塔式起重机臂架结构安全评定方法研究

'国内图书分类号：ＴＨ２１３．５密级：公开国际图书分类号：６２１西南交通大学研究生学位论文塔式起重机臂架结构安全评定方法研究年级二〇一五级姓名陈富申请学位级别工稈硕士专业机械工程指导老师吴晓副教授王彬教授二？一八年四月 ＣｌａｓｓｉｆｉｅｄＩｎｄｅｘ：ＴＨ２１５Ｕ．Ｄ．Ｃ：６２１ＳｏｕｔｈｗｅｓｔＪｉａｏｔｏｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｇｙＭａｓｔｅｒＤｅｒｅｅＴｈｅｓｉｓｇＲＥＳＥＡＲＣＨＯＮＳＡＦＥＴＹＡＳＳＥＳＳＭＥＮＴＭＥＴＨＯＤＦＯＲＪＩＢＳＴＲＵＣＴＵＲＥＯＦＴＯＷＥＲＣＲＡＮＥＧｒａｄｅ：２０１５Ｃａｎｄｉｄａｔｅ：ＣｈｅｎＦｕＡｃａｄｅｍｉｃＤｅｇｒｅｅＡｐｐｌｉｅｄｆｏｒ：ＭａｓｔｅｒＤｅｇｒｅｅＳｐｅｃｉａｌｉｔｙ：ＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｕｅｒｖｉｓｏｒ：ＡｓｓｏｃｉａｔｅＰｒｏｆ．ＸｉａｏＷＵｐＰｒｏｆ．ＢｉｎＷａｎｇｇＡｒｉｌ．２０１８ｐ 西南交通大学学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版。本人授，允许论文被査阅和借阅权西南交通大学可以将本论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印。、缩印或扫描等复印手段保存和汇编本学位论文本学位论文属于１．保密□，在年解密后适用本授权书；。２．不保密＜使用本授权书“”（请在以上方框内打Ｖ）学位论文作者签名：指导老师签名：？日期Ｓ／ｆ曰期： 西南交通大学硕士学位论文主要工作（贡献）声明本人在学位论文中所做的主要工作或贡献如下：１．对塔式起重机臂架结构的安全评定流程和方法进行研究。从断裂评定和疲劳分析两方面着手，结合塔式起重机臂架结构的结构特点和工作环境等因素，研究用于塔式起重机臂架结构安全评定的流程和方法。２，．通过建立不含缺陷的塔式起重机臂架结构模型，确定含缺陷部位应力分布情况利用数值计算的方法确定各评定参数，进行结构安全评定分析，同时得出结构的失效６评定图，从而完成对塔式起重机臂架结构断裂安全评定的分析，对结果进行分析３．结合有限元分析结果推导出该结构在随机载荷下的临界裂纹尺寸，同时对Ｐａｒｉｓ一ａｒｉｓ曲线裂纹扩展曲线进行优化，分别釆用阶段和二阶段的Ｐ，计算结构在不同裂纹初始尺寸下的疲劳扩展寿命，并对结果进行对比分析，得出相关参数对于塔式起重机臂架结构安全评定结果的影响。４．以含单边裂纹的有限宽度平板为例，对相互作用积分法和扩展有限元法两种裂纹分析方法的裂纹仿真结果进行了对比分析，并结合有限元分析软件ＡＢＡＱＵＳ对塔式起重机臂架结构裂纹结构进行了仿真模拟，得到裂纹区域结构的断裂参数以及裂纹单元的扩展方向及状态。本人郑重声明：所呈交的学位论文，是在导师指导下独立进行研究工作所得的成果。除文中己经注明引用的内容外，本论文不包含任何其它个人或集体己经发表或撰写过的研宄成果。对本文的研究做出贡献的个人和集体，均已在文中作了明确说明。本人完全了解违反上述声明所引起的一切法律责任将由本人承担。学位论文作者签名：日期： 西南交通大学硕士研究生学位论文第Ｉ页摘要在塔式起重机中，臂架结构为主要的承载部位，长期在交变载荷下工作。结合近几年塔式起重机安全事故，臂架结构为塔式起重机断裂破坏发生的高危构件。塔式起重机的臂架结构主要是焊接桁架结构，存在初始焊接缺陷，并且经常在高强度的随机载荷下工作，很容易发生疲劳破坏，从而使得臂架结构在工作使用中存在安全隐患。因此，针对塔式起重机臂架结构安全性的研究是确保塔式起重机安全运行的保障。本文以某建筑施工工地服役的ＴＣ６０２０塔式起重机为研究对象，从结构完整性评定理论出发、，以断裂力学理论可靠性理论、损伤演化准则以及疲劳损伤理论等为基础，结合有限元分析结果和数值分析等技术手段，展开对塔式起重机臂架结构安全评定方法的研宄。论文的主要内容及结论有：（１）基于结构完整性理论来对塔式起重机臂架结构的安全评定流程和方法进行研宄。