楊 鵬，顧學(xué)康

(中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫214082)

0 引 言

結(jié)構(gòu)疲勞壽命評(píng)估是海洋結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)安全性評(píng)估的關(guān)鍵內(nèi)容之一，如何準(zhǔn)確有效地評(píng)估半潛式海洋平臺(tái)的結(jié)構(gòu)疲勞壽命是目前海洋工程界的一個(gè)難點(diǎn)。經(jīng)典的結(jié)構(gòu)疲勞壽命評(píng)估方法一般基于線性累積損傷原理和結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的S－N 曲線方法［1－3］，當(dāng)前各大船級(jí)社［4－5］均推薦使用S－N 曲線方法進(jìn)行船舶和海洋平臺(tái)的結(jié)構(gòu)疲勞壽命評(píng)估，有些船級(jí)社還使用斷裂力學(xué)方法進(jìn)行剩余疲勞壽命的評(píng)估。雖然S－N 曲線缺乏嚴(yán)格的理論依據(jù)且評(píng)估精度略差，但是由于經(jīng)過了很長(zhǎng)時(shí)間的發(fā)展，在工程上應(yīng)用較為成熟。斷裂力學(xué)方法能從機(jī)理上解釋大量的疲勞現(xiàn)象，并且已經(jīng)發(fā)展出了各種裂紋擴(kuò)展模型，但是由于裂紋擴(kuò)展機(jī)理本身十分復(fù)雜，因而現(xiàn)今還沒有十分完善的模型和理論。然而斷裂力學(xué)方法是最有希望解釋清楚疲勞裂紋擴(kuò)展現(xiàn)象的一種工具，因此很多學(xué)者一直致力于發(fā)展出可以更加精確的評(píng)估結(jié)構(gòu)疲勞壽命的裂紋擴(kuò)展模型。在海洋工程結(jié)構(gòu)物疲勞壽命評(píng)估方面S－N 曲線方法和斷裂力學(xué)方法存在多大的差別是有待研究考查的一個(gè)問題。另外，海洋結(jié)構(gòu)物在隨機(jī)波浪載荷作用下所承受的疲勞載荷的預(yù)報(bào)方法也有很多種模型，如譜分析方法、設(shè)計(jì)波方法、時(shí)域計(jì)算方法和DISAM 方法等［6］。譜分析計(jì)算方法簡(jiǎn)潔、高效，但是主要用于線性情況下。而時(shí)域計(jì)算方法過程合理但是計(jì)算費(fèi)時(shí)，線性和非線性情況下均可使用。設(shè)計(jì)波方法是最為高效的方法，只需要給定一個(gè)或幾個(gè)規(guī)則波中的波浪載荷分布并施加到結(jié)構(gòu)模型上，然后計(jì)算結(jié)構(gòu)應(yīng)力即可進(jìn)行結(jié)構(gòu)疲勞壽命評(píng)估。設(shè)計(jì)波法的難點(diǎn)在于針對(duì)不同的結(jié)構(gòu)部位確定不同的主要波浪載荷類型以及確定設(shè)計(jì)波浪向、波長(zhǎng)和波高。ISSC 疲勞專家委員會(huì)［6］認(rèn)為垂向彎矩、水平彎矩、扭矩、橫向加速度和水動(dòng)壓力等均有可能成為關(guān)鍵波浪載荷參數(shù)，對(duì)于不同的船型、平臺(tái)形式和構(gòu)件，設(shè)計(jì)波浪載荷類型是不一樣的，需要經(jīng)過大量的計(jì)算論證。

因此，為了探討S－N 曲線方法與斷裂力學(xué)方法以及譜分析方法與設(shè)計(jì)波法在海洋結(jié)構(gòu)物疲勞壽命評(píng)估方面的差別，本文分別利用S－N 曲線方法和斷裂力學(xué)方法計(jì)算半潛式海洋平臺(tái)的疲勞壽命，分析比較二者計(jì)算結(jié)果的差別。同時(shí)比較了譜分析方法和設(shè)計(jì)波法的計(jì)算結(jié)果，找出在使用設(shè)計(jì)波方法計(jì)算半潛式海洋平臺(tái)典型節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命時(shí)的主要波浪載荷參數(shù)，為半潛式海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的合理評(píng)估提供依據(jù)。

