王 芳，張?jiān)懒?，蘇里陽(yáng)，趙仕婷，白有林，胡鵬飛

(1. 華中科技大學(xué) 自動(dòng)化學(xué)院，湖北 武漢 430000；2. 中國(guó)人民解放軍 91404 部隊(duì)，河北 秦皇島 066000；3. 中國(guó)人民解放軍 91550 部隊(duì)，山東 煙臺(tái) 265700；4. 武漢鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院，湖北 武漢 430033；5. 海軍工程大學(xué)，湖北 武漢 430033)

考慮點(diǎn)腐蝕影響的海洋鋼結(jié)構(gòu)剩余極限強(qiáng)度研究進(jìn)展

王 芳1，張?jiān)懒?，蘇里陽(yáng)3，趙仕婷4，白有林4，胡鵬飛5

(1. 華中科技大學(xué) 自動(dòng)化學(xué)院，湖北 武漢 430000；2. 中國(guó)人民解放軍 91404 部隊(duì)，河北 秦皇島 066000；3. 中國(guó)人民解放軍 91550 部隊(duì)，山東 煙臺(tái) 265700；4. 武漢鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院，湖北 武漢 430033；5. 海軍工程大學(xué)，湖北 武漢 430033)

為得到考慮點(diǎn)腐蝕影響的海洋鋼結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度研究領(lǐng)域的發(fā)展趨勢(shì)，本文對(duì)國(guó)內(nèi)外該領(lǐng)域公開(kāi)發(fā)表的文章進(jìn)行綜述，根據(jù)本文的研究可以發(fā)現(xiàn)：由于海洋鋼結(jié)構(gòu)的大尺度和復(fù)雜性，數(shù)值模擬已成為受蝕船體結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度的主要研究方法，但模擬結(jié)構(gòu)的有效性仍需進(jìn)一步檢驗(yàn)；對(duì)于點(diǎn)腐蝕，就研究參數(shù)而言，長(zhǎng)細(xì)比、DOP、體積損失是學(xué)者們最為關(guān)注的指標(biāo)，但對(duì)點(diǎn)蝕板強(qiáng)度缺少時(shí)變可靠性研究；計(jì)算模型中都缺乏對(duì)焊接殘余應(yīng)力的考慮。本文所做的研究可為該領(lǐng)域下一步研究方向提供參考。

海洋鋼結(jié)構(gòu)；極限強(qiáng)度；點(diǎn)腐蝕

0 引 言

腐蝕以及腐蝕相關(guān)問(wèn)題被認(rèn)為是造成老齡船舶結(jié)構(gòu)以及其他類(lèi)型海洋鋼結(jié)構(gòu)失效的主要因素之一[1]。從安全的角度來(lái)講，腐蝕可以導(dǎo)致厚度減薄、疲勞斷裂、脆性斷裂、失穩(wěn)等危害性結(jié)果。進(jìn)而根據(jù)船舶類(lèi)型的不同造成船員生命、財(cái)產(chǎn)的損失和海洋環(huán)境的污染。

對(duì)于發(fā)生均勻腐蝕的船體板，整個(gè)鋼板表面的腐蝕損耗厚度被認(rèn)為相同，因此，在發(fā)生均勻腐蝕鋼板的剩余強(qiáng)度評(píng)估中，只需根據(jù)剩余厚度進(jìn)行計(jì)算即可。然而，對(duì)于發(fā)生點(diǎn)腐蝕的鋼板，整個(gè)鋼板不同位置的厚度減少不盡相同，極大地增加了評(píng)估點(diǎn)蝕鋼板剩余強(qiáng)度的難度[2]。目前尚未出現(xiàn)公認(rèn)的方法對(duì)點(diǎn)蝕鋼板極限強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估，但學(xué)者們一致認(rèn)為由于鋼板腐蝕厚度的不規(guī)則性，用解析法評(píng)估點(diǎn)蝕鋼板的極限強(qiáng)度很困難。對(duì)于點(diǎn)腐蝕，傳統(tǒng)的做法是通過(guò)等截面損失將點(diǎn)腐蝕等效為均勻腐蝕，該方法顯然沒(méi)有考慮由于局部腐蝕而產(chǎn)生的應(yīng)力集中。由于點(diǎn)腐蝕的普遍存在及其巨大的破壞性，近年來(lái)，考慮腐蝕的艦船的剩余強(qiáng)度評(píng)估領(lǐng)域的工作重心正在由均勻腐蝕向點(diǎn)腐蝕轉(zhuǎn)變[3]。