从断裂评定和疲劳分析两方面着手，结合塔式起重机臂架结构的结构特点和工作环境等因素，研宄用于塔式起重机臂架结构安全评定的流程和方法。（２）对塔式起重机臂架结构的断裂安全评定方法进行研宄。以某建筑工地使用的ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为例，利用有限元分析软件ＡＢＡＱＵＳ建立该塔式起重机１臂架结构的有限元模型；同时，以英国标准ＢＳ７９０三级断裂评定准则为参考，结合臂架结构裂纹缺陷的参数信息以及有限元应力分析结果，对裂纹缺陷进行断裂安全评定，从而得出该塔式起重机臂架结构的断裂安全评定结果。（３）对塔式起重机臂架结构的疲劳安全评定方法进行研究。同样以ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为研宄对象，以名义应力疲劳寿命分析法和疲劳裂纹扩展评定法为基础，结合塔式起重机臂架结构实际的疲劳载荷工况和裂纹缺陷特点，对比分析两种方法的优缺点，结合结构的有限元分析结果，对疲劳评定参数进行计算，预测臂架结构的疲劳寿命，从而得出该塔式起重机臂架结构的疲劳安全评定结果，并讨论各参数对于疲劳评定结果的影响。（４）塔式起重机臂架结构的裂纹扩展有限元仿真。首先，对相互作用积分法和扩展有限元法进行对比分析一，以有限大含缺陷平板为例，分析两种方法在裂纹仿真中的优劣势；其次，结合塔式起重机臂架结构的有限元分析结果，提取裂纹附近的边界条件，建立裂纹所在位置的局部有限元模型，采用扩展有限元法对含裂纹缺陷臂架结构进行裂纹扩展仿真分析，得到含裂纹缺陷臂架结构的断裂参数以及裂纹单元的扩展方向及状态。关键词：塔式起重机；臂架结构；结构安全性；断裂评定；疲劳评定；裂纹扩展 西南交通大学硕士研究生学位论文第ＩＩ页ＡｂｓｔｒａｃｔＩｎｔｈｅｔｏｗｅｒｃｒａｎｅｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｔｈｅｍａｉｎａｒｔｏｆｔｈｅｂｅａｒｉｎａｎｄｉｔｗｉｔｈｓｔａｎｄｓ，ｊｐｇ，－Ｉｔｔｌｏｎｔｅｒｍａｌｔｅｒｎａｔｉｎｌｏａｄｓ．ｎｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｗｉｈｈｅｓａｆｅｔｙａｃｃｉｄｅｎｔｓｏｆｔｈｅｔｏｗｅｒｃｒａｎｅｉｎｇｇｒｅｃｅｎ－ｔｅａｒｓｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｔｈｅｈｉｈｒｉｓｋａｒｅａｗｈｅｒｅｔｏｗｅｒｃｒａｎｅｓｂｒｅａｋｄｏｗｎ．Ｔｈｅｉｂｙ，ｊｇｊｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｔｈｅｔｏｗｅｒｃｒａｎｅｉｓｍａｉｎｌｙａｗｅｌｄｅｄｔｒｕｓｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｏｔｈｅｒｅａｒｅｉｎｉｔｉａｌｗｅｌｄｉｎ，ｇｄｅｆｅｃ－ｔｓ．Ｉｎａｄｄｉｔｉｏｎｔｈｅｗｏｒｋｉｓｏｆｔｅｎｅｒｆｏｒｍｅｄｉｎａｈｉｈｉｎｔｅｎｓｉｔｃｃｌｉｃｒａｎｄｏｍｌｏａｄ，ｐｇｙｙ，ｗｈｉｃｈｉｓｒｏｎｅｔｏｆａｔｉｕｅｆａｉｌｕｒｅｓｏｔｈｅｒｅｉｓａｓａｆｅｔｈａｚａｒｄｉｎｔｈｅｗｏｒｋｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．ｐｇ，ｙｊＴｈｅｒｅｆｏｒｅｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｓｔｎｘｃｔｕｒｅｓａｆｅｔｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓａｒｔｉｃｕｌａｒｌｉｍｏｒｔａｎｔ．