1 熱點(diǎn)應(yīng)力傳遞函數(shù)計(jì)算

某半潛式海洋平臺(tái)總長(zhǎng)114 m，總寬78 m，上甲板距基線高38 m，工作工況下設(shè)計(jì)吃水19 m，排水量5 萬t，半潛式海洋平臺(tái)的Ansys 整體和局部結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。半潛式海洋平臺(tái)有很多關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命需要評(píng)估，本文以撐桿與立柱相接處的局部結(jié)構(gòu)為例，選定1 根撐桿與立柱相接處的典型節(jié)點(diǎn)A(見圖1)，進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估方法的比較與分析。

半潛式海洋平臺(tái)的波浪載荷可以使用三維線性波浪理論進(jìn)行計(jì)算［7］，雖然半潛式平臺(tái)結(jié)構(gòu)左右對(duì)稱，但是在左右對(duì)稱2 個(gè)浪向下，局部節(jié)點(diǎn)處的濕表面壓力并不相同;同時(shí)相對(duì)浪向情況下，對(duì)于結(jié)構(gòu)濕表面雖然波浪輻射勢(shì)和入射勢(shì)是一樣的，但是繞射勢(shì)存在一定差別，于是以上2 種情況下波浪載荷作用中局部節(jié)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力并不相同，因此需要對(duì)全浪向進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算浪向選定從0° ～330°每30°計(jì)算1 次，總共12 個(gè)浪向。計(jì)算波浪圓頻率選定從0.01 ～1.6 rad/s，每0.05 rad/s計(jì)算1 次，總共31 個(gè)頻率，該頻率段包含了波浪的主要能量。

在單位波幅規(guī)則波下計(jì)算得到平臺(tái)濕表面水動(dòng)外壓力和平臺(tái)整體慣性力，水動(dòng)外壓力和平臺(tái)整體慣性力按實(shí)部和虛部分別施加到平臺(tái)整體有限元模型上。因計(jì)算平臺(tái)濕表面水動(dòng)壓力的粗網(wǎng)格與平臺(tái)外殼有限元模型的細(xì)網(wǎng)格不匹配，因此需要編制相應(yīng)的水動(dòng)壓力載荷轉(zhuǎn)換程序。通過轉(zhuǎn)換程序計(jì)算平臺(tái)濕表面上每個(gè)有限元單元的水動(dòng)壓力，然后使用APDL 語言編制相應(yīng)的ANSYS 程序用于每個(gè)工況下的有限元結(jié)構(gòu)應(yīng)力計(jì)算和結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力提取，同時(shí)應(yīng)力選自shell63 單元的上表面。因?yàn)橛?2 個(gè)浪向，31 個(gè)頻率，為了考慮不同部位水動(dòng)壓力相位的影響，響應(yīng)計(jì)算分實(shí)部和虛部，取模即為熱點(diǎn)應(yīng)力幅值，所以總共需要進(jìn)行744 次有限元應(yīng)力計(jì)算。

有限元模型整體采用粗網(wǎng)格，在熱點(diǎn)附近細(xì)化網(wǎng)格。熱點(diǎn)處網(wǎng)格大小取板厚大小，網(wǎng)格尺寸依次向外平滑過渡，最后的有限元網(wǎng)格數(shù)約為10 萬個(gè)。施加到有限元單元上的載荷有濕表面水動(dòng)壓力載荷和平臺(tái)整體慣性力，然后在遠(yuǎn)離熱點(diǎn)應(yīng)力的結(jié)構(gòu)上施加邊界條件。計(jì)算得到的典型節(jié)點(diǎn)A 處各個(gè)浪向下的熱點(diǎn)應(yīng)力幅值Hs 的傳遞函數(shù)如圖2所示。

圖2 熱點(diǎn)應(yīng)力幅值傳遞函數(shù)Fig.2 Transfer functions of stress amplitude at hot-spots

