直角突變式鋼吊車梁裂紋擴展及疲勞壽命研究

胡寶琳， 周 磊， 莊繼勇， 徐 慶

(1.上海大學 土木工程系, 上海 200444；2.寶武裝備智能科技有限公司, 上海 201900)

鋼吊車梁是工業(yè)建筑中的一種承受循環(huán)載荷的結(jié)構構件，它的安全使用對工業(yè)建筑正常生產(chǎn)起著至關重要的作用。隨著煉鋼產(chǎn)業(yè)的迅速發(fā)展，鋼吊車梁在工業(yè)建筑中大量使用，疲勞斷裂是吊車梁破壞的主要形式[1]。尤其重級以及超重級工作制的變截面鋼吊車梁，變截面附近破壞現(xiàn)象嚴重。為了確保鋼吊車梁在使用過程中的安全可靠，及時準確找到裂紋源，檢測出處于不安全狀態(tài)的構件并預測吊車梁疲勞壽命已成為亟待解決的現(xiàn)實問題。

眾多學者從多種角度對變截面鋼吊車梁疲勞問題進行深入研究，魏國前等[2]針對焊接結(jié)構可能存在的短裂紋問題，基于斷裂力學原理提出一種考慮短裂紋階段的疲勞壽命預測方法，準確預測了圓弧式變截面鋼吊車梁疲勞壽命。幸坤濤等[3]和楊佑發(fā)等[4]基于損傷采用動態(tài)疲勞可靠度模型對鋼吊車梁的疲勞應力幅和疲勞強度進行研究。盧鐵鷹等[5]對直角突變式鋼吊車梁進行應力測試和疲勞性能試驗研究，認為在直角突變式吊車梁疲勞破壞的起始點出現(xiàn)在端封板與插入板連接焊縫及其附近主體金屬上，繼續(xù)承受循環(huán)荷載作用后，插入板與腹板連接焊縫附近腹板主體金屬出現(xiàn)裂紋。趙曉青等[6-7]對彎曲封板直角突變式鋼吊車梁縮尺模型疲勞進行試驗研究，以焊趾處結(jié)構應力作為統(tǒng)計參量，統(tǒng)計回歸出該連接類型的疲勞強度S-N曲線，并采用殼單元模擬變截面鋼吊車梁插入板端部疲勞裂紋擴展。

裂紋擴展過程的數(shù)值模擬在鋼橋和航空應用領域已有大量的分析研究[8-10]，但從裂紋擴展數(shù)值模擬的角度對吊車梁疲勞性能的研究較少。本文從疲勞裂紋擴展過程出發(fā)，基于線彈性斷裂力學進行三維裂紋擴展數(shù)值模擬，研究直角突變式鋼吊車梁裂紋擴展特性，預測其裂紋擴展壽命，為鋼吊車梁疲勞強度評估提供參考依據(jù)。

1 裂紋擴展理論數(shù)值應用

為評估直角突變式鋼吊車梁的疲勞性能，基于斷裂力學其進行三維裂紋擴展數(shù)值模擬并計算裂紋擴展壽命。

1.1 裂紋破壞準則

吊車梁變截面位置受力復雜，裂紋一般情況下不會沿著直線方向繼續(xù)擴展，裂紋擴展角度隨受載類型不斷變化。常用的復合型斷裂準則主要分以下兩類：①以裂紋尖端的應力應變場為基礎的最大周向應力準則和最小應變能密度準則；②以能量平衡為基礎的能量釋放率理論，如能量釋放率準則。

本文依據(jù)最大周向應力破壞準則[11]進行復合型裂紋擴展分析，該準則假定：

(1)裂紋沿最大周向應力方向擴展，即垂直于最大周向應力方向；

(2)當最大周向應力達到臨界值時，裂紋開始起裂擴展。

根據(jù)線彈性斷裂力學，可以得到裂紋尖端附近的應力分量在極坐標下表達形式，由上述假定可以確定裂紋擴展方向

(1)

