有限元建模分析一臺(tái)大跨度電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)端梁開裂的原因

戴周勇 遲 強(qiáng) 邱法聚

（寧波市特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院 寧波 315040）

有限元建模分析一臺(tái)大跨度電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)端梁開裂的原因

戴周勇 遲 強(qiáng) 邱法聚

（寧波市特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院 寧波 315040）

一臺(tái)大跨度的電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)，在使用過程中發(fā)現(xiàn)端梁開裂現(xiàn)象。通過查閱該起重機(jī)的設(shè)計(jì)圖紙等資料，利用有限元軟件建模，模擬施加兩種極端工況下的動(dòng)載荷，分析了端梁開裂的原因。關(guān)鍵詞：電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī) 開裂 動(dòng)載荷 有限元分析

1 設(shè)備概況與現(xiàn)場勘查情況

一臺(tái)型號(hào)為LH3-34.8A5Y的電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)，額定起重量3t，跨度34.8m，起重機(jī)整機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示：

圖1 整機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

該電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)位于銅棒拉絲車間，日常使用較為頻繁。起重機(jī)制造時(shí)間為2005年7月，2015年8月在使用單位例行自檢時(shí)，發(fā)現(xiàn)該起重機(jī)一端梁上蓋板部分出現(xiàn)開裂。使用單位委托起重機(jī)廠家在將該端梁整體更換下來后檢查時(shí)，發(fā)現(xiàn)端梁法蘭板與端梁上蓋板之間焊縫整體均勻開裂，端梁法蘭板與端梁腹板連接處出現(xiàn)了整體開裂，端梁法蘭板自身也嚴(yán)重變形，如圖2、圖3所示：

圖2 法蘭板與上蓋板焊縫均勻開裂

圖3 法蘭板嚴(yán)重變形

查閱該起重機(jī)設(shè)計(jì)圖紙，端梁法蘭板厚度為12mm，對(duì)應(yīng)的主梁法蘭板厚度為20mm，端梁腹板厚度為6mm，端梁上蓋板厚度為5mm。端梁上蓋板、端梁腹板與端梁法蘭板之間均為單邊角焊縫，現(xiàn)場已均勻開裂，且焊縫均勻不一。

2 橋式起重機(jī)常用的主端梁連接形式

橋式起重機(jī)的橋架大部分為偏軌箱型結(jié)構(gòu)，主梁與端梁間的連接通常采用兩塊厚度20mm以上的法蘭板，分別焊接在主梁和端梁上，然后用高強(qiáng)度螺栓通過法蘭板將主梁與端梁連接起來，這種型式的連接是通過施加給螺栓的預(yù)緊力，使法蘭板間產(chǎn)生強(qiáng)大的壓緊力，利用構(gòu)件接觸面間的摩擦力來傳遞剪力，螺栓本身并不受剪切和擠壓，這種連接方式無論在起重機(jī)的制造還是運(yùn)輸安裝方面都顯示了它的有優(yōu)越性[1]。

3 有限元建模的目的與計(jì)算步驟

用ANSYS軟件對(duì)該起重機(jī)建模，進(jìn)而分析端梁及端梁法蘭板的受力情況，從而找出該起重機(jī)端梁開裂的具體原因。具體方法是：當(dāng)起升小車運(yùn)行至主梁跨端時(shí)，小車處于滿載下降制動(dòng)狀態(tài)，此時(shí)為主端梁連接處受剪力最大的工況；當(dāng)起升小車運(yùn)行至主梁跨中時(shí)，小車處于滿載下降制動(dòng)狀態(tài)，此時(shí)為主端梁連接處受彎矩最大的工況，在兩種工況下分別截取出此時(shí)端梁及端梁法蘭板的受力情況。

3.1 有限元計(jì)算過程中的已知參數(shù)

通過對(duì)整機(jī)圖紙、主梁圖紙、端梁圖紙等資料的審查，得知該電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)整機(jī)自重17558.8kg，主梁自重6421.5kg，小車自重1326.8kg，小車軌距1000mm，小車基距1300mm，整機(jī)制造材料為Q235B。

具體參數(shù)如下：

額定起重量：Qe= 3t；

跨度：L = 34.8m；

小車自重：Gxc= 1.327t；

主梁自重：Gzl= 6.422t；

整機(jī)自重：Gzj= 17.559t；

橋架母體材質(zhì)：Q235B；

材料屈服極限：σ = 235MPa[2]；

材料許用應(yīng)力:[σ] = 176MPa，安全系數(shù)取1.33[3];

