桁架臂K型管接頭壽命評估方法的對比分析與研究

蔡福海,金三強,王 欣

(大連理工大學(xué)機械工程學(xué)院遼寧大連116023)

桁架臂K型管接頭壽命評估方法的對比分析與研究

蔡福海,金三強,王 欣

(大連理工大學(xué)機械工程學(xué)院遼寧大連116023)

以國外通用疲勞設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)ABS,DNV,BS7608,ASME,IIW等為依據(jù),總結(jié)對比了起重機桁架臂K型管接頭疲勞評估的方法.通過對比可知,國外標(biāo)準(zhǔn)中沒有給出名義應(yīng)力法對應(yīng)的S-N曲線,熱點應(yīng)力法成為其疲勞壽命評估的主要方法.ABS,DNV,BS7608標(biāo)準(zhǔn)中推薦的表面外推熱點應(yīng)力法與提供的管接頭S-N曲線基本一致;ASME中給出的網(wǎng)格不敏感結(jié)構(gòu)熱點應(yīng)力法即Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法也適用于管接頭.同規(guī)格K型管接頭在5種不同網(wǎng)格大小下的有限元應(yīng)力計算結(jié)果的對比表明：相對于ABS，DNV，BS7608標(biāo)準(zhǔn)中的外推熱點應(yīng)力法,ASME標(biāo)準(zhǔn)中的Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對網(wǎng)格有更強的適應(yīng)性.

桁架臂; K型管; 疲勞設(shè)計標(biāo)準(zhǔn); 熱點應(yīng)力

桁架臂起重機是一種廣泛應(yīng)用于國民經(jīng)濟各個領(lǐng)域的起重設(shè)備.近幾年國內(nèi)發(fā)生了一些臂架斷裂事故,使其安全性受到越來越多業(yè)界人士的關(guān)注.臂架是履帶起重機的重要承載構(gòu)件,經(jīng)常承受交變載荷的作用,疲勞破壞是其主要的失效形式之一.根據(jù)《GB/T3811起重機設(shè)計規(guī)范》,起重機設(shè)計壽命(即工作循環(huán)次數(shù))在104數(shù)量級(起重機不經(jīng)常使用的情況)到106數(shù)量級(經(jīng)常使用)之間,屬于高周疲勞范圍.高周疲勞評估方法主要有兩種,一種是基于S-N曲線的方法,另一種是基于斷裂力學(xué)的方法.由于斷裂力學(xué)只能計算裂紋擴展壽命,因此來源于疲勞試驗數(shù)據(jù)的S-N曲線法仍然是疲勞評估方法的主流.對于焊接結(jié)構(gòu),基于S-N曲線的名義應(yīng)力法和熱點應(yīng)力法兩類方法是現(xiàn)階段及今后相當(dāng)長時間內(nèi)最為適合于工程應(yīng)用的疲勞分析技術(shù)[1].

目前,國內(nèi)在起重機桁架臂疲勞壽命評估方面處于理論研究階段,主要集中在名義應(yīng)力法和熱點應(yīng)力法上,相應(yīng)的規(guī)范與標(biāo)準(zhǔn)內(nèi)容有待進一步完善.陳國華[2]、荊鵬飛[3]采用名義應(yīng)力法分別對塔機、履帶起重機進行了疲勞壽命評估.王東強[4]考慮了載荷之間的相互影響,采用基于模糊損傷的Miner準(zhǔn)則,用名義應(yīng)力法對50t履帶起重機進行了壽命評估.鄭鈺琪等[5]使用疲勞耐久性分析軟件FE-SAFE,并結(jié)合單位載荷下的名義應(yīng)力譜,對某型號汽車起重機臂架鋼結(jié)構(gòu)進行了壽命預(yù)測.黃邵軍[6]研究了影響桁架臂K型管熱點應(yīng)力集中系數(shù)的因素,并用熱點應(yīng)力法對履帶起重機臂架進行了壽命評估.吳铦敏等[7]以渤海某起重機為例,以實測的數(shù)據(jù),利用熱點應(yīng)力法和Miner累計損傷理論估算了起重機的疲勞壽命.

