结构疲劳寿命（精选十篇）
结构疲劳寿命 篇1
焊接结构疲劳是指承受动态载荷的焊接结构在交变载荷作用下逐渐失效的过程, 普遍认为焊接接头的疲劳属性与焊接之前的材料的疲劳属性是不同的, 因此需要有不同方法以有效地进行焊接件的疲劳评估。
焊接结构疲劳的特点与母材不同, 第一, 焊接接头遵循的疲劳失效模式是可以明确区分的, 即它可能从何处开始出现裂纹, 一旦出现裂纹, 裂纹又可能朝着哪个方向发展;第二, 焊接接头的S-N数据中, 至少在寿命区间内, 有一个趋于一个特有的斜率, 而光滑试件和未焊接的有缺口的试样却不是这样;第三, 焊接接头的S-N数据中, 平均应力没有什么显著的影响, 而非焊接的试件中, 平均应力则有显著的影响。
2 焊接结构疲劳评估方法
传统的疲劳设计评估是有针对性的面向焊接接头展开, 核心是许用名义应力用安全系数调节进行校验, 该方法并没有考虑焊缝的应力集中, 将名义应力作为焊接接头的评价指标。随着研究的深入, 焊缝应力集中是决定接头疲劳强度的最主要因素成为共识, 随之发展起来的三种方法:结构应力法、等效结构应力法和缺口应力法。
2.1 名义应力法。
该种方法是通过简单材料力学计算公式或常规尺寸应变片测试方法得出结构特定位置 (远离应力集中区域) 的名义应力, 然后与许用名义应力做比较。判定安全的依据为服役应力不大于经过安全系数修正的许用应力
2.2 结构应力法。
在离焊趾3mm的位置测试正交于焊缝方向的应变片, 测量值用于疲劳强度评定, 并提出这种应力评定方法不依赖于焊接接头类型、焊缝几何形状、受力形式等因素, 这是最早的结构应力概念。该方法的局部应力参数能反映接头部位因几何形状变化引起的应力集中但却无法描述焊趾附近的强应力集中效应。
2.3 等效结构应力法。
在焊趾应力梯度较大的一个微小区域内, 由于材料内部的晶粒取向等微观各向异性不可忽略, 根据各向同性的弹性理论求得的弹性应力高于此区域的真实应力, 这称为弹性约束效应;如果这个区域已发生宏观塑性变形, 称为塑性约束效应。鉴于弹性或弹塑性有限元计算无法准确描述焊趾附近非线性应力场, 一些学者引入了等效结构 (热点) 应力概念, 以消除单元尺寸相关性和上述约束效应的影响。
2.4 缺口应力应变方法。
缺口应力应变是裂纹萌生后初期裂纹亚临界扩展的决定性因素, 可以采用缺口应力应变作为评定焊接构件疲劳强度的参数。这种方法本身接近实际情况, 更能合理的将试验结果运用于实际结构
3 疲劳评估标准的使用方法
3.1 国际焊接学会提出的焊接接头及其部件疲劳设计标准。
国际焊接学会提出的焊接接头及其部件疲劳设计标准, 它提供了多种级别焊接接头疲劳强度S-N曲线, 这些S-N曲线考虑了焊缝形状所引起的局部应力集中、一定范围内的焊缝尺寸和形状偏差、应力方向、残余应力、冶金状态、焊接过程和随后的焊缝改善处理。
使用IIW标准预测疲劳寿命的技术路线如下:a.指定具体待评点的位置;b.如果有动应力实测数据, 通过编谱而获得该点的应力范围谱, 转到第 (e) 步;c.如果没有动应力实测数据, 有载荷谱, 那么创建有限元模型;d.根据载荷谱及有限元模型获得该点的应力范围谱;e.根据该点所在焊接接头类型细节及承载方向, 在IIW中选择对应的用于建立S-N曲线的疲劳级别 (FAT) 及相关参数;f.根据损伤比计算公式, 计算损伤比累积;g.根据载荷谱或动应力谱所对应的里程数, 由Minner公式求出寿命 (里程) 。
3.2 BS7608钢结构疲劳设计与评估实用标准。
该标准对于屈服强度700MPa以下结构钢均可应用, 该标准从大量焊接结构中, 提炼出的焊接接头细节S-N曲线, 不仅考虑了局部应力集中, 尺寸与形状的最大允许不连续值, 而且还考虑了应力方向、冶金影响、残余应力、疲劳裂纹形状, 以及某些情况下的焊接工艺和焊后处理方法。
采用BS7608标准进行疲劳寿命评估时, 与采用IIW标准技术路线基本相同, 主要是标准中S-N曲线本身及选择方法上有所不同。根据待疲劳评估的接头细节三维几何图形、受力方向以及工艺细节要求, 从中选择相对应的细节级别, 然后根据细节级别查出定义该级别S-N曲线的具体参数。为提高计算精度, BS标准的S-N曲线也是双斜率的, 其拐点对应的循环次数为一千万次。
3.3 标准对比
3.3.1 共性特点。
a.Minner损伤累积是BS/IIW标准的理论基础, 其中BS与IIW的寿命计算公式本质完全相同。b.可操作性强, 不仅有理论, 亦有技术, 不仅有数据, 亦有工艺要求, 只要被评估对象的接头型式落入它们提供的数据库之中, 其寿命评估就是科学的有价值的。c.BS/IIW标准均适用于焊接结构的疲劳寿命预测与评估。由于铁路机车车辆装备中大部分为焊接结构, 因此, BS标准与IIW标准有着相当大的应用空间。
3.3.2 个性特点。
a.BS 7608钢结构疲劳设计与评估实用标准。 (1) 用于钢结构, 其中包括焊接接头及螺栓连接接头。 (2) 将钢结构接头细节分成10级, 每一级别中不仅提供了建立S-N曲线的信息, 还提供了工艺条件的细节要求, 例如附录B中给出的每一接头细节的可能的疲劳断裂模式及相应的工艺要求可以直接用来指导设计和制造。 (3) 从工程角度出发, 注重工程应用。b.IIW焊接接头及其部件疲劳设计标准。 (1) 比BS更注重焊接接头细节, 焊接接头分类更详细。 (2) 考虑了更多的其它因素对寿命的影响, 并提供了相当丰富的实验数据。 (3) 不仅适用于钢结构, 也适用于铝合金结构。 (4) 考虑了裂纹的扩展。
4 结论
4.1 从标准的基本原理上看, 影响焊接结构疲劳性能的决定性因素是焊缝上的应力集中, 它包括工艺上的焊接缺陷导致的微观应力集中以及设计不合理导致的宏观应力集中。
4.2 焊接接头上承受的变化的外载荷是一相当复杂的随机载荷, 由于载荷谱难于获得, 可以直接在焊接接头附近通过贴片实测其动态应力, 获得其应力谱。
4.3 在BS标准与IIW标准中, 疲劳试验数据表明, 焊缝焊趾打磨可以提高抗疲劳能力;不同板厚、板宽渐变过渡后, 也可以提高抗疲劳能力, 这些措施之所以有效, 其原因就是局部刚度得到了协调, 从而应力集中得到了消除或缓解。
4.4 几种评估方法比较来看, 名义应力法在工程应用中较为方便, 但由于其简化因素较多, 也没有考虑局部应力集中, 所以其结果可能与实际略有偏差, 可以增加实际线路测试环节来反应局部结构的真实应力水平。
摘要：本文首先指出焊接结构产生疲劳失效的特点, 针对焊接结构疲劳问题, 列举了主要的4种评价分析方法, 并阐述了每种评价方法的原理。在4种评价方法原理的基础上, 给出与之相关的焊接疲劳评估标准, 由于标准结合了大量的试验数据及断裂力学知识, 所以在结合实际经验的基础上, 给出了标准的使用技术路线, 同时对标准之间的应用差异给出了说明, 最后对评估方法在结构设计中的应用给出总结。
关键词：焊接结构,疲劳寿命,强度评估
参考文献
[1]IIW FATIGUE DESIGN OF WELDED JOINTS AND COMPONENTS 1996.
结构疲劳寿命 篇2
非对称循环疲劳寿命研究及涡轮盘概率寿命分析
提出基于试棒非对称循环疲劳实验数据的发动机轮盘低周疲劳寿命可靠性分析方法.通过250℃恒温两种不同应变比下GH4133材料疲劳实验,得到应变疲劳寿命曲线.通过有限元数值模拟标准试棒寿命,说明用非对称循环应变寿命曲线估算结构寿命比对称循环应变寿命曲线估算更准确.最后采用所提方法计算分析某涡轮盘销钉孔边低周疲劳概率寿命,寿命数值计算结果与试验结果吻合良好.