1 受蝕船體板的前處理

1.1 幾何屬性和初始缺陷

在海洋工程中，船體一般由大量板結(jié)構(gòu)組成，這些板結(jié)構(gòu)包括以下 3 種結(jié)構(gòu)要素：1）板面（板、加強(qiáng)筋自由翼板和波紋板）；2）小型支撐構(gòu)件（加強(qiáng)筋、橫梁和柱）；3）主要支撐構(gòu)件（梁）[4]。純板可認(rèn)為是大多數(shù)海洋結(jié)構(gòu)物的基本組成元素，主要承受軸向載荷（拉伸和壓縮），而支撐構(gòu)件被設(shè)計(jì)用來(lái)抵御側(cè)向載荷、剪切和彎曲。板和加筋（梁柱）板作為基本模型在考慮腐蝕影響的局部結(jié)構(gòu)分析中被頻繁的使用。結(jié)構(gòu)模型的簡(jiǎn)化使學(xué)者們能夠把精力集中在多種腐蝕損傷上。為了簡(jiǎn)便地對(duì)局部結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行描述和分類(lèi)，板的長(zhǎng)寬比 α，長(zhǎng)細(xì)比 β 和柱長(zhǎng)細(xì)比 λ 如下式所示：

式中：a，b 和 t 分別為板長(zhǎng)、板寬和板厚；σy為屈服強(qiáng)度；E 為楊氏模量為回轉(zhuǎn)半徑，I 為截面慣性矩；A 為包括板和加強(qiáng)筋在內(nèi)的截面積。

對(duì)于船體和海洋結(jié)構(gòu)，β 的變化范圍一般為1.5～3.5[4]。幾何屬性對(duì)腐蝕結(jié)構(gòu)單元的影響被廣泛研究，特別是長(zhǎng)細(xì)比的影響極為重要。相反的，Rahbar-Ranji[5-6]和 Paik 等[7]表示長(zhǎng)細(xì)比對(duì)強(qiáng)度減少?zèng)]有影響。很多學(xué)者認(rèn)為長(zhǎng)細(xì)比是壓縮極限強(qiáng)度減少的主導(dǎo)參數(shù)，然而黃一等[2]、Ok 等[8-9]和 Paik 等[10]強(qiáng)烈認(rèn)為長(zhǎng)細(xì)比對(duì)壓縮和剪切強(qiáng)度減少的影響可以忽略不計(jì)。這些相反的結(jié)論主要通過(guò)數(shù)值研究得出，因此除了多種被選擇參數(shù)之間的復(fù)雜相互作用外，證明數(shù)值模型方法中潛在的不確定性也十分必要。

作為基本幾何參數(shù)的補(bǔ)充，由于建造水平的限制，幾何變形不可避免，在強(qiáng)度分析中應(yīng)當(dāng)予以考慮。一般來(lái)說(shuō)，由于建造過(guò)程之中和之后的不確定性因素，用數(shù)值分析方法得到變形量十分困難。缺陷值可以通過(guò)試驗(yàn)手段來(lái)確定，然而，為了簡(jiǎn)化問(wèn)題，初始缺陷通常通過(guò)文獻(xiàn)[11]中定義的不同缺陷性狀的特征值屈曲分析中的最低階屈曲模態(tài)來(lái)確定。而且，通過(guò)能量測(cè)量定義的初始缺陷可以提供更經(jīng)濟(jì)的極限強(qiáng)度評(píng)估[12-13]。幾何缺陷在由于腐蝕損傷而造成的壓縮和彎曲強(qiáng)度減少的數(shù)值研究中經(jīng)常被考慮，然而，不同初始缺陷對(duì)由于腐蝕損傷而造成的壓縮和彎曲強(qiáng)度減少的影響在文獻(xiàn)中尚未被研究。

