起裂的案例
技術 | 5083鋁合金焊縫開裂的原因分析及預防措施
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(huán)焊縫受拉應力的一側發(fā)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(yōu)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(fā)生腐蝕現(xiàn)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(huán)境下發(fā)生腐蝕現(xiàn)象，產生腐蝕坑。
（2）裂紋發(fā)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(tài)又承受拉應力，產生應力腐蝕開裂。
展開 COMSOL井筒井壁模型匯總
9、應用COMSOLMultiphysics分析多分支縫初始裂縫起裂點
根據近井區(qū)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(qū)，如下圖所示。由圖可知，隨著液柱壓力的增大，近井區(qū)域在X軸的井眼發(fā)生一對應力集中。這一對應力集中區(qū)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(qū)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(qū)，如下圖所示。
隨著液柱壓力的增大，近井區(qū)域在壓裂縫尖端、壓裂縫體和井眼上發(fā)生三個應力集中。這三個應力集中區(qū)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(xù)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(yōu)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(tài)、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(xiàn)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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離心機轉鼓爆裂事故分析
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”?！稒C械工程手冊》離心機篇對轉鼓壁厚計算時的安全系數(shù)選取已給定一個范圍，即屈服強度安全系數(shù)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(fā)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(guī)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(fā)現(xiàn)如下現(xiàn)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(tài)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(xù)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 
高強螺栓斷裂成因分析
斷裂呈現(xiàn)橫向開裂，斷口宏觀分析發(fā)現(xiàn)斷口整體呈現(xiàn)脆性斷裂特征，斷裂面分為兩部分，斷口心部的起裂源區(qū)，由中心向四周的輻射狀的擴展區(qū)。斷口邊緣未發(fā)生塑性變形，呈現(xiàn)脆性斷裂特征。
宏觀低倍檢驗發(fā)現(xiàn)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(qū)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(fā)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(xiàn)象發(fā)生的心部等軸區(qū)時，即為中心疏松。金相試樣檢測結果，均發(fā)現(xiàn)了微小孔洞，與低倍檢驗結果相吻合。斷口分析呈現(xiàn)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(xiàn)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(fā)現(xiàn)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(fā)現(xiàn)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(xù)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(fā)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。