起重機桁架臂的細節(jié)結(jié)構(gòu)多為K型焊接管接頭,研究K型管焊接接頭顯得非常重要.由于國內(nèi)外通用的疲勞標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范中沒有適合K型管焊接接頭的名義應(yīng)力S-N曲線,因此目前應(yīng)用于起重機桁架臂的名義應(yīng)力S-N曲線都是根據(jù)材料的S-N曲線進行各種參數(shù)修正得到的.臂架K型管焊接結(jié)構(gòu)的修正過程沒有嚴(yán)格的標(biāo)準(zhǔn)參照,容易受到不確定性因素的影響.

對于K型管焊接接頭,其細節(jié)結(jié)構(gòu)復(fù)雜,國外標(biāo)準(zhǔn)如船級社的ABS[8]，DNV[9]，英國BS7608[10]等提供了管焊接接頭的表面外推熱點應(yīng)力S-N曲線,美國2007版ASME鍋爐及壓力容器標(biāo)準(zhǔn)[11]提供了網(wǎng)格不敏感結(jié)構(gòu)熱點應(yīng)力法(也稱作Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法)的主S-N曲線.國際焊接協(xié)會(International lnstitute of Welding,IIW)[12]對于管接頭外推熱點應(yīng)力法也給出了建議.可以看出,針對K型管焊接接頭的疲勞評估,熱點應(yīng)力法的標(biāo)準(zhǔn)依據(jù)更加充分.

但是,我們在起重機桁架臂K型管接頭疲勞評估中該選擇哪個標(biāo)準(zhǔn),該采用表面外推熱點應(yīng)力法還是Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法,目前沒有這方面的對比研究.本文將以標(biāo)準(zhǔn)為依據(jù),分別用表面外推熱點應(yīng)力法和Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法評估K型焊接管接頭的疲勞壽命.

1 熱點應(yīng)力法及其在不同標(biāo)準(zhǔn)中的應(yīng)用

對于焊接結(jié)構(gòu),疲勞破壞常發(fā)生在焊趾處,熱點應(yīng)力指焊趾處的結(jié)構(gòu)應(yīng)力.如圖1所示,焊趾熱點部位沿厚度方向的實際應(yīng)力σloc由膜應(yīng)力σm、彎曲應(yīng)力σb和非線性應(yīng)力峰值σnlp3部分組成.非線性應(yīng)力峰值是一組自相平衡力系,主要由焊趾缺口效應(yīng)引起.熱點應(yīng)力不考慮非線性應(yīng)力峰值引起的應(yīng)力集中,目前普遍接受的方法是將熱點應(yīng)力定義為焊趾處膜應(yīng)力與彎曲應(yīng)力之和.根據(jù)獲得熱點應(yīng)力的方法不同,熱點應(yīng)力法可分為表面外推熱點應(yīng)力法和Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法.針對于K型管接頭,兩種方法在各標(biāo)準(zhǔn)中的應(yīng)用情況見表1.

表1 兩種方法在標(biāo)準(zhǔn)中的應(yīng)用

圖1 焊趾熱點部位沿厚度方向的實際非線性應(yīng)力分布及分解Fig.1 Actual nonlinear stress distribution in the thickness directionof weld toe

1.1 表面外推熱點應(yīng)力法的應(yīng)用對比

(1)

式中:σX1,σX2分別為外推點X1,X2處的結(jié)構(gòu)應(yīng)力.