作 者：鲁华平陆山 唐俊星 LU HuaPing LU Shan TANG JunXing 作者单位：西北工业大学,动力与能源学院,西安,710072 刊 名：机械强度 ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF MECHANICAL STRENGTH 年，卷(期)：2007 29(1) 分类号：V2 关键词：应变比 非对称循环疲劳 低周疲劳寿命 涡轮盘 可靠性机械设备焊接结构的疲劳寿命研究 篇3
【关键词】机械设备；焊接结構；疲劳寿命；断裂
机械设备在使用的过程中，焊接结构容易出现疲劳开裂或者断裂的情况，如果开裂失效达到一定程度，会出现无法修复的问题，从而导致整台设备报废，增加了施工单位的经济成本。为了及时修复设备，相关工作人员需要加强对机械设备焊接结构的疲劳寿命研究工作。本文介绍了一种以断裂力学为基本原理与公式的研究方法，结合有限元分析软件，可以保证检测的准确性。笔者结合某工程实例，对机械设备焊接结构疲劳寿命研究中采用的流程、方法以及应用情况进行了简单的介绍，以供参考。
1、研究实例
1.1焊接主梁结构简介
某厂采用的桥式起重机，主梁采用的是空腹桁架式主梁，主梁结构是一种典型的焊接结构，如图1所示。
在对该设备进行探伤时，工作人员在北主梁工字梁下盖板位置发现了组合裂纹，如图2所示。在进行仔细的观察后发现，组合裂缝的源头是在板宽中部与腹板间的焊缝处，有的裂纹长度已经达到了150mm，这严重影响了设备的质量以及使用的安全。
1.2起重机基本参数
起重机主梁采用的材质为16Mn，主小车重量为73G/t，起重机经常的起重载荷为100Q/t，水平加速度为0.18as/m·s-2，运行冲击系数为1.1，起升动载系数为1.07。
2、研究的理论依据
在对该设备焊接裂缝进行疲劳寿命的研究时，是以断裂力学为基础，以设备存在初始类裂纹为前提，对裂纹扩展规律以及设备的寿命进行计算。根据断裂力学相关概念，存在裂纹的构件，其寿命与裂纹扩展速率有着直接关系。在对裂纹扩展速率进行计算时，计算公式如下：
3、应力计算
在对应力进行计算时，采用了有限元分析软件，根据ANSYS软件提供的子模型技术，可以减小后期处理时产生的误差，从而保证计算的精度。应力计算前，首先需要建立起重机主梁的整体模型，然后再进行加载计算，从而得到主梁下盖板最大弯曲应力和最小弯曲应力云图，根据最大与最小应力值的差，可以得到应力幅度。
4、主梁结构寿命评估
4.1参数确定
4.2寿命计算
在本文的研究实例中，实测的长裂纹为150mm，将其带入式（2），可以得到理论应力循环次数，该主梁的理论剩余应力循环次数为：Np一NL=5 220次，5220次循环大约还能继续工作43天。
5、焊接疲劳的预防措施
5.1降低应力集中
通过研究发现，机械设备焊接结构出现疲劳破坏的原因主要是应力集中，为了延长设备的使用寿命，可以采用降低应力集中的方法。在对焊接结构的形状进行设计时，应减小断面发生突变的可能，还要将结构中拐角以及尖角改为圆弧形状，从而增加曲率半径。在对焊接结构的载荷分布进行设计时，应保证分布的均匀性，避免局部承载过大。在对焊接接头进行设计时，也要降低应力集中，可以选择对接的接头，最好能磨平余高。焊接时选用连续焊缝的方式，焊缝之间还应保持一定距离，另外，尽量避免在受拉构件上设置横向焊缝。
5.2降低焊接残余应力
为了避免设备焊接结构出现疲劳开裂的现象，设计与加工人员应对焊接工艺进行调节与控制，降低焊接残余应力。采用振动时效处理、加热、锤击以及局部压缩的方式都可以改善残余应力场。设计人员在优化焊接结构时，可以减少焊缝的数量，减小焊缝的尺寸。如果焊缝过于集中，也会出现应力分布不均匀的问题，而采用较小的焊缝形式，则可以降低残余应力。另外，设计人员还要合理安排焊缝的顺序，可以先对收缩量比较大的焊缝进行处理，然后按照从中间向两边的方式进行焊接。如果构件同时存在对接焊缝与角焊缝，则应先处理前者。在优化振动时效时，可以采用敲击的方式，激起构件共振，从而消除残余应力。敲击时效是根据构件固有的频率做渐振运动，使金属部件产生的塑性变形硬化，从而达到提高疲劳强度的效果，提高抗疲劳能力。设计人员还可以通过调节残余应力场的方式降低残余应力，这需要利用专业的加工设备，对焊缝或者焊趾进行修整。采用局部加热的方式也可以提高焊接疲劳强度，设计人员应结合工作经验，制定出切实可行的施工方案。
5.3焊接缺陷妥善处理
在焊接时，施工人员一定要提高焊缝的质量，控制施工的强度，做好焊接缺陷的妥善处理，从而延长设备的使用寿命。磨光是处理焊缝的有效措施，其可以改善焊缝的形状参数，可以消除焊缝表面的缺陷。在对角焊缝磨光时，采用的工艺比较复杂，这对施工人员提出了较高的要求，其必须保证焊缝尺寸达标。在对局部进行磨光时，需要采用砂轮，这项工作的强度比较小，可以保证焊趾周围的圆顺性。只有优化焊接处理技术，才能提高焊接结构的疲劳强度。
6、结语
机械设备焊接结构出现疲劳裂纹后，对设备的使用带来了较大的安全隐患，如果处理不够及时，会缩短设备的使用寿命。本文对常用的探伤技术以及优化焊缝的方法进行了介绍，希望相关工作人员合理的利用这些技术，降低设备出现质量问题的概率。在设计焊缝的数量与尺寸时，应尽量减少焊缝的数量，这可以降低焊接结构出现疲劳失效的概率。研究人员采用断裂力学与有限元分析法结合的方式，可以快速、准确的检测出机械设备存在的断裂隐患，从而延长设备的使用寿命。
参考文献
[1]郝红力，丁建人，李海超，杨宏科.大型铸件改焊接结构的研究与推广[J].装备制造技术，2015（12）.
[2]张胜跃，卿黎，张宇栋.焊接结构承压管道有限元与可靠性分析[J].焊管，2016（01）.
在役钢结构吊车梁疲劳寿命研究 篇4
关键词：钢吊车梁,疲劳寿命,DFR方法
0 引言
钢结构吊车梁因其自重小、制作安装简单、承载能力大,常应用于大型的冶金工业和机械工业厂房中。目前,工业厂房的构件承担着越来越多类型的生产荷载,厂房结构的安全性能储备也在不断降低。对于直接承受吊车动荷载的吊车梁,特别是投入使用后的钢吊车梁,总会有着这样或那样的问题:设计漏洞、施工质量不合格、材料使用不当或材质老化、恶劣环境等。
在结构工程学研究领域中,如何科学评估在役钢结构吊车梁的疲劳寿命具有重要的研究意义。它不但可以预防和减轻灾害的发生、延长其使用寿命,也可以为未来的安全生产提供管理的技术依据。世界上大部分国家都普遍关注在役钢结构疲劳寿命的评估方法,并将其作为一项基础性的研究工作。
由此可见,(1)研究钢结构吊车梁疲劳寿命不但可以确保安全生产、延长使用寿命,也可以促进国民经济的发展与科学技术的进步。(2)研究钢结构吊车梁的疲劳寿命,可以有效的指导使用阶段的管理与维护,带来巨大的经济效益,具有非常广泛的应用前景。
1 模型建立
本文计算分析对象为某炼钢厂吊车梁。此钢厂车间始建于1970年10月,建筑面积58608.8平方米,建筑高度14.5米,跨度24米,总长468米。此厂房内的各类构件均处于超负荷工作状态,吊车梁系统最为严重,威胁厂房的安全生产。为此决定对该车间吊车梁系统进行分析验算,以查明其工作状态,为后期加固与处理提供技术依据。该吊车梁材质为Q235,fy=215MPa,为工字形截面钢吊车梁,梁高1.5m,上、下翼缘厚度均为55mm,上下翼缘宽700mm,腹板厚19mm。
采用有限元分析时必须针对不同的问题建立不同的特性单元。建立单元至关重要,选择不正确的单元,会直接影响计算的进行和结果的精确性。本文采用beam188梁单元,有限元整个模型一共有51个节点,50个单元。单元每个节点有6个自由度:x、y、z方向的平移和x、y、z轴向的转动。定义材料属性:弹性模量:2×105MPa,泊松比:0.3,密度:7.8×103kg/m3。
2 移动荷载的应力时间历程
大车的运行速度是30m/min,小车的运行速度是20m/min,为了简化计算,均取30m/min。因此吊车梁单元按每个网格0.6m划分50段,来体现吊车梁荷载以0.5m/s的速度运行。其中每一段表示小车运行1s时的距离。划分单元后生成的节点就是本文加载荷载步的位置,可以满足计算的精度要求,也可以模拟吊车实际运行过程。
吊车的工作级别为A5,根据本厂房吊车的实际运行情况,取2种工况。每种工况的计算都是吊车均以0.5m/s的速度从轨道的一端运行到另一端这样一个完整的工作循环。且简化计算假设如下:
(1)小车的位置始终位于吊车梁的跨中位置;
(2)吊车匀速运行,吊车运行梁上产生的荷载和结构力学中进行静力计算时的轮压值相等。
工况1:在轨道上的集中力为157.20KN,水平横向荷载值38.3KN;
工况2:在轨道上的集中力为232.45KN,水平横向荷载值58.1KN。
一个工作循环中应力变化情况是进行疲劳寿命分析的基础。通过ANSYS的瞬态分析,可以获得吊车梁模型中各个节点在工作循环中的应力-时间历程。本文在两种工况下吊车均以0.5m/s的速度从轨道一端运行到另一端,并且把作用在梁上的集中力作为移动荷载处理。本文取59个载荷步。设置多个载荷步并且改变荷载的作用位置,利用ANSYS求解后进入处理器POST1查看每一载荷步的结果项。
通过ANSYS的瞬态分析获得各个典型节点的应力-时间历程,按一个工作循环将数据用“三峰谷计数原则”,进行雨流计数,并按最大幅值的5%取值(对疲劳损伤影响很小计数结果去掉)。对于应力幅值的累积频率函数的拟合和参数估计详见第四章。得到累积频率图如图1。
3 S-N曲线图与计算结果
(1)Miner线性累积损伤准则计算可得等效应力幅为33.8MPa,带入曲线可得寿命为56万次。
(2)Corten-Dolan累积损伤准则计算可得等效应力幅为41.6MPa,带入曲线可得寿命为30万次。
(3)DFR法按照第四章的理论计算其设计寿命为27万次。(图6)(图2)
(1)Miner线性累积损伤准则。计算可得等效应力幅为35.6MPa,带入曲线可得寿命为48万次。
(2)Corten-Dolan累积损伤准则。计算可得等效应力幅为39.8MPa,带入曲线可得寿命为35万次。
(3)DFR法。按照第四章的理论计算其设计寿命为30万次。(图3)
(1)Miner线性累积损伤准则。计算可得等效应力幅为31.3MPa,带入曲线可得寿命为71万次。
(2)Corten-Dolan累积损伤准则。计算可得等效应力幅为36.5MPa,带入曲线可得寿命为45万次。
(3)DFR法。按照第四章的理论计算其设计寿命为36万次。(图4)
(1)Miner线性累积损伤准则。计算可得等效应力幅为42.5MPa,带入曲线可得寿命为28万次。
(2)Corten-Dolan累积损伤准则。计算可得等效应力幅为44.6MPa,带入曲线可得寿命为25万次。
(3)DFR法。按照第四章的理论计算其设计寿命为20万次。(图5)
(1)Miner线性累积损伤准则。计算可得等效应力幅为41.8MPa,带入曲线可得寿命为30万次。
(2)Corten-Dolan累积损伤准则。计算可得等效应力幅为43.7MPa,带入曲线可得寿命为26万次。
(3)DFR法。按照第四章的理论计算其设计寿命为21万次。
(1)Miner线性累积损伤准则。计算可得等效应力幅为46.6MPa,带入曲线可得寿命为22万次。
(2)Corten-Dolan累积损伤准则。计算可得等效应力幅为47.3MPa,带入曲线可得寿命为21万次。
(3)DFR法。按照第四章的理论计算其设计寿命为15万次。(图7)
4 结论
采用Miner累积损伤准则计算疲劳寿命为22万次;采用Corten-Dolan累积损伤准则计算疲劳寿命为21万次;采用DFR法计算疲劳寿命为15万次。
已知试验疲劳寿命为13万次,因此各个误差为:61.5%,69.2%,15.4%。可以看出DFR计算的误差最小,所以DFR的计算较为准确。
上述的计算主要考虑的是可靠性系数和置信度系数均为95%,疲劳可靠度对疲劳寿命是有影响的,图8给出了疲劳寿命与不同可靠度的关系曲线。
从图8可以看出两者的关系基本呈线性关系,随着可靠度的提高,剩余寿命减小。
参考文献
[1]阎石,韩杨,綦宝晖,张曰果,孙威.利用CFRP加固钢吊车梁弯曲疲劳性能试验研究[J].沈阳建筑大学学报自然科学版,2007,(4):529-532.
[2]常好诵,杨建平,张家启等.焊接工字钢吊车梁上部区域疲劳开裂的测试分析[C].工程结构鉴定与加固改造.全国建筑物鉴定与加固标准技术委员会,2002:384-387.
[3]惠云玲,董桂波,徐名涛.钢吊车梁群体疲劳寿命检测评估分析[J].工业建筑,2003,(7):60-61+70.
[4]王长江,姚卫星.引入三参数曲线的DFR法[J].南京航空航天大学学报,2010.3.
