1、引言

箱形梁屬于一種典型的機械結構，其作為骨架或承載結構在起重機械等領域得到了廣泛運用。在焊接過程中，箱形梁不可避免地存在殘余應力、應力應變集中和各類焊接缺陷，在交變載荷作用下，這些細小缺陷逐漸匯合和萌生出裂紋，并不斷擴展，最終導致結構的疲勞斷裂。由于起重機發(fā)生疲勞破壞而導致的安全事故，通常會造成重大的財產損失或人員傷亡，已成為影響行業(yè)發(fā)展和社會安全生產的一大難題。文獻I。建立了帶穿透性裂紋板的有限元模型，采用l，4節(jié)點位移法、位移外推法和虛擬裂紋閉合法計算應力強度因子，研究了載荷、裂紋長度和構件幾何參數對裂紋尖端應力強度因子的影響。文獻哆通過制作Q345B非標準箱形梁試件，開展了結構焊縫裂紋的疲勞擴展實驗，起重機安全監(jiān)控系統(tǒng)并利用有限元計算不同裂紋長度下應力強度因子，用于指導港口起重機裂紋結構的安全評價。文獻聞基于ANSYS軟件建立了起重機箱形梁的裂紋模型，并計算出裂紋尖端的應力強度因子，用于結構疲勞壽命預測和剩余強度計算。以往針對箱形梁的斷裂研究，大多采用單一方法進行應力強度因子計算，缺乏基本方法間的對比分析，未深入研究裂紋尺寸、構件參數和焊接細節(jié)等綜合因素對裂紋強度的影響。以36t集裝箱門式起重機為例，針對箱形梁結構中的高發(fā)性疲勞裂紋，基于線彈性斷裂力學理論，結合整機有限元分析結果，得出裂紋尖端應力強度因子的理論值；再利用ANSYS建立裂紋子模型，借助KCALC命令通過有限元法求解應力強度因子，并與理論值對論比分析。同時深入地研究了裂紋參數、主腹板厚度和下蓋板厚度等對應力強度因子的影響。為重機箱形梁結構設計和安全評定提供依據，具有重要的工程實用價值和理論意義。

2、裂紋萌生與擴展機理

通過對在役橋門式起重機的實際檢測和疲勞試箱形梁結構的高發(fā)性疲勞裂紋，主要發(fā)生在下蓋板與主腹板間的縱向受拉翼緣焊縫和大隔板與主腹板連接焊縫下端的焊趾處，其疲勞裂紋萌生源和擴展機理，如表1所示。]

3、線彈性斷裂力學理論基礎

應力強度因子作為判斷缺陷結構是否發(fā)生脆性失穩(wěn)擴展指標，反映了裂紋尖端應力場強度大小，解決了裂紋尖端應力奇異性的難題。根據裂紋的受力情況，將裂紋分為I型張開裂紋、n型滑開裂紋和III型撕開裂紋。由于起重機箱形梁典型位置裂紋主要承受拉應力作用，易形成I型裂紋171，I型裂紋是最為危險的，所以從安全角度，可以把實際裂紋按照I型裂紋處理。根據線彈性斷裂力學理論，結合文獻罄-n】，可知應力強度因子的一般公式：K。=(1，盯)V而 (1)式中：曠—裂紋長度或深度；y一與裂紋形狀、位置和加載等有關的修正系數。大隔板焊縫取Y=I．05，翼緣焊縫取y=1四；口—假定結構無裂紋時裂紋尖端區(qū)域名義應力。通過實際測量或有限元計算得到。

當起重機結構采用中等強度以上鋼材時，裂紋尖端基本不存在塑性變形；當采用中等強度以下鋼材時，裂紋尖端將出現(xiàn)小范圍的塑性區(qū)，一般遠遠小于裂紋尺寸。均可直接采用線彈性理算應力強度I玉l-Y*-'q。在線彈性條件下，建立箱形梁結構不發(fā)生脆性斷裂的x判據：局≤如 (2)式中：j10一結構發(fā)生脆性斷裂的lI島界應力強度因子，即斷裂韌度。當裂紋尖端應力強度因子達到斷裂韌度時，裂紋就會發(fā)生失穩(wěn)擴展。

4、整機結構有限元分析

某鐵路局36t集裝箱門式起重機結構主要參數為跨度18m，懸臂長12．5m，小車軸距8．6m。利用ANSYS及其參數化設計語言(APDL)，采用sheU63單元，建立起重機整體結構的參數化模型。將小車位于跨中，起升機構滿載提升考慮沖擊載荷)時，作為研究跨間裂紋的最危險工況。同時考慮結構自重、風載、大車運行偏斜側向力等的作用，起重機整機模型及此工況下的加載情況，如圖2所示。在跨中工況下，整機結構的等效應力云圖，如圖3所示。

最大應力出現(xiàn)在小車輪壓位置，最大等效應力為100．296MPa。按照圖1定義路徑PATHl，得到按照無裂紋建模時，裂紋尖端位置應力沿該路徑的變化曲線，如圖4所示，作為理論計算應力強度因子時的計算應力