圖2 兩點外推插值法示意圖Fig.2 Two points surface extrapolation of stress

圖3 管接頭焊縫周圍的應(yīng)力梯度及插值點Fig.3 Stress gradient and interpolation points around the pipe joint weld

目前,疲勞評估中焊趾處熱點應(yīng)力分量的選取存在一定的分歧.IIW,DNV等標(biāo)準(zhǔn)建議使用最大主應(yīng)力,AWS(American Weding Socity),API(Ameican petroleum lnstitute)等標(biāo)準(zhǔn)建議使用垂直于焊趾的應(yīng)力分量.兩種應(yīng)力成分雖然不同,但在接近焊趾處對計算結(jié)果影響并不顯著.實際試驗中,為方便測量也多選用垂直于焊趾處的應(yīng)力分量[6].本文中疲勞評估選用的是垂直于焊趾處的熱點應(yīng)力分量.

針對于管接頭,船級社ABS,DNV,英國BS7608標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范中均提供了表面外推熱點應(yīng)力法S-N曲線.這些管接頭熱點應(yīng)力S-N曲線中,根據(jù)環(huán)境的不同分為3組:在空氣中；在海水里有陰極保護；在海水中自由腐蝕.起重機桁架臂屬于在空氣中的情況,本文提到的均為在空氣環(huán)境下平均壽命值減去2倍標(biāo)準(zhǔn)差(即存活率為95%)對應(yīng)的S-N曲線.ABS,DNV,BS7608中管接頭的基本熱點應(yīng)力S-N曲線基本一致，為

(2)

(3)

(4)

式(2)-(4)中,N為被芳循環(huán)次數(shù)；S,Sr,Δσ均為應(yīng)力幅值，在不同標(biāo)準(zhǔn)采用了不同的符號而已.

通過比較發(fā)現(xiàn),上述管接頭的熱點應(yīng)力S-N曲線差異不大.

上述的S-N曲線都是針對于基本壁厚的,當(dāng)壁厚增大時,壽命會下降,因此需要進行壁厚修正.ABS，DNV，BS7608中的壁厚修正公式一致,且說明當(dāng)壁厚大于基本壁厚時修正,當(dāng)壁厚小于基本厚度時不需要修正,以ABS中表達式為例:

(5)

式中:S為基本厚度下的應(yīng)力范圍;Sf為經(jīng)厚度修正后的應(yīng)力范圍;t為實際壁厚(t>tR);tR為基本壁厚;q為厚度指數(shù)因子(=0.25).不同標(biāo)準(zhǔn)中定義的管接頭基本壁厚有些差異,ABS為22 mm,DNV為32 mm,BS7608為16 mm.基本壁厚值不同,可能與部分安全系數(shù)有關(guān).本文中,當(dāng)K型管壁厚小于16 mm時,可不做厚度修正.

1.2 Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的應(yīng)用對比

Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法是21世紀(jì)初由美國Battelle實驗室董莎平教授等人提出的一種新的對網(wǎng)格不敏感的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法.由于熱點應(yīng)力計算對網(wǎng)格不敏感、疲勞壽命預(yù)測精度較高及其廣泛的適應(yīng)性,2007年Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法先后被寫入ASME鍋爐及壓力容器標(biāo)準(zhǔn)、API/ASME合于使用性評定標(biāo)準(zhǔn).相對于基于表面插值的熱點應(yīng)力法,網(wǎng)格不敏感結(jié)構(gòu)應(yīng)力法更適合復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的壽命評估,可大大降低對局部網(wǎng)格的設(shè)計和質(zhì)量要求[14].Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法首先通過節(jié)點力和力矩得到膜應(yīng)力σm和彎曲應(yīng)力σb,結(jié)構(gòu)應(yīng)力幅Δσs=Δσm+Δσb,然后基于斷裂力學(xué)理論通過考慮焊縫缺口效應(yīng)、壁厚t、載荷彎曲比r的影響將結(jié)構(gòu)應(yīng)力轉(zhuǎn)化為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力ΔSs,如公式(6),具體的定義和理論計算可參考文獻[10-11].

(6)

ASME標(biāo)準(zhǔn)中主S-N曲線為

(7)

式中:C為材料常數(shù);h為斜率.

