波浪载荷引起船体构件疲劳的寿命估计

波浪载荷引起船体构件疲劳的寿命估计 黄 骏 德 内 容 提 要 本 文研 究了焊接船体损伤中大量出现的 波浪载荷疲劳裂纹扩展 的 寿 命 问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 。 文 中用断裂力学手段 , 讨论 了应 用计算波浪疲劳寿命方法的适 用范围和存 在 问题 , 并衬波浪载荷下船体构件的疲劳断 口特征及材杆 、 焊接等缺陷甘疲劳 裂纹发生 的 影响作 了一些 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 。 文 中最后结 合实例强 调 了船体构件损伤分析的重要意义 , 以 及疲劳寿命估 计在损伤分析 中的实际价值 , 并希望在这方 面能够加强 我国 自己 的工作 。 一 日� 佳‘、 甘“�焊接船体构件在使用中发生损伤的事例不胜枚举 , 究其原因主要是焊接 、 材料 、 工艺上的缺陷 , 腐蚀环境以 及不合理的结构 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 、 使用等等 , 其中以发生在因上述原因而 造成的局部应力集中部位的疲劳裂纹损伤 , 最为常见〔�〕〔�〕。 在引起船体构件疲劳的循环载荷中 , 波浪载荷占有最重要的地位 。 这不仅由于船体 构件的疲劳裂纹损伤大部分都是由波浪载荷所造成〔 〕, 而且还在于它难以象振动引起 的疲劳那样 , 通过对结构合理的振动分析予以缓介或防止〔!〕。 因此 , 如何正确估计波 浪引起船体构件的疲劳寿命 , 并进而在焊接 、 材料 、 工艺和结构设计等方面 , 采取提高 疲劳寿命的有效 措施 《全国民用建筑工程设计技术措施》规划•建筑•景观全国民用建筑工程设计技术措施》规划•建筑•景观软件质量保证措施下载工地伤害及预防措施下载关于贯彻落实的具体措施 , 不仅对船体结构的正确设计 、 建造 , 而且对确保船舶安全航运 、 合理维修 以及损伤事故分析 , 都是十分重要的 , 也是急待解决的问题 。 关于船体疲劳寿命的估计 , 采用传统的∀ #∃ % & 累积损伤理论 , 虽有一定效用 , 但由 于它没有对疲劳裂纹扩展规律进行具体 分析 , 而且又是基于忽视初始裂纹存在的光滑或 缺 口试样的 ∋—( 曲线 , 因此这一方法有着较大的局限性 , 有时甚至会得出错误的结果 。 采用断裂力学手段研究疲劳裂纹的发生和扩展规律 , 是近年疲劳研究的一个新的方 面 。 充分运用这些成果 , 并结合船 铂特点进行必要的工作 , 有可能把船体构件疲劳寿命 的估算方法 , 建立在更为合理 、 有效的基础之上 。 事实上 , 在国外特别是 日本 , 已有不 少文献在这方面作了大量报道 , 值得引起我们的注意 。 考 把构件疲劳的分析与其断 口 特征密切结合起来 , 是近年疲劳研究的又一新的课题 。 断 口是破坏过程的忠实记载 , 对于寻找损伤原因 , 探讨破坏机理以及提出改进措施都具 有重要的作用 。 特别是随着断裂力学和扫描电镜技术的发展 , 又给断口 特征分析带来了 丰富的内容和崭新的课题 。 在船体构件的疲劳分析 中 , 充分利用其断 口 特征所提供的 “物证 ” , 不仅能够检验理论推断的可靠性 , 而且有可能进一步找出船体构件损伤的规 律性 。 