结构疲劳寿命 篇5
摘 要：汽车后桥作为汽车底盘的关键零部件，承受来自路面和车辆本身的各种冲击和作用力，其刚度和强度对于主减速器和差速器齿轮的正常啮合及半轴的正常工作和后桥各部位轴承的受力及寿命有着重要意义。本文结合轻型车后桥二维载荷谱的关键技术，对其疲劳寿命预测进行了研究和分析。
关键词：轻型车后桥；二维载荷谱；疲劳寿命
随着全球日趋激烈的竞争和用户对产品的安全性、耐久性及可靠性日趋关注和重视，对承载型车辆的质量、寿命和可靠性提出了更高的要求。驱动桥作为承载汽车传动系的最后一个大总成，其主要功能是增大扭矩并将其分配给左右车轮，并通过差速器实现左右车轮在转弯或不平路面行驶时所要求的差速功能；同时，驱动桥还承受来自路面和车辆本身的各种冲击和作用力，其工作环境极为恶劣。驱动后桥作为主减速器和差速器等的外壳起着支撑车辆荷重和将车轮上的牵引力、制动力、垂向力等传递给车架的作用。因此后桥的刚度和强度对于主减速器和差速器齿轮的正常啮合及半轴的正常工作有着重要意义。
一、二维载荷谱的均值
实际上零件和构件所承受的循环载荷是一个连续的随机过程，利用雨流法计数结果，选取幅值和均值作为两个随机变量，采用二维随机变量的统计分析理论对双参数计数结果进行统计分析，建立二维概率密度函数，从而完成了由实测子样到推断母体的分布。已知母体分布后，便可求得均值和幅值变化范围及其取值概率，进而得到二维载荷谱。建立二维载荷谱需要得到均值与幅值的全部信息，只有采用双参数计数法。由于雨流法在计数原理上与实际工作载荷对金属零件的循环应力-应变较相似，有坚实的力学基础，在计数方法上便于用计算机完成，因而得到广泛的应用，近年来被认为是最有效的计数方法。根据雨流计数法的结果可以把载荷时间历程处理成为包含幅值和均值全部信息的雨流矩阵。均、幅值矩阵是雨流计数法给出的雨流矩阵之一，将该矩阵转换后，得出均值、幅值的边缘累积频次分布曲线。
二、道路载荷谱采集分析
载荷谱测试参数是台架疲劳试验的载荷控制量，载荷谱测试参数可以是试验件关键部位的应变，也可以是试验件的输入工作载荷。通常试验件的应变较容易测试，试验件的输入载荷控制比关键部位应变控制更能全面重现试验件各部位的工作应力和应变。理想情况下，试验载荷和周期应该只依赖于产品的开发目标（公路、越野路或市区道路行驶等使用条件和寿命里程）。车轮载荷作为汽车车桥及悬架载荷输入，不仅可重现悬架各组件的工作应变循环，同时基本上独立于任何零件的特定设计。试验用车轮载荷的测试采用了MTS公司生产的车轮6分力传感器，其可准确测试路面对车轮在3个坐标方向的作用力Fx、Fy、Fz和力矩Mx、My、Mz。近年来，大多数企业采用关联用户用途的试车技术建立了汽车疲劳耐久性道路行驶规范。该类规范通过汽车试验场各种典型路面与不同车速行驶和制动、转弯等工况下的组合，与关联用户用途的汽车载荷、行驶道路和路况、车速、操作方法等使用条件相关联，使道路试验与用户使用损伤情况一致性较好。因此，采用关联用户用途的汽车耐久性道路行驶规范，在汽车试验场对汽车载荷谱进行了测试。该测试方法不仅可节省测试时间和费用，同时也利于台架试验载荷的强化。
三、结构疲劳寿命预测方法
（一）常规疲劳设计方法
常规疲劳设计方法也称为名义应力法，它以名义应力为设计参量来估算结构的疲劳全寿命。该方法是最早使用的抗疲劳设计方法，以积累了大量的材料数据和工程应用经验，是目前工程上常用的较可靠的抗疲劳设计方法。名义应力法从材料的 S-N 曲线出发，考虑各种影响构件疲劳寿命的因素对材料 S-N 曲线进行修正，进一步得到构件的 S-N 曲线。S-N曲线在双对数坐标中为分段直线。其中无限寿命设计法使用的是 S-N 曲线的水平部分，即疲劳极限；而有限寿命设计法使用的是 S-N 曲线的斜线部分。对于变幅应力下的疲劳寿命估算，则需对应力-时间历程进行计数处理，再结合 Miner 法则等损伤累积理论进行寿命估计。
（二）局部应力应变法
局部应力应变法一般用于应力水平较高的低周疲劳问题，它的设计思路是，构件的疲劳破坏都是从应变集中部位的最大应变处起始，并且零构件的整体疲劳性能取决于最危险区域的局部应力-应变状态。用弹塑性有限元法或修正 Neuber 法等获得缺口处的局部应变-时间历程，经雨流计数法等计数处理，结合应变-寿命曲线和疲劳损伤累积理论即可估算裂纹萌生寿命。用局部应力应变法估算出裂纹萌生寿命以后，再用断裂力学方法估算出裂纹扩展寿命，两阶段寿命之和就是构件的总寿命。
（三）损伤容限设计
损伤容限设计就是以断裂力学为理论基础，以无损检验技术和断裂韧度的测定技术为手段，以有初始缺陷或裂纹构件的剩余寿命估算为中心，以断裂控制为保证，确保构件在使用期内能够安全使用的一种抗疲劳设计方法。损伤容限设计的关键问题，是正确估算裂纹扩展寿命。装载机驱动后桥在台架试验和实际运行中，其失效一般表现为低应力高周疲劳，因此本文选用名义应力法进行后桥总寿命的预测。对于名义应力法，后桥强度有限元分析获得的弹性应力/应变响应即可满足需求。
四、结束语
由于车辆实际工作中后桥承受的应力水平低于后桥材料的疲劳极限，后桥的疲劳属于高周疲劳问题，利用nSoft 软件的应力疲劳分析模块，导入各测点的绝对值最大主应力-时间历程，并结合构件 S-N 曲线和 Miner 累积损伤理论即可估算后桥的疲劳寿命。选用 BS7608 标准中 F 级标准 S-N 曲线，根据台架试验加载情况施加载荷-时间历程。在后桥疲劳寿命计算的过程中，考虑了平均应力的影响，应用 Goodman 公式进行了修正，最后计算得到的焊缝疲劳寿命分布。从而得出，后桥寿命的薄弱位置，以及脉动循环载荷的承受拉应力和疲劳损伤程度。
参考文献：
[1]王德俊.多轴疲劳强度[J].科技与企业，2014.
结构疲劳寿命 篇6
长期工作在振动环境下的工程结构在交变载荷或重复应力的作用下,其典型的破坏形式为结构疲劳,特别是交变随机载荷的频率覆盖结构的某一阶或几阶共振频率时,结构将发生共振,这时一定的激励会产生更大的响应,降低其疲劳寿命,这就是典型的振动疲劳或动态疲劳问题[1]。
DFR(detail fatigue rating)方法即细节疲劳额定值法[2,3],是美国波音公司在飞机结构的疲劳设计中发展起来的一种控制特定条件下疲劳强度的可靠性设计方法,其基本可靠性指标为置信水平95%,可靠度95%。
国内外近年来很多学者[4,5,6,7]针对工作在随机振动环境下的工程结构开展了大量的疲劳寿命分析与试验研究,并取得了显著的工程成效。但针对自身含有加工缺陷的结构件的疲劳寿命评定问题还未见相关报道。
本文以含铸造缺陷(树枝状疏松、低密度夹杂和冷裂纹)的安装架结构为对象,首先通过在含缺陷安装架结构上截取样件来测试获得各种缺陷件的疲劳寿命特性,然后用经试验数据修正后的仿真分析模型确定被评定结构的最危险部位和该位置的载荷谱;最后假设此危险部位存在铸造缺陷并进行寿命评定,从而较为保守地获取此批次结构疲劳寿命,为后续的设备维修提供了理论依据。
1 设备结构及其疲劳寿命评定思路
1.1 设备结构简介
该设备结构由多个铸造不锈钢框架和不锈钢机械加工件铆接而成,如图1所示,其与安装平台通过A1、A2、B1、B2、C1、C2共6点连接。承载的载荷为4个电子设备机箱,质量分别为W1=60kg,W2=32kg,W3=27kg,W4=28kg。机箱与安装架连接方式为前面板2个螺栓(W1为3个),后面板2个定位销。
该设备在宽带随机振动环境中长期工作。某批次存在不同程度的缺陷,为了确定已交付批次的检查维修周期,需开展寿命评定工作。
1.2 疲劳寿命评定工作流程
为了科学地进行该设备结构的疲劳寿命评定,制定了图2所示的工作流程。
(1)对结构材料的基本力学性能进行了测试,包括弹性模量、泊松比、屈服极限、破坏极限,以及损伤部位的刚度退化等,为分析提供基本材料数据。
(2)根据设备结构及振动试验夹具结构的CAD模型,建立设备结构及振动试验夹具结构的动力学分析模型。
(3)对设备结构及振动试验夹具结构进行模态分析和测试,以验证分析模型的有效性。
(4)采用经过验证的分析模型对设备结构及振动试验夹具结构进行动态响应分析,获得结构危险部位的动态应力响应。
(5)根据结构危险部位的动态应力响应确定相应的疲劳载荷谱。
(6)对危险部位进行疲劳寿命评定。
2 材料力学性能及疲劳/裂纹扩展性能测试
在缺陷结构上截取样件通过X射线检测和评定发现:树枝状疏松缺陷SD8、低密度夹杂缺陷DD8和冷裂纹为其主要危险类型。根据缺陷部位的结构形式、方向、载荷大小和力学试验的样件选取标准等,从缺陷结构上共截取了37个测试样件,其中,9件进行材料的基本力学性能测试和疲劳/扩展性能测试,6件进行SD8试验,12件进行DD8试验,10件进行冷裂纹试验。
2.1 材料基本力学性能测试
对截取下来的含铸造缺陷的样件和无缺陷的样件进行基本力学性能测试,结果表明:含损伤缺陷件的弹性模量为166GPa,不含损伤缺陷件的弹性模量为164GPa,表明铸钢安装架的缺陷对材料的弹性模量特性基本无影响。材料的泊松比为0.34。选用材料发生0.2%塑形应变时的应力作为屈服指标,其屈服强度σ0.2为227MPa。
2.2 疲劳/裂纹扩展性能测试
试验设备为100kN INSTRON8801疲劳试验机。由于调试过程中发现内部裂纹扩展较快,当其扩展到试样表面时试件已接近断裂,且裂纹扩展表面已发生变形,故疲劳/裂纹扩展性能测试试验均采用全寿命试验方法。依据DFR试验方法,试件在强迫试验约105次循环受到破坏的前提下,确定载荷为150MPa,疲劳试验应力比为R=0.06,最大疲劳载荷(应力)不应超过材料屈服强度,试验频率为15Hz。按照DFR试验数据统计方法[8]对试验数据进行点估值计算。当一组试件中的n个试验件全部破坏时,有
式中,Ni为各组试验件中第i个试验件的特征循环数;α为疲劳寿命双参数威布尔分布的形状参数,对于本文批次的试验件,α=3[8]。
然后计算每组试件双95%寿命N95/95:
式中,ST为试件系数,对于试件本身,取ST=1;SC为置信系数;SR为可靠性系数;β为试验特征寿命。
最后计算每组试件的DFR值:
X=S(5-lgN95/95) (4)
式中,Sm0为材料特征参数,对于铸钢试件,Sm0取930MPa;Sa为应力幅;Sm为平均应力;X为计算参数;S为材料特征参数,对于铸钢试件,S取1.8[8]。
样件试验结果及性能统计结果如表1所示。缺陷件的DFR值为132MPa。
3 模态和动力响应测试
3.1 模态测试
采用激振器激振的方法进行频响函数测试,测试结果如表2所示,可看出每个试验件的频率虽有微小的差距,但是振型是完全相同的。由于试验件中损伤的位置是随机分布的,故可认为损伤对安装架结构的整体动态特性没有影响。
Hz
3.2 动力响应测试
用产品的耐久振动试验谱进行振动激励,激励方向为垂向。在结构上选取了5个特征位置粘贴应变花进行测试。振动试验测试时间为5min。
各个测点的主应力均方根值如表3所示,频域响应如图3所示。在所选择的5个测量点处,第5个测量点处的主应力均方根值最大,其值为4.59MPa,其余各点的应力均方根值均小于2MPa。
4 动力响应分析与危险部位确定