5、裂紋子模型有限元分析

5．1建立裂紋模型

為了提高裂紋模型的計算精度和效率，采用Shell-Solid子模型高級分析技術，即在起重機整機模型和分析結果基礎上，截取跨中裂紋附近的部分腹板和下蓋板，進行局部重點分析。并結合跨中裂紋的對稱性，建立1／2的三維實體裂紋模型。子模型相對整體模型的位置和相關參數，如圖5所示。圖中：兀一主腹板厚度；z’廠-下蓋板厚度；刪紋尖端到腹板或下蓋板的距離。采用APDL建立裂紋參數化模型，并編制命令流文件，同時考慮腹板與下蓋板間的焊接細節(jié)。裂紋尖端奇異單元采用Solid95逐節(jié)點直接建模，擴展層及非裂紋區(qū)采用的單元為Solid45。由于下蓋板外伸翼緣的存在(下翼緣板邊沿到腹板中性面距離為25r啪)，需要考慮兩種裂紋情形：當a<25mm時，下蓋板裂紋按中心裂紋處理，裂紋還未擴展至下蓋板邊緣，如圖6、圖7所示；當a，>25mm時，按邊裂紋處理，裂紋已擴展至下蓋板邊緣，如圖8、圖9所示。

5．2裂紋模型有限元計算

跨中對稱截面上的非裂紋面節(jié)點添加對稱邊界約束，將整體模型切割邊界上的位移值，插值到子模型的切割邊界上，作為分析裂紋子模型的約束條件。兩種裂紋情形下，子模型的邊界約束條件，如圖6和圖8所示。通過有限元計算，并借助ANSYS的擴展顯示命令，得出裂紋完整模型和裂紋截面等效應力分布云圖，如圖lO一圖13所示

通過觀察分析結果，發(fā)現(xiàn)在兩種情況下，裂紋面均為低應力區(qū)，裂紋尖端均為高應力區(qū)，尖端位置均出現(xiàn)了應力集中；下蓋板裂紋由中心裂紋擴展為邊裂紋后，在主腹板和下蓋板處出現(xiàn)了更為顯著的裂紋開口，沿板厚度方向上的外側裂紋尖端應力要明顯大于內側應力。

6、應力強度因子的比較分析

接下來對箱形梁下蓋板穿透裂紋尖端的應力強度因子進行深入研究。通過圖4得到結構在不含裂紋時裂紋尖端位置的應力，代入式(1)得到應力強度因子的理論值；再利用ANSYS的KCALC命令直接計算得到應力強度因子的有限元值，并與理論值進行比較分析。

通過同時改變整體模型和裂紋子模型的對應參數，研究裂紋參數n、主腹板厚度E和下蓋板厚度疋對下蓋板穿透裂紋應力強度因子的影響，如表2。表4所示。假定主腹板厚度五=10ram、下蓋板厚度T盧12mm時，不同裂紋長度下的應力強度因子。如表2所示。假定下蓋板厚度T：=12mm、裂紋參數a=15mm時，不同主腹板厚度下的應力強度因子，如表3所示。假定主腹板厚度Ti=lOmm、裂紋參數a=15mm時，不同下蓋板厚度下的應力強度因子，如表4所示。

從表中可以看出，利用ANSYS計算得到的應力強度因子與理論值雖然存在一定誤差，但絕對誤差控制在5％左右，具有一定精確性和參考價值；裂紋參數口對應力強度因子的影響最為突出，并且隨著裂紋參數a的增加，應力強度因子不斷增大；隨著主腹板厚度死和下蓋板厚度疋的增加，應力強度因子不斷減小，其中參數死的影響比E更明顯，主要是由于下蓋板厚度變化對下蓋板裂紋尖端位置的應力影響更顯著造成的。

7、結論

(1)運用ANSYS軟件建立集裝箱起重機參數化的整體模型和裂紋子模型。并借助Shell-Solid子模型技術和參數化設計語言，提高了裂紋模型的計算精度和效率；計算出下蓋板位置穿透裂紋的應力強度因子，并深入研究了裂紋參數口、主腹板厚度五、下蓋板厚度乃對其影響程度，為起重機箱形梁結構設計和安全評定提供依據，具有重要的工程實用價值和理論意義。

(2)含缺陷箱形梁結構的裂紋面為低應力區(qū)，裂紋尖端為高應力區(qū)，裂紋尖端位置為應力集中區(qū)域；當下蓋板裂紋由中心裂紋擴展為邊裂紋后，箱形梁將出現(xiàn)更為顯著的裂紋開口，因此當穿透裂紋擴展至下蓋棱外伸邊緣時，需要對起重機結構實施更為嚴密監(jiān)控和維護手段。

(3)利用有限元計算得到應力強度因子與理論值的存在一定誤差，主要是因為有限元結果會受到網格劃分數目和方法等的影響，同時理論經驗公式是對實際復雜問題的簡化歸納，本身存在一定誤差，因此采用有限元法計算應力強度因子具有一定精確性和參考價值。

(4)相關參數對下蓋板穿透裂紋應力強度因子影響的敏感程度依次為裂紋參數D下蓋板厚度玲主腹板厚度n。并且隨著裂紋參數口的增加，應力強度因子將不斷增大；隨著主腹板厚度?；蛳律w板厚度孔的增加，應力強度因子將不斷減小