2 譜方法計(jì)算結(jié)構(gòu)疲勞壽命

馮國(guó)慶［8］對(duì)疲勞強(qiáng)度評(píng)估中的譜方法流程進(jìn)行了詳細(xì)闡述，而馬網(wǎng)扣［9］針對(duì)半潛式海洋平臺(tái)典型節(jié)點(diǎn)的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了譜分析，劉進(jìn)喜等［10］使用譜分析方法研究了大型LNG 船典型節(jié)點(diǎn)疲勞壽命。深水海洋平臺(tái)承受惡劣的風(fēng)、浪、流環(huán)境載荷以及作業(yè)時(shí)的動(dòng)態(tài)載荷等的作用，其中海浪的動(dòng)載荷是引起疲勞的最主要因素，所以一般在海洋結(jié)構(gòu)物疲勞強(qiáng)度研究中主要考慮海浪對(duì)疲勞損傷的作用，并且假定各個(gè)短期海況下的應(yīng)力響應(yīng)范圍統(tǒng)計(jì)符合Rayleigh 分布，其概率密度函數(shù)形式如下:

式中:S 為應(yīng)力范圍;σ 為應(yīng)力峰值均方差。選取中國(guó)南海波浪散布圖［11］為該半潛式海洋平臺(tái)的長(zhǎng)期海況資料，海浪譜取JONSWAP 譜，譜峰提升因子取3.3。由波高和波浪周期表示的譜公式為

2.1 S－N 曲線計(jì)算疲勞壽命

對(duì)于特定海區(qū)作業(yè)的海洋平臺(tái)，其服役期間所遭遇海況的長(zhǎng)期分布可由該海區(qū)的波浪散布圖確定。根據(jù)Miner 法則，總的疲勞應(yīng)力參數(shù)可由各短期海況的疲勞應(yīng)力參數(shù)線性疊加而得。考慮雨流修正和低應(yīng)力范圍修正后，結(jié)構(gòu)疲勞應(yīng)力參數(shù)可表達(dá)為［12］

式中:Ωj為某一浪向下的應(yīng)力參數(shù)，總的疲勞應(yīng)力參數(shù)其中q 為總的浪向數(shù)，pj為各浪向出現(xiàn)概率;σi為第i 個(gè)短期海況中交變應(yīng)力Rayleigh分布的均方差;Γ 為伽馬函數(shù);f0i為各個(gè)短期海況的應(yīng)力響應(yīng)跨零頻率;γi為各個(gè)有義波高HS 和過零周期TZ組合(短期海況)出現(xiàn)的概率;k 為波浪散布圖中各短期海況總數(shù);εi為帶寬系數(shù);λ(m，εi)為雨流修正系數(shù)。計(jì)算雨流修正系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式為

式中:a=0.926－0.033 m;b=1.587 m－2.323;m 為S－N 曲線SmN=A 的參數(shù)。Λi為考慮低應(yīng)力范圍的疲勞損傷修正系數(shù)［12］。

S－N 曲線方法中的疲勞壽命計(jì)算公式為［12］

式中Δ 為疲勞累積損傷因子，一般認(rèn)為達(dá)到1.0 時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生了疲勞破壞。

2.2 裂紋擴(kuò)展模型計(jì)算疲勞壽命

在采用裂紋擴(kuò)展方法計(jì)算疲勞壽命時(shí)，Paris 模型最為常用。Paris 裂紋擴(kuò)展公式為

式中:C 和m 為材料的裂紋擴(kuò)展參數(shù);Y(a)為幾何修正系數(shù);a 為裂紋長(zhǎng)度;S 為應(yīng)力范圍。

考慮低應(yīng)力范圍的疲勞損傷修正后，結(jié)構(gòu)的疲勞壽命為［12］

其中，與S－N 曲線方法類似有:

低應(yīng)力范圍的門檻值修正系數(shù)Λthi與裂紋長(zhǎng)度a有關(guān)，可表示為

式中:Sth為應(yīng)力范圍門檻值;fs(S)為應(yīng)力范圍分布的概率密度函數(shù)即式(1)。

2.3 計(jì)算實(shí)例

前述半潛式海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)疲勞分析的參數(shù)選定如下:

1)S－N 曲線

選定DNV 規(guī)范［5］中的D 曲線參數(shù)，lgA=12.116，m=3，m′=5，SQ=52.63 MPa。板厚大于25 mm 時(shí)，采用以下應(yīng)力范圍修正公式

式中:S0為實(shí)際應(yīng)力范圍;T 為板厚。

2)Paris 公式

選定英國(guó)BS－2005 規(guī)范［13］中的裂紋擴(kuò)展參數(shù)A=5.21 ×10-13，m=3，ΔKth=2 MPa·m0.5，板厚25 mm，初始裂紋深度為0.1 mm 或0.5 mm，幾何修正系數(shù)參考文獻(xiàn)［14］，即Y(a)=1.0a－0.125。