我们在初步运用断裂力学和断 口 特征分析船体构件裂纹损伤的工作中发现 , 鉴于断 裂力学是一 门正在发展的新兴学科 , 它对疲劳裂纹扩展规律的分析 , 各种观点和方法同 时并存 , 有些甚至相互抵触 ) 特别是因为波浪载荷的随机性质 , 造成构件的疲劳分析和 断口 特征又出现一些与恒幅载荷疲劳问题不同的特点 。 对于这些问题 , 作者愿借本 文提 出一些粗浅的讨论 , 以 期向 各方求教和便于进一步研究 。 二 、 针 算 模 型 � ∗ 应变疲劳—应变疲劳的试验特点是控制应变幅值 。 由于它一般承受超过材料屈服极限的循环应 力 , 产生明显的塑性变形 , 故也称为塑性疲劳 。 适 当设计的船休构件 , 在整体上的名义应力是弹性应力 , 但在局部应力集中的部 位 , 则因应力超过屈服极限而产生了塑性变 形 。 这一塑性变形区内的应力的大小 , 由其 周围弹性应力场的位移所决定 。 也就是说 , 当构件整体被弹性应 力所控制时 , 其局部的 塑性区是受应变控制的〔+〕。 因此 , 对于 由应力集中而产生局部塑性变形的船体构件的疲劳行为 , 为了合理分 析 , 一般以建立在应变疲劳模型之上为宜 。 � ∗ 疲劳裂纹的发生与扩展—疲劳裂纹发生的尺寸随检测工具和研究对象不同而异 , 目前 尚无统一的看法 。 通 常 , 把微观裂纹的发生和沿结晶界面的扩展过程 , 称为第 , 阶段 −数 . 量级 / , 而把与 载荷轴成01 “方向的宏观裂纹扩展过程 , 称为第 , 阶段 −数协量级 / 。 循环应力的幅值 , 对疲劳第 , 阶段的影响颇大 。 幅值愈高 , 第 , 阶段在整个疲劳寿 命中所占的 比例就愈小 , 从而整个疲劳寿命为其第 2 阶段所支配 。 因此 , 为了计算应变 疲劳的寿命 , 主要是分析第 互阶段 , 而对第 2 阶段常可忽略不计 。 疲劳裂纹扩展第 , 阶段的寿命 , 又主要消耗在尺寸较小的裂纹扩展范围之内 , 而不 随裂纹扩展尺寸成比例分配 。 由此可见 , 根据实际情况 , 合理选择应变疲劳第 , 阶段的 初始裂纹尺寸 , 对于正确估计疲劳寿命 , 影响显著 。 许多试验表明 , 应力集中对应变疲 劳裂纹发生的影响 , 要比焊接微裂纹等缺陷的存 在严重得多 。 例如在文献〔3 〕中 , 船用焊接高压气瓶疲劳破坏的源点 , 并不在深度为 1 ∗ �1 4 1 ∗ +1 毫米的焊接微裂纹 , 而是发生在焊角造成的应力集中部位 。 又如本文第四部 分对 . 船机座构件疲劳断 口 的观 察 , 其疲劳源点也是发生在焊接表面 缺陷造成的应力集 中部位 , 而不从气孔 、 夹渣 、 焊接微裂纹等内部缺陷开始 。 这样看来 , 对于应变疲劳 , 把疲劳扩展的初始裂纹尺寸 , 定为与第 兀阶段开始相应的数卜量级 , 可能比较合理 。 对具有高次超静定性的船体构件 , 其疲劳裂纹扩展还有一个特殊问题是 , 当疲劳裂 纹扩展达到一定长度 −文献〔5 〕中由大型模型试验将该长度定为 �1 毫米 / , 由于各构件之 间的应力重新分配 , 而可能造成裂纹扩展的加速 、 迟缓或停止现象 。 这方面的问题目前 尚未得到解决 。 ∗ 疲劳裂纹扩展速率的计算方法—6 % & #7 由实验提出的疲劳裂纹扩展速率的指数规律 , 是当前较普遍采用的公式 8 9 二 。 一几: 一 二 勺 ∗ 、丛八少4;# ( − � / 其中△<—应力强度因子的幅值= , >—材料常数9 , 。 ‘ 二 , 二二 、 , 4 , , 二 , 、 ? ? 4 ≅ 、 , 卜 4 ∗ ? , , ? 4 ? , , 一 , ? 、 、 4 一 , 、二 ? , , 一 4 4代 ”一与△< 的关系曲线 , 在双对数座标上如图 �所示 。 −�/ 式仅符合该 图中间一段直9 ( 切 一 ‘ 一 卜 护 � 、 ΑΒ ” 四一”比 ‘4 ‘ ,Β 4 4 川 ’一 4 4 “ 产 , ‘ Β ’ 。 、“ 4 以 ‘“ 目 4 4 ‘”刊 4 一4 ∗ , 厂 丫 , 确 ? ? 9 。 一 、 , 4 一 二。 ? 一 , ∗ 一 ? 4 一 , ? , ∗,’ 4 4 ≅ ? ∗ , ∗ 、 , ‘ , , 4 ∗ 、 ,软 , 曰上 丛 八 8 五农不叹Χ %7 伎进令但阴迎刀 浊度 囚 寸‘ & Δ Β槛愉但 , 匀此相盯 , 凸 2Ε Φ 则刀上Γ ( 门槛幅值 。 即当△< Η △< 。、时9 ∗ Α 9 ( 二 Ι ‘州; 八 乙<了 勺△ < 图2 裂纹释速幸9嵘、 万应力强度闰孤值。娜夕牙子数戈天 当△< ϑ △< Φ时 9 ∗ Α 9 (一。 文献〔Κ〕由 −�/ 式的实验分散带上限 , 给出了三种钢在各种循环应力比条件下 , 疲劳裂纹扩展速率的上限公式 8 马氏体钢 9 ∗只9 、 二 Λ Μ 2Ν 一 “ −△< /” � ‘ 毫米 Α 次 −� 一Ο/ 铁素体一 珠 光 体 钢 9 ∗ Α 9 ( Π � ∗ � ‘ �1 一 ’。−△< / “ · “毫米 Α 次 −�一Θ / 奥氏体钢 9 , Α 9 ( 二 � ∗ � � Μ 2Ν 一 ’ “−△< / “ · “ + 毫米八火 −� 一 = / 真谷等 〔0〕采用 −�/ 式计算波浪引起 船体构件的疲劳寿命 , 并与实验结果 进行 了 比较 , 获得较好的一致结果 。 从而认为 ‘�/ 式适合船体构件的疲劳分析 。 我们觉得 , 上述结论只能在一定范围内成立 。 如所周知 , −�/ 式是建立在线弹性断 裂力学基础之上的 , 当裂纹尖端不满足小规模屈服条件时 , 如何 由更为普遍的弹塑性断 裂力学参数建立疲劳裂纹扩展速率的公式 , 是一个重要的课题 。 文献〔�1 〕也强调了同样 的看法 。 以下简要介绍弹塑性断裂力学中的 Β积分方法〔� �〕, 并顺带提一下滞后能方法 〔��〕。 由于非线性弹性理论的 Β积分 , 可 近似地描述实际弹塑性体稳定扩展裂纹的瞬时场 强 , 故对完全逆转的应变疲劳有以下关系 8 9 一 Α 9 ( 二 = Ν Β‘ − / 其中Β—应变疲劳最大幅值所对应的Β积分值= 。 , #—材料常数 −可直接测定或利用 −�/ 式的结果 /Β积分对全屈服区中小裂纹的情况 , 有如下表达式 8 Β Π � 北Ρ � Ο 2Ο 9 ∗ −! / 其中Ρ—裂纹 几何形状因子Ο—裂纹长度Ο , %—名义应力 , 名 义应变 。因为全屈服区中的小裂纹问题 , 在实际上接近于焊接船体构件的局部应力集中部位 和高残余应力地区的小裂坟情 况 , 故这一方法对船体构件可能具有一定价值 。 本文第五 部分对. 船机座构件焊接区的疲劳裂纹 问题 , 利用这一方法进行了初步的尝试 。 Β积分方法为 了避免卸载使Β积分失效的影响 , 故只能用在完全逆转的应变循 环 情 况 。 对于拉仲脉动的疲劳问题 , 可试用 滞后 能方法 。 但这一方法也只适用于裂纹尖端的 屈服区符合Σ Τ Υ 9 % 2%假定的情 况 。 采用 −力式 、 ‘ /式或其它方法求得疲劳裂纹扩展速率 9 ‘ Α 9 、之后 , 疲劳第 , 阶段扩 展寿命的计 算 , 可按下式求出 8 Ο 奋 � Ο 。 −9 ∗ Α 9 ,) / − + / 产艘∗Β 一一6( 其 中( ς—疲劳扩展寿命 −次 /Ο 。