部位
仔細觀察轉鼓破裂的各部分斷口，發現如下現象：
① 在轉鼓蓋板與篩鼓板焊連接處，蓋板撕裂長達320mm左右，其中一段有90aim左右的斷裂口，呈較平滑的斷面，并有焊縫氣孔夾渣等缺陷，具有金屬疲勞斷口的特征，該斷面是轉鼓破裂的起裂點。
② 轉鼓的篩鼓縱向焊縫從上而下被撕裂至篩鼓底部以上第二圈篩孔為止，然后由該處沿周向撕裂第二圈篩孔，其長度約為該圈篩孔圓周長的1／3。觀察上述撕裂的斷面，呈二種形貌：一處是沿壁厚約45。角的剪切面：另一種是沿壁厚呈V形斷面(另一面為反V型斷面)。兩者的斷面均較粗糙，說明了這些斷裂面是撕裂(拉伸)產生的，而不是起裂斷面。
3轉鼓破裂原因
綜合以上各項檢測，計算結果和分析意見，我們認為轉鼓破裂的主要原因是轉鼓材料的硬化和壁厚的嚴重減薄。破裂過程如下：
(1)起裂：破裂的起裂點(裂源)在轉鼓頂蓋與篩鼓
焊接連接處。該處焊縫有缺陷，在邊緣應力(4～5倍的許用應力)作用下，裂紋不斷擴展，長度及深度增加，在達到臨界裂紋狀態下，裂紋迅速擴展，該處突然破裂。
(2)點擴大：當轉鼓頂蓋與篩鼓連接處起裂后，由于轉鼓繼續在高速轉動，離心力將裂開部位迅速擴大，首先把頂蓋撕開。
展開 斷裂呈現橫向開裂，斷口宏觀分析發現斷口整體呈現脆性斷裂特征，斷裂面分為兩部分，斷口心部的起裂源區，由中心向四周的輻射狀的擴展區。斷口邊緣未發生塑性變形，呈現脆性斷裂特征。
宏觀低倍檢驗發現低倍檢驗面存在較為嚴重的中心疏松(中心疏松2級)。疏松系在鑄造過程中鋼水由表面向心部逐步凝固，柱狀晶區以樹枝晶的方式向心部生長，先結晶的樹枝晶較為純凈且熔點較高，枝晶間則富集偏析元素、氣體、非金屬夾雜和少量未凝固的鋼水，隨著溫度降低，已經凝固的部分發生收縮，當枝晶間未凝固的鋼水不足以補充縫隙時，就形成了縮孔、疏松缺陷，即所謂的一般疏松。當疏松現象發生的心部等軸區時，即為中心疏松。金相試樣檢測結果，均發現了微小孔洞，與低倍檢驗結果相吻合。斷口分析呈現解理斷口形貌，且斷口局部存在二次裂紋和少量孔洞。力學性能測試結果均符合相關標準要求。
綜上所述，因斷裂呈現橫向開裂，且顯微組織、力學性能指標符合標準要求，且調質過程中使用網帶爐，不存在回火不及時的情況，表明螺栓開裂非調質過程中形成。裂紋由中心向外部開裂，氫含量不足以引起氫脆，且SEM照片未發現氫脆特征(雞爪紋)，表明螺栓開裂非氫致延遲裂紋所致。低倍檢驗發現螺栓心部存在明顯的中心疏松，其位置與斷裂面起裂源位置一致，且斷裂系橫向開裂，則開裂時必須要有軸向拉應力存在，所以結合螺栓的制造工藝可以認定螺栓因為原材料存在中心疏松，在熱鍛工序階段，鑄造缺陷未消除，在縮桿工序中持續的軸向拉應力作用下，螺栓內部的孔洞萌生裂紋，并逐步向外擴展，隨后在校直工序中螺栓發生脆性開裂，最終導致了該螺栓的失效。
3 結論
該螺栓斷裂的根本原因是熱鍛工序中，螺栓坯料中鑄造缺陷(中心疏松)未消除，導致螺栓的承載力降低，在校正工序中，拉力作用下引起開裂。
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起裂的最新內容
通過該測試，可明確材料抵抗裂紋起裂與擴展的本征能力。這不僅是材料篩選的關鍵指標，更是后續一切疲勞壽命預測的基準數據。
變速處理后最大撕裂能測試演示
02
解析循環載荷下的裂紋擴展行為