以上所有參數(shù)中，長(zhǎng)度單位均為mm，應(yīng)力單位為MPa。本文假設(shè)所有浪向出現(xiàn)概率均等。

計(jì)算得到的疲勞壽命結(jié)果見表1 和表2，從表1中可以看出2 種評(píng)估方法計(jì)算得到的疲勞壽命較為接近。該平臺(tái)的設(shè)計(jì)壽命為30年，表1 中使用S－N 方法計(jì)算得到的結(jié)果表明A 點(diǎn)的疲勞壽命大于30年。

表1 初始裂紋深度為0.1 mm 時(shí)典型節(jié)點(diǎn)疲勞壽命Tab．1 Typical nodal fatigue life with initial crack depth 0.1 mm

表2 初始裂紋深度為0.5 mm 時(shí)典型節(jié)點(diǎn)疲勞壽命Tab．2 Typical nodal fatigue life with initial crack depth 0.5 mm

從表1 和表2 可以看出，使用斷裂力學(xué)方法評(píng)估結(jié)構(gòu)疲勞壽命時(shí)，初始裂紋深度的選取會(huì)對(duì)疲勞壽命評(píng)估結(jié)果產(chǎn)生較大影響。原因在于裂紋深度較小時(shí)，裂紋擴(kuò)展速率較低，隨著裂紋深度增長(zhǎng)，裂紋擴(kuò)展速率逐漸變大，因此裂紋穿透板厚的時(shí)間主要位于裂紋深度較小的擴(kuò)展階段。而初始裂紋深度有很大的隨機(jī)性，與結(jié)構(gòu)的類型、制造工藝、制造廠家和焊接工藝等大量因素有關(guān)，一般在0.1 ～1 mm 之間［12］，ABS 規(guī)范［4］推薦的初始裂紋在0.10 ～0.25 mm 之間，DNV 規(guī)范［5］推薦的為0.5 mm。而S－N曲線方法忽略了結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的初始缺陷情況，給出的是基于試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)的具有一定置信度的疲勞壽命評(píng)估結(jié)果。綜上所述在使用斷裂力學(xué)方法時(shí)確定初始裂紋深度顯得尤為重要，同時(shí)也說明S－N 曲線方法和斷裂力學(xué)方法在評(píng)估疲勞壽命時(shí)沒有絕對(duì)的可比性。

3 設(shè)計(jì)波法計(jì)算結(jié)構(gòu)疲勞壽命

馮國(guó)慶和任慧龍［15］使用設(shè)計(jì)波法對(duì)某滾裝船的典型結(jié)構(gòu)進(jìn)行了疲勞壽命評(píng)估，并且給出了使用設(shè)計(jì)波法計(jì)算船體結(jié)構(gòu)疲勞壽命的詳細(xì)流程，肖桃云等［16］基于設(shè)計(jì)波法對(duì)艦船整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元分析，得到了全船的應(yīng)力分布。李依陽［17］使用設(shè)計(jì)波法對(duì)船舶結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了評(píng)估，分別以船中處垂向波浪彎矩、水平彎矩、垂向剪力和水平剪力為設(shè)計(jì)波浪載荷對(duì)大量關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了疲勞壽命計(jì)算。結(jié)構(gòu)疲勞分析中的設(shè)計(jì)波法主要源于如下觀點(diǎn):構(gòu)件的結(jié)構(gòu)應(yīng)力主要由某種波浪載荷主導(dǎo)。疲勞壽命評(píng)估中的設(shè)計(jì)波法需要選定特征設(shè)計(jì)波浪載荷類型，然后計(jì)算波浪載荷傳遞函數(shù)，選定峰值最大點(diǎn)所對(duì)應(yīng)浪向?yàn)樵O(shè)計(jì)浪向，對(duì)應(yīng)的頻率為設(shè)計(jì)波浪頻率以及根據(jù)長(zhǎng)期預(yù)報(bào)極值確定相應(yīng)的設(shè)計(jì)波高，因此在載荷計(jì)算分析中首先需要計(jì)算波浪載荷傳遞函數(shù)。根據(jù)ISSC［6］的建議，本文在設(shè)計(jì)波法中分別以縱垂向彎矩、橫垂向彎矩、中縱剖面的橫向扭矩和撐桿與立柱節(jié)點(diǎn)處水動(dòng)壓力(圖1 中A 點(diǎn))為設(shè)計(jì)波浪載荷類型來計(jì)算結(jié)構(gòu)疲勞壽命，因此需要計(jì)算4 種波浪載荷的傳遞函數(shù)。由于該半潛平臺(tái)線型左右對(duì)稱且前后基本對(duì)稱，于是120° ～330°浪向的波浪彎矩或扭矩傳遞函數(shù)和0° ～90°的具有重復(fù)性，因此圖3、圖5 和圖6 只給出0° ～90°的波浪彎矩或扭矩傳遞函數(shù)，而水動(dòng)壓力需要給出全浪向的值，計(jì)算得到的4 種傳遞函數(shù)如圖3 ～圖6所示。