—疲劳第 2 阶段初始裂纹尺寸 −毫米 /Ο ∗—疲劳裂纹扩展达到的尺寸 −毫米 /三、 波 浪 载 荷 � ∗ 波浪载荷的随机性质—波浪载荷最重要的特点在于它产生的数据是随机的 , 亦 即载荷变动的上下限无规则 的变化 , 从而只 能采用 统计方法分析 。 对波浪载荷统计分析的方法 , 除了采用随机过程理论之外 , 在船体构件疲劳的研究 中 , 常采用频度分析法 , 即所谓求载荷频度分布的应力计数法〔� 〕。 例如 , 波浪载荷引起的船体构件中的循环应力 , 其应力频度分布规律一般都取图 � −Ο/ 所示的单对数座标 的直线形式 , 当分析构件的波劳时 , 可用图 � −Θ/ 的虚线形式代 替 。 箔办应刀幅位 ;犷,了姆之 了少 ∗2Β ‘匆 Ω氢遍刀幅位 声口约产八Β、产丢 &广碗。。‘ Ξ‘了 似/ 纂协是布 了之/ 8犷川扩砂砂扩沙沙矛 续艺泣娜该分示 −。〕’ 早积颇度口爷兮 又如 , 高速艇航行于波浪中艇底冲击引起的应力频度分布规律 , 可用如下表格形式 给出〔� +〕。 滑行−平均冲击周 期 �秒 / 半滑行 −平均冲击 周期 秒 / 冲 击 应 夕−公 斤Α 毫米 / 冲 击 次 数 3 Μ � 1 � 夕 Ψ 冲 击 次 数 3 。 ! Ζ �1 Κ Ζ 1 3 Ζ � 1 ! �1 ! � 。 ! + Μ [ 1 + 冲 击 应 −公斤 Α 毫米 � � 0 。 1 Κ � 3 。 5 � � ! 。 + � � 。 1 1 0 。 3 � 一丁一于念石一Ω � · � 3 、 � 1 ∗一 ∗ ! 父 �1 ‘Ψ � 只 月 。 , 。 , 具备波浪载荷下船体构件的应力频度分布图线或表格之后 , 则构件疲劳 寿命 的研 究 , 可置换成具有相同频度程序加载的疲劳问题进行实验和估算 , 这就大大简化了问 题 。 � ∗ 程序加载下疲劳寿命的估算—把随机载荷下构件的疲劳寿命问题 , 置换为程序加 载进行估算的处理方法 , 就是按 其应力频度分布规律 , 将构件的疲劳寿命 , 视为具有不同应力幅值 、 频度的恒幅疲劳过 程的线性叠加 , 即 ΒΟ # ∴ � −9 。 Α 9 ( / ( # ∴ � − 3 / ∃艺 一一6( # 二 � −9 ∗ Α 9 ( / 9 ( ∴ Ο 。 − 5 /产∗∗∗Β ∃公二 一一Ο或 其中∃—在频度分析中 , 对于应力—频度所取的段数 。文献〔0〕将这一估算方法用来分析波浪引起的船体构件的疲劳寿命 , 并认为由于不 计过载峰对裂纹扩展的延缓作用 , 故得出的疲劳寿命是偏于安全的 。 关于过载峰影响的问题 , 文献〔�3 〕根据实验认为 , 过载峰有时不仅不能延缓反而显 著加速疲劳裂纹的扩展 。 如果这一看法成立 , 则由 −3 / 、 −5/ 式求出的疲劳寿命 , 是否总 是偏于安全 , 就值得重新推敲 。 越贺等人考虑了△< Η . < 。、时疲劳裂纹停止扩展的影响〔� 5 〕, 也采用 −3 / , −5/ 式沽 算波浪引起的船体构件的疲劳寿命 。 即在 −3 / , −5 /式中计入 △<之么< 。、, 9 ∗ Α 9 ( Π = −△< /。 △< Η △< ∗ 、, 9 ∗ Α 9 ( Π 1 在程序加载的应力幅值各种可能的变化顺序中 , − Κ / 若应力幅值随 −3 / , −5 /式中#值的 增加而取单调减小的变化顺序 , 则考虑 −Κ/ 式后估算出的寿命最短 , 反之 , 则最长 。 