材料的彈性模量：E = 2.0×105MPa；

Q235b材料的泊松比：μ = 0.33。

3.2 計(jì)算載荷與載荷工況

●3.2.1 計(jì)算載荷

起重質(zhì)量：Qe= 3t；

小車自重：Gxc= 1.327t；

小車自重沖擊載荷：φ1Gxc= 1.1×1.327=1.46t；

主梁自重沖擊載荷（均勻分布動(dòng)載荷）：φ1Gz1= 1.1×6.422 = 7.064t；

起升重物動(dòng)載荷：φ2Qe= 3×1.25 = 3.75t；

(φ1為起重機(jī)自重沖擊載荷系數(shù)，φ2為重物動(dòng)載荷系數(shù)，查閱廠家設(shè)計(jì)資料，φ1= 1.1，φ2= 1.25）[4]。

●3.2.2 兩種載荷工況

活動(dòng)載荷：P = φ2Qe+ φ1Gxc= 3.75 + 1.46 = 5.21t

1）當(dāng)活動(dòng)載荷P處于主梁跨端位置時(shí),主端梁連接處受到活動(dòng)載荷P引起的最大剪力載荷，如圖4所示，即工況1。

圖4 工況1

2）當(dāng)活動(dòng)載荷P處于主梁跨中位置時(shí)候，主端梁連接處受到活動(dòng)載荷P與主梁自重疊加引起的最大彎矩載荷，圖5所示，即工況2。

圖5 工況2

4 有限元模型的建立與應(yīng)力分析

整機(jī)用殼單元建模，對(duì)端梁大車的4個(gè)輪子處進(jìn)行約束，根據(jù)實(shí)際情況，小車吊運(yùn)額定載荷，分別在主梁跨中和最右端靠近端梁處，模擬施加重物下行制動(dòng)時(shí)的動(dòng)載荷，分別計(jì)算出整機(jī)的應(yīng)力情況，并單獨(dú)對(duì)端梁及端梁法蘭板的受力情況進(jìn)行截取并分析。

4.1 端梁處應(yīng)力分析

1）工況1：當(dāng)小車前輪運(yùn)行至主端梁法蘭連接處，且小車處于滿載下降制動(dòng)狀態(tài)。由圖6可知，端梁最大應(yīng)力點(diǎn)在為MX處，最大應(yīng)力值σmax1=150.446MPa，此時(shí)端梁處的最大應(yīng)力值是在Q235B材料的設(shè)計(jì)許用應(yīng)力值之內(nèi)的，即σmax1<[σ]。

圖6 工況1時(shí)端梁應(yīng)力圖

2）工況2：當(dāng)小車運(yùn)行至主梁跨中處，且小車處于滿載下降制動(dòng)狀態(tài)。由圖7可知，端梁處最大應(yīng)力點(diǎn)在為MX處，最大應(yīng)力值σmax2=185.493MPa。此時(shí)端梁處的最大應(yīng)力值已經(jīng)超過Q235B材料的設(shè)計(jì)許用應(yīng)力值，即σmax2>[σ]。

圖7 工況2時(shí)端梁應(yīng)力圖

4.2 端梁法蘭板處應(yīng)力分析

根據(jù)現(xiàn)場勘查的情況，分析端梁法蘭板與端梁上蓋板之間角焊縫可能在長時(shí)間較高強(qiáng)度的使用過程中逐漸發(fā)生開裂。根據(jù)這一情況，修改有限元模型模擬該條焊縫完全開裂時(shí)的情況，再分別根據(jù)工況1與工況2對(duì)端梁法蘭板的受力情況單獨(dú)截取并分析。

1）工況1：當(dāng)小車前輪運(yùn)行至主端梁法蘭連接的接縫處，且小車處于滿載下降制動(dòng)狀態(tài)。由圖8所示，最大應(yīng)力點(diǎn)MX位于端梁法蘭板與端梁腹板的連接處，最大應(yīng)力值σmax3=221.713MPa 。

圖8 工況1時(shí)端梁法蘭板應(yīng)力圖

圖9 工況2時(shí)端梁法蘭板應(yīng)力圖

2）工況2：當(dāng)小車運(yùn)行至主梁跨中處，且小車處于滿載下降制動(dòng)狀態(tài)。由圖9可知，最大應(yīng)力點(diǎn)MX同樣位于端梁法蘭板處與端梁腹板的連接處，最大應(yīng)力值σmax4=329.275MPa。