一般情況下，使用設(shè)計(jì)波法計(jì)算半潛式海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)疲勞壽命過程如下:

圖6 橫向扭矩傳遞函數(shù)Fig．6 Transfer function of transversal torsional moment

1)選擇典型的海況資料，本文選取中國(guó)南海波浪散布圖［11］。用三維勢(shì)流方法計(jì)算平臺(tái)在單位波幅規(guī)則波下的運(yùn)動(dòng)和波浪載荷傳遞函數(shù)。一般假設(shè)波浪載荷的長(zhǎng)期分布服從Weibull 分布，然后對(duì)波浪載荷進(jìn)行長(zhǎng)期預(yù)報(bào)，取一定超越概率水平預(yù)報(bào)值作為設(shè)計(jì)值。按照ISSC［6］疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法，這一概率水平取為10－4。油船和散貨船共同規(guī)范疲勞評(píng)估中也推薦取概率水平10－4。目前正在協(xié)調(diào)的共同規(guī)范建議取超越概率為10－2，認(rèn)為10－2超越概率水平的載荷對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞損傷的貢獻(xiàn)最大，而且此時(shí)Weibull形狀參數(shù)對(duì)疲勞壽命評(píng)估結(jié)果影響較小。但是本文認(rèn)為對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞損傷的貢獻(xiàn)率最大的超越概率不一定為10－2，這與形狀參數(shù)和S－N 曲線的反斜率m有關(guān)。同時(shí)本文不認(rèn)同10－2超越概率水平下，Weibull 形狀參數(shù)對(duì)疲勞壽命評(píng)估結(jié)果影響最小的觀點(diǎn)。基于以上分析，本文選取的超越概率水平為10－4。

2)設(shè)計(jì)波的浪向和頻率根據(jù)設(shè)計(jì)波浪載荷的傳遞函數(shù)最大值決定。

3)設(shè)計(jì)波波幅等于設(shè)計(jì)波浪載荷的長(zhǎng)期預(yù)報(bào)值除以對(duì)應(yīng)傳遞函數(shù)的最大值。

4)對(duì)平臺(tái)施加設(shè)計(jì)波浪向、頻率和單位波幅下的波浪載荷，計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力。

5)同等超越概率水平下的應(yīng)力范圍設(shè)計(jì)值為設(shè)計(jì)波波高乘上單位波幅下的熱點(diǎn)應(yīng)力。

6)假設(shè)平臺(tái)結(jié)構(gòu)應(yīng)力范圍長(zhǎng)期分布服從Weibull 分布，其形狀參數(shù)取波浪載荷長(zhǎng)期預(yù)報(bào)結(jié)果所服從的Weibull 分布的形狀參數(shù)。根據(jù)熱點(diǎn)應(yīng)力范圍設(shè)計(jì)值和超越概率水平可以得到應(yīng)力范圍長(zhǎng)期分布的Weibull 尺度參數(shù)，從而平臺(tái)結(jié)構(gòu)應(yīng)力范圍長(zhǎng)期分布完全確定。

7)得到應(yīng)力范圍的長(zhǎng)期Weibull 分布后，就可以通過式(13)計(jì)算等效應(yīng)力［12］，然后使用S－N 曲線方法或斷裂力學(xué)方法進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估。

式中:m 為S－N 曲線參數(shù);ξ 為Weibull 分布的形狀參數(shù);SL為熱點(diǎn)應(yīng)力范圍設(shè)計(jì)值即步驟5 的計(jì)算結(jié)果;NL為循環(huán)次數(shù)。

