基于斷裂力學(xué)的裂紋擴(kuò)展方法預(yù)報(bào)液艙縱骨端部的疲勞壽命。采用有限元軟件對(duì)液艙縱骨端部節(jié)點(diǎn)處表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子進(jìn)行系列計(jì)算,并在BS7910經(jīng)驗(yàn)公式的基礎(chǔ)上擬合出趾端的應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式。將采用該公式得到的結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果相對(duì)比,結(jié)果表明二者能較好地吻合,該公式可應(yīng)用到類似端部結(jié)構(gòu)裂紋擴(kuò)展應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算中。按挪威船級(jí)社（Det Norske Veritas,DNV）規(guī)范的要求組合熱點(diǎn)主應(yīng)力幅值,并按降序?qū)Ω鬏d荷塊構(gòu)造液艙疲勞熱點(diǎn)載荷譜,結(jié)合修正公式系數(shù)經(jīng)驗(yàn)計(jì)算液艙縱骨端部趾端的裂紋擴(kuò)展壽命,預(yù)報(bào)的疲勞壽命滿足要求。 

【文章來(lái)源】：船舶與海洋工程. 2020,36(02)

【文章頁(yè)數(shù)】：9 頁(yè)

【部分圖文】：

平板模型表面裂紋之后1

20船舶與海洋工程2020年第2期個(gè)表面裂紋，在拉力F=100MPa的作用下，計(jì)算裂紋表面點(diǎn)和最深點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子，并將計(jì)算結(jié)果與采用Newman-Raju經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的結(jié)果相比較，結(jié)果見(jiàn)圖2和圖3。由圖2和圖3可知，最深點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子與表面點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子的吻合度很好，由此可驗(yàn)證本文的建模方法是合理的，計(jì)算的精度是滿足要求的。圖2表面點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)比圖3最深點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)比2.2焊趾應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)Mk分析應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)的計(jì)算式為plateweld/aKKMk(1)式(1)中：Kweld為肘板趾端處表面裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子；Kplate為平板上相同表面裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子。在擬合趾端應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)時(shí)，需考慮各種參數(shù)的影響。已有很多學(xué)者對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行研究，其中：韓蕓等[11]對(duì)T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，認(rèn)為裂紋形狀比、裂紋深度與板厚比（ta/）和焊趾角均為影響因素，但主要影響因素為裂紋深度與板厚比，其次為裂紋形狀比；劉帆等[6]對(duì)趾端底板上的表面裂紋擴(kuò)展進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)裂紋長(zhǎng)度與焊縫長(zhǎng)度的比值的影響較大；孔小兵等[7]對(duì)集裝箱船縱骨端部進(jìn)行研究，認(rèn)為扶強(qiáng)材的寬度也有一定的影響。除了以上影響因素以外，在擬合焊趾處裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)，還需考慮焊趾的形狀，在實(shí)際工程中，焊趾過(guò)渡階段是呈圓弧形狀的（見(jiàn)圖4），而上述研究都是按錐形建模的（見(jiàn)圖5），這與實(shí)際情況不太相符。此外，在計(jì)算縱骨端部的應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)，腹板存在與否及其厚度也有一定的影響。根據(jù)實(shí)際LNG船垂直端部焊趾的形狀，本文采用圖6所示的模型進(jìn)行計(jì)算，模擬網(wǎng)格的合理性和計(jì)算結(jié)果的精確度已進(jìn)行驗(yàn)證。對(duì)于端部焊趾?

20船舶與海洋工程2020年第2期個(gè)表面裂紋，在拉力F=100MPa的作用下，計(jì)算裂紋表面點(diǎn)和最深點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子，并將計(jì)算結(jié)果與采用Newman-Raju經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的結(jié)果相比較，結(jié)果見(jiàn)圖2和圖3。由圖2和圖3可知，最深點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子與表面點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子的吻合度很好，由此可驗(yàn)證本文的建模方法是合理的，計(jì)算的精度是滿足要求的。圖2表面點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)比圖3最深點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)比2.2焊趾應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)Mk分析應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)的計(jì)算式為plateweld/aKKMk(1)式(1)中：Kweld為肘板趾端處表面裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子；Kplate為平板上相同表面裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子。在擬合趾端應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)時(shí)，需考慮各種參數(shù)的影響。已有很多學(xué)者對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行研究，其中：韓蕓等[11]對(duì)T型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，認(rèn)為裂紋形狀比、裂紋深度與板厚比（ta/）和焊趾角均為影響因素，但主要影響因素為裂紋深度與板厚比，其次為裂紋形狀比；劉帆等[6]對(duì)趾端底板上的表面裂紋擴(kuò)展進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)裂紋長(zhǎng)度與焊縫長(zhǎng)度的比值的影響較大；孔小兵等[7]對(duì)集裝箱船縱骨端部進(jìn)行研究，認(rèn)為扶強(qiáng)材的寬度也有一定的影響。除了以上影響因素以外，在擬合焊趾處裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)，還需考慮焊趾的形狀，在實(shí)際工程中，焊趾過(guò)渡階段是呈圓弧形狀的（見(jiàn)圖4），而上述研究都是按錐形建模的（見(jiàn)圖5），這與實(shí)際情況不太相符。此外，在計(jì)算縱骨端部的應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)，腹板存在與否及其厚度也有一定的影響。根據(jù)實(shí)際LNG船垂直端部焊趾的形狀，本文采用圖6所示的模型進(jìn)行計(jì)算，模擬網(wǎng)格的合理性和計(jì)算結(jié)果的精確度已進(jìn)行驗(yàn)證。對(duì)于端部焊趾?

【參考文獻(xiàn)】：
期刊論文
[1]大型集裝箱船甲板縱骨節(jié)點(diǎn)疲勞壽命預(yù)報(bào)方法[J]. 羅盼,黃小平,孔小兵.  船舶與海洋工程. 2016(06)
[2]集裝箱船縱骨端部焊趾處表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算[J]. 孔小兵,黃小平,羅盼.  中國(guó)造船. 2016(02)
[3]集裝箱船典型疲勞評(píng)估節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算[J]. 劉帆,黃小平.  中國(guó)造船. 2015(01)
[4]基于奇異元計(jì)算分析裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子[J]. 陳景杰,黃一,劉剛.  中國(guó)造船. 2010(03)
[5]T型接頭焊趾表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的簡(jiǎn)化計(jì)算方法[J]. 韓蕓,黃小平,崔維成,胡勇.  中國(guó)造船. 2006(01)



本文編號(hào)：3062656