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还犹樊
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1 第 3 卷第 0 期 015 年 00 月应用力学学报 CHINESE JOURNAL OF APPLIED MECHANICS Vol.3 No.0 Xxx. 015 基金项目 : 国家自然科学基金资助项目 (U ) 收稿日期 : 修回日期 : 第一作者简介 : 孙云, 男,199 年生, 硕士研究生, 河南大学, 研究方向钢结构及大跨度空间结构通讯作者 : 朱黎明, 女,1981 年生, 硕士, 讲师, 河南大学, 研究方向钢结构及大跨度空间结构 E-ail: dwf@henu.edu.cn

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3 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 3 文章编号 : (015) 基于等效结构应力法的铸钢分叉节点环形对接焊缝的疲劳分析孙云朱黎明王龙轩杜文风 ( 河南大学钢与空间结构研究所, 河南开封 ) 摘要 : 为了掌握铸钢分叉节点与构件连接时焊缝的疲劳性能, 利用等效结构应力法对铸钢分叉节点的环形对接焊缝进行了疲劳分析通过等效结构应力场和缺口应力场确定网格不敏感结构应力, 并综合考虑裂纹扩展缺口应力和疲劳寿命等因素影响实现等效结构应力的转化, 再结合疲劳设计主 S-N 曲线对焊缝的疲劳寿命进行计算在 ABAQUS 静力分析的基础上, 利用基于等效结构应力法原理而开发的有限元分析软件 FE-SAFE/VERITY, 对铸钢分叉节点环形对接焊缝的疲劳寿命进行了分析研究结果表明 : 铸钢分叉节点主管端部的环形对接焊缝最危险处的循环次数为 , 等效结构应力法具有网格不敏感性, 利用等效结构应力法能够较好地预测铸钢分叉节点环形对接焊缝的疲劳寿命关键词 : 等效结构应力法 ; 疲劳寿命 ; 焊缝 ; 铸钢分叉节点中图分类号 : TU391 文献标识码 : A 1 引言焊接是金属结构中常用的既经济又高效的连接方式, 广泛应用于建筑工程车辆工程航天航空船舶与海洋工程等各领域中 [1] 焊缝通常位于各个构件间的连接部位, 是整个结构的关键所在, 但是在实际工程中由于各种难以控制因素和焊接缺陷的存在, 导致焊缝处出现应力集中残余应力等不利影响, 极大的削弱了焊缝的疲劳寿命, 使得焊缝成为整个结构中疲劳强度最薄弱的部分, 对焊缝处的疲劳强度进行分析是十分必要的铸钢节点以良好的受力性能灵活的构造形式越来越多的应用到工程中与焊接方式相比, 铸钢节点可将节点与构件的焊接部位转移到节点区之外, 避免了相贯焊接汇集一处的问题然而, 虽然采用铸钢节点可以将焊缝转移到节点区之外, 但是铸钢节点与杆件间仍需要依靠焊缝连接, 并且铸钢节点处通常传递的内力较大, 连接焊缝处的焊脚尺寸也较大, 需要采用多遍焊接施工完成, 焊缝内的残余应力和焊接缺陷较大, 对焊缝的疲劳性能影响显著, 而关于铸钢分叉节点连接焊缝疲劳性能的研究还十分稀少, 因此对于铸钢节点与其他构件连接的环形对接焊缝的疲劳性能开展研究, 掌握铸钢节点的疲劳性能, 具有重要的理论和现实意义目前焊缝疲劳寿命的评价方法主要有名义应力法和热点应力法, 但这两种方法都具有各自的缺陷 : 名义应力法对焊缝的接头形式和载荷类型有着严格的要求, 仅适用于特定的接头形式和载荷类型的疲劳分析 ; 热点应力法利用外推的方法对热点应力进行计算, 但是该方法具有网格敏感性, 疲劳寿命计算结果的准确性与网格细化的程度息息相关 [-3] 韩庆华靳慧 [4-6] 等均采用热点应力法对铸钢节点的环形对接焊缝的疲劳性能进行了分析, 所得到的热点应力均是在焊趾表面处用外推法和直接计算法进行估算的, 网格细化的程度对疲劳寿命的结果影响很大近年来,Dong [7-10] 提出了一种评价焊缝疲劳寿