，ｙｙｊｐｐＴａｋｉｎｇｔｈｅＴＣ６０２０ｔｏｗｅｒｃｒａｎｅｓｅｒｖｉｎｇｏｎａｂｕｉｌｄｉｎｇｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｉｔｅａｓｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｂｅｃｔａｃｃｏｒｄｉｎｔｏｔｈｅｔｈｅｏｒｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｉｎｔｅｒｉｔａｓｓｅｓｓｍｅｎｔａｎｄｂａｓｅｄｏｎｆｒａｃｔｕｒｅｊ，ｇｙｇｙ，ｍｅｃｈａｎｉｃｓｔｈｅｏｒｙ，ｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｔｈｅｏｒｙ，ｄａｍａｇｅｅｖｏｌｕｔｉｏｎｃｒｉｔｅｒｉｏｎａｎｄｆａｔｉｇｕｅｄａｍａｇｅｔｈｅｏｒｙ，ａｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｍｅｔｈｏｄｏｆｅｖａｌｕａｔｉｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌＩｎｔｅｒｉｔｙｏｆｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｈａｓｂｅｅｎｄｏｎｅｇｇｊｃｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｒｅｓｕｌｔｓａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｏｔｈｅｒｔｅｃｈｎｉｃａｌｍｅａｎｓ．Ｔｈｅｍａｉｎｃｏｎｔｅｎｔｏｆｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｉｎｔｈｉｓａｅｒｉｎｃｌｕｄｅｓｔｈｅｆｏｌｌｏｗｉｎａｓｅｃｔｓ：ｐｐｇｐ（１）Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｔｈｅｏｒｙｏｆｓｔｎｘｃｔｕｒａｌｉｎｔｅｇｒｉｔｙ，ｔｈｅｓａｆｅｔｙａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓａｎｄｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｒｅｓｔｕｄｉｅｄ．Ｆｒｏｍｔｗｏａｓｅｃｔｓｏｆｆｒａｃｔｕｒｅａｓｓｅｓｓｍｅｎｔａｎｄｊｐｆａｔｉｇｕｅｄａｍａｇｅａｓｅｔｏｆｒｏｃｅｓｓｅｓａｎｄｍｅｔｈｏｄｓｔｈａｔａｒｅｍｏｒｅｓｕｉｔａｂｌｅｆｏｒｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｓａｆｅｔ，ｐｙａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｔｈｅｊｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｒｅｆｏｒｍｅｄｃｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓａｎｄｗｏｒｋｉｎｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｏｆｔｈｅｉｂｓｔｎｘｃｔｕｒｅ．ｇｊ（２）Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｓａｆｅｔｙａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｔｈｅｊｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．ＴａｋｉｎｇｔｈｅｊｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆａＴＣ６０２０ｔｏｗｅｒｃｒａｎｅａｓａｎｅｘａｍｌｅｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｓｉｓｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ．ｐ，ｙｔａｋｅ－ＡｔｔｈｅｓａｍｅｔｉｍｅｔｈｅＢｒｉｔｉｓｈｓｔａｎｄａｒｄＢＳ７９１０ｔｈｒｅｅｌｅｖｅｌｆｒａｃｔｕｒｅａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｃｒｉｔｅｒｉａａｓ，ａｒｅｆｅｒｅｎｃｅｃｏｍｂｉｎｉｎｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｓｉｓｒｅｓｕｌｔｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｏｓｉｔｉｏｎ，ｇｙｊｐａｒａｍｅｔｅｒｏｆｔｈｅｃｒａｃｋｄｅｆｅｃｔｓｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｓａｆｅｔａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ．Ｔｈｕｓｔｈｅｒｅｓｕｌｔｐ，ｙ，ｏｆｔｈｅｓａｆｅｔａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｏｂｔａｉｎｅｄ．ｙｊ３Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｆａｔｉｕｅｓａｆｅｔｙａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｔａｋｉｎｔｈｅｉｂ（）ｇｊｇｊｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆａＴＣ６０２０ｔｏｗｅｒｃｒａｎｅａｓａｎｅｘａｍｌｅａｎａｌｚｉｎｔｈｅａｄｖａｎｔａｅｓａｎｄｐ，ｙｇｇｄｉｓａｄｖａｎｔａｇｅｓｏｆｎｏｍｉｎａｌｓｔｒｅｓｓｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅａｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄａｎｄｆａｔｉｇｕｅｃｒａｃｋｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｃｏｍｂｉｎｉｎｗｉｔｈｔｈｅａｃｔｕａｌｆａｔｉｕｅｌｏａｄｉｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓａｎｄｃｒａｃｋｄｅｆｅｃｔｇｇｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｔｈｅｆａｔｉｕｅｌｉｆｅｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｒｅｄｉｃｔｅｄｃｏｍｂｉｎｅｄｊｇｊｐｗｉｔｈｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｏｆｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖａｒｉｏｕｓｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｆａｔｉｇｕｅａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｒｅｓｕｌｔｓｉｓａｌｓｏｄｉｓｃｕｓｓｅｄ． 西南交通大学硕士研究生学位论文第ＩＩＩ页４Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｃｒａｃｋｒｏａａｔｉｏｎａｎａｌｓｉｓｏｆｔｈｅｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｔａｋｉｎａｆｉｎｉｔｅｌａｔｅ（）ｐｐｇｙｊｇｐｗｉｔｈａｌａｒｅｄｅｆｅｃｔａｓａｎｅｘａｍｌｅｔｈｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｉｎｔｅｒａｌｍｅｔｈｏｄａｎｄｔｈｅｅｘｔｅｎｄｅｄｆｉｎｉｔｅｇｐ，ｇｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄａｒｅｕｓｅｄｔｏｓｏｌｖｅｔｈｅｆｏｒｃｅｉｎｔｅｎｓｉｔｙｆａｃｔｏｒｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ａｎｄｔｈｅａｃｃｕｒａｃｙｏｆｔｈｅｔｗｏｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒｃｒａｃｋｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｉｓｃｏｍａｒｅｄａｎｄａｎａｌｙｚｅｄ．Ｃｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈｔｈｅｆｉｎｉｔｅｐｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｒｅｓｕｌｔｓｏｆｔｈｅｔｏｗｅｒｃｒａｎｅｂｏｏｍｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，ｔｈｅｌｏｃａｌｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｃｒａｃｋｒｅｇｉｏｎｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｔｈｅｃｒａｃｋｒｏａａｔｉｏｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｓｉｓｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｏｎｐｐｇｙｔｈｅｄｅｆｅｃｔｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｄｅｆｅｃｔｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｊ，ｐｊｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｎｄｓｔａｔｅｏｆｔｈｅｃｒａｃｋｃｅｌｌａｒｅｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｔｏｗｅｒｃｒａｎｅ；Ｊｉｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅ；Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｓａｆｅｔｙ；Ｆｒａｃｔｕｒｅａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ；ＦａｔｉｇｕｅａｓｓｅｓｓｍｅｎｔＣｒａｃｋｒｏａａｔｉｏｎ；ｐｐｇ 西南交通大学硕士研究生学位论文第ＩＶ页目录－１ｍ＃懸１Ｕ研宄背景１．２国内外研究现状２１２１２．．疲劳强度的发展及研宄现状１．２．２塔式起重机结构安全评定现状３１４．３结构完整性理论１．３．１结构完整性概念４１．３．２结构完整性评定原理４１．３．３结构完整性评定的主要技术５１．４课题研宄的目的和意义６１．５论文研宄的主要内容６第二章塔式起重机安全评定理论与方法８２１Ｔ．Ｃ６０２０塔式起重机基本参数８２．１．１臂架结构参数８２．１．２臂架材料力学性能９２．１．３起重特性曲线１０２．２断裂评定分析理论与方法１０２．２．１线弹性断裂力学理论与方法１０２２２１．．弹塑性断裂力学理论与方法３２．３疲劳评定分析理论与方法１５２．３．１名义应力疲劳寿命分析法１６２．３．２疲劳裂纹扩展评定法１６２．４本章小结１８第三章塔式起重机臂架结构的断裂评定方法１９３．１断裂评定流程１９３．２裂纹位置及参数１９３．３塔式起重机臂架结构有限元分析２１３．３．１臂架结构三维模型２１３．３．２边界条件２１３．３．３载荷分析２２３．３．