动力响应分析的目的是先建立该结构的仿真分析模型,再经试验数据对比分析后修正,最后基于该模型确定结构的危险部位和载荷谱。
4.1 有限元分析模型
采用部件装配的方式构建有限元模型,网格划分后,根据真实的物理连接关系,利用多种连接单元建立连接关系。
根据上述方法首先建立设备结构的有限元动特性模型;其次构建夹具有限元动特性模型,安装在设备架上的设备采用集中单元处理,螺接用固连单元,销接除转动外的其他自由度约束,且模型的质量和转动惯量分布与实际设备状态一致。通过与试验结果对比来分别修正模型,使得分析模型能表达实际结构的动特性;最后将修正好的两个模型组合,并调整连接关系,使得总体组合模型与试验结果相比较为合理,进而利用组合模型在给定的振动条件下进行随机响应分析。材料的力学特性取2.1节的试验结果。
4.2 动态特性分析
根据4.1节所建立的有限元分析模型获得了结构的主要模态,结构的计算模态与试验模态对比如表4所示,其一阶分析模态振型与试验模态振型对比如图4所示。二者吻合得非常好,表明所建立的分析模型是正确的。
4.3 随机振动分析
把动响应试验所用的振动条件作为输入激励,进行随机响应分析,分别对测片处试验结果和分析结果进行对比,发现所建立的试验模型具有分散性,故提取分析模型结构主框架处的最大应力作为后续分析的数据。
选取测试应力水平较高的3处位置值与试验值进行对比,结果如表5所示。
从表5可以看出,应力分析结果与应力实测结果的误差最大为20%,表明上述计算应力的处理方法是恰当的。采用该模型得到的主体结构上的最大应力响应位置在安装点B1上方的结构下陷处,如图5所示,该截面处的应力平均值为5.48MPa。
4.4 危险部位及载荷谱确定
根据振动性能测试试验件测到的动态应变响应,计算得到各个应变花粘贴部位的最大均方根主应力。各应变花粘贴部位最大均方根主应力计算结果见表3。根据与分析结果的吻合情况,可以确定出5号测点为最严重部位。对该严重部位的动态应变测量结果进行瞬态最大主应力计算,形成用于疲劳评估的基本应力谱。
再对振动性能测试试验件上5号测点5min的动态测量结果进行瞬态最大主应力合成计算,共得到150万个左右的随机应力峰谷,以此作为疲劳评估的随机应力基本谱。
考虑到通过计算模型获得的最大应力为5.48MPa,是最大测试应力的1.2倍,计算模型与测试模型的误差为20%(安全系数取1.2),同时考虑结构实际状态的细节弯曲效应影响,故预测结果应再放大1.2倍。所以,在基本谱的基础上放大1.728倍作为随机应力谱来进行寿命评定。
5 疲劳寿命评定
5.1 评定原则
根据振动性能测试试验件的响应来确定安装架的疲劳载荷,即假定振动性能测试试验件的测试结果能代表所有安装架的受力状态,其受力严重部位可能就是该批次安装架中各类最严重缺陷出现的部位。保守起见,取振动性能测试试验件上最严重部位的疲劳评估载荷谱作为载荷编制依据。
5.2 评定结果
通过2.2节确定的DFR值测试结果和4.3节振动随机应力谱进行寿命计算。
利用中国飞机强度研究所编制的软件系统——飞机结构疲劳可靠性分析系统的DFR法进行随机应力谱的读取、雨流计数和寿命(循环块数)计算,确定出危险部位具有95%可靠度、95%置信度的可靠性寿命(双95循环块数)。
振动循环块数计算完成后,进行振动时间向飞行小时的转换。根据国军标GJB150,耐久试验每振动2.5h相当于实际工作500h。
疲劳可靠性寿命计算结果如表6所示,按损伤容限评估的安装架的寿命为3900h。
6 结语
本文通过某批次含铸造缺陷的设备结构的疲劳寿命评定,为该批次产品的售后使用维护提供了理论依据。基于该项工作,笔者认为基于试验数据的DFR方法是一种行之有效的工程结构疲劳寿命评定方法。
参考文献
[1]姚起航,姚军.工程结构的振动疲劳研究[J].飞机工程,2005(3):5-8.Yao Qihang,Yao Jun.Vibration Fatigue Problem inEngineering Structures[J].Air Craft Engineering,2005(3):5-8.
[2]郭兰中,李新勇.基于DFR法的连接结构疲劳可靠性分析[J].兰州交通大学学报:自然科学版,2005,24(3):15-16,20.Guo Lanzhong,Li Xinyong.Reliability Analysis ofMechanical Fastener Joints Based on Detail FatigueRating[J].Journal of Lanzhou Jiaotong University:Natural Sciences,2005,24(3):15-16,20.
[3]李戈岚,薛俊川.DFR法在军机结构寿命分析中的重要作用[J].飞机设计,2008,28(6):35-37.Li Gelan,Xue Junchuan.The Important Effect of theMethod of DFR in the Life Analysis for MilitaryAircraft Structure[J].Aircraft Design,2008,28(6):35-37.
[4]杨玉恭,薛景川,焦坤芳,等.飞机结构腐蚀疲劳分析中的DFR方法[J].机械强度,2004,26(增刊):52-54.Yang Yugong,Xue Jingchuan,Jiao Kunfang,et al.DFR Method in Corrotive Fatigue of Aircraft Struc-ture[J].Journal of Mechanical Strength,2004,26(S):52-54.
[5]王明珠,姚卫星.随机振动载荷下缺口件疲劳寿命分析的频域法[J].南京航空航天大学学报,2008,40(4):489-492.Wang Mingzhu,Yao Weixing.Frequency DomainMethod for Fatigue Life Analysis on Notched Speci-mens under Random Vibration Loading[J].Journalof Nanjing University of Aeronautics&Astronau-tics,2008,40(4):489-492.
[6]Petrucci G,Zuccarello B.Fatigue Life Prediction un-der Wide Band Random Loading[J].Fatigue Frac-ture Engineering Material Structural,2004,24:1183-1195.
[7]周敏亮,陈忠明.飞机结构的随机振动疲劳分析方法[J].飞机设计,2008,28(2):46-49.Zhou Minliang,Chen Zhongming.Vibration FatigueAnalysis of Aircraft Structure Subjected to RandomLoading[J].Aircraft Design,2008,28(2):46-49.
结构疲劳寿命 篇7
对有机玻璃边缘连接结构进行低周疲劳寿命预估是座舱盖设计的重要环节。目前, 广泛采用确定性寿命分析方法[4,5], 通常通过对有机玻璃边缘连接结构进行疲劳寿命实验, 得到寿命模型, 并结合安全系数进行有机玻璃边缘连接结构的寿命设计。但是, 实践证明, 由于有机玻璃材料在实际加工过程中, 其材料属性、几何尺寸、工作条件以及载荷等都存在随机性, 有机玻璃的疲劳强度、疲劳寿命也存在一定的分散性。而传统的方法采用确定性设计参数来计算寿命值或疲劳强度值, 没有充分考虑参数的随机性, 不能预估设计风险, 并需要采用安全系数法来防止失效。因此, 所预测的疲劳强度值以及寿命值往往偏低, 造成设计过于保守。
鉴于疲劳寿命确定性分析方法的弊端, 本工作对图1所示透明件边缘连接结构在给定疲劳强度下 (50000次循环) 的疲劳寿命进行可靠性研究。首先, 对有机玻璃边缘连接结构进行疲劳实验, 可以确定边缘连接结构疲劳失效的起始位置[6];利用有限元软件Marc计算透明件边缘连接结构在弯曲载荷作用下应力分布, 给出疲劳失效区域的应力;根据适用于有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命估算方法 (局部应力法) 建立失效区域应力与疲劳寿命模型[6,7];同时在本课题组所编制包含有多种可靠性分析方法的飞机结构强度和寿命可靠性分析与设计软件 (Asrads1.0) 中加入设计参数的统计分布规律, 选取可靠性分析方法——蒙特卡罗法 (Monte Carlo) , 设定样本点为5000对透明件边缘连接结构进行寿命可靠性分析;采用四阶矩法对结构进行可靠性分析。
1弯曲疲劳寿命模型
对MDYB-3航空有机玻璃边缘连接结构进行常温下弯曲疲劳实验, 基于实验结果, 结合有限元分析, 采用局部应力法对结构进行疲劳寿命分析, 得到结构寿命预测模型如式 (1) 。文献[6,7]可知, 实验寿命与预测模型预测寿命吻合较好[7]。
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式中:σ为结构危险区域Mises应力;N为疲劳循环次数。
2确定性分析
本工作首先对有机玻璃边缘连接结构在疲劳载荷幅值Pmax=1.179kN时, 加载频率f=1Hz, 应力比R=0.1, 采用正选加载情况下, 进行了5次疲劳寿命实验, 发现结构寿命均超过50000次。采用有限元分析软件Marc对有机玻璃边缘连接结构在载荷Pmax=1.179kN作用下进行应力分析, 材料参数为表1中均值。有限元模型与边界条件如图2所示。有限元计算可以发现弯曲载荷作用下有机玻璃边缘连接结构上应力分布云图如图3所示, 并且最大拉应力位置与结构破坏位置相同, 可知, 拉应力导致结构失效。1.179kN载荷作用下, 结构上最大应力为40.505MPa。根据寿命公式可知, 结构的寿命为2.07×106远远大于50000, 确定分析可认为, 有机玻璃边缘连接结构在载荷作用下达到低周疲劳设计要求。
3可靠性计算
应用本课题组所编制的《飞机结构强度和寿命可靠性分析与设计软件》对有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命可靠性进行分析。软件界面如图4所示, 该软件可以实现随机变量的8种分布类型:正态分布、均匀分布、对数正态分布、指数分布、两参数威布尔分布、I型极小分布、伽玛分布和瑞利分布;软件包括了7种可靠性方法:改进一次二阶矩法、蒙特卡罗法、重要抽样法、线抽样法、四阶矩法、一次响应面法和二次响应面法。软件也可以调用有限元软件 (Ansys, Patran, Nastran, Marc, Abaqus等) , 实现复杂结构自动化可靠性分析。软件分析流程如下:问题描述—定义极限状态方程—定义响应模型—变量映射—定义响应—确定性分析—可靠性分析。