展開 基于ABAQUS子程序UAMP編程實現(xiàn)水平井分段多簇壓裂流量動態(tài)分配
二、理論基礎
2.1流—固耦合基本方程
水力壓裂是涉及到多個物理場耦合的復雜力學問題，巖石由固體骨架和孔隙所構成，巖石的應力由巖石骨架和孔隙流體共同承擔，通過骨架傳遞的有效應力使巖石產生變形，根據Terzaghi原理定義有效應力為
根據虛功原理，壓裂儲層巖石的平衡方程為
巖石中流體流動質量守恒方程表示為
2.2裂縫起裂與擴展的損傷力學原理
采用牽引分離準則表達裂縫面的失效行為，這種行為主要包含三個過程：初始損傷、損傷演化、自由面的張開及失效。為避免單元尺寸的敏感性，損傷演化過程中采用的是力與位移的描述方式，表示為線彈性關系，如圖1所示。損傷前的本構關系為
圖1 損傷演化過程
裂縫起裂準則為最大正應力準則，此準則主要針對張拉型裂縫，當最大主應力達到許用值時，裂縫發(fā)生起裂
損傷演化準則需要引入損傷變量來進行描述裂縫表面與裂縫單元邊緣之間交點處的平均總損傷
2.3流量控制
在水平井多段壓裂過程中，壓裂液由井口注入經井筒流向各條裂縫。由于裂縫之間存在應力干擾，各條裂縫內壓力不同導致各裂縫阻力也不相同，流向各條裂縫的注入流量不斷變化并且分配不均勻。圖2為水平井各條裂縫注入流量分配示意圖。
圖2 水平井多段壓裂流量動態(tài)分配模型
圖3并聯(lián)電阻器相似模型
注入流量動態(tài)分配的原理根據Kirchoff第一定律，采用并聯(lián)電阻器相似模型模擬了壓裂液在各條裂縫間的分布，如圖3所示。每條裂縫被定義為一個阻力單元，在每個增量過程中，壓裂液在各條裂縫間的分配取決于流入流體的阻力，阻力被定義為裂縫與儲層之間的壓力差。利用ABAQUS平臺的二次開發(fā)功能，通過Fortran語言進行用戶子程序UAMP的編程，求解流量分配控制方程。
展開 ABAQUS的斷裂力學工程應用
特點：斷裂面和載荷方向呈90°角；斷裂面非常光滑；如果存在多個初始斷裂點，可能會有階梯狀；由于載荷的作用，可能存在顯示斷裂過程的條紋（Beach Mark）
三種模式：疲勞斷裂（Fatigue）、脆性斷裂（Brittle)、韌性斷裂（Ductile）
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裂紋起裂（初始裂紋）
斷裂起裂的主要CAE技術手段是利用輪廓積分法（contourintegrals）研究裂紋尖端的斷裂參數(shù)，斷裂參數(shù)包括：
? J積分
? C積分（蠕變）
? 應力強度因子
? 裂紋擴展方向
? T應力
裂紋起裂研究中需注意的事項有：
? 僅用于隱式有限元法
? 受力狀態(tài)為準靜態(tài)
? 斷裂構件是連續(xù)介質并僅研究裂紋界面的特點
? 裂紋尖端設置特殊的集中網格
展開 不同流道布置的平板式固體氧化物燃料電池蠕變損傷研究
圖 8 為同流條件下平板式 SOFC 上連接體失效位置云圖，平板式 SOFC 上連接體在 19 800 h 蠕變后，上連接體最先達到損傷臨界值 0.99，裂紋開始萌生，此時出現(xiàn)兩個起裂位置，分別位于燃料兩側流道入口 0.2 mm 處。
圖 9 為平板式 SOFC 在逆流條件下各構件損傷隨時間變化曲線，上、下連接體、陽極、陽極支撐、電解質、陰極經過 50 000 h 蠕變后損傷分別從 0 增加到 0.99、0.18、6.8×10?3、3.5×10?3、1.3×10?7 和2.4×10?4，與同流條件下曲線變化類似，陽極、陽極支撐、電解質、陰極陶瓷材料損傷近似為 0，最大損傷出現(xiàn)在上連接體處。上連接體經過 24 000 h 蠕變后最先達到損傷臨界值，裂紋萌生。
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(xiàn)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(xiàn)新的起裂位置，位于流道出口0.2 mm 處。
圖11為平板式SOFC在交叉流條件下各構件損傷隨時間變化曲線，上、下連接體、陽極、陽極支撐、電解質、陰極經過 50 000 h 蠕變后損傷分別從0 增加到 0.514、0.35、1.5×10?2、1.2×10?2、3.7×10?7和 7.4×10?4。由圖中可以看出在交叉流條件下，經過 50 000 h 蠕變后所有構件損傷均未達到臨界損傷值，上連接體未出現(xiàn)裂紋。
展開 基于子模型-全局模型技術的微動疲勞Abaqus有限元分析
本說明書首次提出了基于子模型和全局模型技術的微動疲勞有限元模擬方法，并利用晶體塑性有限元方法模擬了pad和軸向體應力作用下specimen的微動疲勞過程，并根據等效塑性應變分布云圖識別出模型內部和接觸表面最先發(fā)生起裂的薄弱部位。我們所提出的方法考慮了試樣晶粒尺寸、形態(tài)和組構等細觀特征，克服了宏-細觀尺度耦合問題，可從物理層面分析試樣的微動疲勞特征并預測其初始起裂壽命。
本計算任務書主要說明了利用Abaqus軟件完成的300次循環(huán)加載的微動疲勞模擬結果。
2 仿真計算采用的設備基本情況（CPU、內存等）
計算采用移動工作站Dell Precision 7550，CPU為至強W-10885M四核處理器；內存為128GB。
3 計算模型的處理技術
（1）子模型-全局模型耦合技術
（2）晶體塑性有限元模擬技術
圖1 計算模型設計（a為接觸半寬）
計算模型采用了子模型-全局模型耦合技術。模型尺寸如圖1所示。
子模型微動疲勞模擬技術可歸納為如下步驟：(a)第一步，分別建立粗網格全局模型和局部區(qū)域細化的子模型，并沿子模型邊界部位切割全局模型；(b)第二步，對宏觀全局模型進行微動疲勞分析，并保存子模型邊界附近的分析結果；(c)第三步，定義子模型邊界，設置各個分析步中的驅動變量(driven variables)，并對細觀子模型進行微動疲勞分析；(d)第四步，比較全局模型和子模型在子模型邊界附近的分析結果，驗證子模型設置的有效性。
4 方法計算的機時耗費情況
計算耗費時間約20個小時。
5仿真計算的結果分析
圖2 豎向荷載作用下，試驗的(a)全局模型, (b)子模型區(qū)域范圍內的全局模型, (c)子模型Mises應力云圖和(d) 底部邊界應力曲線。
展開 CAE工程師必學：斷裂力學的一些知識點 附斷裂力學中的數(shù)值計算方法及工程應用下載
裂紋未擴展時曲線與縱軸重合，一旦擴展則△a≠0，曲線便偏離縱軸，拐點即為起裂點。再后面表示穩(wěn)定擴展過程。當曲線上某點的切線能通過水平負軸上表示裂紋長度的點時，表示將發(fā)生失穩(wěn)擴展。失穩(wěn)時裂紋擴展推動力與裂紋擴展阻力隨裂紋尺寸的變化率相同，不需加載裂紋即會自行快速擴展而斷裂。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(fā)生亞臨界擴展的過程。
5. 數(shù)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。由于計算機科學、計算數(shù)學和力學等學科的不斷發(fā)展，用于解決斷裂力學問題的數(shù)值計算方法不斷涌現(xiàn)，從早期的有限差分法、有限元法、邊界元法到現(xiàn)在的無網格法、數(shù)值流形法、小波數(shù)值法、非連續(xù)變形分析等，它們正成為推動斷裂力學研究不斷發(fā)展的重要工具。
有限元法：
在有限元解的情況下，通過應力恢復、誤差估計和新網格自動劃分，進而再進行有限元求解，重復這一過程直至得到滿意的有限元解。另外，隨機分析是斷裂力學發(fā)展的一個重要方向，也是結構可靠性評估的基礎。隨機有限元法在有限元法的基礎上，采用隨機參數(shù)來描述工程實際問題，主要研究內容包括隨機變分原理、隨機有限元控制方程的建立及其求解。
展開 基于ABAQUS二次開發(fā)的巴西圓盤斷裂機理
摘要
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針對含中心裂紋的巴西圓盤開裂模型利用ABAQUS進行了參數(shù)化二次開發(fā)，基于擴展有限元法和最大周向應力準則對試件裂紋擴展進行數(shù)值模擬并驗證，研究了圍壓對裂紋擴展以及裂紋尖端應力強度因子和T應力的影響．研究結果表明，試件在預制裂紋尖端發(fā)生起裂并沿最大周向應力方向擴展。隨著裂紋傾角增大，Ⅰ型應力強度因子逐漸減小，Ⅱ型應力強度因子呈現(xiàn)先增大 后減小的趨勢，T應力逐漸增大．隨著圍壓數(shù)值的升高，試件的斷裂韌度增大，T應力增大，而Ⅰ型和Ⅱ型應力強度因子幾乎不受影響。
巴西圓盤裂紋擴展數(shù)值模擬
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在基于ABAQUS二次開發(fā)對模型進行建模后，首先對含中心裂紋巴西圓盤進行了裂紋擴展的數(shù)值模擬，對不同裂紋傾角β的試件進行數(shù)值模擬，并將所得裂紋擴展結果和試驗結果進行對 比，如圖7所示，其中左側為試驗結果，右側為數(shù)值模擬結果．
圖7數(shù)值模擬與試驗對比結果
對比結果表明，數(shù)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．
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技術鄰周報Q13：裂紋擴展/ABAQUS/復合材料/LS-DYNA/疲勞分析/Digimat/數(shù)字化/Ansys...
