反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)的疲勞損傷評(píng)價(jià)方法研究

庾明達(dá)，張麗屏，傅孝龍，杜 娟，邵雪嬌，姜 露

(中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610213)

反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)中存在大量類(lèi)似于貫穿件縫隙的楔形不連續(xù)區(qū)，常呈楔形結(jié)構(gòu)，與斷裂裂紋類(lèi)似，稱為類(lèi)裂紋。由于該局部區(qū)域存在明顯的應(yīng)力集中，另外焊接質(zhì)量和熱影響也會(huì)導(dǎo)致材料本身的疲勞強(qiáng)度有所降低，相比連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)更易導(dǎo)致疲勞破壞，需對(duì)類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理的疲勞評(píng)估，保證設(shè)備的安全運(yùn)行。

疲勞壽命評(píng)估主要分為疲勞裂紋形成階段和疲勞裂紋擴(kuò)展階段的壽命評(píng)估。對(duì)于疲勞裂紋擴(kuò)展的壽命評(píng)估，學(xué)者們已開(kāi)展了廣泛的研究[1-5]，而采用疲勞損傷加疲勞擴(kuò)展的全壽命疲勞方法較復(fù)雜，且有一定不確定性，工程上目前主要采用Miner線性累積損傷理論[6]進(jìn)行疲勞形成階段的壽命評(píng)估[7-9]。但由于Miner理論并不始終適用于所有結(jié)構(gòu)的分析需求，對(duì)于實(shí)際分析結(jié)構(gòu)，往往在Miner理論基礎(chǔ)上，發(fā)展出改進(jìn)后的線性應(yīng)力損傷理論模型以滿足工程疲勞評(píng)估需要[10-13]。在Miner理論基礎(chǔ)上結(jié)合修正系數(shù)的方法，美國(guó)ASME規(guī)范第三卷NB篇[14]與RCC-M規(guī)范[15]中對(duì)壓力容器的疲勞損傷評(píng)價(jià)已分別形成了一套通用疲勞評(píng)價(jià)方法。

由于結(jié)構(gòu)類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)較一般不連續(xù)區(qū)存在更嚴(yán)重的應(yīng)力集中，在數(shù)值計(jì)算中很難準(zhǔn)確模擬該區(qū)域的應(yīng)力，ASME和RCC-M規(guī)范提出了疲勞曲線修正、疲勞減弱因子等修正方法來(lái)處理不連續(xù)區(qū)峰值應(yīng)力模擬不準(zhǔn)確的問(wèn)題。另外，RCC-M規(guī)范[15]中提出了適用于類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)的疲勞損傷評(píng)價(jià)方法，但該方法在工程研究與應(yīng)用中未得到重視。

本文針對(duì)反應(yīng)堆壓力容器焊縫形成的類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)，對(duì)ASME和RCC-M規(guī)范通用的疲勞損傷分析評(píng)價(jià)方法及類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)疲勞損傷評(píng)價(jià)方法進(jìn)行研究，比較分析類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法與通用疲勞評(píng)價(jià)方法在類(lèi)裂紋疲勞損傷評(píng)價(jià)結(jié)果上的差異及原因。

1 計(jì)算原理及方法

類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，其中d為以類(lèi)裂紋尖端為圓心向外延伸的特征距離。

圖1 類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Illustration of crack-like discontinuous zone

結(jié)合Peterson等[16]發(fā)展的并在此后由Langer[17]改進(jìn)的距離假設(shè)方法，RCC-M規(guī)范形成了針對(duì)類(lèi)裂紋幾何不連續(xù)區(qū)的疲勞損傷評(píng)價(jià)方法，其中根據(jù)應(yīng)力計(jì)算和疲勞曲線等方面的差別，在進(jìn)行疲勞損傷評(píng)估時(shí)又可分為兩種分析方法[15]：專用疲勞曲線法和循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線法。