由 此 , 在计入疲劳裂纹停止扩展影响的条件下 , 可同时得出构件疲劳寿命的上 、 下 限估算 值 。 这一考虑的实际意义尚值得怀疑 。 因为波浪引起船体构件疲劳寿命的估算中 , 目前 不定的因素很多 , △< Η △< 8 、使裂纹停止扩展的影响 , 既不是主要的因素 , 又产生偏于 安全的误差 , 所以不大可能构成 当务之急 。 ∗ 加载方式对疲劳寿命的影响—波浪载荷的实际情况是随机加载 , 而随机加载的每一应力 −应变/ 循环对疲劳产生 的效果 , 不仅与该循环有关 , 而且受其之前循环经历的影响 。 这样 , 把波浪载荷置换为 程序加载进行处理 , 其疲劳裂纹扩展速率是否等效需要加以探讨 。 不同的研究者从自己的研究角度和实验条件出发 , 得出了不同的结果 。 有些实验数 据表明〔� Κ〕, 随机加载与相应的程序加载比较 , 前者 使疲劳裂纹扩展的速率高于后者 。 而文献〔�0 〕则得出有所抵触的结论 。 由以上概略的分析可见 , 在估算波浪引起船体构件疲劳寿命的研究中 , 还要进行大 量的工作 , 才可能作到与实际情况较好的符合 。 当前 , 为了粗略进行寿命估算 , 可按以 下两种情况进行 8 当具备波浪载荷的应力频度分布资料时 , 可采用 −3/ , −5 /式 , 并取适 当的安全系数 ) 而当应力频度分布资料不足时 , 则取应力幅的最大值或某一均值〔� 1〕按 等幅疲劳情况予 以估算 。 四 、 断 口 特 征 � ∗ 疲劳断 口的主要特征—典型的疲劳断 口应 由疲劳的源点 、 扩展过程和最终断裂三部分组成 , 其中尤以裂纹 扩展过程的特征 , 为断 口 分析的主要内容 。 疲劳扩展断 口 最重要的宏观特征是贝壳形貌 。 贝壳的每根条纹是由引起疲劳的循环 应力中断或幅值变动时 , 裂纹扩展在断口 上留下的清晰的前沿痕迹 。 该条纹从疲劳源点附近开始 , 一般呈现以源点为曲率中心的弧状 , 并与裂纹扩展方 向相垂直 。 断 口的贝壳形貌通常在较低循环应力幅值下出现 , 但当循环应力幅值变动的 情况 , 则不分高低均可出现 。 图 为. 船机座构件在波浪载荷随机作用下的疲劳断 口 −该机座构件的力学估 算见 本文第五部分 / 。 图中位置 � 、 �表示两个高度不同平面上的疲劳源点 , 随着裂纹扩展 , 在位置 合成一个断裂面 , 至位置 ! , 可能由于超静定结构各构件之间的应力重新分配 , 或材料中偶然因素的影响 , 使裂纹扩展速率较慢 , 条纹较密 。 疲劳扩展第 , 阶段断 口的微观特征 , 最重要的是辉纹 −∋; & #Ο; #Ν ∃/ 在一定的扩展速 率范围 −一般为。∗ � 4 �微米 Α 次 / , 如能找 出真正的辉纹 , 对疲劳扩展的定量分析很有帮 助 , 但辉纹形貌的出现 , 要受许多条件限制 , 且极易与其它的类辉纹形貌相混淆〔� �〕, 因此在判断时应特别慎重 。 我们对图 所示的宏观断 口 , 曾力图分析其微观特征 , 结果在图 的位置 +得出的典 图 .船机座凌劳断 口 宏观形貌 型形貌 , 如图 !所示 。 究竟是否为辉纹还是别的特征形貌 , 尚难判定 , 有待进一步的研 究 。 � ∗ 船体构件波浪载荷的疲 劳 断 口 特 征一—波浪引起船体构件的疲劳断 口 , 在疲 劳断口 一般特征的基础上 , 由于波浪载荷 及超静定船体构件的影响又带来一些与众 不同的特点 8 � 宏观贝壳形貌的条纹间 距 大 小 不 图 � 船机座断 口 微观形貌 这一特点反映了波浪载荷幅值变化的 随机性 。 图 !是把图理的条纹形貌放大的五 倍的照片 。 