張鼎，黃小平

（上海交通大學(xué)海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240）

1 概述

潛艇由于必須不定期的上浮和下潛，承受著反復(fù)作用的外壓隨機(jī)載荷，面臨著疲勞問題。目前采用的疲勞壽命預(yù)測方法大致可分為2類:一類是基于SN曲線和Palgren-Miner線性累積損傷的疲勞理論（Cumulative Fatigue Damage，CFD）;另一類是基于疲勞裂紋擴(kuò)展率曲線的疲勞裂紋擴(kuò)展理論（Fatigue Crack Propagation，F(xiàn)CP）。由于海洋結(jié)構(gòu)物幾何形狀及所受載荷的復(fù)雜性，CFD理論預(yù)測疲勞壽命的結(jié)果不甚理想。研究表明，F(xiàn)CP理論能克服CFD理論的缺陷［1］。一種預(yù)測疲勞裂紋擴(kuò)展率的好方法是正確預(yù)報(bào)疲勞壽命的關(guān)鍵，盡管關(guān)于裂紋擴(kuò)展率模型有不少研究報(bào)道，但是很少有模型能模擬在實(shí)驗(yàn)中出現(xiàn)的各種特殊現(xiàn)象［2］。

自Paris等［3］在線彈性斷裂力學(xué)基礎(chǔ)上給出第1個(gè)應(yīng)力強(qiáng)度因子幅和裂紋擴(kuò)展速率的關(guān)系表達(dá)式以來，關(guān)于裂紋擴(kuò)展率的不同表達(dá)式已不下幾百個(gè)。到目前為止，所有這些關(guān)系式都是經(jīng)驗(yàn)或半經(jīng)驗(yàn)的。為了減少由于所取經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的不同帶來的隨意性，不少學(xué)者在裂紋擴(kuò)展率統(tǒng)一公式方面做出了不懈的努力。McEvily等［4］發(fā)表了一系列屬于部分閉合的裂紋擴(kuò)展率模型，此模型不僅可以模擬初始缺陷及載荷次序的影響，還可以模擬在實(shí)驗(yàn)中出現(xiàn)的其他各種特殊現(xiàn)象。但是此模型只適合線性區(qū)域或極限水平附近區(qū)域，且只對(duì)理想彈塑性材料有效。在McEvily模型基礎(chǔ)上，崔維成、黃小平等［5］提出了統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型，此模型在以下幾個(gè)方面做了改進(jìn):

1）引入了不穩(wěn)定斷裂情況;

2）用虛擬強(qiáng)度來代替材料的屈服強(qiáng)度;

3）引入過載/低載參數(shù)來模擬循環(huán)載荷進(jìn)程中的過載遲滯和低載加速現(xiàn)象。

最近，王芳等［6－8］在前面研究的基礎(chǔ)上又做了如下改進(jìn):

1）將斷裂韌性當(dāng)成一個(gè)關(guān)于裂紋長度的變量;

2）將裂紋張開水平處的應(yīng)力強(qiáng)度因子表示為裂紋長度的函數(shù)，進(jìn)一步完善了統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型。模型將疲勞裂紋擴(kuò)展的3個(gè)擴(kuò)展區(qū)域統(tǒng)一起來，并能解釋更多的疲勞試驗(yàn)現(xiàn)象［8］。

本文主要進(jìn)行了以下3個(gè)方面的工作:

1）介紹了統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型的基本表達(dá)式;

2）將此模型和焊趾表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算方法以及焊接殘余應(yīng)力引起的應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算方法結(jié)合起來，給出了一種復(fù)雜載荷作用下潛艇結(jié)構(gòu)疲勞裂紋擴(kuò)展預(yù)報(bào)方法;

3）將服從Weibull分布的隨機(jī)載荷系列編排為升序、降序載荷譜及隨機(jī)載荷譜，預(yù)報(bào)了潛艇錐柱結(jié)合殼焊縫焊趾處表面裂紋在這3種載荷譜下的疲勞裂紋擴(kuò)展情況，并分析了隨機(jī)載荷譜下載荷次序效應(yīng)及初始裂紋尺寸對(duì)疲勞裂紋擴(kuò)展行為的影響。

2 統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型

文獻(xiàn)［8］運(yùn)用統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型對(duì)不同載荷比下各種材料的疲勞裂紋擴(kuò)展率進(jìn)行了預(yù)報(bào)，并將預(yù)報(bào)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，對(duì)比結(jié)果證明了該模型的準(zhǔn)確性。其中，模型的基本表達(dá)式為［7－8］:

式中:A為材料及環(huán)境常數(shù)，（MPa）－2;R為應(yīng)力比，定義為Smin/Smax;ΔKeffth為門檻值處的有效應(yīng)力強(qiáng)度因子為當(dāng)應(yīng)力比R=0時(shí)的應(yīng)力強(qiáng)度因子幅門檻值為材料的平面應(yīng)變斷裂韌性為裂紋開口狀態(tài)函數(shù)，定義為Kop/ΔK;KC為材料的斷裂韌性為過載時(shí)的最大應(yīng)力強(qiáng)度因子為低載－過載引起的應(yīng)力強(qiáng)度因子幅為裂紋尖端塑性區(qū)大小，m;rOL為過載時(shí)裂紋尖端塑性區(qū)大小，m;rUL為低載時(shí)裂紋尖端塑性區(qū)大小，m;Φ為載荷次序修正因子;Y為裂紋實(shí)際長度的幾何因子;σV為材料的虛擬強(qiáng)度，MPa;re為量級(jí)在1 μm左右的材料內(nèi)部缺陷長度;λ為塑性區(qū)大小系數(shù);γ為載荷效應(yīng)指數(shù);A0，A1，A2和A3為裂紋張開函數(shù)的系數(shù);σf1為流變應(yīng)力，MPa;α'為平面應(yīng)力/應(yīng)變約束參數(shù);α為計(jì)算材料虛擬強(qiáng)度的參數(shù);w為裂紋平板試件的寬度，m;t為裂紋平板試件的厚度，m;Kmax，fop和KC均為裂紋長度的函數(shù)。

3 潛艇結(jié)構(gòu)表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算

3.1 壓彎組合應(yīng)力下焊趾表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算

由于潛艇結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)以及所受載荷的特殊性，其錐柱結(jié)合殼焊縫處受到壓彎組合應(yīng)力作用。焊接結(jié)構(gòu)在壓彎組合應(yīng)力下焊趾表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的一般形式為［9］:

其中:σb為彎曲應(yīng)力;a為裂紋深度;c為裂紋半長; w為板寬;MK為壓彎組合應(yīng)力下焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù);KR為殘余應(yīng)力引起的應(yīng)力強(qiáng)度因子。適用范圍:0＜a/c≤1.0，0＜a/t≤1.0，2 c/w≤0.5，0≤φ≤π。

3.2 焊趾處應(yīng)力集中的影響

當(dāng)缺陷或裂紋位于局部應(yīng)力集中區(qū)時(shí)，在計(jì)算K時(shí)必須考慮應(yīng)力集中場的影響，對(duì)于焊趾表面裂紋來說，應(yīng)力強(qiáng)度因子放大系數(shù)MK是裂紋尺寸，接頭的幾何參數(shù)以及載荷的函數(shù)。對(duì)于很淺的表面裂紋，可以認(rèn)為MK=Kt。當(dāng)裂紋深度增加時(shí)，裂紋尖端就逐漸遠(yuǎn)離應(yīng)力集中區(qū)域，MK隨裂紋深度的增加而減小，在厚度為t的平板上的焊接接頭。對(duì)于對(duì)接焊縫，當(dāng)a/t=0.1時(shí)，MK可認(rèn)為減小到1.0［10］，對(duì)于突出成圓弧形的雙面加強(qiáng)高對(duì)接接頭，其簡圖如圖1所示，在MK＞1.0的范圍內(nèi)，文獻(xiàn)［11］給出了一種對(duì)接接頭的MK計(jì)算方法:

圖1 對(duì)接接頭簡圖Fig.1Sketch of weld joint

3.3 焊接殘余應(yīng)力引起的應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算

在焊接結(jié)構(gòu)加工過程中，由于焊接熱循環(huán)的作用，引起接頭局部不均勻的熱塑性變形和相變，產(chǎn)生了自相平衡的殘余應(yīng)力。一般而言，大型的壓力容器焊接成形后，難于進(jìn)行整體的退火處理，在容器殼體的曲率突變處，往往存在著殘余應(yīng)力。對(duì)于平行于焊縫的焊趾表面裂紋，應(yīng)當(dāng)考慮垂直裂紋面的焊接殘余應(yīng)力的影響。文獻(xiàn)［12］建議垂直焊縫方向的焊接殘余應(yīng)力在焊趾處表面的取值為:

式中:σR為殘余應(yīng)力;σY為材料的屈服強(qiáng)度。

當(dāng)保守計(jì)算時(shí)，可認(rèn)為殘余應(yīng)力沿壁厚均布且等于表面處的殘余應(yīng)力。對(duì)于殘余應(yīng)力引起的應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算，借用Newman-Raju公式［13］的拉應(yīng)力部分，將殘余應(yīng)力簡單的視為拉應(yīng)力即可，故殘余應(yīng)力的應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算式可如下表示:

4 實(shí)例分析

4.1 潛艇載荷譜分析

潛艇結(jié)構(gòu)的疲勞熱點(diǎn)部位是錐柱結(jié)合殼連接焊趾處，焊趾表面裂紋及其疲勞擴(kuò)展導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的失效是該結(jié)構(gòu)破壞的主要形式［14］。文獻(xiàn)［15］從疲勞損傷的角度出發(fā)，考慮可能出現(xiàn)的最危險(xiǎn)情況下的載荷統(tǒng)計(jì)特性，探討了建立潛艇所受外壓載荷模型的方法。在此基礎(chǔ)上，給出了典型的潛艇或潛水器外壓載荷分布概率密度函數(shù)。本文假設(shè)潛艇的極限深度為450 m，且下潛深度符合Weibull分布，其概率密度函數(shù)和分布函數(shù)如下所示［15］:

由于下潛深度是隨機(jī)的，若直接由數(shù)學(xué)軟件工具M(jìn)atlab生成服從式（25）的隨機(jī)數(shù)時(shí)，隨著數(shù)據(jù)的增多，必然會(huì)產(chǎn)生大于450 m的數(shù)據(jù)。為了盡可能使產(chǎn)生的隨機(jī)數(shù)可靠，首先利用Matlab隨機(jī)產(chǎn)生40 000個(gè)從0～0.975的服從均勻分布的隨機(jī)數(shù)，其中，0.975為極限深度450 m對(duì)應(yīng)的累積概率，由式（25）得到。然后將這些數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為服從Weibull分布的數(shù)據(jù)。

為了使計(jì)算過程簡單，認(rèn)為潛艇在每次下潛到一定深度后都潛出水面。當(dāng)潛艇到達(dá)水面時(shí)，將只承受殘余應(yīng)力;潛艇在水下時(shí)承受彎曲應(yīng)力、壓縮應(yīng)力和殘余應(yīng)力的影響。彎曲應(yīng)力和壓縮應(yīng)力隨深度變化，殘余應(yīng)力作為常量來考慮。且殘余應(yīng)力為交變載荷的最小應(yīng)力，它通過應(yīng)力比R影響裂紋的擴(kuò)展速率。圖2為載荷隨機(jī)數(shù)據(jù)分布圖，由于數(shù)量較多，只列舉了前200個(gè)載荷隨機(jī)數(shù)。其中，彎曲應(yīng)力σb與壓縮應(yīng)力σc可通過下式來計(jì)算［16］:

式中:P為海水外壓，取1 MPa，即對(duì)應(yīng)100 m水深;r為圓柱殼內(nèi)徑;β為錐柱結(jié)合角。

圖2 服從Weibull分布的載荷隨機(jī)數(shù)據(jù)分布Fig.2Random loading obey the Weibull distribution

本文將生成的隨機(jī)載荷系列編排為升序、降序載荷譜及隨機(jī)載荷譜，在此基礎(chǔ)上分析了潛艇結(jié)構(gòu)在這3種載荷譜下的疲勞裂紋擴(kuò)展情況。同時(shí)探討了在隨機(jī)載荷譜下，載荷次序效應(yīng)及初始裂紋尺寸對(duì)潛艇結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響。圖3和圖4分別為升序載荷譜和降序載荷譜的示意圖。其中，結(jié)構(gòu)材料為921鋼，其屈服強(qiáng)度600 MPa，計(jì)算過程中，模型選取的系數(shù)為:A=1.39×10－10，m=2.325，n=6，γ=4.8。

4.2 預(yù)報(bào)結(jié)果分析

對(duì)于初始狀態(tài)的裂紋，由一般工業(yè)上無損探傷可以檢測到的裂紋的大小或允許最大的缺陷尺寸的大者作為初始裂紋的尺寸:a＞0.05 mm，c＞0.5 mm。如圖5所示，完成相同的循環(huán)次數(shù)后，當(dāng)初始裂紋深度a為0.2 mm，初始裂紋長度c分別取5 mm和7 mm時(shí)，均可得到升序載荷譜下最終裂紋深度值最大，隨機(jī)載荷譜時(shí)次之，降序載荷譜時(shí)最小。在降序載荷譜下，載荷從大到小，開始階段載荷較大，裂紋擴(kuò)展速度較快，但隨著載荷逐漸減小，裂紋擴(kuò)展速度越來越慢;另一方面，在升序載荷譜下，載荷從小到大，開始階段載荷較小，裂紋擴(kuò)展速率較小，當(dāng)循環(huán)到一定次數(shù)后，隨著載荷越來越大，裂紋擴(kuò)展速率越來越大。