針對文中重點討論的疲勞裂紋問題，我們提供 “全松弛疲勞裂紋擴展測試” ，此測試可精確獲得材料的裂紋擴展速率（da/dN）與撕裂能的關系曲線，并識別出疲勞門檻值 Gth。
這種誤差會直接影響應力–應變曲線、各向異性參數（如 R 值）、晶粒內應變分布和損傷起裂位置等關鍵結論。
周期性邊界條件的目標是：讓 RVE 的對邊在變形上保持一致性，使得 RVE 在數值上可看作“無限周期平鋪”的材料內部單元，從而在有限計算域內盡可能逼近真實材料內部的連續性與統計代表性。
用 Hopkinson 拉桿加載三點彎曲試樣測定材料的動態起裂韌性;
4. 用 Hopkinson 拉桿技術對高 g 值加速度傳感器進行 g 值校準；
5. 快速落刀的應力應變測試
6. 真三軸圍壓及假三軸圍壓時的霍普金森拉桿拉桿測試
7. 其他動態沖擊力學方面的應力應變測試
長寬高均為1的正方體
結果：提取該單元的應變和Mises應力，給了不同的損傷起始應變和損傷演化斷裂位移，最后的結果如下圖
很明顯，損傷開始的起裂應變（Fracture Strain）就是材料損傷開始的等效塑性應變，而損傷演化中的位移類型中指定的失效位移（Displacement at Failure）就是從損傷開始到材料完全失效斷裂的位移值。
圖10為逆流條件下平板式SOFC上連接體失效位置云圖，上連接體于 24 000 h 蠕變后，達到損傷臨界值 0.99，裂紋開始萌生，此時出現兩個起裂位置，分別位于兩側燃料流道入口 0.2 mm 處；蠕變48 700 h 后，出現新的起裂位置，位于流道出口0.2 mm 處。
基本研究內容包括：
a) 裂紋的起裂條件；
b) 裂紋在外部載荷和（或）其他因素作用下的擴展過程；
c) 裂紋擴展到什么程度物體會發生斷裂。
根據工程方面的需要，可知斷裂力學研究問題分為三個方面：
① 含裂紋的結構在什么條件下破壞？
② 結構在給定載荷下可允許含有的裂紋大小？
圖7數值模擬與試驗對比結果
對比結果表明，數值模擬結果與試驗結果較為一致，預制裂紋從裂紋尖端起裂并沿最大主應力方向進行擴展直至破壞，這也符合巴西圓盤試 件破壞的理論假設．在后處理中對平臺壓板反作 用力載荷進行提取，并繪制載荷隨時間變化的關 系曲線，如圖8所示．
目前僅支持橢圓型裂紋起裂，即ELLIPSE。（此處去掉“R”和“K”間的空格）
!! 分別定義裂紋生成計算編號，斷裂參數，計算積分圍線，裂紋萌生的ADPCI編號，裂紋表面組件名稱。裂紋表面組件名稱（crksurf1和crksurf1）自定義，在裂紋萌生和局部網格發生變化時，程序會自動填充節點列表。如果不明確給出裂紋表面的節點組件名稱，程序會自動生成兩個內部節點組件。
圖3 吉木爾凹陷二疊系蘆草溝組巖心抗張強度測試結果
所取試樣的抗張強度分布范圍為3.16 ～11.04MPa，受抗張強度差異的影響，相同的地應力及壓裂施工條件下，地層的起裂壓力不同，壓裂難易度也不同。
阻力曲線可以用試樣測試，可用于確定起裂值（δi 或JIC）或條件起裂值（δ0.005或J0.005等），也可用以預測構件中裂紋發生亞臨界擴展的過程。
5. 數值計算方法
隨著斷裂力學研究的日益深入，需要求解的問題日趨復雜化和多樣化，使得如何建立高效、高精度的計算方法成為學者們研究的熱點。