專用疲勞曲線法的計(jì)算流程可歸納為：對(duì)于所考慮的周向夾角θ，確定距裂紋尖端點(diǎn)特征距離d處垂直于圖1中極坐標(biāo)徑向軸的周向應(yīng)力變化、差值及循環(huán)次數(shù)，獲取周向應(yīng)力差值的組合和組合中最大差值Δσt(a,b)及對(duì)應(yīng)瞬態(tài)a、b中較小的循環(huán)次數(shù)nab，類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)的疲勞應(yīng)力遵循線彈性力學(xué)假設(shè)，并進(jìn)行簡(jiǎn)化塑性修正，塑性系數(shù)默認(rèn)取1.15[18]；考慮平均應(yīng)力的影響時(shí)，采用系數(shù)R進(jìn)行修正。

Δσt(a,b)eff=Δσt(a,b)/(1-R/2)

(1)

(2)

式中：Δσt(a,b)eff為修正后的最大應(yīng)力差值；σt(a,b)max、σt(a,b)min分別為瞬態(tài)組合中的最大及最小應(yīng)力，交變應(yīng)力幅為Δσt(a,b)eff的1/2。

然后根據(jù)針對(duì)類(lèi)裂紋問(wèn)題的專用疲勞曲線計(jì)算疲勞損傷系數(shù)Uab=nab/Nab(Nab為許用循環(huán)次數(shù))。鎳基合金的專用疲勞曲線表達(dá)式為：

(3)

最后將所分析組合中兩組瞬態(tài)循環(huán)次數(shù)共同消去nab，重復(fù)該過(guò)程，直到任意組合中相關(guān)循環(huán)次數(shù)均為0。計(jì)算時(shí)施加的外部機(jī)械載荷均可正可負(fù)，考慮機(jī)械載荷所導(dǎo)致應(yīng)力水平相對(duì)最大和最小的情況，利用疊加方法分析機(jī)械外載對(duì)疲勞損傷系數(shù)的貢獻(xiàn)；考慮地震載荷的影響時(shí)，將Ns/2次循環(huán)進(jìn)行疊加，ne-Ns/2 次地震循環(huán)作為獨(dú)立瞬態(tài)考慮，其中Ns為設(shè)備服役期間所發(fā)生的地震次數(shù)，ne為這些地震累積的循環(huán)總次數(shù)。

將瞬態(tài)隨機(jī)時(shí)域應(yīng)力作為子循環(huán)考慮其對(duì)疲勞損傷的貢獻(xiàn)，運(yùn)用簡(jiǎn)化雨流計(jì)數(shù)法[19]計(jì)算子循環(huán)疲勞損傷系數(shù)。疲勞損傷評(píng)價(jià)的分析流程如圖2所示。

圖2 專用疲勞曲線法分析流程Fig.2 Analytical procedure of dedicated fatigue curve algorithm

循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線法基于Neuber線性理論[19]，Neuber不變量ΔσΔε(d)可表示為：

(4)

其中，E為彈性模量。式(4)右邊可通過(guò)計(jì)算得出，根據(jù)基于本構(gòu)關(guān)系所測(cè)定的材料循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線插值特征距離的應(yīng)變幅值Δε(d)，則交變應(yīng)力幅(Sa)可表示為：

(5)

計(jì)算時(shí)需考慮應(yīng)變幅值的修正系數(shù)1.33[15]，再根據(jù)材料的疲勞性能曲線(S-N曲線)進(jìn)行疲勞損傷計(jì)算。

為考慮結(jié)構(gòu)發(fā)生的塑性應(yīng)變?cè)隽繉?duì)疲勞損傷的影響，RCC-MRx規(guī)范[20]提出了基于應(yīng)變幅值-循環(huán)曲線的疲勞損傷系數(shù)計(jì)算方法，計(jì)算所用總應(yīng)變幅值為：

(6)

(7)