本說明書首次提出了基于子模型和全局模型技術的微動疲勞有限元模擬方法，并利用晶體塑性有限元方法模擬了pad和軸向體應力作用下specimen的微動疲勞過程，并根據等效塑性應變分布云圖識別出模型內部和接觸表面最先發(fā)生起裂的薄弱部位。我們所提出的方法考慮了試樣晶粒尺寸、形態(tài)和組構等細觀特征，克服了宏-細觀尺度耦合問題，可從物理層面分析試樣的微動疲勞特征并預測其初始起裂壽命。
5、Digimat復合材料建模平臺與Abaqus的聯(lián)合使用
作者：
320科技工作室
鏈接：https://www.yqgqt.org.cn/content/post/1818135
復合材料以優(yōu)異的性能被廣泛應用于航空航天、高速鐵路、新能源等領域，然而隨著應用領域越來越廣，結構也更為復雜，給復合材料結構力學分析帶來了巨大的挑戰(zhàn)。尤其是在工程應用中的強度失效及斷裂問題的發(fā)生，常是發(fā)生在微米量級上。傳統(tǒng)板、殼等在宏觀尺度上的理論分析方法已很難滿足實際需要。因此，借助于計算機進行復合材料的小尺度分析是解決這一問題的關鍵。
6、仿真分析在數(shù)字化的浪潮中的幾點思考
作者：mishaw
鏈接：https://www.yqgqt.org.cn/content/post/1818246
我在前面文章仿真軟件的本質是提供服務一文中提到，目前仿真分析還屬于刀耕火種的階段，仿真效率低下，仿真門檻太高；其次是仿真軟件的的本質是提供服務，無論前處理、求解、后處理，均可以看做一種輸入輸出之間的服務本質關系。前者說明仿真分析的工作需要依賴數(shù)字化，提高仿真效率，降低仿真門檻，固化仿真經驗，后者說明仿真分析的工作實現(xiàn)數(shù)字化本身就是可行的。
展開 XFEM裂紋仿真之Paris參數(shù)說明、計算與調試經驗 ￥15
ABAQUS中的定義的Paris公式是以能量釋放率G為參數(shù)的，與我們一般用的K為參數(shù)的情況不同，其參數(shù)詳細說明可以查閱ABAQUS16.4，如下圖所示：
其中，c1和c2用于判斷裂紋的起裂，即裂紋從無到有的過程，判斷準則如下。在預制裂紋的情況下，一般只要將c1設置為正數(shù)，c2設置為負數(shù)，這兩個參數(shù)對于結果的影響不大；無預制裂紋的情況下你也不能夠使用Paris這個模型。所以，我看論文上的一般設置為0.5，-1之類的。
c3和c4都是與材料有關的參數(shù)，通過標準試驗測得的，用于控制裂紋的擴展速率，在線彈性條件下，如果你有c和m（以K為參數(shù)的Paris公式的參數(shù)）的值可以進行轉換，網上以及一些論文上的轉換公式我個人表示不敢茍同，后面將說明詳細的計算過程。
我認為錯誤的計算公式
c4后面的兩個參數(shù)分別為G門檻值與G臨界值的比值，G穩(wěn)定擴展上限與G臨界值的比值，一般采用經驗值，ABAQUS推薦使用0.01和0.85。
Gc1,Gc2,Gc3分別為材料在三個主方向上的臨界能量釋放率，最后三個參數(shù)為冪律公式的指數(shù)，都取1就可以
展開 ABAQUS損傷參數(shù)
對單軸拉伸而言，此階段與拉伸曲線在達到了最高值（抗拉極限或起裂應變處）之后的下降段所對應。單元的剛度沿損傷演化規(guī)律下降，最終完全失效，在分析中可以將其刪除（單元刪除法）或允許分離（黏聚力單元）或允許裂紋完全擴展（XFEM)。
實際分析中更關注失效參數(shù)的獲取，對簡單問題可以采用單軸拉伸的真應力應變曲線來計算，一個很好的例子如下：
Ductile_Damage_004.pdf
來自于木蟲上的一個問題
Abaqus損傷演化中的失效位移如何得到？ - 仿真模擬 - 小木蟲 - 學術 科研 互動社區(qū) (muchong.com)
原文（感謝Ronald Heinz Norbert Wagner大佬）
How to perform Element deletion in ABAQUS using ductile damage criteria ? (researchgate.net)
展開 2018年全國沖擊動力學前沿研究進展論壇成功舉辦
報告內容涵蓋加載速率對層狀材料斷裂韌性（模式I）起裂與擴展的影響、先進功能材料絕熱剪切局域化、異構納米金屬的動態(tài)變形機理、X射線自由電子激光提供的超快診斷技術、基于微觀損傷機制的陶瓷靶沖擊破壞行為、基于高速紅外與高速光學的金屬絕熱剪切原位實驗及失穩(wěn)機理初探、金屬絕熱剪切起始擴展的實驗研究和聚合物的動態(tài)損傷等方面。
研討會上，與會專家學者、青年科研人員與報告人之間就感興趣的問題進行了深入的交流和討論，就相關問題提出了一些很好的意見和建議。會后，沖擊動力學專業(yè)組召開了專業(yè)組委員會議，并就下一年的研討會舉辦進行討論部署，決定2019年專業(yè)組主辦兩次沖擊動力學前沿研究進展研討會，分別由太原理工大學和華南理工大學承辦。
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