基于Ansys/FE-SAFE的门座起重机象鼻梁疲劳寿命分析

董熙晨 初 欢 赵艺伟
武汉理工大学 武汉 430063

摘 要：为了减小门座起重机的倾覆力矩，降低整机自重，常在结构上根据应力大小选择厚薄板，采用厚薄板对接的结构形式，虽然对接处为非危险截面，但在港口频繁、重载的工况下，较高的应力幅容易产生疲劳失效。为此，以MQ4040 型门座起重机为研究对象，使用SoildWorks 建立象鼻梁三维模型，在Workbench 中进行静力学分析，根据计算结果对象鼻梁进行强度校核；利用GB/T 3811—2008《起重机设计规范》疲劳强度校核方法，对象鼻梁失效部位进行疲劳强度校核，确定疲劳强度不足是引起象鼻梁主梁下翼缘板变形失效的原因；在FE-SAFE 软件中对象鼻梁的5 个典型工况进行疲劳仿真分析，失效部位计算寿命为10.43 a，远低于设计寿命；以降低象鼻梁失效部位应力幅值，延长象鼻梁使用寿命为目标，分别在设计方面与在役门机方面对象鼻梁进行改善，并对改善方案进行仿真分析以验证改善效果。

关键词：门座起重机；象鼻梁；疲劳寿命；有限元；仿真

中图分类号：TH213.4 文献标识码：A 文章编号：1001-0785（2020）13-0066-07

0 引言
门座起重机（以下简称门机）是港口重要的起重运输设备，其安全可靠的运行是保证港口正常生产的重要指标。对我国部分沿海港口的调研发现，一种大型门机象鼻梁在达到设计寿命前，其主梁下翼缘板就产生了变形失效，一旦象鼻梁主梁变形失效，将直接影响港口的正常作业，甚至产生重大安全事故。类似的失效现象在我国多个港口同类型门机普遍存在，该类门机主要参数为：额定起重量为40 t 左右，幅度为38 ～ 45 m，起升高度为40 m 以上。某港口调研结果见表1。

由调研数据可知，所调研港口多台在役门机存在象鼻梁缺陷，绝大部分失效部位为象鼻梁下翼缘板厚薄板对接处。一台门机设计寿命通常在20 a 以上，设计遵循重要部件同寿命原则，而所调研的大部分缺陷门机投入使用时间并不长，机龄8 a 左右的门机居多，不到10a 象鼻梁就产生了变形失效，使用时间远低于设计寿命。在象鼻梁的设计中，象鼻梁主梁铰支座处是危险截面，设计人员往往将关注点集中在此位置，对此位置强度设计合格后即认为象鼻梁设计满足要求，忽略了厚薄板对接处因较高的应力幅，反而可能导致结构疲劳失效。在制造过程中，象鼻梁主梁厚薄板对接处的焊接形式与质量也可能造成力流通过不畅，引起应力集中，从而导致变形失效。综合上述分析，设计上的不足是导致象鼻梁变形失效的主要原因。

象鼻梁因位置特殊，导致其拆装相对困难，维修成本很高。一旦象鼻梁主梁变形失效，将直接影响港口的正常作业，甚至产生重大的安全事故。因此，分析象鼻梁厚薄板对接部位变形失效的原因，降低象鼻梁故障率，延长其使用寿命，对港口的安全运转与设备管理工作具有较高的工程意义。

1 三维建模及有限元分析
1.1 象鼻梁三维模型的建立
由于MQ4040 型门机象鼻梁尺寸较大，结构复杂，需要大量的计算资源。因此，根据实际情况，在对分析过程影响较小的基础上，将模型合理简化，即去除对分析影响较小的倒角、过度圆弧，不考虑对结构受力影响较小的楼梯等附件[1]。采用SoildWorks 精细建立图1 所示三维模型，其中象鼻梁主梁下翼缘板厚板为10 mm，薄板为6 mm。