結(jié)合以上兩種工況下的應(yīng)力分析，當(dāng)端梁上蓋板與端梁法蘭板的水平連接角焊縫在使用過程中逐漸發(fā)生開裂，完全開裂后，端梁法蘭板的最大應(yīng)力點(diǎn)處會(huì)迅速發(fā)生變形，進(jìn)行導(dǎo)致端梁法蘭板與端梁腹板連接處整體開裂。

5 結(jié)束語

綜合以上情況分析，該電動(dòng)葫蘆橋式起重機(jī)跨度較大，當(dāng)遇到小車滿載運(yùn)行至主梁跨中下行制動(dòng)的極端工況時(shí)，端梁處最大應(yīng)力值超過使用Q235B材料的設(shè)計(jì)許用應(yīng)力值，說明廠家設(shè)計(jì)制造時(shí)端梁選用材料的設(shè)計(jì)安全系數(shù)偏小。該起重機(jī)工作級(jí)別為A5，使用地點(diǎn)為繁重的工作車間，工作級(jí)別與現(xiàn)場使用工況存在偏差，起重機(jī)的選型值得商榷。長時(shí)間繁重的使用過程中，端梁法蘭板與端梁上蓋板之間的水平角焊縫逐漸開裂（不排除制造安裝時(shí)存在焊接質(zhì)量問題的可能），當(dāng)該焊縫完全開裂后，就會(huì)導(dǎo)致端梁法蘭板變形等一系列情況發(fā)生。最后，在負(fù)載導(dǎo)致的彎矩作用下，整個(gè)端梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，上蓋板發(fā)生開裂，另一側(cè)腹板與上蓋板連接角焊縫也發(fā)生部分開裂。

本案例中，使用單位對(duì)起重機(jī)缺乏必要的選型知識(shí)，單純以性能參數(shù)為選型依據(jù)，不考慮整機(jī)的使用環(huán)境，對(duì)后期的可靠性、安全性、維修性產(chǎn)生了不利因素。而起重機(jī)制造廠家在起重機(jī)金屬結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中，未充分考慮用戶的實(shí)際需求，未嚴(yán)格遵循起重機(jī)設(shè)計(jì)手冊和設(shè)計(jì)規(guī)范中關(guān)于選用材料安全系數(shù)的設(shè)計(jì)要求。劃分起重機(jī)的工作級(jí)別是為了對(duì)起重機(jī)的金屬結(jié)構(gòu)和機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)提供合理的基礎(chǔ)，也為用戶和生產(chǎn)廠家在選型及制造時(shí)提供一個(gè)參考范圍。只有根據(jù)生產(chǎn)需要正確選型才能安全生產(chǎn)，選型級(jí)別過低會(huì)造成設(shè)備經(jīng)常出故障，導(dǎo)致設(shè)備損壞，易發(fā)生安全事故。對(duì)于一些大跨度的起重機(jī)金屬結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，制造廠家除了使用傳統(tǒng)的許用應(yīng)力法，更應(yīng)該引入有限元建模分析來對(duì)局部進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校驗(yàn)，保證金屬結(jié)構(gòu)在規(guī)定的使用壽命期間內(nèi)的可靠性。

[1] 俞利崗.橋式起重機(jī)主端梁連接計(jì)算分析[J].冶金設(shè)備管理與維修，2012，30（1）:60-61.

[2] 成大先.機(jī)械設(shè)計(jì)手冊[M].第四版.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2002.

[3] 張質(zhì)文，虞和謙，王金諾，等.起重機(jī)設(shè)計(jì)手冊[M].北京：中國鐵道出版， 2001.

[4] GB/T 3811—2008 起重機(jī)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

Finite Element Modeling Analysis of End Beam Cracking Reason in a Large Span Electric Hoist Bridge Crane

Dai Zhouyong Chi Qiang Qiu Faju
(Ningbo Special Equipment Inspection Ningbo 315040)

End beam cracking was found in an electric hoist bridge crane with a large span during usage. By consulting the crane's design drawings and other data, the finite element software is used to simulate the dynamic loads under two extreme conditions, and the end beam cracking reason is analyzed.

Electric hoist bridge crane Crack Dynamic load Finite element analysis

X924

B

1673-257X(2016)11-0069-04

10.3969/j.issn.1673-257X.2016.11.017

戴周勇(1982～)，男，本科，中級(jí)工程師,從事機(jī)電類特種設(shè)備檢驗(yàn)工作。

2016-04-11）