1.2 裂紋擴展壽命

1963年，Paris等[12]通過對大量疲勞試驗數(shù)據(jù)進行分析，研究發(fā)現(xiàn)金屬材料的疲勞裂紋擴展速率與應力強度因子幅值密切相關，并提出了著名的疲勞裂紋擴展速率方程式，即Paris公式

(2)

式中：a為裂紋深度或?qū)挾?；N為載荷循環(huán)次數(shù)；C和m材料常數(shù)，與材料的力學性質(zhì)和試驗條件有關；ΔK為應力強度因子幅值。

對Ⅰ型裂紋，根據(jù)Paris公式，可以對含裂紋構件進行疲勞裂紋擴展壽命評估，對式(2)進行積分，得到

(3)

式中：a0為初始裂紋長度，可由檢測儀器或等效初始裂紋替代得到；ac為臨界裂紋長度，可根據(jù)斷裂判據(jù)或工程實際情況確定；Nc為裂紋由初始裂紋長度a0擴展至臨界裂紋長度ac的應力循環(huán)次數(shù)，即裂紋擴展壽命(疲勞壽命)。

2 數(shù)值分析及驗證

建立直角突變式鋼吊車梁有限元模型，研究行車運行中變截面部位應力集中處主應力變化情況，取最危險細節(jié)引入初始裂紋進進行后續(xù)三維裂紋擴展數(shù)值模擬，將裂紋擴展壽命計算結(jié)果作為鋼吊車梁疲勞壽命，并驗證該方法的可行性與合理性。

2.1 有限元模型

采用ABAQUS有限元軟件對直角突變式鋼吊車梁建立整體有限元模型，吊車梁各截面參數(shù)如圖1所示。行車移動時的輪壓采用移動荷載進行模擬，研究吊車梁在移動荷載作用下各處應力峰值及變化情況，確定直角突變式鋼吊車梁危險截面位置。

圖1 直角突變式鋼吊車梁截面參數(shù)Fig.1 Cross section parameters of right angle mutation type steel crane runway girder

2.1.1 移動荷載有限元模型建立

吊車梁鋼材的應力-應變關系采用線彈性材料模型，屈服強度為345 MPa，彈性模量206 GPa，泊松比為0.3，網(wǎng)格大小取24 mm。移動荷載形式簡化為6個集中荷載(間距分別為900 mm，900 mm，5 300 mm，900 mm，900 mm)，荷載移動范圍32.9 m(全梁24 m+輪距8.9 m)，時間歷程3.29，取值為該吊車梁94 t、A6級工作制行車最大輪壓410 kN。

分析步類型采用靜力通用分析步，通過ABAQUS調(diào)用Dload子程序功能，使用Fortran語言編制吊車梁上行車移動荷載子程序，模擬行車行走過程中對吊車梁施加的隨時間變化位置的移動載荷，輪壓荷載作用寬度取鋼軌近似寬度100 mm。

2.1.2 主應力結(jié)果分析

基于移動荷載作用下的鋼吊車梁有限元模型最大主應力云圖，如圖2所示。

圖2 危險焊接疲勞細節(jié)

吊車梁變截面部位存在3個應力集中細節(jié)，分別為危險焊接疲勞細節(jié)Ⅰ(插入板與端封板連接焊縫)、細節(jié)Ⅱ(位于端封板上方的插入板與腹板連接焊縫)和細節(jié)Ⅲ(插入板端部與腹板連接焊縫)。

由圖3可知：疲勞細節(jié)Ⅰ主應力峰值最大，疲勞細節(jié)Ⅱ主應力次之，疲勞細節(jié)Ⅲ主應力最小，且行車每完整經(jīng)過一次吊車梁，變截面部位受到兩次循環(huán)載荷作用，是導致變截面部位破壞現(xiàn)象嚴重的原因之一。