圖3 升序載荷譜塊Fig．3Ascending loading spectrum

表1表示載荷循環(huán)（40000次）完成后，不考慮載荷次序效應(yīng)時(shí)不同的初始裂紋尺寸組合所對(duì)應(yīng)的最終裂紋深度。表2為考慮載荷次序效應(yīng)時(shí)的最終裂紋深度情況;表3為比較表1和表2數(shù)據(jù)，考慮載荷次序效應(yīng)后最終裂紋深度的減幅。從表1和表2可以看到，當(dāng)初始裂紋深度a和初始裂紋長度c的取值均較大時(shí)，最終裂紋深度值亦較大。原因?yàn)?當(dāng)初始裂紋尺寸較大時(shí)，由上文裂紋擴(kuò)展率公式可知，裂紋長度和深度方向的擴(kuò)展速率均較大，故當(dāng)循環(huán)次數(shù)相同時(shí)，初始裂紋尺寸越大，最終裂紋深度值越大。初始裂紋的尺寸大小對(duì)裂紋擴(kuò)展影響顯著，可見合理的確定初始裂紋尺寸是分析裂紋擴(kuò)展非常關(guān)鍵的一步。

表1 隨機(jī)載荷譜下不考慮載荷次序效應(yīng)時(shí)的最終裂紋深度Tab．1Estimate of final crack depth after 40000 cycles under random loading spectrum without considering the loading sequence interaction

表2 隨機(jī)載荷譜下考慮載荷次序效應(yīng)時(shí)的最終裂紋深度Tab．2Estimate of final crack depth after 40000 cycles under random loading spectrum considering the loading sequence interaction

表3 隨機(jī)載荷譜下考慮載荷次序效應(yīng)后裂紋深度的減幅Tab．3Decreasing amplitude of crack depth under random loading spectrum after considering the loading sequence interaction

從表3還可看到，對(duì)于服從Weibull分布的載荷譜，考慮載荷次序效應(yīng)后大部分裂紋深度的減幅都高達(dá)30%以上，甚至高達(dá)70%，過載遲滯現(xiàn)象很明顯，說明載荷次序效應(yīng)的影響很大。原因是Weibull分布的載荷譜較寬，出現(xiàn)載荷大幅度跳躍的可能性較大，而載荷次序的修正因子跟載荷變化范圍有關(guān)，即如果高載后的載荷越小，由上文裂紋擴(kuò)展率公式可知，載荷次序的修正因子Φ越大，裂紋擴(kuò)展速率越小。

5 結(jié)語

本文介紹了統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型的基本表達(dá)式，同時(shí)將此模型與焊趾表面裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算方法以及殘余應(yīng)力引起的應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算方法結(jié)合起來，預(yù)報(bào)了潛艇錐柱結(jié)合殼焊縫焊趾處表面裂紋在幾種典型載荷譜下的疲勞擴(kuò)展行為，得到結(jié)論:

1）疲勞裂紋擴(kuò)展預(yù)報(bào)方法中考慮了載荷次序效應(yīng)，應(yīng)力比，門檻值，焊趾放大系數(shù)和殘余應(yīng)力等因素的影響，結(jié)合相應(yīng)的載荷譜，能有效預(yù)報(bào)潛艇結(jié)構(gòu)在復(fù)雜載荷作用下的疲勞裂紋擴(kuò)展行為。

2）將滿足Weibull分布的隨機(jī)載荷系列編排成升序、降序載荷譜及隨機(jī)載荷譜。通過對(duì)這些載荷譜進(jìn)行預(yù)報(bào)分析可以看到，完成相同的載荷循環(huán)次數(shù)后，在升序載荷譜下潛艇結(jié)構(gòu)表面裂紋的最終裂紋深度值最大，隨機(jī)載荷譜時(shí)次之，降序載荷譜時(shí)對(duì)應(yīng)的最終裂紋深度值最小。

3）潛艇結(jié)構(gòu)的疲勞裂紋擴(kuò)展預(yù)報(bào)結(jié)果表明，在隨機(jī)載荷譜下，載荷次序效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響很明顯。