由图明显可见 , 条纹间距大小 不一地随机变化 。 ∀ 微观辉纹形貌一般不易发现 # 据有些单位认为 , 这往往表明引起疲 劳的循环应力的频率不高 , 从而与波浪载 荷的低频特征相符 合。 这一看法的依据 , 我们尚未查到 。 ∃ 宏观断 口 在扩展一段后贝壳条纹明 显密集或稀疏 % 且断口 常无最终断裂的形 貌 # 这一特点是由船体的高次超静定性听 致 。 当疲劳裂纹扩展一段后 , 由于构件中 应力的重新分配而导致扩展速率的迟缓或 加速 % 且 由于构件之间互相制约 , 从而与 高压气瓶或孤立试件不同 , 一般不会因局 图 & 条纹 间距大 小不一 部疲劳裂纹的扩展而导致灾难 的 最 终 断 裂 。 图∋及 船机座使用的结果 , 也验证了这一特点 。 ∋ ( 疲劳沉点的意义及特征—在疲劳断口上 , 除了 一)己载着疲劳裂纹扩展过程的特征之外 , 通常还可找到疲劳裂纹 发生的位置 , 即所谓疲劳源点 。 源点对于分析疲劳原因 以及找出改进措施都是非常重要 的 。 疲劳源点一般用肉眼或在低倍放大镜下 , 由断口 贝壳纹的曲率中心所大致对应的位 置 , 即可将其发现 。 疲劳源点的数目有时不只一个 , 这往往发生在高循环应力作用的情 况下 。 图∋所示的断 口上就具有两个疲劳源点 。 焊接船体构件的疲劳源点 , 在大多数情 况下都与焊接缺陷 ∗形状 + 所造成的应力集 中有关 。 例如 , 仔细观察图∋所示疲劳源点所在部位的焊接情况 , 可以看到疲劳起源于 ’ 五、 实 例 分 析 . 型船航行一段时间后 , 在机座面板与肋板连接处的焊接区内 , 大量出现长度不等 的裂纹损伤 , 其一般状况如图 ∃ 所示 。 为分析该裂纹损伤的原因 , 采取了现 场的查 、 力学估算 、 断口检验以及实船试 验 −尚未作成/ 等步骤 , 并努力避免力学 和冶金分析两方面的片面性〔� �〕。 在非腐蚀性环境下 , 该裂纹损伤可能 由非稳定破坏或疲劳破坏两种原因造成 , )玲劝讨论如下 8 � ∗ 应变裂纹容限分析一� 根据设计单位对机座强度计算的结 果 , 波浪冲击力 ∗ 船底与波浪发生冲击使 图 , 船 裂纹损伤的一般状况 机器自重产生的惯性力 + 在裂纹部位引起 的最大循环应力幅值达 ∋− 。 .公斤 /毫米 . 。 焊接残余应力在该部位的值 , 一般可达0/ 1 2 ( ∗机座材料的屈服极限 2 , 3 �4 公斤 / 毫 米 “+ , 方向是拉应力 。 ∀ 机座材料的断裂韧度值在常温下对应于起裂点的5, 。值为0. 公斤 / 毫米 以上 。 考虑到该机座裂纹问题接近平面应力状态 , 故其断裂韧度值较平面应变状态大为提 高 。 另一方面 , 机座材料含锰6 , 量较高 , 热影响区的断裂韧度值可能显著降低〔.∋〕, 且彼浪中冲击的的动载荷效应 , 也使断裂韧度值下降。 综合各种因素 , 对焊接区取5。 3 0 .公斤/毫米其误差偏于安全方面 。 7机座焊接区的临界裂纹长度 , 采用国际焊接协会缺陷评定组推 荐的 8 9 : ; < =抽安 全设计曲线方法〔.�〕进行估算。 取 < 3 1 < ( 按 < /< ( 3 . 又裂纹顶端监界张开位移各。 3 0� ( .士 0�毫米 。 其中 < ( 二 2 ( / > 由〔.4〕图线查得 ?三 4 ( 4 ≅ 5。 Α Α Β 、 , , , , 一 , 二 ,二 。 喃 , , 、 Α , , Χ 。 , 趾一二一 二 Δ 。 乙笔术 , 故起茨 Ε油介汉双仪度 2 。 