4 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 4 命的新方法等效结构应力法, 该方法对单元类型和网格尺寸不具有敏感性, 对焊缝的疲劳寿命和疲劳失效位置的预测具有很好的精度和准确性, 并且已被 ASME Ⅷ Diviion 010 标准采用 [11-13] 本文以开封亚东中弘宾馆大厅中的铸钢三分叉节点为对象, 采用以等效结构应力法为核心而开发的 FE-SAFE/VERITY 有限元软件, 对节点的主管端部的环形对接焊缝的疲劳性能进行分析, 计算焊缝的疲劳寿命网格不敏感结构应力的确定等效结构应力法是基于节点力和力矩实现焊趾部位结构应力的计算, 结构应力如图 1(a) 所示, 假设可由平衡等效应力 () 和自平衡应力 (c) 表示平衡等效应力描述了对应于断裂力学中的裂纹扩展的远场应力, 而自平衡应力可以通过引入特征板厚来确定包含缺口效应的双线性缺口应力.1 结构应力场基于有限元方法进行分析计算时, 每个单元中的平衡节点力和力矩均满足每个节点位置的平衡条件, 因此, 可以通过使用关注位置处的节点力 / 力矩来计算结构应力, 以膜应力和弯曲应力的形式进行表述, 如图所示图 1 等效结构应力的定义 Fig.1 Definition of equivalent tructural tre 线荷载 ; 为 x 轴方向的线力矩 ; 为板厚截面 x 上的膜应力 ; 为板厚截面上的弯曲应力. 缺口效应应力场为准确评估焊趾缺口效应引起的应力场, 需通过引入的特征板厚 t ' 来进行计算如图 3(a) 所示, 把板沿着厚度方向分为 a 区和区, 其中 1 3 为边界点图焊趾部位的等效结构应力计算 Fig. Equivalent tructural tre calculation of weld toe 在局部坐标系中, 假设 x 轴的轴向力作用方向与焊趾竖向假设裂纹面保持垂直,y 轴的线力矩的作用方向与焊趾竖向假设裂纹面保持水平, 因此得到结构应力的表达式, 如式 (1) 所示 f y 6 (1) t t 图 3 焊趾部位缺口应力的评估 Fig.3 Stre aeent of weld toe notch 对 a 区和区的线性应力进行计算, 同时计算出边界点 1 和和 3 的最大和最小应力值, 进而能够得到由组成的双线性应力场然后通过对平衡条件的分析以及板厚在交界点处连续, 如图 3() 所示, 最终能够得到在两板厚范围内线性应力场下的膜应力和弯曲应力, 如式 () 所示其中 :t 为板厚 ; 为结构应力 ; f y 为 y 轴方向的