圖3 疲勞細節(jié)主應力變化規(guī)律Fig.3 Variation rule of fatigue details principal stress

2.2 裂紋擴展模擬

本文采用Franc3D與ABABQUS聯(lián)合仿真進行裂紋擴展數(shù)值模擬，典型裂紋擴展分析流程如圖4所示。

圖4 典型裂紋擴展分析流程Fig.4 Typical crack growth analysis process

如圖5所示，劃分整體模型與局部模型，引入(更新)裂紋并更新裂紋前緣后，對局部模型僅保留與整體模型連接的表面網(wǎng)格外重新劃分網(wǎng)格，與整體模型進行連接節(jié)點綁定組裝，并計算應力強度因子，吊車梁裂紋擴展過程就是該方法的反復計算過程。

圖5 吊車梁模型裝配Fig.5 Crane runway girder model assembly

2.2.1 Paris公式參數(shù)

裂紋擴展速率參數(shù)根據(jù)文獻[13]給出的鋼材建議平均值，C=3.98×10-13，m=2.88。

2.2.2 應力強度因子

采用M-積分法計算應力強度因子，針對復合型裂紋，等效應力強度因子可以用來描述疲勞裂紋前緣應力場的強弱程度，根據(jù)文獻[13]對于復合型裂紋斷裂規(guī)定取值，即

(4)

式中：ΔKeff為等效應力強度因子幅值；ΔKⅠ，ΔKⅡ，ΔKⅢ分別為Ⅰ型、Ⅱ型、Ⅲ型裂紋應力強度因子幅值；v為材料泊松比；a根據(jù)文獻[13]建議取1。

2.2.3 初始裂紋設置

根據(jù)2.1.2節(jié)應力分析結(jié)果，在疲勞細節(jié)Ⅰ引入初始裂紋，初始裂紋類型為表面裂紋，而任意形狀的表面裂紋均可以簡化為半橢圓表面裂紋進行計算，文獻[14]通過蒙特卡羅仿真指出起重機焊接鋼梁初始裂紋(表面長度2c)的均值和方差分別在0.25 mm和0.48 mm附近，焊接結(jié)構焊趾裂紋深度a一般假設為0.1～0.5 mm[15]。在此基礎上取初始裂紋深度a=c=0.1 mm，裂紋形狀比a/c=1。

2.2.4 裂紋前緣單元

沿裂紋前緣構造一圈楔形奇異單元可以解決裂紋尖端應力奇異性。如圖6所示，靠近裂紋尖端內(nèi)圈采用15節(jié)點奇異楔形單元，外圈采用20節(jié)點六面體單元，采用相互作用積分法計算裂紋前緣的應力強度因子，特征半徑取初始裂紋尺寸10%，為0.01 mm。

圖6 裂紋尖端單元劃分Fig.6 Crack tip element division

2.2.5 裂紋擴展增量

如圖7所示，采用基于裂紋尺寸增量Δa的擴展方式，指定裂紋前緣中值節(jié)點的擴展增量Δam，然后根據(jù)應力強度因子幅由Paris速率公式計算節(jié)點擴展增量Δam所需荷載循環(huán)次數(shù)ΔN，再據(jù)此計算裂紋前緣其他節(jié)點擴展增量Δai，形成新裂紋前緣。使用一個曲線來對預測的新裂紋前緣的節(jié)點進行多項式擬合，即光順化處理。目的是降低數(shù)值噪音，并將新的裂紋前緣外伸到結(jié)構表面。初始裂紋擴展增量取初始裂紋尺寸20%，即0.02 mm。

圖7 裂紋擴展增量Fig.7 Crack growth increment

2.2.6 裂紋擴展終止條件

對疲勞裂紋擴展進行數(shù)值模擬時，需要進行循環(huán)計算，因此需要設定數(shù)值計算的終止條件。當數(shù)值模擬滿足終止條件時，結(jié)束循環(huán)計算并輸出最終的計算壽命。對于裂紋擴展數(shù)值模擬，常采用以下兩種情況作為計算終止條件：