3 场 Φ Γ< 二一ΧΗ ( 七 ( 由于在平面应力状态下 , 起裂临界裂纹长度远小于不稳定断裂的临界裂纹长度 , 故 机座由于焊接 、 材料 、 工艺等原 因造成的原始裂纹即使达到“毫米 ∗实 际远不可能 + , 也只能造成起裂 。 由上分析可以认为 , 船机座裂纹损伤不是由不稳定破坏所造成 , 断 口分析 结果也 证实了这一推断 ∗ 见本文第四部分 + 。 . ( 应变疲劳寿命的估计—� 该船系高速主机、 平衡性能 良好 , 据设计单位认为 , 主要是频率为切次 / 分的波 浪冲击力 , 有可能造成机座构件的疲劳裂纹 。 ( 杯 由于 目前适合我国海情的波浪载荷资料不足 , 故以下近似采用冲击 力的最大幅值 , 按等幅情况进行疲劳寿命估算 。 ∀ 采取应变疲劳模型 , 用 5积分方法 , 按公式 ∗∋ + , ∗ �+进行分析 。 在 ∗ ∋+ 式中包含的两个材料常数 , 由机座所用的铁素体一珠光体钢的疲劳速率上限 公式 ∗. 一& +定出 。 通过对机座构件应变疲劳的应变幅值分析 , 最后可得该部位疲劳裂纹扩展速率的上 限为 # ; ( / ; 、 3 Ι ( ϑ − Κ Ι Λ 一 毛 Κ 2 ‘ · &毫米 / 次 其中 2—疲劳裂纹长度 ∗毫米 +∃ 疲劳扩展寿命估算所需的初始裂纹长度2 。 , 按本文第二部分的 讨 论 并 参 考 文 献〔0 0〕, 定为数 件量级 , 具体取! Κ 04 一 ∋毫米和 04 一 .毫米两种情况 。 疲劳裂纹扩展上限 2 。 二 0� 毫米 。 由 ∗!+ 式可得疲劳扩展寿命Μ , 为0! ( − Κ 04 确次 ∗对应于 2 。 二 Γ Κ 0Λ’ , 毫米 的 情 况 + 和04 ( ≅ Κ Ν 4 毛次 ∗应于 2 。 二 04 一 .毫米的情况 + 。 换算成航行小时 Ο Π , 两种情 况分别为&! ( &航行小时和 �! ( !航行小时 。 由于初始裂纹值 2 。的选择具有一定随意性 , 故取两种情况分别计算出结果加 以 比 较 , 看来只能通过这样的粗略定量达到定性判断的目的 。 上述疲劳寿命的估算结果 , 在量级上与 船发现裂纹所经历的航 行 小 时 是 相 符 的 , 这就初步证实了对机座构件裂纹原因所作的判断 。 为了进一步验证力学估算的可靠性 , 我们从实船裂纹部位割取了两个样品 , 其断口 承武钢钢研所扫描电镜组和武汉大学金属物理教研室协助分析 。 他们分别提出的 报告 软件系统测试报告下载sgs报告如何下载关于路面塌陷情况报告535n,sgs报告怎么下载竣工报告下载 一 致认为 , 断 口 具有波浪造成的疲劳特征 , 且焊接表面缺陷造成的局部应力集中 , 是疲劳 裂纹发生的重要原因 ∗该断 口 的主要形貌见本文等四部分 , 其 中扫描电镜照片系武钢钢 研所拍摄 + 。 六 、 结 捂 0 ( 波浪载荷引起的船体构件疲劳裂纹 , 在船体构件疲劳损伤中占有最重要的地位 。 正确估计这一疲劳寿命 , 不仅对船体结构 的设计 、 建造 , 而且对确保安全航运 、 合理维 修以及损伤事故分析都是十分重要的 。 . ( 正确选择计算疲劳裂纹扩展速率的方法 , 是采用断裂力学手段进行疲劳寿命估算 的关键 。 当前 , 究竟选取那种方法尚难定论 , 特别是如何适合 波浪载荷及船体构件的特 点 , 还要进行大量工作 。 由于各种缺陷对疲劳裂纹发生具有不同的影响 , 故合理选择疲 劳扩展的初始裂纹尺寸 , 对寿命估计也有重要意义 。 ∋ ( 充分利用断裂力学已有的研究成果 , 密切结合断 口 特征检验和其它有效的手段 , 对现有各类损伤事例进行认真的分析 , 逐步得出符合实际 的结论 。 这不仅有利于修 、 造 船工艺与材料的发展 , 而且也能推进各 门新学科 、 新技术在船舶工程中的运用和研究 , 希望在这方面能够引起造船界注意 。 ∗选写本文过程中 , 得到徐书同志的热情支持和帮助 , 作者表示深切谢意。 + · &ϑ , 参 ’考 文 献 ;’� 〕将 、 田 −− 溶接学会志》 ] ∗ 5 ( ∗ + 6 ∗ , 5 −) 。3 Κ/ 〔旦〕山 口 《溶接学会志》 ⊥ , 妞 ( ∗ 6 ∗ � Κ � −� 0 5 / 〔 〕山 口 《溶接学会志》 ‘ ⊥ 。 5 ( ∗ �1 6 ∗ ,Ι凌Ι −� 躬孙 〔! 〕片 坐 《溶接学会志》 ⊥ ∗ 那 ( , ! 6 ∗ ;Κ� −� 0 55 / 〔弓〕河 8 本 《材 一 料》 8 一 ] ∗� 导 ( ∗ � 5名 6 , �1 〔� 053 / 〔’。〕大连红旗适船厂悼矮垂 一 钠袄布护凭院晰央韧性蛋 「 ’几“ 几〕 ‘ ) 《力 学》 8 第容期 、 一 ’ 6 ,羚! 才如拓/ , ’一 〔5 洲; 原 《旦本造船学会论文集》、 ‘第�”号 6 。 � �5 −,夺8 。/ 〔Κ 〔巴尔塞海 ;骨落祖用机械研究听译 ‘ ’ ‘ 一 价 羲伽朔通用机械夯 一 ) 第 �心期 6 ∗ !Κ −�0 5 + / 〔0 〕真 谷 《日本造船学会论文集》’ 第� !号 6 ∗ 。“ −� 0 5 Ο/ 二 〔�1 〕小 ’ 林 《日本机械学会志》 ‘ ] , Κ1 、 ( ∗ 功+ ‘ 6 , 5 1 −� 05 力一 ’ 〔� �〕蔡其巩 北京钢铁研究院 一 《论塑性应变区中裂纹的扩展》 −� 0 5 3/ 〔� �〕金 泽 《日本造船学会论文集》第� 3 号 6 ∗ _Ν_ −� 0了! / · 〔加〕河 本 《益属。疲扎 乙设计》 6 ∗ � � + −� 0 5助 〔“〕上 一井 · ’‘《西部搬船会会报苏第+� 号 6 ∗ ∃ −� 0 5 +/ 生特〕舟 「韵 《高速艇工学》 一 ‘ 卫 ∗ �皿 −� 0 5 �/ 〔� 3〕小寺泽 《材 料》 ⊥ ∗ 肠 ( 。 � 5 ⎯ 尸 ∗ Κ了+ −�盯 的 〔�了〕越 贺 《日本造船学会论文集》 第王器号 工, ∗ 之钧 −�盯幼 〔� Κ〕Β ∗ ∋ % α #Χ8 。 《β ∃ 名#∃ % % & #Ν χ δ & 二% ; 8 & % 么工已 8 Δ、Ο 。主ε % 》 ⊥ ∗ ∋ ( 。父 ,, 二 �凌1 − �会5 / 〔�的板 垣 一 ’ 8《日本造船学会论文集》 第 � 台号 一 护 ∗ �� 0 似。5∗� / 印 1 〕氛认 φ Ν2 Ξ% −−, ∃; 杭皿;# ΝΟ 2 ∀ % 比��盯0 �血2 取衫% γ 7 》 ⊥ ∗ 玲 护 ∗ �∗Κ −Β 。5劝 〔�� ,Β 、寺泽 《机械刃研究》 丫Β _Ν ( ∗ � δ ∗ �肠 −� 盯钓 · 〔召�〕⎯ ∗ δ ∗ 范德沃特 刘家驹译 飞 《塑, ;Ο 27 ‘耳∃幼” “” #∃ χ χ Τ ) & ;% &助 ] 、 #乒 衬∗ � 6 ∗ 王 −�0 了+/ ·留 〕耳∗ η Ο咚 “ 《γ %2 9 #Ν χ 与 Τ & ““�》 ] ‘导 6 ∗ 忍邢 −� 0 5 ! / 〔� !〕《ι % 29 #∃ χ #∃ ;α % ι Ν & 29》 ⊥ ∗ ≅� 一 ( ∗ 于 6 ∗ � 0 凌�马5 3 / , 早擎