5 第 3 卷第 0 期 015 年 00 月应用力学学报 CHINESE JOURNAL OF APPLIED MECHANICS Vol.3 No.0 Xxx. 015 ( a) 1 ( a) 1 ( ) 3 ( ) 3 () 厚 t 平衡等效应力场和特征板厚 t ' 的自平衡应力场, 对焊趾的缺口效应的应力强度因子的进行评估, 如 ( a) ( ) ( ) ( ) 图 5 所示, 通常可假设 P P P P 则缺口效应的应力场, 如式 (4) 所示 3 等效结构应力的转化网格不敏感应力的确定是为了实现等效结构应力的转化, 对等效结构应力进行转化时通常是针对断裂力学的裂纹扩展分析缺口应力的评估技术结构的疲劳寿命影响因素方面进行开展, 可以看成是复杂几何缺口和荷载模型下向简单几何缺口和荷载模型下的等效转化过程, 如图 4 所示图 5 任意假设裂纹尺寸 a 对应的缺口应力场 Fig.5 The notch tre field of any hypothetical crack ize ( a) t 3at a ( a) ( a) P ( )( ) at t 3at a t at ( ) ( ) at at ( a) t at a ( ) ( ) P ( )( ) at t at a t at ( ) ( ) at at (4) 图 4 复杂模型的等效转化 Fig.4 Equivalent tranforation of coplex odel 3.1 裂纹应力强度因子对于包含裂纹的结构来说, 在循环交变荷载作用下, 裂纹会迅速的开展, 引起应力集中, 直接导致结构的疲劳寿命显著降低, 裂纹的开展和断裂直接依赖于应力强度因子 K 对于一些几何形状和受力简单的裂纹,K 均能够通过分析法或数值计算法得到准确的表达式, 在工程实践中对于复杂的裂纹均采用叠加原理, 利用现成的简单裂纹的解进行组合, 得到实际裂纹的近似解 [14] 在焊接疲劳分析中, 通常把焊趾部位的初始裂纹看成是张开型裂纹 (Ⅰ 型 ), 并把裂纹穿透焊接部位的板厚作为焊趾结构疲劳失效的准则因此, 对于焊缝的任意扩展宽度 a 的裂纹应力强度因子计算公式如式 (3) 所示 K( a/ t) t f( a/ t) f ( a/ t) (3) 3. 缺口效应的应力强度因子对于任意的裂纹尺寸为 a 的焊趾, 可基于全板进而可得缺口效应的应力强度因子 K notch ( a / t ) 如式 (5) 所示 P Knotch( a/ t) t P f( a/ t) ( f( a/ t) f( a/ t) ) a (5) 其中 : P P P 当 a/ t 0.1时, 对 K notch( a/ t) 的求解有较大影响 ; 而当 a/ t 0.1 时, 对 K notch( a/ t) 的求解影响较小, 此时需要引入焊趾缺口效应的应力强度因子放 M [15-16], 如式 (6) 所示大系数 kn( a/ t) M 3.3 裂纹的扩展寿命 K notch( a/ t) kn( a/ t) (6) K( at / ) 对于整个裂纹扩展来说可基于 Pari 方程积分求解其裂纹扩展寿命, 如式 (7) 所示 : at / 1 td( at / ) N (7) n C M K at / 0 kn( a/ t) ( a/ t) 其中 : n 为短裂纹扩展指数, 其值为.0; 为长裂纹扩展指数, 其值为 3.6; K ( a/ t) 为应力强度因子范围, 如式 (8) (10) 所示 K( a/ t) t f( a/ t) r( f( a/ t) f( a/ t) ) (8)