4）潛艇結(jié)構(gòu)疲勞裂紋擴(kuò)展壽命分析中確定合理的初始裂紋尺寸非常重要。

5）統(tǒng)一疲勞裂紋擴(kuò)展模型的參數(shù)相對(duì)較多，對(duì)于基礎(chǔ)數(shù)據(jù)不充分的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評(píng)估有較大難度，在推向?qū)嶋H運(yùn)用之前還需做更多的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證工作。

［1］CUI W C．A feasible study of fatigue life prediction for marine structures based on crack propagation analysis［J］．Journal of Marine Environmental Engineering，2003，217 （5）:11－23．

［2］FRICKE W，CUI W C，LEE H L，et al．Comparative fatigue strength assessment of a structural detail in a containership using various approaches of classification societies［J］．Marine Structure，2002，15（1）:1－13．

［3］PARIS P C，GOMEZ M P，ANDERSON W E．A rational analytical theory of fatigue［J］．The Trend in Engineering，1961，（13）:9－14．

［4］McEVILY A J，BAOH，ISHIHARAS．Amodified constitutive relation for fatigue crack growth［M］．Beijing: Higher Education Press，1999．329－336．

［5］CUI W C，HUANG X P．A general constitutive relation for fatigue crack growth analysis of metal structures［J］．Acta Metall Sinica，2003，（16）:342－354．

［6］WANG Fang，CUI Wei-cheng．On the engineering approach to estimating the paremeters in an improved crack growth rate model for fatigue life prediction［J］．Ships and Offshore Structure，2010，（5）:227－241．

［7］CUI Wei-cheng，WANG Fang，HUANG Xiao-ping．Towards a unified fatigue life prediction（UFLP）method for marine structures:an overview［A］．Proceedings of the ASME 2010 29th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering［C］．Shanghai，2010．981－989．

［8］CHEN Feng-luo，WANGFang，CUIWei-cheng．Applicability of the improved crack growth rate model for a wide range of alloys under constant amplitude load［J］．Journal of Ship Mechanics，2010，14（12）:1349－1360．

［9］黃小平，石德新．壓彎應(yīng)力下焊趾表面裂紋疲勞性能試驗(yàn)研究［J］．船舶力學(xué)，2002，2（1）:37－43．

HUANG Xiao-ping，SHI De-xing．Experiment on fatigue behaviour of surface cracks at weld toe under combination stresses of compressing and bending［J］．Journal of Ship Mechanics，2002，2（1）:37－43．

［10］BS7910-1999，Guideonmethodsforassessingthe acceptability of flaws in structures［S］．

［11］張毅，黃小平，崔維成，等．對(duì)接接頭焊趾應(yīng)力集中有限元分析［J］．船舶力學(xué)，2004，8（5）:91－99．

ZHANG Yi，HUANG Xiao-ping，CUI Weic-heng，et al．Finite element analysis on stress concentration at weld toe of butt-welded joints［J］．Journal of Ship Mechanics，2004，8（5）:91－99．

［12］黃小平，賈貴磊，崔維成，等．海洋鋼結(jié)構(gòu)疲勞裂紋擴(kuò)展預(yù)報(bào)單一擴(kuò)展率曲線模型［J］．船舶力學(xué)，2011，15（1－2）:118－125．

HUANG Xiao-ping，JIA Gui-lei，CUI Wei-cheng，et al．Unique crack growth rate curve model for fatigue life prediction of marine steel structures［J］．Journal of Ship Mechanics，2011，15（1－2）:118－125．

［13］NEWMAN J C，RAJU I S．Analysis of surface cracks in a finite plate under tension or bending loads［R］．NASA TP－1579，1979．

［14］黃小平，崔維成，石德新．潛艇錐柱結(jié)合殼焊趾表面裂紋疲勞壽命計(jì)算［J］．船舶力學(xué)，2002，6（4）:62－68．

HUANGXiao-ping，CUIWei-cheng，SHIDe-xing．Calculation of fatigue life of surface cracks at weld toe of submarine cone-cylindershell［J］．JournalofShip Mechanics，2002，6（4）:62－68．

［15］黃小平，崔維成．潛艇疲勞載荷的概率模型［J］．海洋工程，2003，21（3）:18－23．

HUANG Xiao-ping，CUI Wei-cheng．Probability model of fatigue loading for submarines and submersibles［J］．The Ocean Engineering，2003，21（3）:18－23．

［16］戴自昶．錐－環(huán)－柱結(jié)合殼和錐－柱結(jié)合殼應(yīng)力的近似解［J］．艦船科學(xué)技術(shù)，2002，24（5）:1－8．

DAI Zi-chang．Approximate solutions of stress in conetoroid－cylinder and cone-cylinder complex shells［J］．Ship Science and Technology，2002，24（5）:1－8．