1.2 工况分析
由于门机工况较多，无法考虑全部工况，仅选取典型工况工况1（40 m 幅度时40 t 吊载起升，外摆角7°，

图1 象鼻梁结构模型

侧摆角8.4°）与工况2（40 m 幅度时40 t 吊载回转制动，外摆角10°，侧摆角12°）进行校核。门机臂架为四连杆机构，在变幅过程中象鼻梁主梁无法达到水平位置。当门机处于最大幅时，象鼻梁主梁与水平夹角为23.4°。
1）工况1 应力分析
以加速度形式施加象鼻梁自重载荷，重力加速度 g＝ 9.8 m/s2，振动系数φ1 ＝ 1.1，即a ＝ gφ1 ＝ 9.8×1.1＝ 10.78 m/s2。起升动载系数φ2 ＝ 1.56，故起升载荷φ 2P Q ＝ 611 520 N，钢丝绳承受载荷S ＝ φ2 PQ/i η ＝ 679467 N。风载荷Pw ＝ CPA ＝ 1.35×250×21.8 ＝ 7 358 N。吊载垂直于摆动平面的侧摆载荷Pc ＝ 98 519 N，考虑象鼻梁主梁与水平夹角，分解象鼻梁头部应力。作用于象鼻梁主梁方向载荷Fs ＝ 297 542 N，垂直于主梁方向载荷F v ＝ 579 864 N。
2）工况2 应力分析
以加速度形式施加象鼻梁自重载荷a ＝g ＝ 9.8 m/s2。起升载荷P Q ＝ 392 000 N ，钢丝绳载荷S ＝P Q/i η＝ 435 556 N，风载荷P w ＝ 358 N，以加速度a ＝ 2.3m/s2 施加象鼻梁的水平惯性力。吊载垂直于摆动平面的侧摆载荷P c ＝ 89 181 N，考虑象鼻梁主梁与水平夹角，分解象鼻梁头部应力。作用于象鼻梁主梁方向载荷F s＝ 234 642 N，垂直于主梁方向载荷F v ＝ 355 947 N。

1.3 象鼻梁结构性能分析
在Workbench 中完成材料属性定义后， 进入Mechanical 界面，选择定义的材料属性Q345B，然后进行网格划分，划分结果见图2，共生成487 606 个单元，770 231 个节点。网格划分完成后，根据载荷组合对模型施加载荷，由于象鼻梁可在摆动平面内转动，所以释放象鼻梁铰支座与主梁根部绕Z 轴的转动自由度，约束其他自由度，图2 象鼻梁网格划分最后进行计算。为了校验象鼻梁结构性能，本文选取工况1 与工况2 进行静力学分析，在模型导入与前处理完成之后，设定Equivalent 与Total Deformation，然后进行分析，分析结果见图3 ～图6。

图3 工况1 静强度分析结果

图4 工况1 位移分析结果

图5 工况2 静强度分析结果

图6 工况2 位移分析结果

门座起重机象鼻梁的静强度校核应遵守静强度设计准则，即

为许用应力；n 为安全系数。
MQ4040 型门座起重机象鼻梁采用Q345B 低碳钢，所有箱形板材厚度均小于16 mm。参考GB/T1591 －2008《低合金高强度结构钢》[2] 中对Q345B 型号钢性能的规定，取其屈服极限σs ＝ 345 MPa。本文采用工作风环境下的载荷组合进行静强度分析，故取n = 1.34，门机许用应力则为257 MPa。图6 静力学分析结果中最大应力239.16 MPa。由此可见，各工况下门机象鼻梁的最大应力低于材料许用应力，强度满足要求。

根据应力云图可知象鼻梁头部位移值最大，为79.784 mm，在可接受范围内。GB/T 3811 － 2008《起重机设计规范》[3] 仅规定了桥架结构起重机的刚度，未对门座起重机进行要求，所以象鼻梁位移云图仅供参考。

虽然门机象鼻梁结构强度满足要求，但将应力云图局部放大，可观察到失效部位薄板位置应力值较高，工况1 局部放大图如7 所示，图中黑线为厚薄板对接焊缝。

图7 工况1 失效部位局部放大图

如前所述，已知MQ4040 型门机象鼻梁结构强度满足要求，但失效部位在设计寿命内仍发生变形失效，推测可能为局部高应力幅引起结构疲劳，导致下翼缘板失效。

2 疲劳强度校核及仿真分析
2.1 疲劳强度校核
利用GB/T 3811 － 2008《起重机设计规范》，选取象鼻梁典型位置，初步校核疲劳强度，以此验证变形失效的产生可能与结构疲劳有关。GB/T 3811 － 2008《起重机设计规范》以应力比法为结构疲劳强度计算方法，计算公式为