1.2 焊接引起的缺陷

除了幾何缺陷，在船體建造過(guò)程中由于切割和焊接引起的殘余應(yīng)力也不可避免。在冷卻時(shí)，局部收縮和殘余拉伸應(yīng)力直到屈服應(yīng)力在這些區(qū)域出現(xiàn)，而在鄰近區(qū)域殘余壓應(yīng)力出現(xiàn)來(lái)保持平衡。就腐蝕影響研究而言，只有文獻(xiàn)[14, 15]將焊接殘余應(yīng)力分別應(yīng)用到承受單向軸壓縮載荷的加筋板和板模型中。腐蝕特征分布在壓縮或拉伸殘余應(yīng)力區(qū)域。Dunbar 等[14]得出拉伸殘余應(yīng)力區(qū)域的腐蝕主要減少柱極限強(qiáng)度并在腐蝕出現(xiàn)在壓縮區(qū)域時(shí)提高屈服強(qiáng)度的結(jié)論。Tamagawa和 Kim 報(bào)導(dǎo)了即使不考慮腐蝕參數(shù)的影響，殘余應(yīng)力也會(huì)降低極限強(qiáng)度[15]，但當(dāng)由于腐蝕造成的厚度減少變得重要時(shí)，殘余應(yīng)力的影響程度開(kāi)始降低。以上 2項(xiàng)研究都在考慮腐蝕損傷后使用各種方法研究了船體板屈曲的再平衡狀態(tài)。而且，Tamagawa 和 Kim[15]還更新了預(yù)定義的幾何缺陷來(lái)滿足該平衡。然而，上述研究大多忽略了焊接的影響。學(xué)者們認(rèn)為焊接殘余應(yīng)力并不重要，而由于點(diǎn)腐蝕造成的極限強(qiáng)度減少是首要考慮的問(wèn)題[7]。Nakai[16]對(duì)完整船體板的殘余應(yīng)力進(jìn)行了研究并得出殘余應(yīng)力可以被忽略的結(jié)論。另一個(gè)不考慮殘余應(yīng)力的原因是調(diào)整效應(yīng)，隨著船體服役年限的增加，船體結(jié)構(gòu)構(gòu)件會(huì)經(jīng)歷持續(xù)的加載和卸載，由于材料的塑性焊接殘余應(yīng)力會(huì)減小。胡勇等[17]認(rèn)為搖蕩作用對(duì)承受拉伸和壓縮載荷的船體板有重要影響，而且提出了 2 種預(yù)測(cè)船體板應(yīng)力-應(yīng)變曲線的方法并與有限元法做了對(duì)比。Paik 和 Thayamballi[4]建議減小的拉伸殘余應(yīng)力（如 80%σ）可以用于添加到搖蕩的影響。然而，目前尚未出現(xiàn)公開(kāi)發(fā)表的同時(shí)考慮搖蕩行為和腐蝕影響的文章。

1.3 邊界條件

無(wú)論試驗(yàn)還是模型的邊界條件都完全依賴于船外板上被研究結(jié)構(gòu)構(gòu)件的位置。不同的邊界條件直接決定不同的失效模式和極限強(qiáng)度。對(duì)于一個(gè)連續(xù)的板結(jié)構(gòu)（見(jiàn)圖 3），理想的邊界條件如簡(jiǎn)支或者固支被認(rèn)為足夠滿足工程設(shè)計(jì)意圖[4]。然而，對(duì)于單軸壓縮和邊緣剪切狀態(tài)，通過(guò)保持非受載邊筆直可以使板的極限強(qiáng)度提高 18%（尤其對(duì)于薄板）[4,18]。而且，周期性對(duì)稱邊界條件被報(bào)導(dǎo)可以包含兩跨加筋板的對(duì)稱和非對(duì)稱崩塌模式[19-20]?？傮w來(lái)講，幾乎所有公開(kāi)發(fā)表的關(guān)于受蝕板單元或加筋板在壓縮或剪切載荷下的極限強(qiáng)度研究都應(yīng)用了簡(jiǎn)支邊界條件。然而，為了達(dá)到簡(jiǎn)支邊界條件，很少有研究使用了相同的約束方法。更為普遍的事實(shí)是邊界條件沒(méi)有清楚的定義。

2 研究方法

2.1 模型試驗(yàn)

盡管花費(fèi)時(shí)間、金錢(qián)并受到許多參數(shù)的限制，但就發(fā)展和檢驗(yàn)數(shù)值方法的有效性并基于新概念理解新結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的崩塌特性而言，模型試驗(yàn)法在評(píng)估結(jié)構(gòu)構(gòu)件漸進(jìn)崩塌特性中總是必不可少[21]，人工腐蝕模式經(jīng)常被應(yīng)用到試件中來(lái)控制被研究參數(shù)。載荷-位移關(guān)系通過(guò)在試件表面離散位置放置應(yīng)變測(cè)量?jī)x來(lái)監(jiān)控。為了更好地測(cè)量不規(guī)則橫截面的平均應(yīng)力變化，Ahmmad和 Sumi 的試驗(yàn)中采用了視野傳感系統(tǒng)（a vision sensor system）[22]。