Δε3=(Kε-1)Δε1+(1-Kε)Δεi

(8)

Δε4=(Kν-1)Δε1

(9)

式中：T為類(lèi)裂紋修正系數(shù)，取1.5；Δε1為彈性應(yīng)變幅值增量；Δε2為一次應(yīng)力幅值導(dǎo)致的等效塑性應(yīng)變?cè)隽?，通常非常小，?jì)算時(shí)將其忽略[20]；Δε3為基于Neuber理論的塑性增量；Kε為Neuber放大系數(shù)；Δεi為熱峰值應(yīng)力導(dǎo)致的應(yīng)變幅值；Δε4為三軸度導(dǎo)致的塑性增量；ν為泊松比；Kν為三軸度放大系數(shù)，根據(jù)插值計(jì)算獲取。

對(duì)于通用疲勞評(píng)價(jià)方法，則根據(jù)ASME和RCC-M規(guī)范要求的評(píng)價(jià)流程進(jìn)行疲勞損傷評(píng)定[14-15]。針對(duì)通用疲勞評(píng)價(jià)方法不能準(zhǔn)確考慮峰值應(yīng)力所引起的應(yīng)力集中問(wèn)題，本文同時(shí)還研究了通用疲勞評(píng)價(jià)方法中較常用的3種疲勞評(píng)價(jià)修正算法：1) ASME規(guī)范提出引入疲勞減弱因子的方法用以修正疲勞應(yīng)力強(qiáng)度，修正后的名義應(yīng)力強(qiáng)度Pr=nPmb，其中Pmb為薄膜加彎曲應(yīng)力強(qiáng)度之和，n為疲勞減弱因子，對(duì)于反應(yīng)堆壓力容器設(shè)備，1

2 計(jì)算模型

2.1 研究對(duì)象

選取反應(yīng)堆壓力容器上封頭與控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)管座貫穿件結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象。壓力容器上封頭分布有多個(gè)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)，選取中心控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)管座，其幾何結(jié)構(gòu)如圖3所示。控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)管座與壓力容器上封頭的底部環(huán)繞焊接，在焊道區(qū)與管道表面之間具有縫隙，從而在縫隙尖端與焊道交界處形成典型類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)。

圖3 貫穿件結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Sketch of penetration assembly

控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)管座的材料為鎳基合金，壓力容器上封頭材料為低合金鋼，材料屬性列于表1。

表1 材料屬性Table 1 Material property

疲勞損傷分析時(shí)所考慮載荷包括22條瞬態(tài)工況下壓力容器上封頭內(nèi)表面溫度、內(nèi)壓及外載，采用溫度和內(nèi)壓載荷先后施加的熱-結(jié)構(gòu)解耦法進(jìn)行計(jì)算，在壓力容器上封頭內(nèi)外表面均分別考慮相應(yīng)的換熱系數(shù)。

貫穿件結(jié)構(gòu)所受的外載包括機(jī)械載荷和地震載荷(表2)。其中，外載分別施加于管座上端和下端，在壓力容器的上封頭底部施加固定約束，有限元邊界條件如圖4所示。

圖4 邊界條件Fig.4 Boundary condition

表2 外載輸入Table 2 Input of external load

2.2 有限元模型

考慮到貫穿件處于壓力容器上封頭中心位置，且結(jié)構(gòu)具有旋轉(zhuǎn)對(duì)稱性，因此建立二維有限元模型對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬計(jì)算。對(duì)于基于通用疲勞評(píng)價(jià)方法的工程實(shí)際分析，通用疲勞評(píng)價(jià)方法有限元模型的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果示于圖5，縱坐標(biāo)為類(lèi)裂紋尖端點(diǎn)線性化總應(yīng)力強(qiáng)度，所選用的最后一組有限元模型的網(wǎng)格數(shù)量為23 252，模型中類(lèi)裂紋區(qū)的計(jì)算網(wǎng)格如圖6所示。