(1)裂紋前緣應力強度因子達到材料的斷裂韌度(Kmax≥KC)；

(2)裂紋尺寸達到臨界裂紋尺寸(a≥ac)，可根據(jù)工程實際情況指定臨界裂紋尺寸。

本文依第二種情況取表面裂紋長度達到80 mm時作為終止條件，偏于安全的認為此時結(jié)構已經(jīng)達到工程安全允許限值，結(jié)構發(fā)生破壞。

2.3 模型驗證

為了驗證文中吊車梁裂紋擴展數(shù)值模擬的可行性與合理性，進行試驗對比驗證，采用文獻[16]的1/4縮尺直角突變式吊車梁疲勞試驗數(shù)據(jù)與本文數(shù)值模擬結(jié)果進行對比，如圖8所示。根據(jù)有限元應力分析結(jié)果，該區(qū)域的最大主應力方向水平夾角為10°～30°左右，與模擬裂紋擴展角度近似，而試驗值則完全沿焊趾水平擴展，是由于焊接時的熱影響區(qū)、殘余應力和應力集中等因素使得該焊趾路徑上的材料抗疲勞性能變差，應力集中程度變高，導致裂紋擴展角度與試驗值有所偏差。

圖8 裂紋擴展路徑對比Fig.8 Crack growth path comparison

試件GL1(2)共進行了31次循環(huán)計算，最終達到計算終止條件的裂紋擴展壽命為86.7萬次。試件GL3(4)最終達到計算終止條件的裂紋擴展壽命為51.3萬次。試件GL5(6)最終達到計算終止條件的裂紋擴展壽命為32.9萬次。表1給出了這3個荷載工況下試件裂紋擴展壽命的試驗結(jié)果(Ntest)與有限元計算結(jié)果(NFE)的對比情況。由表可見，兩者比值(Ntest/NFE)的平均值為1.05，變異系數(shù)(CV)0.34?？紤]到疲勞試驗存在較大的離散性，驗證了本文預測疲勞壽命方法與試驗結(jié)果具有較好的一致性，其疲勞計算精度已達到工程應用要求。

表1 試驗結(jié)果(Ntest)與有限元計算結(jié)果(NFE)對比

3 吊車梁變截面參數(shù)分析

直角突變式吊車梁在變截面部位由于應力集中易產(chǎn)生疲勞裂紋，進而發(fā)生疲勞破壞，圖9給出了吊車梁變截面示意圖，可通過對變截面參數(shù)進行優(yōu)化設計來降低應力集中的大小，以提高吊車梁的疲勞性能。本節(jié)研究變截面處各疲勞細節(jié)的主應力及裂紋擴展特性及壽命隨支座處截面高度h2(A組)，端部加勁肋距變截面距離a(B組)，下翼緣連接長度b(C組)，端封板厚度t1(D組)和插入板厚度t2(E組)變化的影響規(guī)律，共設計以下5組參數(shù)累計33個變截面計算模型進行研究分析，具體參數(shù)如表2所示。

圖9 吊車梁變截面示意圖Fig.9 Variable section diagram of crane runway girde

3.1 變截面位置各疲勞細節(jié)主應力

圖10(a)～圖10(e)給出了鋼吊車梁變截面位置各疲勞細節(jié)主應力隨變截面參數(shù)變化的規(guī)律：

(1)由圖10(a)可知：隨著支座處截面高度h2的增加，疲勞細節(jié)Ⅰ、細節(jié)Ⅱ和細節(jié)Ⅲ主應力逐漸降低。h2的增加有利于減小各疲勞細節(jié)應力集中，尤其對疲勞細節(jié)Ⅰ和細節(jié)Ⅱ的主應力降低幅度最大。

(2)由圖10(b)可知：隨著端部加勁肋距變截面距離a的增加，疲勞細節(jié)Ⅰ、細節(jié)Ⅱ和細節(jié)Ⅲ的主應力逐漸增大。a的增加會增加各疲勞細節(jié)應力集中，其中疲勞細節(jié)Ⅲ的主應力上升速率最快，對疲勞細節(jié)Ⅲ的主應力影響程度最大；疲勞細節(jié)Ⅰ次之；疲勞細節(jié)Ⅱ主應力上升速率較小，而對疲勞細節(jié)Ⅱ主應力影響程度較小。