４有限元分析结果２４ 西南交通大学硕士研究生学位论文第Ｖ页３．４断裂评定准则２６—３．４．１级简化评定２６３．４．２二级常规评定２７３．４．３三级延性撕裂评定２９３．５断裂评定计算实例３０３．５．１断裂评定参数计算３０３．５．２臂架结构的断裂评定３２３．６本章小结３３第四章塔式起重机臂架结构的疲劳评定方法３４４．１疲劳评定流程３４４．２裂纹尺寸及载荷分析３５１４．２．臂架结构裂纹尺寸３５４．２．２疲劳载荷分析３６４．３疲劳评定准则３７４．４疲劳评定计算实例３８１４．４．确定疲劳评定参数３８４．４．２臂架结构的疲劳评定３９４．５本章小结４０第五章臂架结构疲劳裂纹的扩展有限元仿真４２５＿１裂纹扩展仿真方法４２５．１．１相互作用积分法４２１２５．．扩展有限元法４３５＿２裂纹仿真分析实例４４５．２．１裂纹模型４４５．２．２裂纹模型有限元分析４５５．２．３计算结果对比分析４８５．３臂架结构裂纹模型４９５．３．１局部实体模型４９５．３．２裂纹模型５０１５．３．２边界条件５５．４断裂失效准则５２５．５裂纹扩展结果５３５．６本章小结５３结论与展望５５ 西南交通大学硕士研究生学位论文第ＶＩ页ｌ￥Ｃｔｆ５７５８攻读学位期间发表的学术论文及科研成果６１ 西南交通大学硕士研究生学位论文第１页第一章绪论１．１研究背景近年来，高层建筑物不断增加，塔式起重机得到了，随着房地产行业的大力发展越来越广泛的应用。基于工作效率高、使用范围广、操作方便等诸多特点，塔式起重机在各种工程项目中，尤其是现代工业与民用建筑中的应用越来越广泛，逐渐成为施１［］工建筑中的主要大型机械设备。与此同时，随着投入使用的塔式起重机的逐渐增多，由塔式起重机结构破坏所引起的案例频频发生，造成了巨大的经济损失和人员伤亡，令人触目惊心。据相关统计数据显示，在近年来相关塔式起重机金属结构断裂事故中，超过三分之二是由于长期２［］承受复杂的交变应力而产生的疲劳破坏的原因造成的。塔式起重机疲劳破坏发生的主要位置为：塔身标准节结构、臂架结构、拉杆结构等，这是由于在施工过程中这些构件主要承受随机载荷和循环交变载荷的作用造成的３［］１－１。其中，臂架结构的疲劳破坏时有发生，图为两起在施工现场发生的塔式起重机。结构断裂的事故，造成了巨大的经济损失和人身伤害，同时社会影响极为恶劣１鼷＿图－工现场塔式起重机断裂事故１１施一目前，大多投入工程使用的大型机械中，具有定缺陷的结构普遍存在。随着服役期限的不断增加，加上，长时间的承受交变载荷使结构的性能退化和承载能力降低初始缺陷的存在，从而使得塔式起重机在继续使用中存在安全隐患，无法保证结构继续安全可靠地工作。目前，但由，质监部门已有塔式起重机结构安全评定的相关规范于不确定因素太多，计算分析困难，导致评定难度大大増加。臂架结构作为塔式起重机中最重要的受力构件，长时间承受交变载荷，是塔式起重机疲劳断裂破坏的重灾区。 西南交通大学硕士研究生学位论文第２页因此，对于臂架结构疲劳破坏的研宄是确保塔式起重机安全运行的保障。结构的疲劳破坏过程根据其发展过程分为疲劳裂纹的萌生阶段、疲劳裂纹的扩展５［］阶段和失稳断裂阶段。塔式起重机臂架结构疲劳破坏起初只是很小的裂纹，随着服役期的逐渐增加一，在交变载荷的不断作用下，这些微小裂纹不断扩展，逐渐延伸达到定程度从而导致结构的疲劳破坏，才会引发安全事故，如经常检查，及时发现和处理。结构裂纹缺陷，并进行相关的结构安全评定，可大大减少此类事故的发生１．２国内外研究现状１．２．１疲劳强度的发展及研究现状疲劳是指在循环载荷的作用下，材料在某点或某些点逐渐产生局部的永久性损伤，６一一继而在定的循环次数后逐渐萌生出裂纹或进步扩展直至发生断裂的现象［］。疲劳强一已开始引起人们的重视度问题，作为结构安全评定中的个重点问题，在很早便。第一次工业革命后，以蒸汽机为动力的机动运载工具和机械设备逐渐得到广泛的使用，“”人类社会进入蒸汽时代。随着越来越多的金属结构投入大规模的使用，结构的破坏现象也时常发生，这些破坏事故也始终困扰着当时的工程师们。１８２９年，德国的工程师Ａｌｂｅｒｔ在对矿山卷扬机焊接链条的疲劳试验中，研宄发现随着外加载荷次数的逐渐增多，链条的结构性能也会随之减弱，这首次解释了裂纹破坏的原因，从此人们开“”一始关注这种特殊的现象。