6 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 6 (9) r (10) 其中 : 为等效结构应力范围 ; 为膜应力范围 ; 为弯曲应力范围 ; r 荷载弯曲比将以上几个式子代入式 (7) 得 : 1 1 N t I( r) (11) C I 关于荷载弯曲比 r 的无量纲函数, 式中 ( r ) 作为荷载模式的修正系数, 如式 (1) 所示 at / 1 d( at / ) I( r) n at / 0M kn( a/ t) f( a/ t) r f( a/ t) f( a/ t) (1) 当考虑初始裂纹的尺寸影响时, I ( r ) 的积分结果具有网格不敏感性, 因此初始相对裂纹尺寸设定为 a/ t 0.001, 得到 I ( r ) 的修正函数, 如式 (13) 所示 ' r0.17r I( r) (13) r0.178r 3.4 等效结构应力的转化当确定出荷载弯曲比 I ( r ) 的值后, 即确定了一组与 r t 相关的基于等效结构应力范围的疲劳强度曲线 N, 然后进行推导变换, 如式 (14) 所示 ( S CN ) t I ( r) (14) 因此, 可求得能够将焊缝应力集中效应荷载模式效应 I ( r ) 结构板厚尺寸效应 t 同时考虑在内的直接与疲劳寿命相关的等效结构应力参量 S, 如式 (15) 所示 S S (15) t I e ( r) 其中 : S 为等效结构应力范围 ; t e 厚度参数同荷载模式不同接头类型不同母材不同板厚的大量试验的结果, 并包含了约 100 个全尺寸平板接头和管件试验数据, 经过线性回归处理, 极大的压缩了试验结果数据的分散度, 在应用于疲劳设计时具有较高的可靠性和精度因此, 该 S-N 曲线对空间任意走向的焊缝疲劳寿命评估都是有效的 5 等效结构应力法的应用 5.1 FE-SAFE/VERITY 模块介绍 FE-SAFE 是用于疲劳分析的有限元分析软件, VERITY 是 FE-SAFE 中基于等效结构应力法为核心而开发的用于分析焊缝疲劳性能的模块利用 VERITY 模块进行焊缝疲劳分析时, 首先应结合疲劳设计的要求利用有限元分析软件对结构进行静力分析, 其次把静力分析的应力结果导入到 FE-SAFE 中进行焊趾节点和单元的编号, 然后利用 VERITY 模块进行等效结构应力的计算, 接着在 FE-SAFE 中选取合理的载荷谱及材料的疲劳性能, 利用 VERITY 计算得到的等效结构应力对焊缝进行疲劳性能的评估, 最后得到焊缝的疲劳寿命 5. 算例分析开封亚东中弘宾馆大厅, 平面尺寸为 4*34, 使用净高为 6, 屋面为单层网壳结构, 由 1 根树状柱和其他 4 根钢筋混凝土框架柱所支撑, 在树干与一级分支连接部位采用铸钢三分叉节点连接本文以该工程中的铸钢三分叉节点为例, 对其主管的环形对接焊缝在交变荷载作用下的疲劳性能进行分析为使得所建立的节点模型与实际节点的光滑过渡外形和受荷方式一致, 采用 SolidWork 对节点进行建模, 如图 6 所示 4 疲劳设计主 S-N 曲线主 S-N 曲线是 Dong [17-18] 等近半个世纪来的对大量焊接接头疲劳试验结果数据进行统计学分析, 经线性回归计算得到的, 该 S-N 曲线在等效结构应力在转化的过程中对荷载模式焊趾缺口板厚尺寸等疲劳寿命的影响因素进行了合理的考虑, 基于不图 6 节点模型 Fig.6 Model of the joint 节点的各个几何参数的取值为 : 主分管间的夹角 θ=30 o 主管截面 D*T=500*50 主管长度 L=600 分管截面 d*t=350*35 分管长度 l=800 主分管之间的外倒角半径 R1=1000

第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 7 分管与分管间的倒角半径 R=50 主分管之间的内倒角半径 R3=0 径厚比 γ=d/t=10 管径比 β=d/d=0.7 焊缝 =10 图 7 为节点的几何特征图 (a) 节点的整体应力云图 (a) The overall tre contour of the joint 图 7 节点的几何特征 Fig.

14 对铸钢分叉节点进行静力分析, 分析前需在 ABAQUS 中对节点的主管端部构造相应的焊缝, 焊缝的厚度为 10 铸钢节点与其他杆件焊接时主要有 3 种常用的焊接构造 :I 型焊缝 Y 型焊缝 U 型焊缝, 不同的焊接构造对焊缝的疲劳性能影响也不尽相同 [19-0], 本文未对焊接构造进行讨论, 而是选择了 I 型焊缝作为铸钢分叉节点的环形对接焊缝, 参数与连接母材相同,