式中：r 为应力循环特性値，σ min 为应力循环中同一疲劳计算点上的最小应力值，σ max 为应力循环中同一疲劳计算点上的最大应力值。
疲劳许用应力计算公式为

式中：[σrt] 为拉伸疲劳许用应力，[σrc] 为压缩疲劳许用应力，[τxyγ] 为剪切疲劳许用应力。

根据GB/T 3811 － 2008《起重机设计规范》，起重机的结构件应在同一工况下进行疲劳强度校核，以40 t/40 m 工况为例，门机整个作业过程中象鼻梁最大应力发生于起吊瞬间，应力结果见图3，最小应力发生在未吊载时，应力结果如图8 所示。

图8 最大幅空载应力结果

根据以上应力结果，可获得40 t/40 m 工况同一位置最大应力与最小应力，以失效部位、铰支座根部、前拉杆与后拉杆为例进行计算，如表2 所示。
由式（2）～式（6）可得到4 个点的循环特性值，计算分别为

根据MQ4040 设计计算说明书，该门机工作级别为A8，应力集中情况为K2，对应的拉伸与压缩疲劳许用应力基本值[σ -1] ＝ 63 MPa，Q345的σ b ＝ 490 N/mm2，结合疲劳许用应力计算公式可得

根据计算结果，失效部位与铰支座根部应力皆超出疲劳许用应力值，即存在疲劳问题。由此可得出结论：象鼻梁主梁下翼缘板厚薄板对接处产生变形失效与疲劳有关，下文将应用疲劳分析软件对象鼻梁进行疲劳仿真分析。

2.2 载荷信息
软件疲劳分析步骤如图9 所示。由操作步骤可知，不论分析哪种结构，只需定义材料疲劳属性、疲劳载荷信息、结构几何特征等信息，即可对其进行疲劳分析。

图9 疲劳分析过程

该机的整机使用等级为U8，属于特别频繁使用程度，起重机总工作循环数为2.0×106 ＜C r ＜ 4.0×106，设计寿命20 a。图10 为某港该型号门机10 d 吊载数据统计。

图10 某港口MQ4040 门机吊载统计

根据统计数据，选择5 个循环次数较多的典型工况用于疲劳寿命计算，如表3 所示。

以40 t/40 m 工况为例，吊载过程载荷变化曲线如图11 所示。将所选的5 个载荷组合分别代入Workbench进行静力学分析。由于篇幅原因对计算过程不再赘述，5 个工况象鼻梁强度皆满足要求。提取5 个静力学结果的rst 文件用于疲劳分析。

2.3 疲劳寿命仿真过程
1）输入静力分析结果 将从Workbench 获取的xxx.rst 静力学分析结果文件输入FE-SAFE，并进行参数单位设置。

图11 40 t 工况载荷曲线

2）材料属性的定义 因FE-SAFE 中未提供Q345 材料的相关数据，故需手动添加材料。FE-SAFE 具有便捷的材料定义方法，即Seeger 算法[4]。只需在Material中输入Q345B 强度极限（UTS）、弹性模量，选择材料种类为“Steel Ductile”，即可根据材料库中相似材料初步创建新材料，然后在菜单中定义详细数据，估算Q345B 的S-N 曲线，并根据上文修正公式进行修正。添加材料后，还需在Fatigue from FEA 窗口进行疲劳分析设置，选择整体分析，定义表面粗糙度，选择添加的Q345B 材料，定义VonMises-Goodman 算法。

3）载荷信息的设置 在Loading Setting 窗口对工况以块载荷方式加载，依照载荷变化曲线，定义时间序列，设置完成后，选择Fatigue from FEA 窗口中的Analysis，跳出疲劳计算参数确认框，确认参数无误后，选择Continue，FE-SAFE 将开始疲劳寿命计算。

2.4 疲劳寿命仿真结果
FE-SAFE 软件与Ansys 类似，可以对每个节点的寿命进行计算，也能计算节点对应设计寿命的FOS 值（安全系数），设定FOS 为2×106次。本文规定180 s 为一个工作循环，每天作业时间为15 h，采用VonMises-Goodman 算法进行寿命分析。

计算完成后，在FE-SAFE 根目录会生成新的rst文件，即象鼻梁的疲劳寿命计算结果文件，利用经典Ansys General Postproc 模块打开，即可查阅象鼻梁疲劳寿命云图与FOS 云图（见图12、图13）。各工况象鼻梁失效部位最小疲劳寿命如表4 所示。