(3)由圖10(c)可知：隨著下翼緣連接長度b的增加，疲勞細節(jié)Ⅰ和疲勞細節(jié)Ⅲ主應力逐漸減小，而疲勞細節(jié)Ⅱ的主應力則在小范圍內(nèi)小幅下降，b的增加對疲勞細節(jié)Ⅱ影響較小，有利于減小疲勞細節(jié)Ⅰ和細節(jié)Ⅲ應力集中程度。

表2 變截面設計參數(shù)

(4)由圖10(d)可知：隨著端封板厚度t1的增加，疲勞細節(jié)Ⅰ的主應力逐漸降低，而疲勞細節(jié)Ⅱ的主應力逐漸上升，疲勞細節(jié)Ⅲ在較低應力水平內(nèi)小范圍下降。t1的增加有利于降低疲勞細節(jié)Ⅰ的應力集中，不利于疲勞細節(jié)Ⅱ，對疲勞細節(jié)Ⅲ主應力影響較小。t1的增加對于疲勞細節(jié)Ⅰ和細節(jié)Ⅱ的應力水平影響逐漸減小。

(5)由圖10(e)可知：隨著插入板厚度t2的增加，疲勞細節(jié)Ⅰ和疲勞細節(jié)Ⅱ主應力逐漸減小，而疲勞細節(jié)Ⅲ的主應力則基本保持不變。t2的增加有利于減小疲勞細節(jié)Ⅰ和細節(jié)Ⅱ應力集中程度，對疲勞細節(jié)Ⅲ影響較小。

圖10 鋼吊車梁各疲勞細節(jié)主應力變化規(guī)律Fig.10 Variation rule of principal stress in fatigue detail of steel crane runway girder

3.2 裂紋擴展分析

疲勞細節(jié)Ⅰ的主應力始終較其他兩處疲勞細節(jié)大，故在疲勞細節(jié)Ⅰ引入初始裂紋進行裂紋擴展分析。

3.2.1 裂紋形狀比

以A組為例，圖11給出了裂紋擴展過程形狀比(a/c)變化的規(guī)律：在給定的初始裂紋條件(a=0.1 mm，a/c=1.0)下，裂紋擴展初期，裂紋形狀比由1.0快速下降到0.65，裂紋表面長度2c≥20 mm(裂紋沿端封板板厚方向投影深度a′>6 mm，板厚50%)后，裂紋形狀比在0.6～0.65變化，裂紋形狀比基本保持穩(wěn)定，B～E組變化規(guī)律類似。

圖11 A組a/c變化規(guī)律Fig.11 Variation rule of a/c in group A

3.2.2 應力強度因子

以A組(h2=1 250 mm)為例，圖12(a)和圖12(b)給出了裂紋擴展過程(A點和C點)應力強度因子幅值ΔK的變化規(guī)律。

圖12 A組(h2=1 250 mm)ΔK變化規(guī)律Fig.12 Variation rule of ΔK in group A (h2=1 250 mm)