7 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 7 分管与分管间的倒角半径 R=50 主分管之间的内倒角半径 R3=0 径厚比 γ=d/t=10 管径比 β=d/d=0.7 焊缝 =10 图 7 为节点的几何特征图 (a) 节点的整体应力云图 (a) The overall tre contour of the joint 图 7 节点的几何特征 Fig.7 Geoetrical feature of the joint 首先采用 ABAQUS6.14 对铸钢分叉节点进行静力分析, 分析前需在 ABAQUS 中对节点的主管端部构造相应的焊缝, 焊缝的厚度为 10 铸钢节点与其他杆件焊接时主要有 3 种常用的焊接构造 :I 型焊缝 Y 型焊缝 U 型焊缝, 不同的焊接构造对焊缝的疲劳性能影响也不尽相同 [19-0], 本文未对焊接构造进行讨论, 而是选择了 I 型焊缝作为铸钢分叉节点的环形对接焊缝, 参数与连接母材相同, 网格划分时对焊缝附近的网格进行了加密处理结构应力法是将该处的结点载荷等效变换为单元边上的分布线载荷, 进而求得焊趾处各节点的结构应力, 然后结合主 S-N 曲线, 进行焊缝疲劳寿命的预测, 焊趾是在 FE-SAFE 中用 VERITY 模块根据焊缝的网格划分进行定义的由于节点相贯的复杂性, 网格划分时采用四面体实体单元, 且焊缝处的单元网格被细化处理节点的模型材料的弹性模量 E=.0x10 5 N/, 屈服强度 f y =35MPa, 泊松比 μ=0.3 流动法则用以确定在加载过程中产生的塑性应变增量的方向, 即确定各塑性应变增量分量之间的比例关系, 在描述塑性流动规律时, 需要用到流动法则来表示屈服面的法线方向与塑性增量的关系, Von-Mie 屈服准则为当某一点应力应变状态的等效应力应变达到某一与应力应变状态有关的定值时, 材料就屈服由于铸钢材料具有明显的塑性现象, 故本文材料的本构模型选用理想弹塑性进行有限元分析时, 采用 Von-Mie 屈服准则和相关的流动法则图 8 为静力分析的应力云图从图 8(a) 节点的整体应力云图中可以看到, 节点的最大应力为 104.4MPa, 位于主管与分管的交汇处, 未达到节点的屈服强度, 此处应力较大是由于主分管相贯导致的应力集中, 不是本次分析的重点图 8() 为节点主管端部构建的焊缝处的应力云图, 可以看到节点的应力水平介于 7.7MPa 到 7.9MPa 之间, 应力水平较低总体看来节点能够满足静力分析的强度条件 () 焊缝的应力云图 ( )The tre contour of the weld line 图 8 静力分析结果 Fig.8 Static analyi reult 其次, 将有限元的分析结果导入到 FE-SAFE016 中, 进行焊缝的疲劳性能分析本文在 VERITY 中进行焊缝定义的时候, 不再采用手动定义焊接线 ( 板厚的定义单元类型选择焊线节点的定义焊线名称和焊线单元输入 ) 方法, 而是采取焊接线定义的另一种方法, 目的是能够更简单的定义焊接区域和焊接线, 尤其是对分析多条焊缝或多种破坏模式时更为简单快捷, 在定义焊接线的时候, 需要在预处理器中定义焊缝所在的域组, 在 ABAQUS 中把焊缝定义为一个独立的域组, 因此在 Fillet Group 中直接选取焊缝所在的域组, 便可由 VERITY 自动识别焊接线, 然后进行结构应力的计算当等效结构应力计算完毕后, 进入 FE-SAFE 中进行疲劳分析, 选择软件默认的材料 teel weld (50%), 由于 VERITY 模块的内部处理, 无需定义节点表面的光滑度在静力分析的过程中我们所得到的是焊接部位的应力分布特点, 是属于静态的, 而疲劳分析就是需要让这些静态的应力分布变成动态的分布, 因此需要定义载荷谱使得焊接部位的应力产生变化, 进而来评价焊缝在不同应力幅作用下的疲劳损伤, 以达到计算焊缝在交变荷载作用下的疲劳寿命, 本文定义等幅对称交变荷载作为一个载荷循环当在 FE-SAFE 中完成疲劳分析后, 需要把得到的结果文件导入到 ABAQUS 中, 进行疲劳寿命结果云图的读取, 图 9 为铸钢分叉节点主管端部焊缝处的疲劳寿命云图

第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 8 图 9 (a) () 疲劳寿命云图 Fig.

3 网格不敏感性验证 (c) 单元长度 30 (c) Eleent Length 30 图 10 不同尺寸的环形对接焊缝 Fig.

经计算分析得到焊缝的等效结构应力, 不同单元长度的等效结构应力的对比如图 11 所示 3 种不同单元尺寸的结构应力最大值分布位置均相同, 且同一位置的结构应力值相近, 应力变化规律一致, 单元尺寸为 15 的焊缝和单元尺寸为 30

75%, 有效证明了结构应力的网格不敏感性为了验证等效结构应力对网格结构的敏感性, 在 ABAQUS 中选择四面体实体单元, 沿着焊缝的环向以网格尺寸为 15 0 30 对铸钢分叉节点的环形对接焊缝进行单元划分, 如图 10 所示图 11