Paik 等[7]和 Nakai 等[23]使用不同的邊界條件進(jìn)行了壓縮試驗(yàn)。Paik 等將壓縮載荷應(yīng)用到含有均勻分布人造蝕坑的箱型板結(jié)構(gòu)中來(lái)模擬簡(jiǎn)支的邊界條件。Nakai等的試驗(yàn)是在兩端固支的鋼板上進(jìn)行的。Paik 等對(duì)2 個(gè)點(diǎn)蝕度（degree of pitting）值進(jìn)行了試驗(yàn)，結(jié)果表明當(dāng) DOP 值約為 10% 時(shí)鋼板的極限強(qiáng)度見(jiàn)笑了 20%。在 Nakai 等的試驗(yàn)中，腹板上規(guī)則分布了銑削的不同DOP 和位置的人造蝕坑。得到的極限強(qiáng)度小于或等于均勻分布的試件。對(duì)于相同的 DOP 值，蝕坑的位置越靠近腹板中心時(shí)，極限強(qiáng)度越小。然而，與蝕坑在中心位置時(shí)相比，蝕坑集中在腹板兩端時(shí)鋼板的極限強(qiáng)度更小。該發(fā)現(xiàn)尚未得到合理的解釋。一般來(lái)說(shuō)，這2 種情況下板的強(qiáng)度值都比表面周期性分布蝕坑的情況小。

在腐蝕船體板件文獻(xiàn)中，拉伸試驗(yàn)的論述更為頻繁。Nakai 等[16,23]、Sumi 等[22,24]和 Appuhamy 等使用標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)步驟處理了 3 組試驗(yàn)。3 組試驗(yàn)中都包含了腐蝕模式試件。需特別指出的是，Nakai 等和 Sumi等的研究焦點(diǎn)在于船體結(jié)構(gòu)而 Appuhamy 等更為關(guān)注受蝕鋼質(zhì)船橋。試驗(yàn)結(jié)果表明名義拉伸強(qiáng)度和拉伸率由于腐蝕而減小。與均勻腐蝕試件相比，點(diǎn)腐蝕對(duì)拉伸強(qiáng)度的減弱程度更大。破壞點(diǎn)可等效為最小厚度點(diǎn)或均勻厚度點(diǎn)。重要的是，學(xué)者們確信規(guī)則分布、具有固定直徑的蝕坑可以模擬實(shí)際隨機(jī)分布的蝕坑（當(dāng)前者的固定直徑和后者的平均直徑相等時(shí)）。然而，在 Appuhamy 等的工作中，并不清楚為什么輕微腐蝕和中度腐蝕試樣（最小腐蝕厚度/初始厚度 = 0.5～1）的拉伸強(qiáng)度比無(wú)腐蝕的試樣高。而且，Nakai 等的結(jié)論是對(duì)于點(diǎn)腐蝕，與壓縮強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度相比，拉伸強(qiáng)度更為脆弱，然而 Sumi 等建議 Paik 等[7]壓縮強(qiáng)度減小的經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)于含圓錐形和橢圓形蝕坑鋼板的拉伸強(qiáng)度同樣適用，這表明腐蝕鋼板的拉伸強(qiáng)度和壓縮強(qiáng)度并無(wú)明顯區(qū)別。

在板單元、加筋板（梁柱）和箱梁模型的極限強(qiáng)度分析中，彎曲試驗(yàn)也經(jīng)常被采用。文獻(xiàn)[23, 25]在腹板上含有人造腐蝕特征的加筋板上進(jìn)行了 3 點(diǎn)和 4 點(diǎn)彎曲試驗(yàn)。發(fā)現(xiàn)在 4 點(diǎn)彎曲的情況下屈曲模式為橫向畸變而在 3 點(diǎn)彎曲的情況下為局部面屈曲。點(diǎn)蝕對(duì)橫向畸變屈曲強(qiáng)度幾乎沒(méi)有影響而且可以被處理成等平均厚度損失的均勻腐蝕。在板單元上做的 4 點(diǎn)彎曲試驗(yàn)表明含點(diǎn)蝕表面鋼板的彎曲強(qiáng)度和拉伸、壓縮強(qiáng)度并無(wú)明顯區(qū)別。但相對(duì)于壓縮/拉伸/剪切強(qiáng)度而言，由于點(diǎn)蝕引起的彎曲強(qiáng)度減小更為明顯，這與 Nakai等[16]的發(fā)現(xiàn)時(shí)相反。3 種箱型梁上也進(jìn)行了 4 點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，在該試驗(yàn)[26-27]中累計(jì)腐蝕程度逐漸減小。在嚴(yán)重腐蝕的情況（平均腐蝕厚度 2.62 mm）下，極限彎矩最大減小了 64.7%。