圖5 通用疲勞評(píng)價(jià)方法網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Mesh-independent validation of general fatigue assessment method

圖6 通用評(píng)價(jià)方法的類(lèi)裂紋區(qū)計(jì)算網(wǎng)格Fig.6 Crack-like discontinuous zone mesh for general fatigue assessment method

對(duì)于類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法，在類(lèi)裂紋尖端區(qū)內(nèi)應(yīng)盡可能精確求解應(yīng)力場(chǎng)結(jié)果[15]，以保證疲勞分析結(jié)果的真實(shí)可靠，本文利用ANSYS生成由稀到密共25組網(wǎng)格測(cè)試模型，網(wǎng)格數(shù)量單調(diào)遞增，由于類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)存在應(yīng)力集中的現(xiàn)象，為較準(zhǔn)確地獲取該區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)，采用奇異單元模擬裂紋尖端區(qū)的結(jié)果。奇異單元基于中節(jié)點(diǎn)二階單元，在類(lèi)裂紋尖端位置處，將四邊形單元轉(zhuǎn)化為楔形單元，并將中節(jié)點(diǎn)移動(dòng)至近類(lèi)裂紋尖端1/4處，以盡可能準(zhǔn)確模擬應(yīng)力狀態(tài)。

對(duì)于鎳基合金，d=0.046 m[15]。對(duì)貫穿件結(jié)構(gòu)施加機(jī)械載荷，機(jī)械外載組合導(dǎo)致應(yīng)力最大和最小狀態(tài)下，特征距離d處類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法各網(wǎng)格測(cè)試模型的應(yīng)力示于圖7。由圖7可知，特征距離d處的應(yīng)力出現(xiàn)逐漸平緩的趨勢(shì)，最后兩組模型的應(yīng)力誤差為0.017%，因此可認(rèn)為計(jì)算結(jié)果已穩(wěn)定，最終采用的有限元網(wǎng)格模型如圖8所示，網(wǎng)格單元數(shù)為16 724。

圖7 類(lèi)裂紋評(píng)價(jià)方法無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.7 Mesh-independent validation of crack-like fatigue damage assessment method

圖8 類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法有限元網(wǎng)格模型Fig.8 Finite element model of crack-like fatigue damage assessment method

3 結(jié)果與討論

3.1 應(yīng)力

對(duì)于焊縫導(dǎo)致的貫穿件類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)，本文首先基于通用疲勞分析有限元模型和類(lèi)裂紋分析模型進(jìn)行瞬態(tài)和外載應(yīng)力計(jì)算。單位壓力下的應(yīng)力分布如圖9所示。從圖9可看出，通用疲勞分析模型由于在類(lèi)裂紋區(qū)未采用奇異單元處理，不連續(xù)區(qū)的應(yīng)力集中未得到很好的模擬；而類(lèi)裂紋分析模型顯示類(lèi)裂紋尖端的應(yīng)力水平較高，已出現(xiàn)較明顯的應(yīng)力集中。

a——通用疲勞分析模型；b——類(lèi)裂紋疲勞分析模型

兩種模型在類(lèi)裂紋尖端節(jié)點(diǎn)的瞬態(tài)線性化峰值應(yīng)力強(qiáng)度和峰值應(yīng)力比rp示于圖10，其中rp為峰值應(yīng)力強(qiáng)度與總應(yīng)力強(qiáng)度的比值。由圖10可看出，在所關(guān)心的類(lèi)裂紋尖端點(diǎn)，由于幾何不連續(xù)區(qū)的應(yīng)力集中，類(lèi)裂紋峰值應(yīng)力強(qiáng)度過(guò)大，往往能占據(jù)總應(yīng)力強(qiáng)度的65%甚至95%以上，而相較于類(lèi)裂紋分析模型的應(yīng)力強(qiáng)度分布，通用疲勞分析模型的峰值應(yīng)力的平均水平只占總應(yīng)力強(qiáng)度的35%，峰值應(yīng)力強(qiáng)度處于較低水平。