當(dāng)式(7)為平均壽命值減去2倍標(biāo)準(zhǔn)差對應(yīng)的S-N曲線時,C=13875.8,h=-0.32.將式(7)化為雙對數(shù)形式:

logN=12.9446-3.125logΔSs

(8)

2 兩種熱點應(yīng)力法的K型管壽命計算對比

本文中K型管模型取自25 t級輪胎起重機的桁架臂頂節(jié)危險區(qū)域,幾何尺寸及加載約束方式參考文獻[6],如圖4所示.K型管的熱點通常出現(xiàn)在冠點和鞍點等處或其附近,將K型管沿焊縫每隔15o選取一個熱點,如圖5所示.分別使用表面外推熱點應(yīng)力法和Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法,對施加脈沖循環(huán)載荷下的K型管的疲勞壽命進行計算.

圖4 K型管幾何尺寸及邊界條件Fig.4 Geometry and boundary conditions of K-joint

圖5 K型管外推插值點的選取(弦桿俯視圖)Fig.5 Extrapolation interpolation points of K-joint(chord plan view)

為了同時保證計算量小和較好的計算精度,有限元模型統(tǒng)一選用shell63單元模擬弦桿和腹桿及其焊縫,有限元模型如圖6a所示,并分別選用5種不同網(wǎng)格的大小 (0.25t×0.25t,0.5t×0.5t,1t×1t,1.5t×1.5t,2t×2t,t為弦桿的壁厚),圖6b為0.25t×0.25t網(wǎng)格時焊縫局部處的應(yīng)力云圖.

圖6 K型管有限元模型及應(yīng)力云圖Fig.6 K-joint finite element model and Stress distribution

通過計算發(fā)現(xiàn),外推熱點應(yīng)力法和Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法最危險點均出現(xiàn)在加載側(cè)(圖6b所示)焊縫的冠點處(180o處).由于模型對稱,這里僅列出跟點到冠點其中一側(cè)的計算結(jié)果,如圖7所示.從圖7可以看出,應(yīng)力較大點出現(xiàn)在跟點和冠點處,因此應(yīng)該避免由于網(wǎng)格大小原因造成跟點和冠點處應(yīng)力水平的波動.網(wǎng)格大小為0.25 t×0.25t與0.5t×0.5t時,表面外推熱點應(yīng)力和Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力基本沒有波動;當(dāng)網(wǎng)格逐漸增大到1t×1t,1.5t×1.5t,2t×2t時,在跟點和冠點處表面外推熱點應(yīng)力出現(xiàn)較大的波動,Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力在跟點處有稍小的波動,在最重要的冠點處基本沒有波動.相比表面外推熱點應(yīng)力法來說,Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對網(wǎng)格有更強的適應(yīng)性.

圖7 5種不同大小網(wǎng)格下兩種熱點應(yīng)力法沿焊趾結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布Fig.7 Two hot spot stress distribution along the weld toe under five different mesh sizes

圖8 沿焊趾等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力的分布Fig.8 Equivalent structural stress distribution along the weld toe

圖9 Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力修正系數(shù)Fig.9 Correction factor of battelle structural stress

標(biāo)準(zhǔn)ABS,DNV,BS7608中表面外推熱點應(yīng)力法對小于基本壁厚(ABS為22 mm,DNV為32 mm,BS7608為16 mm)的模型,結(jié)構(gòu)應(yīng)力不必做修正,而ASME中的Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法中,結(jié)構(gòu)應(yīng)力需考慮焊縫缺口效應(yīng)、壁厚t、載荷彎曲比r等因素的影響修正得到等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力,以0.5t×0.5t的模型為例,如圖8所示,其中Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力修正系數(shù)如圖9所示.可以看出,相對于結(jié)構(gòu)應(yīng)力,修正后得到的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大增幅近20%,說明修正系數(shù)的影響顯著.在危險點跟點和冠點處,根據(jù)式(2)，(8),美國ASME標(biāo)準(zhǔn)中的Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法計算的疲勞壽命(7.63×105次)高于ABS,DNV,BS7608標(biāo)準(zhǔn)中外推熱點應(yīng)力法計算的壽命(4.36×105次),如圖10所示.