2.2 數(shù)值模擬

前文總結(jié)的試驗(yàn)方法幾乎都是在數(shù)值方法模擬相似試驗(yàn)條件的比較下完成的。然而，由于實(shí)船結(jié)構(gòu)的大尺度性和復(fù)雜性、高拉伸強(qiáng)度鋼的使用（小尺度大變形）以及材料屬性的非線性，數(shù)值模型方法已經(jīng)得到廣泛的應(yīng)用。非線性有限元分析已經(jīng)在各種各樣的商業(yè)軟件中得到了補(bǔ)充和發(fā)展，如 Ansys，DNV PULS，ALPS/ULSAP，MSC/MARC 和 Abaqus。2008年，Paik 等發(fā)表了一系列的文章闡述一些候選方法在板結(jié)構(gòu)分析中的適用性。他們認(rèn)為與更為受限的 Ansys方法相比，DNV PULS 和 ALPS/ULSAP 在計(jì)算效率和計(jì)算精度上都能滿足非加筋板和加筋板的極限強(qiáng)度評(píng)估需求。

多種誤差會(huì)導(dǎo)致計(jì)算不收斂，包括錯(cuò)誤的輸入數(shù)據(jù)，不合適的單元類(lèi)型，較差的單元形狀/大?。ㄗ杂墒骄W(wǎng)格和映射式網(wǎng)格），錯(cuò)誤的載荷/邊界條件和不合理的計(jì)算方法。而且，由于缺乏對(duì)計(jì)算元素特性和設(shè)置的理解，即使應(yīng)用相同的試驗(yàn)條件，不同的商業(yè)軟件可能會(huì)產(chǎn)生完全相反的輸出。因此，檢驗(yàn)數(shù)值模型的綜合有效性和可靠性必須。在這部分，本文對(duì)文獻(xiàn)中數(shù)值研究的總結(jié)將主要圍繞各種腐蝕特征、軟件、單元選擇、有效性和主要結(jié)論展開(kāi)。

由于船級(jí)社對(duì)新型防護(hù)涂料日益增長(zhǎng)的需求，船舶研究中點(diǎn)腐蝕被更加頻繁的關(guān)注。作為潛在提高應(yīng)力集中的因素，局部蝕坑對(duì)船體結(jié)構(gòu)的影響可能是決定性的。學(xué)者們?cè)谀M不同的 DOP、蝕坑深度、蝕坑形狀、蝕坑大小、分布規(guī)律和分布位置的點(diǎn)腐蝕模式上進(jìn)行了大量的數(shù)值研究。表 3 總結(jié)了由于點(diǎn)腐蝕造成強(qiáng)度降低的模型研究，包括典型模型，有效性檢驗(yàn)和控制參數(shù)?？梢钥闯鳇c(diǎn)腐蝕的影響研究主要集中在壓縮、拉伸、剪切、彎曲載荷下的板單元上。局部腐蝕模式是矩形面積或不同形狀的蝕孔（圓柱形、圓錐形、半球形或橢圓形）。結(jié)構(gòu)屬性如長(zhǎng)寬比、細(xì)長(zhǎng)比也和腐蝕特性一樣被考慮。對(duì)于點(diǎn)腐蝕的若干重點(diǎn)發(fā)現(xiàn)總結(jié)如下：

1）涂層：所有的結(jié)構(gòu)構(gòu)件被認(rèn)為沒(méi)有涂層防護(hù)或至少忽略了涂層對(duì)強(qiáng)度的貢獻(xiàn)。然而，腐蝕位置和蝕坑分布并不經(jīng)常被實(shí)測(cè)腐蝕模式驗(yàn)證。也就是說(shuō)，點(diǎn)蝕研究中沒(méi)有涉及到腐蝕模型。