对比各工况，可知门机象鼻梁失效部位实际寿命低

图12 40 t/40 m 工况寿命云图

图13 40 t/40 m 工况FOS 云图

于设计寿命，最小对数循环次数仅为105.69 次。综合各工况数据，参考疲劳累积损伤理论，该门机象鼻梁从开始使用到萌生裂纹的循环次数为

保守估计每3 min 为一循环，每天不间断工作15 h，折合寿命10.43 a，远低于设计寿命。本文计算结果较理想化，未考虑焊缝的质量、环境对金属结构的影响以及部分时段的高强度作业，故计算寿命略高于问题门机实际寿命。

由静强度分析可知，象鼻梁铰支座处主梁应力值最高，在疲劳寿命分析中寿命也最低，为显而易见的危险截面，设计人员通常会对此位置进行加强，如增加翼缘板厚度、截面宽度等。在调研中也鲜有此位置出现失效的案例，反而厚薄板对接部位是最容易忽视的部位，出现了较多的失效变形案例。

3 失效部位改善方案的研究
3.1 设计阶段改善分析
依据前述分析结果，象鼻梁主梁下翼缘板厚薄板对接部位失效原因是 ：高应力幅的应力循环导致结构疲劳，故应改善失效部位的应力情况，以降低应力幅。在进行结构设计时，应先保证结构稳定性，再考虑轻量化。由此，改善方案应以增加失效部位板厚为主，将厚板向前延长4 m，图14 所示黑线为新的厚薄板对接位置，红线为原位置。利用SolidWorks 质量属性功能对象鼻梁质量计算，改善前质量为12 992.4 kg，改善后为13151.9 kg，增重159.5 kg，改善后需在活配重处增加等比例质量，或在满足疲劳强度的前提下对象鼻梁其他部位轻量化，以抵消增加的质量，本文不再叙述。

图14 设计阶段改善示意图

由前述受力分析已知，工况1 为象鼻梁应力最大的工况，故采用工况1 对改善后方案静强度分析，静强度分析结果如图15 所示。

可见，原失效部位应力值明显变小，使用GB/T3811 － 2008《起重机设计规范》应力比法对其进行疲劳强度校核可见，失效部位最大应力小于疲劳许用应力，疲劳强度满足要求。

利用FE-SAFE 软件对40 m/40 t 工况进行疲劳仿真，若改善后的失效部位在此工况能达到设计寿命，则表示改善有效，无需再校核其他工况。改善后疲劳寿命云图如图16 所示，图中红线为原失效部位，黑线为新厚薄板对接位置，根据仿真结果可知，改善方案可行。

图15 改善后象鼻梁应力云图

图16 设计阶段改善后疲劳寿命云图

3.2 在役门机改善分析
象鼻梁距门机回转中心最远，也是门机最高的构件，故拆装较困难，以增加板厚的方式对在役门机进行改善是不切实际的。在前述静强度分析中，失效部位应力值较高，无法通过后期改善使其大幅降低应力值，达到设计寿命。在失效部位增加前拉杆与主梁的纵向连接，以分散应力，延长其使用寿命，如图17 所示。改善前质量为12 992.4 kg，改善后为13 320.7 kg，增重328.3kg，改善后应在活配重处增加等比例质量。改善后40m/40 t 工况疲劳寿命云图如图18 所示。

图17 在役门机改善示意图

综合各工况，依据疲劳累积损伤理论可知，该门机象鼻梁从开始使用到萌生裂纹的循环次数为

图18 在役门机改善后疲劳寿命云图

以3 min 为一循环，每天不间断工作15 h，折合寿命14.04 a，较改善前提升了3.61 a。

4 总结
以MQ4040 型门机为研究对象，分析了象鼻梁主梁下翼缘板产生失效的原因。在对象鼻梁强度计算时，根据失效部位的应力状况，使用应力比法校核象鼻梁疲劳强度，确定疲劳强度不足是引起变形失效的原因，并对象鼻梁进行疲劳寿命分析，以此为基础对失效部位进行改善，从而为门机的安全使用与改善提供参考与帮助。

参考文献
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[4] 顾海浩，袁祖强，殷晨波，等. 基于nsoft 的塔式起重机疲劳载荷谱编制及疲劳剩余寿命估算[J]. 起重运输机械，2015(11)：39-45.