直到十九世纪三十年代末，疲劳这专业术语才由法国工程师Ｊ．Ｖ．Ｐｏｎｃｅｌｅｎｔ首次提出，用来描述材料在外加交变载荷下发生结构变形直至最一终发生断裂破坏的过程，自此这词汇便沿用至今。直到１８５０年德国工程师Ｗｏｈｌｅｒ一台疲劳试验机－研究设计出了第沃勒疲劳试验机，首次在金属结构上进行了疲劳试验，得出了金属结构疲劳寿命与载荷应力的关系，进而获得了材料的曲线，并首次提出了疲劳极限的概念，奠定了金属疲劳理论的基础。２０世纪前，对于疲劳的研究主要集中在宏观的结构变形上，进入２０世纪后，科学家们开始通过金相显微镜来研究疲劳破坏的过程。１９１０年，Ａ．Ａ．Ｇｒｌｆｆｉｔｈ以玻璃为对象。１ｉｎｅｒ来研究脆断的理论和实验，这也成为了断裂力学的基础９４５年，Ｍ．Ａ．Ｍ提出了－ＭＰｉｎ线性累积损伤理论的理论公式，形成了ａｌｍａｇｒａｍｅｒ线性累积损伤法则。到了１９６３年，美国的科学家Ｃ．Ｐａｒｉｓ将断裂力学的方法应用到疲劳裂纹的计算中，提出了估算裂纹扩展规律的Ｐａｒｉｓ公式和损伤容限设计方法，使断裂力学和疲劳逐渐结合了起来。２０世纪６０年代，科学家们开始将统计学的方法应用于疲劳寿命计算。此后，可靠性理论和损伤容限法也逐渐在结构的疲劳设计中得到应用。相比于国外疲劳研究工作的快速发展，国内的疲劳强度研宄起步的相对较晚，直到２０世纪５０年代，国内对于疲劳方面的理论以及实验研究才逐渐得到发展。目前， 西南交通大学硕士研究生学位论文第３页经过多年的研宄发展，国内对于疲劳强度的研宄逐渐取得了较大的成绩，有些研宄成７［］Ｐａｒｉ果甚至步入世界领先水平。吴晓等在对桥式起重机金属结构疲劳寿命估算中，将ｓ公式与线性累积理论相结合一，提出了种简便的疲劳研宄模型来估算起重机在变幅和８随机载荷下的疲劳寿命［］。范小宁等人采用人工神经网络的技术结合雨流计数法和线性９一［］累积理论，提出了种估算疲劳剩余寿命的新方法。徐永春等人应用断裂力学的思想，建立含裂纹缺陷的结构模型，再结合有限元分析的方法估算该结构的疲劳裂纹扩展寿１〇一［］命。董赞等人运用了种生死单元网格的技术来模拟真实裂纹的扩展过程，为疲劳裂纹的寿命评估提供了新方法一。这些研宄成果在定程度上填补了国内对于疲劳强度方面研究的空白，对金属结构的稳定安全及事故预防运行提供了保障。１．２．２塔式起重机结构安全评定现状塔式起重机的发展已有六十多年了，随着建筑行业的大力兴起，对于塔式起重机的需求越来越多。作为大型高空作业起重设备，随着高层建筑的不断增加，塔式起重机的安全运行尤为重要。为了保证塔式起重机的安全运行，需要对结构进行专业的结构疲劳安全评定计算，而这需要投入大量的人力物力。为了对塔式起重机结构进行安全评定，同时又能简化工作量，提髙工作效率，相关安全评定规范亟需制定和完善。对于金属结构安全评定规范，在国外已经有了比较成熟的发展，目前在压力容器及石油化工设备等领域已得到广泛的应用一些发达国家先后已制定出了多种相关，在欧美标准，目前使用比较广泛的如美国ＡＰＩ５７９、欧洲ＳＩＮＴＡＰ标准和英国的ＢＳ７９１０标准等。同时，我国在２００４年发布了适用于含缺陷压力容器安全评定的标准－２００４标准ＧＢ／Ｔ１９６２４，填补了国内对于结构安全评定标准方面的空白。塔式起重机作为较为常见的大型机械设备一，其结构安全问题直都是国内外结构安全领域和质检部门深度研究的对象。目前，国内外对于塔式起重机结构安全方面的研宄主要围绕疲劳寿命预测和稳定性等方面，具体分为基于基础实验的数据分析和数值计算两个方面。赵威威等人基于现场测得的实验数据得到塔式起重机典型工况下１２的载荷－时间历程［］，再结合疲劳分析软件估算在役塔式起重机的疲劳寿命。张朋等人利用塔式起重机相关设计规范一，提出了种基于反向推算法来估算塔式起重机剩余寿１３［］命的方法。郑夕健等人通过采用神经网络的方法搭建塔式起重机应力识别网络，提一出了种通过人工智能获取金属结构载荷谱的方法，进而求得塔式起重机的疲劳寿命。１４［］工作数据王进等人通过检测得到塔式起重机的，利用有限元分析的方法得到结构的１５疲劳载荷谱［］，进而预测塔式起重机结构的疲劳寿命。