8 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 8 图 9 (a) () 疲劳寿命云图 Fig. 9 Fatigue life contour 如图 9(a) 所示, 因为在本文中只针对焊缝进行了疲劳分析, 所以除焊缝处其余部分没有疲劳寿命的显示, 通过图 9() 可以得到焊缝处的最小疲劳寿命为网格不敏感性验证 (c) 单元长度 30 (c) Eleent Length 30 图 10 不同尺寸的环形对接焊缝 Fig.10 Girth utt weld of different ize 首先利用 ABAQUS 进行静力分析, 得到不同网格尺寸焊缝的应力, 然后将有限元结果导入到 FE-SAFE/VERITY 中进行等效结构应力的计算, 经计算分析得到焊缝的等效结构应力, 不同单元长度的等效结构应力的对比如图 11 所示 3 种不同单元尺寸的结构应力最大值分布位置均相同, 且同一位置的结构应力值相近, 应力变化规律一致, 单元尺寸为 15 的焊缝和单元尺寸为 30 的焊缝对应的等效结构应力最大差值约为 3MPa, 与最大等效结构应力的比值仅为 3.75%, 有效证明了结构应力的网格不敏感性为了验证等效结构应力对网格结构的敏感性, 在 ABAQUS 中选择四面体实体单元, 沿着焊缝的环向以网格尺寸为对铸钢分叉节点的环形对接焊缝进行单元划分, 如图 10 所示图 11 不同单元长度的等效结构应力对比 Fig.11 Equivalent tructural tre coparion of different eleent length (a) 单元长度 15 (a) Eleent Length 15 () 单元长度 0 () Eleent Length 0 4 结论 (1) 等效结构应力法的结构应力可利用有限元法进行确定, 能够同时考虑应力集中板厚载荷模式等对疲劳寿命的影响, 疲劳设计采用单一的主 S-N 曲线, 降低焊缝分类和接头形式等对疲劳设计 S-N 曲线确定的难度 () 在铸钢分叉节点的静强度满足要求的前提下, 运用 FE-SAFE/VERITY 对节点主管端部的环形对接焊缝进行疲劳寿命估算, 得到最危险处的循环次数为 (3) 采用 VERITY 自动识别焊缝所在的域组, 能够简单快捷的定义焊接区域和焊接线, 对分析多条焊缝或多种破坏模式尤为有利