出現(xiàn)兩種方法計算結(jié)果不一致的原因,一方面是參考的S-N曲線不同,另一方面是考慮影響因素的全面性不同.ASME中的主S-N曲線是由數(shù)千個包含廣泛的不同接頭類型、不同板厚和加載模式疲勞試驗數(shù)據(jù)(其中包含其他標(biāo)準(zhǔn)提供的數(shù)據(jù)曲線),結(jié)合等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力擬合得到的曲線.ASME中主S-N擬合曲線的標(biāo)準(zhǔn)差大約為0.25,甚至還略小于單一接頭下BS7608中的“Class F”疲勞試驗擬合曲線標(biāo)準(zhǔn)差(0.29)[12].ASME標(biāo)準(zhǔn)中的Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法和ABS，DNV，BS7608中表面外推熱點應(yīng)力法計算的壽命結(jié)果都是可信的,因為它們提供的參考曲線都是通過大量的試驗數(shù)據(jù)得到的.由于基礎(chǔ)理論和參考的應(yīng)力參量不同,在滿足一定存活率條件下,相應(yīng)S-N曲線的擬合度存在差異.Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法基于斷裂力學(xué)的理論,考慮了焊縫缺口效應(yīng)、壁厚t、載荷彎曲比r等因素的影響,有更強的理論支撐,主S-N曲線也有較高的擬合度.因此建議優(yōu)先采用Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對桁架臂焊縫進行疲勞壽命的評估.

圖10 兩種不同熱點應(yīng)力法的壽命計算對比Fig.10 Fatigue life comparison under two hot spot stress methods

3 結(jié)論

(1) 對于K型管這種細節(jié)復(fù)雜的焊接接頭,名義應(yīng)力法在通用的疲勞標(biāo)準(zhǔn)中找不到對應(yīng)的S-N曲線,因而熱點應(yīng)力法成為評估K型管接頭疲勞壽命的主要方法.

(2) ABS,DNV,BS7608等通用疲勞標(biāo)準(zhǔn)推薦表面外推熱點應(yīng)力法,而且均給出了管接頭的外推熱點應(yīng)力S-N曲線,且S-N曲線基本一致.Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法同時適用于管接頭和板接頭,給出了主S-N曲線.

(3) 通過對同規(guī)格K型管的5種不同網(wǎng)格大小的有限元模型計算發(fā)現(xiàn),相對于外推熱點應(yīng)力法,Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對網(wǎng)格有更強的適應(yīng)性.

(4) 相比于表面外推結(jié)構(gòu)應(yīng)力法,Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法基于斷裂力學(xué)的理論,考慮了焊縫缺口效應(yīng)、壁厚t、載荷彎曲比r等因素的影響,有更強的理論支撐,主S-N曲線也有較高的擬合度.因此建議優(yōu)先采用ASME標(biāo)準(zhǔn)中的Battelle結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對桁架臂焊縫進行疲勞壽命的評估.

[1] 周張義,李芾.高速貨車轉(zhuǎn)向架焊接部位疲勞強度研究[J].中國鐵道科學(xué),2010,31(6):128-130.

ZHOU Zhangyi,LI Fu.Research on the fatigue strength of the welded components for high speed freight car bogie[J].China Railway Science,2010,31(6):128-130.

[2] 陳國華.在役塔式起重機剩余壽命綜合預(yù)測[D].南京:南京工業(yè)大學(xué).2009.

CHEN Guohua.Comprehensive prediction of the residual Life for the tower crane in service[D].Nanjing:Nanjing University of Technology,2009.