2）長(zhǎng)寬比和長(zhǎng)細(xì)比：Paik 等[7]建議板的長(zhǎng)寬比和長(zhǎng)細(xì)比對(duì)甚于強(qiáng)度降低的影響可以被忽略。江曉俐和Guedes Soares 認(rèn)為當(dāng) DOP 相同時(shí)長(zhǎng)寬比可以被忽略，但長(zhǎng)細(xì)比卻控制著崩潰特性。Khedmati 等[28]認(rèn)為長(zhǎng)細(xì)比和長(zhǎng)寬比的影響不同。

3）初始缺陷：不同形狀的幾何缺陷幾乎應(yīng)用到了所有的模型上，但少量的工作中考慮了焊接殘余應(yīng)力。

4）蝕坑形態(tài)：文獻(xiàn)[23]認(rèn)為蝕坑形狀是必須的參數(shù)，因此應(yīng)該基于結(jié)構(gòu)構(gòu)件的位置建模，然而 Paik 等[7]和黃一等[2]陳述了對(duì)于強(qiáng)度減少應(yīng)該沒(méi)有太大影響所以應(yīng)該被簡(jiǎn)單的處理為圓柱形。而且，在全船壽命周期內(nèi)不同時(shí)刻的蝕坑形態(tài)還未見(jiàn)有效的研究。

5）控制參數(shù)：就腐蝕和結(jié)構(gòu)特性而言，不同的控制參數(shù)是針對(duì)不同的載荷狀態(tài)提出的。特別的是，對(duì)于壓縮載荷、體積損失、DOP[16,29]或最小橫截面積[7]是主要控制參數(shù)。對(duì)于拉伸載荷，常見(jiàn)的結(jié)論是最小橫截面積是主要控制參數(shù)[22,24]。DOP 被認(rèn)為控制剪切強(qiáng)度降低[10]，而等厚度損失或最小橫截面積對(duì)彎曲強(qiáng)度[25,30]最重要?？梢钥闯觯Y(jié)論取決于被學(xué)者們認(rèn)為重要的參數(shù)。然而，被研究參數(shù)尚未被聯(lián)系到實(shí)際腐蝕評(píng)估。

6）有效性：模型的試驗(yàn)有效性檢驗(yàn)比較缺乏，尤其是在壓縮和剪切載荷下。殼單元和體單元的相互比較并不能作為有說(shuō)服力的有效性檢驗(yàn)，因?yàn)閷?duì)于不同的單元類(lèi)型，F(xiàn)EA 中包含的控制方程一樣。

表 1 點(diǎn)蝕鋼板的數(shù)值分析（a）Tab. 1 Numerical analyses of pitting corrosion of steel plates（a）

表 2 點(diǎn)蝕鋼板的數(shù)值分析（b）Tab. 2 Numerical analyses of pitting corrosion of steel plates（b）

3 結(jié) 語(yǔ)

總的來(lái)說(shuō)，從 2010 年開(kāi)始，由于計(jì)算能力可行性的提高，對(duì)于均勻腐蝕使用數(shù)值方法取得了更大的重視。然而，無(wú)論代表腐蝕表面的眾多粗糙表面模擬的可行性，日益嚴(yán)格的防腐要求已從一般的情況轉(zhuǎn)變?yōu)榫植扛g形態(tài)，暗示了局部腐蝕建模需要更大的關(guān)注。自從 2002 年，點(diǎn)腐蝕已成為強(qiáng)度評(píng)估領(lǐng)域的主要方面。學(xué)者們嘗試用不同的方法來(lái)簡(jiǎn)化點(diǎn)蝕區(qū)域來(lái)簡(jiǎn)化參數(shù)分析和節(jié)約計(jì)算成本。然而，基于實(shí)際點(diǎn)蝕模式如何被解釋（在結(jié)構(gòu)表面或更為集中的區(qū)域分布），在 2013 年 Silva 等建立了單點(diǎn)合并模型之前并沒(méi)有真正意義上的進(jìn)展。無(wú)論對(duì)于均勻腐蝕還是點(diǎn)腐蝕，單軸/雙軸壓縮載荷都是學(xué)者們最為感興趣的試驗(yàn)條件。就結(jié)論而言，由于各參數(shù)之間復(fù)雜的相互作用，被研究參數(shù)和載荷條件的不同不易導(dǎo)致不一致的結(jié)果。因此，學(xué)者們?cè)谧罱膮?shù)研究中趨向于定義有限數(shù)量的變量，目的在于聚焦于像長(zhǎng)細(xì)比，DOP 和體積損失等最主要的參數(shù)。不幸的是，在數(shù)值研究中，合理的有效性檢驗(yàn)比較缺乏，這影響了可靠性和一些關(guān)鍵性實(shí)例研究中主要發(fā)現(xiàn)的有效性。

[ 1 ]GUEDES SOARES C, Y.G., ZAYED A, et al. Influence of environmental factors on corrosion of ship structures in marine atmosphere[J]. Corrosion Science, 2009, 51: 2014-2016.