9 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 9 (4) 通过对不同单元长度的等效结构应力的对比分析, 有效验证了等效结构应力法的网格不敏感性参考文献 [1] 袁熙, 李舜酩. 疲劳寿命预测方法的研究现状与发展 [J]. 航空制造技术,005,(1): (YUAN X,LI S M.Reearch tatu and developent of forecat ethod of fatigue life [J].Aeronautical Manufacturing Technology,005,(1):80-84.(in Chinee)) [] 唐涛, 张飞庆, 佘玲娟. 基于名义应力法的高强钢泵车臂架疲劳寿命研究 [J]. 工程机械,016,(03):1-17.(TANG T,ZHANG F Q, SHE L J. A tudy on fatigue life of high trength teel ued in pup truck oo frae a aed on noinal tre proce [J].Contruction Machinery and Equipent,016,(03):1-17.(in Chinee)) [3] 秦培江, 马永亮, 孟繁星. 管节点热点应力参数化分析方法 [J]. 舰船科学技术,016,(S1):118-1.(QIN P J,MA Y L,MENG F X.Paraetric analyi ethod of pot tre in tuular joint [J],Ship Science and Technology,016,(S1):118-1.(in Chinee)) [4] 韩庆华, 陈志钢, 芦燕. 铸钢节点环形对接焊缝热点应力分析 [J]. 建筑结构学报,011,(1):50-56.(HAN Q H,CHEN Z G,LU Y.Hot pot tre analyi of girth utt weld in cat teel joint.journal of Building Structure,011,(1):50-56.(in Chinee)) [5] 靳慧, 李菁, 张其林. 铸钢节点环形对接焊缝的疲劳计算 [J]. 同济大学学报 ( 自然科学版 ),009,(01):0-5.(JIN H,LI J, ZHANG Q L.Application of hot pot tre ethod to fatigue life evaluation of girth utt weld of cat teel node [J]. Journal of Tongji Univerity(Natural Science),011,(1): (in Chinee)) [6] 韩庆华, 郭琪, 林允昶. 不同焊接构造的铸钢节点环形对接焊缝的热点应力分析 [J]. 工业建筑,014,(11): (HAN Q H, GUO Q,LIN Y X.Hot pot tre analyi of different girth utt weld detail of cat teel joint.indutrial Contruction,014,(11): (in Chinee)) [7] Dong P.A rout tructural tre ethod for fatigue analyi of offhore and arine tructure [J].Journal of Offhore Mechanic and Arctic Engineer,005,17 (): [8] Dong P,Hong J K. Analyi of hot pot tre and alternative tructural tre ethod [J].The Aerican Society of Mechanical Engineer,003: [11] 007 ASME Boiler and Preure Veel Code [S].Section Ⅷ Diviion Part 5:Deign y analyi requireent.new York: The Aerican Society of Mechanical Engineer,007. [1] API 579-1/ASME FES-1.Fitne-for-ervice[S].Wahington:The Aerican Petroleu Intitute,007. [13] AWS D1.1/D1M:010.Structural welding code-teel [S].Miai: Aerican Welding SOCIETY,010. [14] Dong P,Hong J K,Oage D,et al.mater S-N curve ethod for fatigue evaluation of welded coponent[j].new York:Welding Reearch Council,00:1-50. [15] 王昌军, 侯威, 陈四利, 王亚平.Ⅰ-Ⅱ 复合型裂纹等 ε θ 线体积应变能断裂准则 [J]. 应用力学学报,017,34(01): (WANG C J,HOU W,CHEN S L,WANG Y P.A ulk train energy criterion of ioline εθ for ixed ode fracture[j].chinee Journal of Applied Mechanic,017,34(01): (in Chinee)) [16] 007 ASME Boiler and Preure Veel Code.Section V3 Diviion Part5:Deign y analyi requireent[s].new York:The Aerican Society of Mechanical Engineer,007. [17] Dong P,Hong J K.The ater S-N curve approach to fatigue of piping and veel weld[j].welding in the World. 004,48(1-):8-36. [18] Dong P,Hong J K. The ater S-N curve approach to fatigue evaluation of offhore and arine tructure. The 3rd International Conference on Offhore Mechanic and Artic Engineering[J].Vancouver:The Aerican Society of Mechanical Engineer,004:1-9. [19] 李鹏, 马君峰, 王纯, 王建强. 基于振动疲劳损伤分析的飞机壁板结构加筋参数优选 [J]. 应用力学学报,017,34(04): (LI P,MA J F,WANG C,WANG J Q,Optiization of tiffened panel tructure paraeter aed on viration fatigue daage analyi[j].chinee Journal of Applied Mechanic,017,34(04): (in Chinee)) [0] 盛兴旺, 郑纬奇, 雷佶洲, 王家悦. 闪光对焊连接 HRB400 级钢筋疲劳试验与试验影响因素研究 [J]. 应用力学学报,017,34(06): (SHENG X W,ZHENG W Q,LEI J Z,WANG J Y.Free and forced viration of lainated plate reting on three-paraeter vicoelatic foundation[j].chinee Journal of Applied Mechanic, 017,34(06): (in Chinee)) [9] Dong P, Prager M,Oage D.The deign ater S-N curve in ASME DIV rewrite and it validation [J].Welding in the Word. 007, 51(5): [10] Dong P.Length cale of econdary tree in fracture and fatigue [J].International Journal of Preure Veel and Piping.008,85(3):

10 第 0 期第一作者姓名, 等 : 文章标题 10

中国公路学报年

中国公路学报年第卷第期年月中国公路学报孟瑾朱平胡志刚根据耐久性试验中常用的整车台架试验方法通过多体动力学模型仿真模拟整车在四轮路面激励下的运动状态提取车身与底盘连接位置的载荷历程采用有限元法分析动载荷作用下的车身结构响应基于传统的应力寿命方法方法寻找车身薄弱环节辨识危险零件应力双轴性并选择多轴疲劳损伤参量预测车身疲劳寿命分析结果表明结合多体动力学与多轴疲劳的寿命