本工作基于有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命实验与有限元分析, 考虑影响结构疲劳寿命参数的随机性, 使用《飞机结构强度和寿命可靠性分析与设计软件》, 分别选取Monte-Carlo法和四阶矩法, 借助Marc有限元软件对有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命可靠性进行分析。
3.1随机变量及其分布
影响有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命的不确定因素主要有加工工艺、材料尺寸、胶层厚度、材料参数、胶接工艺以及疲劳载荷随机性等。本工作主要考虑材料参数以及疲劳幅值载荷的不确定性对有机玻璃边缘连接结构可靠性的影响。选取的随机变量及其分布特征如表1所示。
3.2极限状态方程
基本随机向量x=[E1, E2, E3, P]服从正态分布, 其中E1, E2, E3分别为有机玻璃、胶黏剂和涤纶钢的弹性模量, P为疲劳载荷幅值, 其均值和标准差见表1, 响应函数用f (x) 表示, 是基本随机向量的函数。由疲劳寿命公式可知, 低周 (50000次循环) 疲劳强度SN=47.2MPa。因此, 选取功能函数为g (x) =SN-f (x) , 极限状态方程为g (x) =0。
3.3可靠性分析方法
目前已有的可靠性分析方法可以分为两类, 其一是基于近似解析法的可靠性分析方法, 这类方法中以改进的一次二阶矩方法为代表;其二是基于数字模拟的可靠性分析方法, 这类方法以Monte-Carlo方法为代表[8]。一次二阶矩法的主要缺陷在于对极限状态方程的解析表达式有较强的依赖性。Monte-Carlo数值模拟法适合于隐式极限状态方程, 但其显著的缺点是计算工作量太大。重要抽样作为Monte-Carlo法的改进方法, 将抽样中心移到设计点, 以抽样效率高且计算方差小而用于工程实际中[9], 但对于小概率问题仍不太适合大型复杂结构的可靠性。许多学者提出了一种基于极限状态函数矩估计失效概率的计算方法, 该方法依据所研究问题的不同复杂程度, 分别可以采用极限状态函数的二阶矩、三阶矩和四阶矩来计算失效概率, 并给出了极限状态函数各阶矩的点估计方法。二阶矩和四阶矩法比较容易实现而且四阶矩方法的精度较高, 基于极限状态函数矩的失效概率计算方法不要求设计点, 因此它适用于隐式极限状态方程[10]。由于它属于一种近似解析法, 所以计算工作量非常小。因此, 本工作采用Monte-Carlo法和四阶矩法来分析有机玻璃边缘连接结构的可靠性以及基本变量的灵敏度。
3.4可靠性计算
本工作中的极限状态方程为隐式形式, 需要调用有限元来计算极限状态函数值, 因此对可靠性计算方法效率有要求。本工作分别选取Monte-Carlo法和四阶矩法计算疲劳寿命的随机响应。表2、表3分别给出了利用Monte-Carlo法和四阶矩方法对结构进行可靠性灵敏度的计算结果。
采用Monte-Carlo法时, 对随机变量抽样5000次, 得到结构的失效概率Pf=0.0234;采用四阶矩法得到结构的可靠性指标β=1.972, 失效概率为Pf=0.0242。两种方法计算得到的寿命可靠度误差为3.3%。对采用Monte-Carlo法得到的5000组功能函数值进行统计分析, 发现其分布形式服从正态分布如图5所示, 分别采用正态检验法、柯尔莫哥洛夫检验法以及矩检验方法, 取显著水平α=0.05, 对5000组数值是否服从正态分布进行假设检验, 三种检验结果均认为采用Monte-Carlo法得到的5000组功能函数值服从正态分布, 其均值μg (x) =4.965, 标准差σg (x) =2.505, 失效概率undefined, 该方法与Monte-Carlo法直接得到的失效概率误差为1.26%。采用Monte-Carlo法, 选取抽样样本为5000时, 计算时间需要110h, 而采用四阶矩法计算仅需要12h, 而两种方法的误差不大, 但四阶矩法的计算效率明显提高, 并具有较高的计算精度。
3.5灵敏度分析
为了得到影响有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命的最主要因素, 对随机变量进行灵敏度分析。从表2, 3可以看出, 疲劳载荷是影响有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命的最主要因素, 其次分别是胶黏剂的材料属性。通过灵敏度分析可以对影响寿命的主要随机变量进行控制, 为有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命的概率设计工作提供依据。
4结论
(1) 通过对有机玻璃边缘连接结构进行疲劳寿命实验以及有限元应力分析, 确定有机玻璃边缘连接结构疲劳断裂危险位置, 以及得到危险区域应力与疲劳寿命公式。
(2) 利用Monte-Carlo和四阶矩法计算有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命的随机响应, 四阶矩法计算时间明显缩短。两种方法计算得到的寿命可靠度误差为3.3%。可以认为, 四阶矩法具有较高计算效率和计算精度。
(3) 对采用Monte-Carlo法得到的5000组功能函数值进行统计分析, 发现其服从正态分布。
(4) 对影响有机玻璃边缘连接结构疲劳寿命的主要因素进行灵敏度分析, 发现疲劳载荷和胶黏剂的材料参数为影响结构疲劳寿命的主要因素。
参考文献
[1]张志林.飞机座舱透明件设计理论及应用[D].南京:南京航空航天大学博士学位论文, 2005.
[2]朱鸣皋.飞机透明件边缘连接设计及其应用[J].飞机设计, 1989, (2) :21-29.
[3]李亚智.飞机结构疲劳与断裂分析中若干问题的研究[D].西安:西北工业大学博士学位论文, 2001.
[4]罗成利, 姚卫星.有机玻璃结构疲劳寿命预测的损伤力学方法[J].机械强度, 2004, 26:87-88.
[5]RUI MIRANDA GUEDES.Lifetime predictions of polymer ma-trix composites under constant or monotonic load[J].CompositesPart A:Applied Science and Manufacturing, 2006, 37 (5) :703-715.
[6]GAO Z Z, YUE Z F.Fatigue failure of polyethylene methacrylatein adhesive assembly under unsymmetrical bending[J].Theoreti-cal and Applied Fracture Mechanics, 2007, 48 (1) :89-96.
[7]高宗战, 刘伟, 岳珠峰, 等.有机玻璃边缘连接元件疲劳性能实验研究[J].材料工程, 2007, (11) :7-10.
[8]何水清, 王善.结构可靠性分析与设计[M].北京:国防工业出版社, 1993.
[9]袁修开, 吕震宙, 万越.基于混合密度估计的自适应重要抽样可靠性及可靠性灵敏度分析[J].机械强度, 2008, 30 (4) :590-595.
结构疲劳寿命 篇8
液压挖掘机工作装置作为完成挖掘动作的直接实施者和主要承载机构, 在工作过程中受复杂冲击载荷的作用, 而它的可靠性及耐久性直接影响施工过程中的工作性能和安全性, 因此精确合理地预测其使用寿命至关重要。为了对典型工况下的液压挖掘机工作装置结构进行抗疲劳设计, 必须对工作装置结构进行疲劳强度计算和寿命预测。近年来越来越多的国内外学者在此领域展开研究[1,2,3], 并取得了长足进步。然而, 目前对液压挖掘机臂杆结构疲劳寿命的预测计算仍处于探索阶段, 对其疲劳寿命设计方法的研究则更少。
Miner准则形式简单, 使用方便, 是疲劳分析应用较为广泛的理论。目前对液压挖掘机疲劳寿命设计的研究基本都是基于Miner准则进行的。但Miner准则随载荷特性、加载频率、材料性质、荷载水平等因素而呈现出复杂的变化, 即损伤的累积具有非线性特征[4]。对类似液压挖掘机臂杆结构的结构疲劳预测, 采用Miner准则, 预测精度会受到各种不确定因素的影响。
通常, 利用Miner准则计算疲劳寿命, 载荷谱的第6级应力被认为具有无限疲劳寿命, 忽略其对试样的疲劳损伤, 且这一应力水平下的疲劳寿命无法从S-N曲线中获取。通过引入灰色系统理论, 建立灰色模型, 可预测这一应力水平下的疲劳寿命, 从而预测构件的疲劳寿命。
灰色理论的预测系统是将已知数据序列按某种规则构成动态或非动态的白色模块, 再按某种变换、算法来求解未来的灰色模型[5]。运用灰色理论进行疲劳寿命预测研究已受到国内外诸多学者的关注, 取得了相应研究成果[6,7], 然而上述研究对灰色理论和疲劳寿命预测过程内在规律的一致性解释得不够完善, 对Miner准则、GM (1, 1) 线性模型与GM (1, 1) 幂模型预测过程及结果的联系、差异等研究得不够深入。
大量研究表明, 疲劳破坏问题都是由微分方程控制的, 通过寿命、应力、应变相关参数变换可以得到包含灰色GM模型的应变寿命灰色预测动态模型[8], 因此可以运用灰色理论建立挖掘机臂杆结构疲劳寿命预测模型。
基于此, 采用Miner准则基于试验载荷谱和有限元分析方法对某型号液压挖掘机臂杆结构典型工况作用下的疲劳寿命进行预测;建立疲劳寿命灰色预测GM模型, 分别采用GM (1, 1) 线性模型及GM (1, 1) 幂模型对该型号液压挖掘机臂杆结构典型工况作用下的疲劳寿命进行预测, 并对上述三种疲劳寿命预测方法进行分析、比较。
1 基于Miner准则的液压挖掘机臂杆结构疲劳寿命预测模型的建立
1.1 基于Miner准则的疲劳寿命预测模型
Miner理论基于两个基本假设: (1) 相同应变幅和平均应力σi的ni个应变和应力循环按线性累加, 造成累加值为的损伤; (2) 疲劳破坏的条件为
式中, k为应力水平级数;ni为应力水平σi的循环次数;Ni为相应材料破坏循环次数, 即疲劳寿命。
液压挖掘机臂杆结构受变幅非对称循环载荷作用, 挖掘周期设为T, 根据Miner准则, 建立其机械臂结构寿命预测模型:
式中, N、L为疲劳寿命, 分别用循环次数和时间表示。
1.2 液压挖掘机臂杆结构的载荷谱
液压挖掘机实际工作状态是复杂的多工况环境, 液压挖掘机实际典型工况见表1。载荷谱级数设为8级。建立动态测试系统进行结构应力试验, 样本长度取1000斗作业数据, 采用雨流计数法[9]统计载荷数据。一般情况下, 载荷谱采用先合成后扩展的方法, 将合成载荷谱的雨流结果的载荷累积频次进行累计, 并对合成的累积频次扩展到106次循环, 即乘以同一扩展系数106并输入Fatigue软件, 再将此载荷谱与有限元工况进行关联设置, 即可对挖掘机臂杆结构进行全寿命分析。
扩展载荷谱如表2所示, 其中试验时合成载荷谱是由各工况的载荷累加而成的, 累积频次为大于某一应力值的循环总数。
1.3 基于Miner准则的液压挖掘机臂杆结构疲劳寿命预测