[3] 荊鵬飛.大型履帶起重機析架臂結(jié)構(gòu)壽命預(yù)測方法研究[D].大連:大連理工大學(xué),2006.

JING Pengfei.The research of residual life for boom structure of large crawler cranes[D].Dalian:Dalian University of Techonology,2006.

[4] 王東強.基于模糊損傷的履帶起重機臂架疲勞壽評估[D].大連:大連理工大學(xué),2012.

WANG Dongqiang.Fatigue life assessment for the boom of crawler crane based on fuzzy damage[D].Dalian:Dalian University of Techonology,2012.

[5] 鄭鈺琪,王三民,王燕平.某型汽車起重機起重臂的應(yīng)力和應(yīng)變疲勞壽評估[J].機械強度,2013,35(6):850-854.

ZHENG Yuqi,WANG Sanmin,WANG Yanping.Fatigue life prediction for a truck crane boom based on stress and strain life prediction models[J].Journal of Mechanical Strength,2013,35(6):850-854.

[6] 黃邵軍.基于熱點應(yīng)力法的履帶起重機臂架壽命評估[D].大連:大連理工大學(xué),2014.

HUANG Shaojun.Fatigue life assessment for crawler crane lattice boom based on hot spot stress method[D].Dalian:Dalian University of Techonology,2014.

[7] 吳铦敏,顏庭俊,王東升,等.海上平臺在役桁架式起重機疲勞壽命評估研究[J].石油機械,2014,42(1):66-69.

WUXianmin,YAN Tingjun,WANG Dongsheng et al.Assessment of the fatigue life of the in srvice trussed crane for offshore platform[J].China Petroleum Machinery,2014,42(1):66-69.

[8] HOBBACHER A.Fatigue design of welded joints and components:recommendations of IIW joint working group XIII-XV[M].Cambridge:Woodhead Publishing Press,2003.

[9] 周張義.高速貨車轉(zhuǎn)向架焊接部位疲勞強度研究[D].成都:西南交通大學(xué),2009.

ZHOU Zhangyi.Research on fatigue strength of welded components for high speed freight car bogie[D].Chengdu:Southwest Jiaotong University,2009.

[10] DONG P,HONG J K,OSAGED.Master S-N curve approach for fatigue evaluation of welded components[J].Welding Research Council Bulletin,2002,474:1-44.

[11] DONG P.A structural stress definition and numerical implementation for fatigue analysis of weld joints [J].International Journal of Fatigue.2001,23(10):865-876.

[12] DONG P,PRAGER M,OSAGE D.The design master S-N curve in ASME div2 rewrite and its validations[J].Int Journal of IIW:Welding in the World,2007,51(5):53-63.

Comparative analysis on fatigue life assessment for tubular K-joints of truss booms

CAI Fu-hai,JIN San-qiang,WANG Xin

(School of Mechanical Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China)

Based on such fatigue design standards as ABS, DNV, BS7608 and ASME, the fatigue assessment on crane truss boom is postulated. Due that theS-Ncurves of nominal stress are not included in fatigue design standardsfor complex tubular K-joints, the hot-spot stress method is employed. Accordingly, the extrapolation-based hot spot stress method is proposed with consistentS-Ncurves in ABS, DNV and BS7608. By referencing to a new hot-spot stress method called Battelle structural stress method in ASME, it is found that the Battelle structural stress method is more mesh-insensitive by verifying five mesh finite element models. Compared with ABS, DNV and BS7608, this approach is less conservative to fatigue life assessment.

lattice boom; tubular K-joints; fatigue standard; hot-spot stress

國家“八六三”高技術(shù)發(fā)展計劃(2012AA041804)；國家科技支撐計劃(2015BAF07B01);中海油能源發(fā)展股份有限公司科技項目(HFKJ-YJ1305)

蔡福海(1982-),男,高級工程師，博士.E-mail:cfhdkut@163.com

TG 405

A

1672-5581(2016)05-0388-06