按照上述步驟計(jì)算得到不同設(shè)計(jì)波載荷類型下的設(shè)計(jì)波長(zhǎng)、浪向、波高和Weibull 形狀參數(shù)如表3所示，表4 給出了不同設(shè)計(jì)波參數(shù)下的熱點(diǎn)應(yīng)力幅值。

表3 設(shè)計(jì)波參數(shù)Tab．3 Design wave parameters

表4 熱點(diǎn)應(yīng)力幅值Tab．4 Stress amplitude in hotspot

根據(jù)表3 中的設(shè)計(jì)波參數(shù)，使用S－N 曲線方法分別計(jì)算得到節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命見表5，使用斷裂力學(xué)的Paris 方法分別計(jì)算得到節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命見表6。從表5 和表6 可以看出以橫向扭矩(60°)為設(shè)計(jì)波浪載荷，計(jì)算得到的疲勞壽命和表1 中使用S－N 曲線方法或Paris 方法計(jì)算得到的結(jié)果較為接近，可能原因在于橫向扭矩對(duì)A 點(diǎn)的應(yīng)力影響大。因此本文認(rèn)為在使用設(shè)計(jì)波法計(jì)算半潛式平臺(tái)撐桿和立柱交界處節(jié)點(diǎn)疲勞壽命時(shí)，設(shè)計(jì)波浪載荷類型應(yīng)該選用橫向扭矩(60°)。從表5 和表6 的計(jì)算結(jié)果還可以發(fā)現(xiàn)，即使對(duì)同樣的載荷類型，不同浪向下的結(jié)構(gòu)疲勞壽命計(jì)算結(jié)果也存在很大的差別，這是因?yàn)椴煌讼蛳陆Y(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力響應(yīng)差別較大(見表4)。例如縱垂向彎矩分別在0°與180°浪向計(jì)算得到的疲勞壽命，橫垂向彎矩在90°與270°計(jì)算得到的疲勞壽命均差別較大。這可從波浪載荷的勢(shì)流理論上進(jìn)行解釋，即針對(duì)平臺(tái)上某一結(jié)構(gòu)位置來說，相對(duì)浪向的波浪入射勢(shì)和輻射勢(shì)是相同的，而繞射勢(shì)不同，這樣在該點(diǎn)造成的結(jié)構(gòu)應(yīng)力也將不同。

從力學(xué)角度出發(fā)可以發(fā)現(xiàn)，橫垂向彎矩主要使A 點(diǎn)局部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生彎矩應(yīng)力，而橫向扭矩主要使A點(diǎn)產(chǎn)生薄膜應(yīng)力，對(duì)A 點(diǎn)來說橫向扭矩導(dǎo)致的薄膜應(yīng)力會(huì)大于橫垂向彎矩引起的彎矩應(yīng)力。雖然縱垂向彎矩也是使A 點(diǎn)局部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生總縱薄膜應(yīng)力，但是由于A 點(diǎn)遠(yuǎn)離平臺(tái)中橫剖面，因此縱垂向彎矩引起的總縱薄膜應(yīng)力應(yīng)該較小。而局部水動(dòng)壓力使該處產(chǎn)生彎矩應(yīng)力，其引起的彎矩應(yīng)力較小。

表5 S－N 曲線計(jì)算的疲勞壽命Tab．5 Fatigue life in S－N curve method

表6 Paris 公式計(jì)算的疲勞壽命(初始裂紋長(zhǎng)度0.1 mm)Tab．6 Fatigue life in Paris method with initial crack depth 0.1 mm

4 結(jié) 語

為了探討船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)物疲勞強(qiáng)度分析中各種評(píng)估分析方法對(duì)疲勞壽命的影響，本文從疲勞載荷和疲勞損傷模式兩方面對(duì)幾種主要的疲勞壽命評(píng)估方法進(jìn)行了比較分析。

采用S－N 曲線方法和Paris 斷裂力學(xué)方法分別計(jì)算了某半潛式海洋平臺(tái)典型節(jié)點(diǎn)疲勞壽命，經(jīng)過比較分析后認(rèn)為這2 種方法的計(jì)算結(jié)果較為接近，應(yīng)用于評(píng)估半潛式海洋平臺(tái)疲勞壽命均是可行的。同時(shí)發(fā)現(xiàn)裂紋擴(kuò)展理論中，初始裂紋長(zhǎng)度對(duì)最終的疲勞壽命評(píng)估影響較大。