基于Miner准则, 利用有限元软件对液压挖掘机臂杆结构进行疲劳寿命预测。在NASTRAN中建立液压挖掘机臂杆结构的有限元分析模型, 添加约束, 并在铲斗斗齿处切向加载, 斗杆及动臂液压缸施加液压驱动力, 进行动力学有限元分析, 并将结果文件导入Fatigue中进行全寿命分析。
S-N曲线是对作用应力S与到结构发生疲劳破坏前所经历的应力或应变循环数N之间关系的描述, 反映材料的疲劳性能。工程实际中, 构件的S-N曲线一般是以材料的S-N曲线为基础, 同时考虑构件的应力集中、表面加工状况以及实际工况等的影响, 进行修正出来的。
根据金属材料的S-N曲线可推导臂杆结构的S-N曲线。液压挖掘机臂杆结构所用的材料均为16Mn, 根据《机械工程材料性能手册》可知, 该16Mn材料的S-N曲线斜线部分方程为
其中, ap、bp为与可靠度相关的材料常数, 表3显示了不同可靠度下ap和bp的取值, 为了确保挖掘机臂杆结构的安全性, 取可靠度为99.9%的疲劳寿命曲线, 根据表3取ap=18.4403, bp=-5.5716。应力水平σ取单位为MPa相对应的数值。则材料S-N方程为
考虑臂杆结构主要危险区域的形状、尺寸、表面状况和平均应力等因素, 可计算得到臂杆结构的S-N曲线。首先计算疲劳降低系数KσD:
式中, ε为尺寸系数, 由于挖掘机臂架主要采用较厚的钢板, 故取ε=1.15;β为表面加工系数, 在108对称循环下取β=0.9;Kσ为臂架结构的疲劳缺口系数;q为16Mn材料的敏感系数, q=0.5798;Kt为臂架结构的理论应力集中系数, 在108对称循环下, 根据经验取Kt=2。
根据臂杆结构自身的结构特点, 不同循环寿命时Kσ取不同值, 当循环寿命为103时, 取疲劳缺口系数Kσ=1;当结构循环寿命为107时, 取疲劳缺口系数Kσ=2.1。将式 (4) 中的应力σ除以疲劳降低系数, 便可得到臂杆结构实际的疲劳寿命与应力之间的S-N关系曲线:
经典的S-N曲线理论认为, 低于疲劳极限的应力循环不产生疲劳损伤, 但试验研究表明低于疲劳极限的应力循环也能产生疲劳损伤[10,11]。对于低于疲劳极限的应力循环所引起的损伤, 根据实际经验, 将第3段S-N曲线进行修正使其斜率变为中间部分的3/4[11,12], 即可得到完整的臂杆结构S-N曲线方程:
据此可得液压挖掘机臂杆结构的S-N曲线, 如图1所示。
在Fatigue软件中将导入的现场应力测试载荷文件与有限元结果文件进行关联, 根据式 (7) 定义S?N曲线, 设置相关参数求解, 可得挖掘机臂杆结构的寿命云图, 如图2所示。
根据寿命分析结果文件可得不同应力水平的有限元疲劳寿命分析结果, 如表4所示, 其中, Ni=Li/T, 挖掘周期T取12.75s。
按照表4给出的数据, 采用传统的线性疲劳累积损伤理论 (Miner准则) 预测液压挖掘机臂杆结构的使用寿命:
预测误差为
式中, Nr为臂杆结构设计寿命, Nr=6.22×108次。
2 应用灰色理论进行液压挖掘机臂杆结构疲劳寿命预测
2.1 基于灰色理论的GM模型
灰色预测模型简称GM模型, 是对载荷的特征或某项指标在一定范围内与时间相关的灰色变化过程进行预测的模型, GM (1, 1) 是灰色系统建模的核心, 它能够直接将时间序列转化为微分方程模型, 其构建过程是把随机性较强的数据, 用一次累加进行再生成, 使之变成较为规律的生成序列, 并在此基础上构成预测模型。
先讨论线性GM (1, 1) 模型。设序列x (0) (t) ={x (0) (1) , x (0) (2) , …x (0) (n) }作一阶累加 (1-AGO) 得到新序列x (1) (t) ={x (1) (1) , x (1) (2) , …x (1) (n) }, 其中。根据x (1) (t) 建立GM (1, 1) 模型:
对应的白化微分方程为
a、u由最小二乘法求得:
其中
微分方程的解为
作一次累减得到还原序列:
对于幂形式的非线性的GM (1, 1) 模型, 对应的方程与解分别为
式中, τ为发展系数, 反映序列的发展趋势, 可由序列值求得[13]。
2.2 疲劳寿命的灰色预测GM模型
根据结构的应力应变关系σ-ε关系可推导如下微分方程:
式中, A、B、m、c均为材料常数。
根据的σ-ε关系可建立如下三参数 (α、β、γ) 表达式:
式中, 为相对疲劳寿命;N0为一指定寿命常数。
由式 (13) 、式 (14) 可得寿命应变微分方程[8]:
可以看出, 若以作时间变量, 寿命N作被测量, 则式 (15) 相当于灰色理论中的非线性微分动态GM模型。
特别地, m=-1、c=1、γ=1时令、u=α (Aβ-1) /B, 式 (15) 变为
式 (16) 与GM (1, 1) 灰微分方程形式完全一致。因此, 上述应力应变寿命建模的过程包含寿命灰色预测的GM模型的动态过程, 应变寿命完全可以通过应力寿命关系生成数据序列建立灰色模型进行预测。进一步研究还发现, 若被测数据序列以指数规律或接近指数规律变化时, 则由GM (1, 1) 模型可得到精度较高的预测结果。
2.3 基于灰色模型GM (1, 1) 的疲劳可靠性预测
2.3.1 基于GM (1, 1) 线性模型的疲劳寿命预测
GM (1, 1) 模型要求原始数据序列具有非负性、单调性等变化态势。预测模型需要数列维数大于或等于4, 一般取4~6个数据建模。当所求GM (1, 1) 模型的发展系数大于或等于2时, 一步预测误差在GM (1, 1) 模型控制范围中, 通常原始序列是等时距的, 根据式 (7) 的S-N关系曲线, 取等距的4个应力水平170 MPa、150 MPa、130MPa、110 MPa所对应的疲劳寿命为9.7×104 h、12.94×104 h、17.20×104 h、22.4×104 h, 作为原始数据序列, 则GM (1, 1) 灰色量纲一预测数据初始序列如下:
采用GM (1.1) 方法对原始数据序列进行一次累加生成1-AGO序列, 利用MATLAB编程求解。
通常, 当n>3时, 需分别对x (0) 和z (1) 做准光滑性检验和准指数规律检验, 两项指标均满足GM (1, 1) 的建模条件, 即
由式 (9) 求出a、u值:
由式 (10) 得到白化形式解:
由式 (11) 还原为x (0) (k) , 则疲劳寿命预测结果为
将初始值、模拟值、残差及相对误差结果列于表5, 则预测精度为98.526%。
式 (18) 中对k作适当变换, k= (S-90) /20, 这里S≥90MPa, 代入可得
S可以看作连续变量, 当S≥90MPa时, 可由式 (19) 计算任一应力水平下挖掘机臂杆结构的挖掘使用寿命。
因此载荷谱中第6级应力水平Sδ=128MPa对应的疲劳寿命NSδ为, 则L6=37.49×104 h, N6=1.0585×105次。这里, L6、N6分别表示液压挖掘机臂杆第6级应力水平 (128MPa) 的疲劳寿命。
此时再利用表4并结合Miner准则理论预测液压挖掘机臂杆结构疲劳寿命:
预测误差为
2.3.2 基于GM (1, 1) 幂模型的疲劳寿命预测
由于液压挖掘机臂杆结构的疲劳性质呈非线性特征, 因此建立GM (1, 1) 幂模型进行液压挖掘机臂杆结构的疲劳寿命预测会消除线性累积误差结果将更准确。非线性灰色GM (1, 1) 幂模型建模预测步骤同线性GM (1, 1) 预测模型相同, 求解结果如下:
由式 (11) 还原为x (0) (k) , 则疲劳寿命预测结果为
将初始值、模拟值、残差及相对误差结果列于表6, 求出预测精度为98.767%。
将表达式变换为连续变量形式:
载荷谱中第6级应力水平Sδ=128MPa对应的疲劳寿命, 则L6=37.62×104 h, N6=1.0622×105次。
此时再利用表4并结合Miner准则理论预测液压挖掘机臂杆结构疲劳寿命:
预测误差为
3 三种疲劳寿命预测结果分析比较
分别运用结构疲劳寿命的三种预方法对液压挖掘机臂杆结构进行结构疲劳寿命预测, 其结果如表7所示。从表7中可以看出, 采用Miner准则预测液压挖掘机臂杆结构的疲劳寿命为1.652×106 h, 预测误差为24.909%, 结果基本偏于安全;采用线性灰色GM (1, 1) 模型预测的疲劳寿命为1.961×106 h, 误差为10.864%, 白化响应式的预测精度达到98.562%, 结果偏于安全;而采用非线性灰色GM (1, 1) 幂模型预测的疲劳寿命为1.968×106, 误差为10.545%, 白化响应式的预测精度达到98.767%, 结果明显偏于安全。从上面的计算结果分析得出, 液压挖掘机臂杆结构的疲劳寿命基于灰色模型预测方法比Miner方法误差明显减小, 结果明显偏于安全。同时灰色GM (1, 1) 幂模型的预测精度高于GM (1, 1) 模型, 误差更小, 这是由于灰色GM (1, 1) 幂模型考虑了非线性因素的结果, 因此灰色GM (1, 1) 幂模型更适合预测液压挖掘机臂杆结构或类似非线性结构的疲劳寿命预测。
4 结论
机械零件疲劳寿命问题研究 篇9
关键词：疲劳寿命,发展历程,哲学思辨
0 引言
结构系统的寿命预测技术与结构元件的使用寿命密切相关。在工程中,构件可能会因为受到各种载荷的作用而产生破坏,其中由于交变载荷而导致的疲劳破坏占到了50%~90%。航天设备、船舶、轨道车辆等大型机械结构,其服役环境的复杂性,载荷历程的多变性,可能导致结构的突然失效,引起突发性事故。大型机械结构的安全一直是工程界普遍关心与研究的课题,这类系统的寿命分析与预测技术直接关系到国家经济利益和人民群众的生命财产安全,是关乎国计民生的重大问题。在我国“十一五”科学技术发展规划纲要中,“重大产品和重大设施寿命预测技术”被列为“超前部署前沿技术研究”的重点项目,国内外学者对此都极为关注[1]。
1 疲劳断裂的基本概念与发展历程
1.1 疲劳定义
疲劳就是材料在循环应力和应变作用下,在一处或几处产生永久性累积损伤,经一定循环次数后产生裂纹或突然发生完全断裂的过程。疲劳寿命即材料或构件疲劳失效时所经受的规定应力或应变的循环次数,是设计人员和工程技术人员十分关注的课题,也是与广大用户切身相关的问题。然而在复杂疲劳载荷作用下的疲劳寿命计算又是一个十分困难的问题。
1.2 单轴疲劳与多轴疲劳
疲劳问题的研究是从单轴疲劳到多轴疲劳的。所谓单轴疲劳是指材料或零件在单向循环载荷作用下所产生的失效现象;多轴疲劳,是指在多向应力或应变作用下的疲劳,也称复合疲劳。疲劳理论在单轴疲劳分析方面,已经进行了全面、深入的研究,得到了比较成熟的理论和模型,积累了丰富的材料性能数据和使用经验。而多轴疲劳研究过去由于受到实验和其他条件的限制,进展得却很缓慢。但于多轴疲劳状态更接近零件的实际受载状态,多轴疲劳研究已逐渐成为疲劳研究的热点。
1.3 疲劳寿命研究历史
下面就疲劳研究的历史[2]加以梳理:
1839年巴黎大学教授J.U.Poneelet在讲课时,首先使用了“金属疲劳”的概念。
1850~1860年德国工程师Wholer首先开展了疲劳的试验布研究,并提出了应力—寿命图和疲劳极限的概念。