由圖12可知：吊車梁變截面部位疲勞破壞裂紋類型是由應力強度因子幅值ΔKⅠ控制，以張開型裂紋為主導的復合型裂紋，A(剩余)～E組變化規(guī)律類似。

以A組為例，圖13(a)～圖13(e)給出了裂紋擴展過程等效應力強度因子幅值ΔKeff變化的規(guī)律：隨著支座處截面高度h2不斷增加，ΔKeff逐漸下降，裂紋擴展初始階段，裂紋前緣靠近表面端點(C點)的ΔKeff, C略大于裂紋前緣最深點(A點)的ΔKeff, A；在疲勞裂紋擴展前期(即裂紋表面長度擴展至8 mm左右)，裂紋靠近表面端點(C點)的上升速率大于裂紋最深點(A點)，兩者均迅速上升，隨后兩者雖仍保持上升趨勢，但增量速率均明顯逐漸趨緩，當裂紋表面長度擴展至40 mm時，靠近表面端點(C點)的ΔKeff, C停止上升趨勢，直至達到設定的裂紋擴展終止條件時，ΔKeff, C基本保持不變，而裂紋最深點(A點)的ΔKeff, A則呈現(xiàn)持續(xù)上升趨勢，在裂紋表面長度擴展至60 mm左右時，裂紋最深點(A點)的ΔKeff, A已經(jīng)超過裂紋靠近表面端點(C點)；ΔKeff, A不斷保持增長，而ΔKeff, C沒有持續(xù)上升，是由于焊趾幾何突變導致應力集中，存在較大的應力梯度，裂紋靠近表面端點(C點)在裂紋擴展過程中，遠離應力梯度較大的應力集中區(qū)域，B～E組變化規(guī)律類似。

圖13 A組ΔKeff變化規(guī)律Fig.13 Variation rule of ΔKeff in group A

3.2.3 裂紋擴展速率

圖14(a)～圖14(e)給出了鋼吊車梁各疲勞細節(jié)裂紋擴展速率隨變截面參數(shù)變化的規(guī)律：在裂紋擴展初期，表面裂紋長度小于8 mm時，裂紋擴展速率較低，占裂紋擴展壽命中比重較大，在此之后，裂紋擴展速率顯著增加并維持速率基本不變，并未進入斷裂階段，這是由于裂紋內(nèi)部沿著與端封板夾角約45°方向向插入板發(fā)展，并未直接導致端封板裂透。

圖14 裂紋擴展壽命變化規(guī)律Fig.14 Variation rule of crack growth life

3.3 裂紋擴展壽命

表3給出了參數(shù)模型的裂擴展壽命及變化率，由計算結(jié)果可知：

(1)隨著支座處截面高度的增加，裂紋擴展壽命顯著增加，壽命變化率基本維持不變。從裂紋擴展壽命絕對值角度觀察，可以發(fā)現(xiàn)，支座處截面高度h2越大，裂紋擴展壽命增加越多，GB 50017—2017《鋼結(jié)構設計標準》[17]建議h2/H的比值不宜小于2/3，此時支座處截面高度約為2 250 mm(h2/H=0.64)，壽命已經(jīng)超過100萬次，疲勞性能相對較佳。

(2)隨著端部加勁肋距變截面距離的增加，裂紋擴展壽命顯著減少，壽命變化率逐漸上升，鋼規(guī)建議a/h2的比值宜小于0.5，此時a=1 000 mm，壽命變化率達到14%，變化率較大，建議壽命變化率(a變化100 mm)為10%以下時較合適，端部加勁肋距變截面距離a不宜大于700 mm，即a/h2≤0.35。

(3)隨著下翼緣連接長度的增加，裂紋擴展壽命逐漸增加，壽命變化率逐漸減小，鋼規(guī)建議b/a的比值宜大于1.5，此時b=683 mm，壽命變化率6.3%，在b/a=1時，壽命變化率(b變化0.5a)已小于10%，但b的增加對變截面構造形式無影響，僅少量增加用鋼量，故可進一步增加b；當b由796 mm增加至910 mm時，壽命變化率小于5%，認為此時再增加b對疲勞強度已經(jīng)沒有影響，經(jīng)綜合考慮取值范圍宜為1.5≤b/a≤2。

(4)隨著端封板厚度的增加，有利于增加鋼吊車梁的裂紋擴展壽命，壽命變化率逐漸減小，當t1由18 mm增加至21 mm時，壽命變化率(t1變化3 mm)為8.5%，當t1由24 mm增加至27 mm時，壽命變化率為5%，再增加t1對疲勞強度已經(jīng)基本沒有影響，并會導致疲勞細節(jié)Ⅱ主應力上升，降低該細節(jié)疲勞強度，經(jīng)綜合考慮，端封板厚度取值范圍宜在18～24 mm。