[ 2 ]HUANG Yi, Y., LIU Gang, et al, Ultimate strength assessment of hull structural plate with pitting corrosion damnification under biaxial compression[J]. Ocean Engineering, 2010, 37: 1503-1512.

[ 3 ]王燕舞, 崔., 考慮腐蝕影響的船舶結(jié)構(gòu)可靠性研究現(xiàn)狀與展望[J]. 船舶力學(xué), 2007, 11(2): 307-320.

[ 4 ]PAIK J K, A.K.T.. Ultimate limit state design of steel-plated structures, ed. J.W. Sons2003, England.

[ 5 ]Rahbar-Ranji, A., Ultimate strength of corroded steel plates with irregular surfaces under in-plane compression[J]. Ocean Engineering, 2012, 54: 261-269.

[ 6 ]Rahbar-Ranji, A., Plastic collapse load of corroded steel plates. Sadhana, 2012, 37: 341-349.

[ 7 ]PAIK J.K., J.M.L., M.J. Ko. Ultimate compressive strength of plate elements with pit corrosion wastage in Proceedings of The Institution of Mechanical Engineers[R]. 2003.

[ 8 ]D. Ok, Y.P., INCECIK A. Computation of ultimate strength of locally corroded unstiffened plates under uniaxial compression[J]. Marine Structures, 2007, 20: 100-114.

[ 9 ]D. Ok, Y.P., INCECIK A. Artificial neural networks and their application to assessment of ultimate strength of plates with pitting corrosion[J]. Ocean Eng., 2007, 34: 2222-2230.

[10]PAIK J.K., J.M.L., M.J. Ko. Ultimate shear strength of plate elements with pit corrosion wastage[J]. Thin Wall. Struct, 2004, 42: 1161-1176.

[11]SAAD-ELDEEN S., Y.G., SOARES C.G. Effect of corrosion severity on the ultimate strength of a steel box girder[J]. Engineering Structures, 2013, 49: 560-571.

[12]SADOVSKY Z., C.G.S., TEIXEIRA A.P.. Random field of initial deflections and strength of thin rectangular plates[J]. Reliab. Eng. Syst. Saf., 2007, 92: 1659-1670.

[13]SADOVSKY Z., A.P.T., SOARES C.G.. Degradation of the compressive strength of rectangular plates due to initial deflection[J]. Thin Wall. Struct., 2005, 43: 65-82.

[14]DUNBAR T.E., N.P., TAHERI F., et al. A computational investigation of the effects of localised corrosion on plates and stiffened panels[J]. Mar. Struct, 2004, 17: 385-402.

[15]TAMAGAWA S., Y.K.. Effects of welding residual stress on compressive behaviour and ultimate strength of corroded plate[J]. Int. J. Steel Struct., 2010(10): 147-155.

[16]NAKAI T., H.M., YAMAMOTO N.. Effect of pitting corrosion on the ultimate strength of steel plates subjected to inplane compression and bending[J]. Mar. Sci. Technol, 2006(11): 52-64.

[17]胡勇, 船體結(jié)構(gòu)中船體板搖蕩后的平均應(yīng)力-應(yīng)變曲線[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2003, 37: 1947-1952.

[18]MATEUS A.F., J.A.W.. On the post-buckling of corroded steel plates used in marine structures[J]. RINA, Trans, 1998, 140: 165-183.

[19]XU M., D.Y., FUJIKUBO M., et al. Influence of boundary conditions on the collapse behaviour of stiffened panels under combined loads[J]. Marine Structure, 2013, 34: 205-225.

[20]XU M., M.F., SOARES C.G.. Influence of model geometry and boundary conditions on the ultimate strength of stiffened panels under uniaxial compressive loading[J]. Offshore Mech. Arct. Eng, 2013, 135: 1-10.

[21]ISSC. Report of specialist committee III.1 ultimate strength[C]// Proceedings of the 16th International Ship and Offshore Structures Congress, 2006, Seoul, Korea.

[22]AHMMAD M., Y.S.. Strength and deformability of corroded steel plates under quasi-static tensile load[J]. J. Mar. Sci. Technology, 2010, 15: 1-15.