1864年W.Faibraim得出结论:作用于锻铁梁的循环应力的最大值即便只有极限强度的三分之一,锻铁梁也会破坏。H.Gerber,与Goodman,提出了考虑平均应力影响的疲劳寿命计算方法。
1871年,德国人Wohlor在发表的论文中,系统的论述了疲劳寿命与循环应力之间的关系,提出了S-N曲线和疲劳极限的概念,奠定了金属疲劳研究的基础。
1910年,O.H.Basquin提出了描述金属S—N曲线的经验规律。Bairsotw研究指出形变滞后与疲劳破坏的关系。
1924年Palmgren首先提出了线性累积损伤原理。
1929年B.P.Haigh研究了缺口敏感性。Manson和Coffin分别独立提出了发生疲劳破坏时的载荷反向次数同塑性应变幅的经验关系,即Manson—Coffi n应变—寿命曲线。
1945年Miner推导出了Palmgren—Mnier线性累积损伤理论。
1961年Neuber H得出了描述缺口非线性应力—应变特性的Neuber定律。
1969年Toper T.H.、wetzel R.M.和Morrow J.等人提出了用Nueber公式和光滑试样的试验数据确定缺口疲劳寿命的简化方法。
1971年Wetezl.RM.使局部应力应变法很快发展起来。
1980年,E.B.Huagne出版了比较全面的概率疲劳设计专著。另外对随机载荷下长寿命区疲劳寿命的研究以及概率疲劳损伤力学、概率断裂力学的出现将疲劳研究推向了一个崭新的阶段。
从1982年起,相继在美国、英国、德国、波兰以及葡萄牙等国家多次召开了多轴疲劳国际学术会议,多轴疲劳研究已从80年代初由单纯的比与非比例加载下材料的疲劳行为发展到现在如何针对工程实际载荷情况进行结构的轴疲劳损伤及寿命预测方面上来。国内也有一些高校和科研单位对多轴疲劳进行了大量研究。如清华大学、西南通大学、西安交通大学、天津大学等对多轴循环本构关系进行了大量研究。北京科技大学等在材料和力学方面对多轴疲劳进行了大量的研究。东北大学、南京航空航天学、北京工业大学等对多轴疲劳损伤及寿命预测等方面进行了大量研究,取得了很重要的研究成果。但多轴疲劳问题十分复杂,尤其在高温、变幅、随机多轴加载下多轴疲劳问题,还需要做更多更系统和深入的研究工作[3]。
2 疲劳寿命研究的设计思想
2.1 无限寿命设计思想
这种设计思想的出发点是:简单实用,保证安全。早期的疲劳设计采用无限寿命设计思想,即要求把构件的许用应力控制在疲劳极限以下:因此,构件永远不会发生疲劳破坏,也就是说构件具有“无限寿命”。无限寿命设计思想虽然安全,但所设计的构件过于笨重,实际上是以重量代价换取安全,设计人员往往不肯接受这种设计。在一个复杂的事物中,往往有多种矛盾存在,其中必有一对矛盾对事物的发展起支配作用,这就是主要矛盾。对疲劳设计进行分析,任何疲劳研究归根到底要解决两个问题,一是安全,二是寿命,而其中制约其它矛盾的存在和发展,决定着事物的性质和发展方向的是安全,因此安全是主要矛盾,抓着这个主要矛盾,一切问题就迎刃而解了,这就导致了安全寿命设计思想的产生。
2.2 安全寿命设计思想
这种设计思想的目的是保证安全,延长寿命。安全寿命设计思想的实质就是在设计、制造和维修时要使构件有较长的使用寿命,同时保证在使用寿命期内,因疲劳而发生破坏的可能性极小,它的安全可靠是用分散系数来保证的。这种设计思想受到使用者的欢迎,目前工业部门中许多结构仍然采用这种设计思想。但安全寿命思想采用了较大的分散系数,组成一个相当可观的寿命储备,硬性地规定了一个寿命,对大量尚可使用的构件有其保守的一面。
安全寿命设计思想要求结构在一定的使用期间内不产生疲劳裂纹,并以裂纹萌生作为寿命的终结,而未计及裂纹扩展寿命。此外,也未考虑在使用期间内如何实施检修制度,以排除可能出现的意外损伤和初始缺陷,因此,安全寿命设计虽然十分保守,也不能完全保证安全。
2.3 损伤容限设计思想
这种设计思想的实质是控制量变,防止质变,在结构使用期间内允许存在初始缺陷或出现疲劳裂纹,但必需保证裂纹扩展速率较慢,使含裂纹结构有足够的剩余寿命和剩余强度持续工作,直至下次检修时能够发现予以修复或更换,不至于由于裂纹增长对强度削弱过多而造成事故。实践经验也告诉我们,对于一个结构,存在一条裂纹并不可怕,重要的是裂纹引起的后果,也就是说,要把握裂纹可以被发现和裂纹扩展时结构强度的下降。因此,可以允许结构中出现裂纹,但任何损伤在结构强度下降到不可接受的水平之前就应当被发现,并且要求裂纹扩展寿命不扩展到导致断裂的临界尺寸,这种设计思想要靠
第33卷第12期2011-12(上)【131】
经常检查来保证结构安全。
2.4 可靠性设计思想
这种设计思想是通过偶然,提示必然。必然性反映规律,偶然性反映差异,由于差异造成随机涨落的客观存在,结构疲劳失效及其过程具有很大分散性。另一方面,疲劳/断裂性能也由于材料组织的不均匀性、内部缺陷的随机性和加工处理的偶然性的影响而产生很大的分散性。在疲劳分析和设计中,要掌握主动权,考虑其随机因素,采用概率方法,综合运用概率统计和力学分析方法去解决疲劳分析和设计问题,用其平均值和方差控制构件在预定使用期内失效,从而保证在规定期内能够完成规定的功能,这就是可靠性设计思想。
2.5 耐久性设计思想
这种设计思想考虑了最佳经济效益。寿命和可靠度也导致了增加,并达到了令人吃惊的地步,这一方面由于可靠性越高则生产成本越高;另一方面,在其使用寿命期内,维修费用也占很大的比重。实际上各种构件在使用中都可能出现疲劳开裂,这样的裂纹起初可能不会立即引起安全性问题,然而,如果对含有这样裂纹的结构不进行修理,那么,当其超过一个极限尺寸时就不能进行经济修理。因此,要关心和确定结构损伤度,这些结构损伤度是使用时间的函数,如果给定经济修理对应的损伤度,则可以通过数值计算确定经济寿命,从而以最经济的形式提高结构抵抗疲劳开裂、磨损和外部损伤的能力,这就是耐久性设计思想。
耐久性设计建立在安全寿命基础上,吸取了损伤容限设计的优点,引入了经济维修的概念,并利用概率方法估算结构使用寿命及维修周期。我国歼8飞机采用此法进行耐久性设计和定寿。在承认损伤,确保安全的基础上,降低了费用,取得了良好的经济效益。
3 疲劳寿命(断裂)的发展趋势
随着计算机应用技术和有限元数值计算理论及其应用的迅速发展,寿命预测的发展趋势是利用计算机的虚拟技术,实现构件的寿命预测。随着CAD/CAE技术的迅速发展,以及计算力学理论的进一步完善,CAE技术如今已成功地应用于各种工程部门的结构设计。计算机辅助设计(CAD)可用来做零件的几何实体造型,计算机辅助工程(CAE)然后可用来对其进行有限元分析。对于疲劳来说,如果载荷历史、边界条件以及材料性能已知,我们就可用有限元方法对所建立的虚拟几何模型进行应力应变分析,然后根据应力应变,结合相应的疲劳理论进行寿命分析,从而获得虚拟模型中的疲劳寿命分布。
近几十年来,在发达国家已得到广泛应用的虚拟分析,在中国才刚刚起步。要想在较短的时间内提高到国际前沿水平,应该大力引进并推广虚拟疲劳寿命分析[4]。当前,业已发展形成了专用的疲劳分析软件,如FMSC.Fatigue,PTc Fatigue Advisor,Design Life。这些软件能够和许多有限元软件像或前后分析处理软件连成一体,在工程上实现虚拟寿命分析设计。软件的虚拟寿命分析设计与实验的有机结合不仅可以节约实验成本,而且可以大大缩短设计周期。
4 结论
软件的虚拟寿命分析设计与实验的有机结合不仅可以节约实验成本,而且可以大大缩短设计周期。其应用前景十分广阔,但目前的多数研究过于依赖软件(主要是国外成形软件),且有些虚拟寿命的设计很难验证。笔者认为,应从有限元的基本原理入手,以理学知识为基础,以某种成熟软件(ABAQUS)为辅助,借助工科背景,对疲劳寿命问题进行深入研究。
参考文献
[1]王旭亮.不确定性疲劳寿命预测方法研究[D].南京:南京航空航天大学,2009.
[2]阳光武.机车车辆零部件的疲劳寿命预测仿真[D].成都:西南交通大学,2005.
[3]陈静.基于有限元法的重型车载变速器整体动态模拟与寿命预测研究[D].长春:吉林工业大学,2009.
[4]林晓斌.虚拟疲劳寿命与工程设计[J].中国科协青年科学家论坛,2001.
结构疲劳寿命 篇10
摘 要：针对非等距GM（1，1）模型中背景值系数α对模型的预测能力影响很大而最优值难以确定的问题，将细菌觅食算法与GM（1，1）模型相结合，提出了BFA-GM（1，1）优化模型.以飞机尾翼疲劳寿命预测为实例，分析比较了BFA-GM（1，1）模型、PSO-GM（1，1）模型和GA-GM（1，1）模型的性能.从试验的结果来看，本文提出的BFA-GM（1，1）模型消耗的时间少于其他2种模型消耗的时间，而平均预测误差低于其他2种模型的平均预测误差，这说明本文提出的BFA-GM（1，1）模型能够更快速、更准确地找到最优的背景值系数α，从而提高了“小样本”“贫信息”条件下的飞机尾翼疲劳寿命预测的精度.
关键词：细菌觅食算法；非等距GM（1，1）模型；疲劳；寿命预测；参数优化
中图分类号：TG146.2 文献标识码：A
Abstract：The background value coefficient α of the non-equidistant GM （1， 1） model has great influence on the predictive capability， but it is difficult to determine its optimal value. For these problems， the bacterial foraging algorithm and a GM （1， 1） model were combined and the BFA-GM （1， 1） optimization model was proposed. Taking the experiment of empennage fatigue life prediction as an example， the performances of the BFA-GM （1， 1） model， the PSO-GM （1， 1） model and the GA-GM （1， 1） model were analyzed and compared. The results have shown that the BFA-GM （1， 1） model consumes the least time and obtains the lowest average prediction error， and that the BFA-GM （1， 1） model proposed is competent to find the optimal background value coefficient α quickly and accurately， thereby increasing the empennage fatigue life prediction accuracy under the conditions of “small samples” and “poor information”.