圖10 瞬態(tài)線性化應(yīng)力強(qiáng)度Fig.10 Transient linearized stress intensity

類(lèi)裂紋評(píng)價(jià)方法在θ=0°處的瞬態(tài)周向應(yīng)力σt的空間分布曲線示于圖11，其中r為與類(lèi)裂紋尖端點(diǎn)的距離。

從圖11中應(yīng)力關(guān)于r-1/2距離函數(shù)的擬合曲線可見(jiàn)，結(jié)構(gòu)在類(lèi)裂紋尖端區(qū)符合線彈性斷裂力學(xué)假設(shè)，應(yīng)力分布呈Ⅰ型拉伸裂紋的應(yīng)力分布規(guī)律，在r=0.046 mm附近區(qū)域，應(yīng)力處于變化的分界區(qū)，在此區(qū)域前，應(yīng)力水平梯度過(guò)大，Peterson也指出，類(lèi)裂紋尖端應(yīng)力在與裂紋尖端的d距離內(nèi)不存在持久極限[16]，因此，在此范圍內(nèi)進(jìn)行疲勞損傷評(píng)價(jià)存在不合理性，在r=0.046 mm后應(yīng)力變化趨于平緩，這很大程度上解釋了類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法在類(lèi)裂紋尖端延伸至特征距離時(shí)進(jìn)行應(yīng)力處理的原因。

圖11 類(lèi)裂紋方法瞬態(tài)周向應(yīng)力的空間分布曲線Fig.11 Distribution of transient linearized circumferential stress of crack-like fatigue damage assessment method

3.2 疲勞

以類(lèi)裂紋節(jié)點(diǎn)為原點(diǎn)建立極坐標(biāo)系，豎直向上的軸線為圖1中周向夾角θ=0°的軸，在0°～90°范圍內(nèi)，每隔15°選取θ角進(jìn)行疲勞損傷分析，如圖12所示。

圖12 疲勞評(píng)價(jià)θ角示意圖Fig.12 Illustration of evaluated angle θf(wàn)or fatigue assessment

類(lèi)裂紋評(píng)價(jià)方法的疲勞損傷系數(shù)計(jì)算結(jié)果示于圖13。由圖13可知，RCC-MRx方法計(jì)算的疲勞損傷系數(shù)較RCC-M規(guī)范更保守，對(duì)于RCC-M規(guī)范，循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線法的總疲勞損傷系數(shù)較專用疲勞曲線法更保守。

圖13 類(lèi)裂紋方法疲勞損傷系數(shù)計(jì)算結(jié)果Fig.13 Calculated fatigue damage factor by crack-like fatigue assessment method

未考慮塑性修正時(shí)采用類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法計(jì)算的疲勞損傷系數(shù)示于圖14，θ=0°時(shí)的應(yīng)變幅值歷程示于圖15。由于RCC-M規(guī)范兩種方法的塑性修正方法一致，因此圖14中僅示出了循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線法的結(jié)果。由圖14可知，不考慮塑性修正時(shí)，RCC-MRx規(guī)范計(jì)算結(jié)果較RCC-M規(guī)范大幅下降，結(jié)合圖15中各應(yīng)變幅值的關(guān)系可知，區(qū)別于RCC-M規(guī)范中使用偏低塑性修正因子進(jìn)行塑性修正的方法，RCC-MRx規(guī)范類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法的塑性應(yīng)通用疲勞評(píng)價(jià)方法的計(jì)算結(jié)果示于圖16。可見(jiàn)，對(duì)于焊縫疲勞修正系數(shù)方法，采用ASME NH篇的修正方法與未修正的結(jié)果基本成2倍關(guān)系，采用RCC-MRx規(guī)范修正方法計(jì)算的疲勞損傷系數(shù)較ASME NH篇的計(jì)算結(jié)果略高，但兩種修正方法相比未修正的疲勞損傷系數(shù)變化均較小。而疲勞損傷系數(shù)對(duì)疲勞減弱因子n的取值則非常敏感，隨著疲勞減弱因子n的增大，疲勞損傷系數(shù)變化幅度越來(lái)越大。