[23]NAKAI T, M.H., YAMAMOTO N, et al. Effect of pitting corrosion on local strength of hold frames of bulk carriers (1st report)[J]. Marine Structures, 2004, 17: 403-432.

[24]ISLAM M.R., Y.S.. Geometrical effects of pitting corrosion on strength and deformability of steel rectangular plates subjected to uniaxial tension and pure bending[J]. J. Jpn. Soc. Naval Architects Ocean Eng, 2011, 14: 9-17.

[25]NAKAI T., H.M., YAMAMOTO N.. Effect of pitting corrosion on strength of web plates subjected to patch loading[J]. Thin Wall. Struct, 2006, 44: 10-19.

[26]SAAD-ELDEEN S., Y.G., SOARES C.G.. Experimental assessment of the ultimate strength of a box girder subjected to severe corrosion[J]. Mar. Struct, 2011, 24: 338-357.

[27]SAAD-ELDEEN S., Y.G., SOARES C.G.. Corrosion-dependent ultimate strength assessment of aged box girders based on experimental results[J]. Ship Res., 2011, 55: 289-300.

[28]KHEDMATI M.R., Z.H.M.E.N., ROSHANALI M.M.. A comparative computational investigation on the effects of randomly distributed general corrosion on the post-buckling behaviour of uniaxially loaded plates[J]. Mech. Sci. Technology, 2012, 26: 767-783.

[29]SAAD-ELDEEN S., C.G.S.. Effect of pitting corrosion on the collapse strength of rectangular plates under axial compression[R]. Analysis and Design of Marine Structures, ed. P.K.D.E. C. Guedes Soares 2009, London, UK: Taylor & Francis Group.

[30]NAKAI T., H.M., YAMAMOTO N.. Effect of pitting corrosion on local strength of hold frames of bulk carriers (2nd report) - lateral-distortional buckling and local face buckling[J]. Mar. Struct, 2004, 17: 612-641.

[31]PAIK J.K., A.K.T.. Ultimate strength of ageing ships[J]. Proc. Instit. Mech. Eng., Part M: J. Eng. Maritime Environ, 2002: 57-78.

[32]王燕舞. 考慮腐蝕影響的船舶結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度研究[D]. 上海:上海交通大學(xué), 2008.

[33]JIANG X., C.G.S.. Ultimate capacity of rectangular plates with partial depth pits under uniaxial loads[J]. Marine Structures, 2012, 26: 27-41.

[34]RAHBAR-Ranji, A.. Shear buckling strength of corroded steel plates with irregular surfaces[J]. Zhejiang Univ.-Sci. A (Appl. Phys. Eng.), 2012: 1-9.

[35]SILVA M.A.C.E., Y.G., SOARES C.G.. Ultimate strength assessment of rectangular steel plates subjected to a random localised corrosion degradation[J]. Eng. Struct, 2013, 52: 295-305.

[36]馮國(guó)慶, 胡冰楠, 吳明遠(yuǎn), 等. 隨機(jī)腐蝕船體板結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度分析. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 43(12): 76-81.

Review of marine structures residual ultimate strength considering pitting corrosion

WANG Fang1, ZHANG Yue-lin2, SU Li-yang3, ZHAO Shi-ting4, BAI You-lin4, Hu Peng-fei5
(1. College of Automation, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430000, China; 2. No.91404 Unit of PLA, Qinhuangdao 066000, China; 3. No.91550 Unit of PLA, Yantai 265700, China; 4. Wuhan Railway Vocational College of Technology, Wuhan 430033, China; 5. Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

To get the development trend of marine structures residual ultimate strength considering the influence of corrosion, the paper reviewed articles published in this field at home and abroad, according to the research of this paper: due to the large scale and complexity of marine structures, numerical simulation has become the main research method of the residual strength of corroded marine structures, but the simulation validation still needs further inspection. In terms of corrosion parameters, slenderness ratio, DOP, volume loss were the most attention indexes for researchers, but there is a lack of timedependent research. The calculation model is lack of considering welding residual stress. The review done in this paper can provide reference for further research in this field.

marine structures；ultimate strength；pitting corrosion

U661.43

A

1672 - 7619(2017)02 - 0006 - 06

10.3404/j.issn.1672 - 7619.2017.02.002

2016 - 07 - 23；

2016 - 08 - 15

王芳(1990 - )，女，碩士研究生，研究方向?yàn)闄C(jī)械自動(dòng)化。