Key words：bacterial foraging algorithm （BFA）；non-equidistant GM （1，1） model；fatigue； life prediction； parameter optimization
疲劳是航空航天装备运行不可忽视的问题，对结构寿命进行准确预测能有效避免事故的发生.传统的疲劳寿命预测方法大多建立在确定性理论或者概率统计基础之上[1]，这需要大量而准确的试验数据，从而增加了试验的成本和周期，限制了其应用范围.GM（1，1）模型[2]由于其“小样本”“贫信息”建模的特点被应用于冶金[3]、隧道[4]、军事[5]、疲劳[6-8]等领域.非等距GM（1，1）模型修正了等距GM（1，1）模型要求数据必须是等间隔的局限，是目前研究和应用最多的一种.然而，在使用非等距GM（1，1）模型时，其预测精度受背景值系数α的影响很大[9]，而最优α值难以确定，常凭经验选取，难以保证模型预测能力.为此，王国华等[10]、Hsu[11]采用遗传算法对模型参数进行选取；刘虹，于丽亚等[12-13]采用粒子群算法对模型参数进行选取，但由于遗传算法和粒子群算法本身的局限性，其优化的速度和精度不理想.
3.2 BFA-GM（1，1）建模与优化分析
为了验证本文方法的有效性，共进行了4组试验，编号分别为：T1，T2，T3，T4.前3组试验从表2中随机选取6组不同编号的样本作为建模样本，剩余2组数据作为测试样本，测试样本的选取分别位于试验数据序列的不同位置，以便说明模型的有效性，T4试验中将全部样本作为建模样本和测试样本.试验方案如表3所示.
比较表4中的4组试验的结果，从终止条件来分析，本文提出的BFA-GM（1，1）模型迭代次数均没有达到设定的最大次数Niter=100就使种群满足ε<10-10，而其他2种模型迭代停止时达到了设定的最大迭代次数，这说明BFA-GM（1，1）模型的收敛速度比后2种模型的收敛速度快.BFA-GM（1，1）模型所需要的时间少于其他2种方法，依次为T1：1.72 s；T2：1.81 s；T3：1.80 s；T4：1.75 s；PSO-GM（1，1）模型消耗的时间次之，而GA-GM（1，1）模型消耗的时间最多，4组试验中最少也需要2.99 s.原因在于粒子群算法中粒子的运动特性受多个参数的共同控制，在实际应用过程中难以对粒子的寻优能力进行最优控制.遗传算法一方面需要对解进行编码及解码操作，而编码的长度直接影响算法的速度和解的精度，编码越长，精度越高，但计算时间就越长，编码短，则精度又无法保证；另一方面，遗传算法需要进行交叉、变异等操作，需要消耗很多的时间，影响了迭代的速度.从表4中的预测误差可以看出，本文提出的BFA-GM（1，1）模型的预测精度比其他2种方法高，依次为8.901 6%，12.868 4%，9.974 9%，8.745 3%，这表明本文提出的BFA-GM（1，1）模型具有优越性.
3.3 尾翼寿命预测结果分析
为了说明参数α对预测结果的影响，试验选取α=α*，α=rand（）和α≠α*时对测试样本及建模样本同时进行预测.表5为BFA-GM（1，1）模型对所有数据样本进行预测并根据式（16）还原为尾翼寿命的预测结果，其中标星号的数据为对应的测试样本的预测结果，其余为建模样本的预测结果.
从表5中4组试验的预测结果可以知道，一方面，背景值系数α对GM（1，1）模型的预测结果影响很大，以T1为例，当α 取优化解α*=0.472 047时，平均误差为8.901 6%，远小于非优化值α=0.147 748时的预测平均误差22.638 4%，这说明对α的值进行优化选取是十分必要的，通过对参数α进行优化选取，能大大降低预测误差；另一方面，对于不同的GM（1，1）模型，其最优背景值α*是不一样的，如果通过随机选取或凭经验选取，无法保证模型的预测精度.
从4组试验的优化预测结果来看，T4的平均误差最小，其次是T1，误差最大为T2，这说明建模样本及预测样本的数量和分布对BFA-GM（1，1）模型的性能有一定的影响.一方面，GM（1，1）模型的性能受建模数据的光滑程度的影响，若建模数据中存在跳跃点，模型的性能会下降；另一方面，样本间距的不均匀性也对模型的性能有一定的影响，从而导致试验中部分点的预测误差偏大，这是今后需要继续深入研究的.但总体来看，平均预测误差分别为8.901 6%，12.868 4%，9.974 9%，8.745 3%是完全可以接受的.
4 结 论
论文将细菌觅食算法与非等距GM（1，1）模型相结合，提出了非等距BFA-GM（1，1）模型，并以飞机尾翼疲劳寿命预测为实例，比较分析了BFA-GM（1，1）、PSO-GM（1，1）和GA-GM（1，1） 3种模型的性能，得出以下结论：
1）在对非等距GM（1，1）模型背景值系数α进行优化时，细菌觅食算法比粒子群算法和遗传算法更适合，前者能够提高优化的速度和模型预测精度.
2）BFA-GM（1，1）优化模型适合对飞机尾翼疲劳寿命进行建模及预测，为寿命预测提供了一种快速、有效的方法.
参考文献
[1] 孙玉兰，王茂廷.基于灰色模型GM（1，1）的疲劳寿命预测[J].科学技术与工程，2011， 11（3）：560-562.
SUN Yu-lan，WANG Mao-ting.Prediction for fatigue life based on grey model GM （1， 1）[J]. Science Technology and Engineering， 2011， 11（3）： 560-562.（In Chinese）
[2] CHEN C I，HUANG S J.The necessary and sufficient condition for GM （1， 1） grey prediction model[J]. Applied Mathematics and Computation，2013， 219（11）： 6152-6162.
[3] 伍铁斌，阳春华，孙备，等. 灰色模糊LSSVM预测模型在锌净化除钴中的应用[J].中国有色金属学报，2012， 22（8）： 2382-2386.
WU Tie-bin，YANG Chun-hua，SUN Bei，et al.Grey fuzzy-LSSVM forecasting model and its application in cobalt removal from zinc electrolyte[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2012， 22（8）： 2382-2386.（In Chinese）
[4] 郭云开，谢腾，程刚，等.非等时距灰色预测模型在连拱隧道监测中的应用[J]. 现代隧道技术，2013，50（1）： 73-79.
GUO Yun-kai，XIE Teng，CHENG Gang，et al.Application of unequal time-interval grey predicting model to multiple-arch tunnel monitoring [J]. Modern Tunneling Technology， 2013，50（1）：73-79.（In Chinese）
[5] TONG R，SHEN M X，KANG J S，et al.Gray-markov GM（1， 1） prediction model optimal allocation of equipment maintenance personnel based on difference method[J]. Applied Mechanics and Materials， 2014， 484： 847-852.
[6] NI C C.Prediction of fatigue crack growth of 2024-t351 by grey GM （1， 1） model with rolling check [J]. Advanced Materials Research，2013，690：1779-1783.
[7] 崔建国，巩俊杰，董世良，等.基于灰色理论的飞机结构疲劳寿命预测[J].沈阳航空航天大学学报，2011，28（1）：23-27.
CUI Jian-guo，GONG Jun-jie，DONG Shi-liang，et al. Fatigue life prediction of aeroplane structures based on grey theory[J]. Journal of Shenyang Aerospace University， 2011， 28（1）： 23-27.（In Chinese）
[8] 李晓钢，王亚辉.利用非等距灰色理论方法判定失效机理一致性[J].北京航空航天大学学报，2014，40（7）：899-904.
LI Xiao-gang，WANG Ya-hui.Identification method of failure mechanism consistency by non-equidistance grey theory model[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics， 2014， 40（7）：899-904.（In Chinese）
[9] 肖新平，毛树华.灰色预测与决策方法[M].北京：科学出版社， 2013： 202-214.
XIAO Xin-ping，MAO Shu-hua.Grey forecasting and decision-making methods[M]. Beijing： Science Press， 2013：202-214.（In Chinese）
[10]王国华，辛江涛，辛敏洁，等.基于遗传算法的GM（1，1，λ）改进模型[J].电子设计工程，2014，22（10）：38-41.
WANG Guo-hua，XIN Jiang-tao，XIN Min-jie，et al. Improved grey model based on genetic algorithm [J]. Electronic Design Engineering， 2014， 22（10）： 38-41.（In Chinese）
[11]HSU L C.Forecasting the output of integrated circuit industry using genetic algorithm based multivariable grey optimization models[J].Expert Systems with Applications，2009， 36（4）：7898-7903.
[12]刘虹， 张岐山.基于微粒群算法的GM（1，1，λ）模型的机械产品寿命预测[J].机械设计，2007，24（10）：4-5.
LIU Hong，ZHANG Qi-shan.Life-span prediction on mechanical products of GM （1， 1， λ） model based on particle swarm algorithm [J]. Journal of Machine Design， 2007， 24（10）： 4-5.（In Chinese）
[13]于丽亚，王丰效.基于粒子群算法的非等距GOM（1，1）模型[J]. 纯粹数学与应用数学， 2011， 27（4）： 472-476.
YU Li-ya，WANG Feng-xiao.Non-equidistant GOM （1， 1） model based on particle swarm optimization algorithm [J]. Pure and Applied Mathematics，2011，27（4）： 472-476.（In Chinese）
[14]BLUM J，DING M，THAELER A，et al. Handbook of combinatorial optimization[M]. New York： Kluwer Academic Publishers， 2004： 329-369.
[15]KEVIN M P.Biomimicry of bacterial foraging for distributed optimization and control[J].IEEE Control Systems Magazine， 2002， 22（3）： 52-67.
[16]DEVABALAJI K R， RAVI K， KOTHARI D P. Optimal location and sizing of capacitor placement in radial distribution system using bacterial foraging optimization algorithm [J]. International Journal of Electrical Power & Energy Systems， 2015， 71： 383-390.
[17]PANDA R， NAIK M K. A novel adaptive crossover bacterial foraging optimization algorithm for linear discriminant analysis based face recognition [J]. Applied Soft Computing， 2015， 30：722-736.
[18]杨大炼， 刘义伦， 李学军， 等. 基于细菌觅食优化决策的齿轮箱故障诊断[J]. 中南大学学报：自然科学版， 2015，46（4）：1224-1230.
YANG Da-lian，LIU Yi-lun，LI Xue-jun，et al.Gearbox fault diagnosis based on bacterial foraging algorithm optimization decisions[J]. Journal of Central South University：Science and Technology，2015，46（4）： 1224-1230.（In Chinese）
[19]曹一家， 曹丽华， 李勇， 等. 改进的自适应多目标粒子群算法[J]. 湖南大学学报：自然科学版， 2014，41（10）：84-90.
CAO Yi-jia，CAO Li-hua，LI Yong，et al.Improved adaptive multiobjective particle swarm algorithm[J]. Journal of Hunan University：Natural Sciences， 2014， 41（10）： 84- 90.（In Chinese）
[20]邓元望， 王兵杰， 张上安， 等. 基于混沌遗传算法的PHEV能量管理策略优化[J]. 湖南大学学报：自然科学版， 2013，40（4）：42-48.
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