圖14 未考慮塑性修正的類(lèi)裂紋方法結(jié)果Fig.14 Results without plastic correction using crack-like fatigue assessment method

圖15 θ=0°時(shí)的應(yīng)變幅值歷程Fig.15 Histories of strain range at θ=0°

圖16 通用方法疲勞損傷系數(shù)計(jì)算結(jié)果Fig.16 Calculated fatigue damage factor by general fatigue assessment method

變?chǔ)う?+Δε4占總應(yīng)變?chǔ)う舤的比例較大，表明RCC-MRx的類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法對(duì)于塑性修正更保守。

對(duì)于本文的貫穿件類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)，采用兩種焊縫疲勞修正系數(shù)進(jìn)行修正時(shí)，計(jì)算結(jié)果均小于圖13的類(lèi)裂紋評(píng)價(jià)方法疲勞分析結(jié)果，因此ASME NH篇中所規(guī)定的基于焊縫疲勞設(shè)計(jì)曲線的修正系數(shù)偏不保守。相比類(lèi)裂紋評(píng)價(jià)方法計(jì)算的疲勞損傷系數(shù)，在未進(jìn)行修正和n=2的情況下，通用疲勞評(píng)價(jià)方法的疲勞損傷系數(shù)整體偏低，計(jì)算結(jié)果不保守；當(dāng)n=3或n=4時(shí)，疲勞損傷系數(shù)整體上遠(yuǎn)大于類(lèi)裂紋評(píng)價(jià)方法的計(jì)算結(jié)果，疲勞評(píng)價(jià)結(jié)果變得過(guò)于保守。工程中焊縫疲勞修正系數(shù)和疲勞減弱因子的取值受多方面因素影響，需進(jìn)行數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)定，不確定性很強(qiáng)，因此通用疲勞評(píng)價(jià)方法在類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)結(jié)構(gòu)的疲勞分析中存在一定的局限性，很難合理模擬這類(lèi)結(jié)構(gòu)的疲勞損傷。

4 結(jié)論

1) 與通用疲勞評(píng)價(jià)方法相比，類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法能對(duì)類(lèi)裂紋不連續(xù)區(qū)的應(yīng)力集中進(jìn)行更好地模擬。

2) 特征距離范圍內(nèi)應(yīng)力水平過(guò)高甚至出現(xiàn)奇異，大于特征距離后應(yīng)力變化趨于平緩，類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法引入特征距離進(jìn)行疲勞損傷系數(shù)計(jì)算，可有效避免類(lèi)裂紋尖端應(yīng)力奇異導(dǎo)致的疲勞損傷系數(shù)無(wú)法計(jì)算的問(wèn)題。

3) 對(duì)于類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法，由于塑性修正更保守，RCC-MRx規(guī)范的疲勞損傷評(píng)價(jià)結(jié)果較RCC-M規(guī)范更保守，而對(duì)于RCC-M規(guī)范方法，循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線法較專用疲勞曲線法更保守。

4) 通用疲勞評(píng)價(jià)方法中，相比類(lèi)裂紋疲勞評(píng)價(jià)方法，基于焊縫疲勞修正系數(shù)的疲勞評(píng)價(jià)結(jié)果偏低；當(dāng)疲勞減弱因子逐漸增大時(shí)，疲勞損傷系數(shù)由不保守變成過(guò)于保守，在焊縫疲勞修正系數(shù)和疲勞減弱因子無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)定時(shí)，基于修正方法的工程通用疲勞分析存在一定的局限性。