通過波浪載荷的譜分析方法和設(shè)計(jì)波法分別進(jìn)行了半潛式海洋平臺(tái)撐桿和立柱交界處典型節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命評(píng)估。比較譜分析方法和設(shè)計(jì)波法的計(jì)算結(jié)果后，發(fā)現(xiàn)設(shè)計(jì)波法中應(yīng)以60°浪向的橫向扭矩為設(shè)計(jì)波浪載荷來確定設(shè)計(jì)波參數(shù)。

今后尚需對(duì)半潛式海洋平臺(tái)其他位置處的典型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行評(píng)估分析，以獲得更具普遍性的分析結(jié)論。

［1］崔維成，等．船舶結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度校核研究現(xiàn)狀及我國(guó)的發(fā)展［J］．船舶力學(xué)，1998，2(4):63－81．

CUI Wei-cheng，et al．A state-of-the-art review for the fatigue strength assessment of ship structures［J］．Journal of Ship Mechanics 1998，1(4):63－81．

［2］XU T．Fatigue of ship structure details-technical development and problems［J］．Journal of Ship Research，1997，14(4):318－331．

［3］FRICKE W，CUI W C．Comparative fatigue strength assessment of a structure detail in a containership using various approaches of classification societies［J］．Marine Structures，2002，115:1－13．

［4］ABS．Fatigue assessment of offshore structures［S］．2003．

［5］DNV．Fatigue design of offshore steel structures［S］．2005．

［6］ISSC．Fatigue loading (COMMITTEE VI．1)［C］．Proceedings of 15 th International Ship and Offshore Structures Congress，San Diego，USA．2003．

［7］戴仰山，沈進(jìn)威，宋競(jìng)正．船舶波浪載荷［M］．北京:國(guó)防工業(yè)出版社，2006．

［8］馮國(guó)慶．船舶結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法研究［D］．哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2006．

［9］馬網(wǎng)扣，王志青，張海彬．深水半潛式鉆井平臺(tái)節(jié)點(diǎn)疲勞壽命譜分析研究［J］．海洋工程，2008，26(3):1－8．

MA Wang-kou，WANG Zhi-qing，ZHANG Hai-bin．Study on spectrum-based fatigue life direct calculation for spots of deep-water semi-submerged drilling unit［J］．The Ocean Engineering，2008，26(3):1－8．

［10］劉進(jìn)喜，唐永生，樓丹平，趙耀，葉恒奎．大型LNG 船典型節(jié)點(diǎn)疲勞壽命譜分析評(píng)估［J］．海洋工程，2010，28(3):86－90．

LIU Jing-xi，TANG Yong-sheng，LOU Dan-ping，ZHAO Yao，YE Heng-kui．Fatigue strength assessment of typical spots in a large LNGC based on spectral method［J］．The Ocean Engineering，2010，28(3):86－90．

［11］HOBGEN N，DACUNBA L F，OLLIVER H N．Global wave statistics(GWS)［M］．Brown Union Pub．，London，1986．

［12］胡毓仁，李典慶，陳伯真．船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)疲勞可靠性分析［M］．哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)出版社，2010．

［13］BS7910．Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures［S］．2005:57．

［14］KUNG C J，WIRSCHING P H．Fatigue and fracture reliability and maintainability of TLP tendons［J］．OMAE，Safety and Reliability，ASME 1992，II:15－21．

［15］馮國(guó)慶，任慧龍．船體結(jié)構(gòu)疲勞評(píng)估的設(shè)計(jì)波法［J］．哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，26(4):430－434．

FENG Guo-qing，REN Hui-long．Design wave approach for the fatigue assessment of ship structures［J］．Journal of Harbin Engineering University，2005，26(4):430－434．

［16］肖桃云，樊佳，梅國(guó)輝，侯國(guó)祥，陳力，張聰，胡奔．基于設(shè)計(jì)波法的艦船整船有限元強(qiáng)度分析［J］．艦船科學(xué)技術(shù)，2010，32(6):37－43．

XIAO Tao-yun，F(xiàn)AN Jia，MEI Guo-hui，et al．Strength analysis of overall ship FEM model based on design wave approach［J］．Ship Science and Technology，2010，32(6):14－19．

［17］李依陽．船舶結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度評(píng)估的設(shè)計(jì)波法［D］．哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2010．