(5)隨著插入板厚度的增加，有利于增加鋼吊車梁的裂紋擴展壽命，從壽命絕對值角度觀察，隨著t2的增大，壽命線性增加，t2由30 mm增加至36 mm時，壽命變化率(t2變化6 mm)18.7%；板厚增加會造成焊縫連接處存在更多缺陷，疲勞裂紋擴展速率也在加大，斷裂參數(shù)C和m會有所不同[18]。本文進行裂紋擴展模擬時采用的斷裂參數(shù)C和m為定值，即未考慮材料本身抗疲勞性能的降低，根據(jù)鋼規(guī)進行板厚應力修正，發(fā)現(xiàn)在板厚超過24 mm后，考慮板厚修正后的應力已沒有明顯降低，t2宜取24 mm和滿足設計承載力要求中的較大值，即t2=max(24 mm，設計承載力要求)。

3.4 主應力與裂紋擴展壽命規(guī)律

圖15給出了參數(shù)模型(A～E組)主應力與裂紋擴展壽命的關系，可知疲勞細節(jié)Ⅰ主應力與壽命存在一一對應規(guī)律。

采用最小二乘法對參數(shù)模型(A～E組)主應力與裂紋擴展壽命進行雙對數(shù)線性回歸擬合，如圖16所示，以lgN為因變量、lgσ為自變量，得到

lgN=-2.929 lgσ+12.615

(5)

相關系數(shù)

R=0.99

表3 參數(shù)模型(A～E組)壽命及變化率

式中：N為裂紋擴展壽命；σ為主應力。

圖15 主應力-裂紋擴展壽命Fig.15 Principal stress-crack growth life

圖16 主應力-裂紋擴展壽命雙對數(shù)線性擬合Fig.16 Logarithmic linear fitting of principal stress and crack propagation life

4 結(jié) 論

本文以線彈性斷裂力學為基礎，進行三維裂紋擴展數(shù)值模擬預測裂紋擴展壽命，由給定的初始裂紋，驗證該方法的可行性與合理性，并對主要參數(shù)進行了數(shù)值分析，可得到以下結(jié)論：

(1)確定了直角突變式鋼吊車梁主要參數(shù)對疲勞強度的影響規(guī)律：h2的增加，可有效降低各疲勞細節(jié)的應力集中；a的減少和b的增加，能緩解疲勞細節(jié)Ⅰ和細節(jié)Ⅲ的應力集中；t1的增加，可以降低疲勞細節(jié)Ⅰ的應力集中；增加插入板厚度t2能降低疲勞細節(jié)Ⅰ和細節(jié)Ⅱ的應力集中；h2，b，t1，t2與吊車梁疲勞強度正相關，a與疲勞強度負相關。

(2)吊車梁變截面部位疲勞破壞裂紋類型是以張開型裂紋為主導的復合型裂紋；當裂紋沿端封板板厚方向投影深度大于板厚50%后，裂紋形狀比基本穩(wěn)定0.6～0.65內(nèi)；裂紋擴展后期ΔKeff, A仍呈現(xiàn)上升趨勢，C點由于遠離應力集中區(qū)域，ΔKeff, C趨于平緩。

(3)通過裂紋擴展壽命變化規(guī)律得到本吊車梁變截面參數(shù)的較合理區(qū)間為h2/H≥0.64，a/h2≤0.35，1.5≤b/a≤2，18 mm≤t1≤24 mm，t2=max(24 mm，設計承載力要求)；規(guī)范對a/h2≤0.5的規(guī)定稍微寬泛，為減少支座破壞的可能性，建議對a/h2取值做進一步限定。

(4)不同變截面參數(shù)下吊車梁的疲勞破壞，由于破壞位置具有相同連接形式的焊接細節(jié)，主應力與裂紋擴展壽命具有較好的相關性規(guī)律。