张宏伟等人通过有限元分析软件ＡＮＳＹＳ来模拟塔式起重机臂架结构节点载荷，结合断裂力学及Ｐａｒｉｓ扩展曲线，提出了一种能够用来快速预测出塔式起重机臂架结构疲劳寿命的数值分析方法。总的来说，随着可靠性理论、断裂力学理论、人工智能和有限元分析方法在疲劳 西南交通大学硕士研究生学位论文第４页安全评定中的不断应用一，目前国内在塔式起重机结构安全评定方面的研宄已取定了定的成果。但是，结合国内具体情况，这与真正应用于建筑施工中塔式起重机的结构安全评定还存在一定的距离，主要是由于随着服役时间的增加，国内很多服役塔式起重机缺少完整的的相关工作记录，同时对于疲劳试验数据也不是很充分，缺乏相关的理论基础。，造成较大的计算误差因此，开展对于适用于服役塔式起重机结构安全评定的方法的研宄具有重要的意义和工程应用价值。１．３结构完整性理论１．３．１结构完整性概念随着现代工业的快速发展，对于工程结构可靠性和安全性的要求越来越重要，作为现在工程结构的两大关键特征，可靠性和安全性与工程结构的安全运行息息相关。一结构的可靠性与安全性相互关联，同时也存在着定的区别，研宄可靠性的目的是为了减少结构故障的发生，它的研宄对象是故障，而安全性的研宄对象是危险，以达到降低事故发生的目的。一种对含缺陷结构能否继续正常工作的定量评价结构完整性是，体现了结构抵抗４一［］二种是破坏的能力。目前，现代工程上存在四类标准：第种是产品的设计标准，第建造标准或“质量控制标准，第三种是运行过程安全监控标准，以及第四种建立在适”“”“”用性或者合于使用基础上的标准。结构完整性评定准则正是以合于使用为原则而建立的一种新的方法体系，目前己在航空发动机、压力容器以及石油管道的结构安全评定中得到了广泛的应用。因此，在现代工程结构中，安全性、可靠性和完整性三者相互关联又彼此约束，往往结构的完整性很大程度上决定了结构的安全性和可５［］靠性。１．３．２结构完整性评定原理结构完整性是以确保结构的安全运行为先决条件，来评定结构能否达到规定功能的一种度量指标一。结构完整性评定过程是个多学科交叉的应用，共涉及到工程结构、无损检测、材料科学等多个学科：，具体的评定步骤如下（１）对结构进行无损检测，确定缺陷的种类、形状和大小；（２）结合结构所承受的外部载荷情况，对结构进行应力分析，进而通过计算分析得到含缺陷部位所受的应力；（３）查阅相关资料，确定含缺陷部位所受残余应力的大小；（４）根据相关实验数据或者查阅文献数据来确定材料的力学性能，得出结构的性能参数，如断裂强度，屈服强度〇、断裂軔性尤、以及材料的疲劳扩展速率等；％；／ｅ通过以上分析步骤，提取结构的应力大小、材料性能以及缺陷情况等评定参数， 西南交通大学硕士研究生学位论文第５页对含缺陷结构进行结构完整性评定分析计算，从而判别该含缺陷结构的安全性和可靠性。１．３．３结构完整性评定的主要技术１１．３．３．失效评定图技术失效评定图技术又名ＦＡＤ技术，是综合考虑了结构的脆性断裂和塑性失稳两种失效形式，是目前对含缺陷结构进行安全评定方面应用最广泛的方法。目前，国际上建“”“”４立在［］适用性或合于使用基础上的标准，大多数采用的都是失效评定图技术。失效评定图技术如今已在多种缺陷评定标准得到应用－，如英国推出的ＢＳＩＰＤ６４９３９１、－ＲＥＰＯＲＴＡＰＶ－瑞典的ＳＡ／ＦＯＵ９１／０１等，我国也有推出相关的缺陷评定标准，如Ｓ９５规范等。失效评定图技术的核心就是得出结构的失效评定图（ＦＡＤ），目前比较通用的结１－２所构失效评定图如图示。在图中，两坐标轴分别表示结构脆性断裂和塑性失稳两种失效形式，横坐标＆代表了结构抵抗塑性失稳的能力，纵坐标＆代表了结构抵抗脆性断裂的能力。通过对含缺陷结构的分析结果，将评定点绘制于结构的失效评定图内，若评定点处于两坐标轴与评定曲线所包围的曲线内时，表示结构的缺陷是可以接收的，结构可以继续安全稳定的工作，；否则结构为不安全的，会发生破坏。牛非安全区＾７＇＇Ｋ＇ｌ＇■失效评定曲线－安全区＼、ＩＩＩＩＩＩＩＬｒ图－２１通用失效评定图１．３．３．２概率安全评定方法随着含缺陷金属结构安全评定方法和技术的不断发展，对于结构安全评定的精度要求也越来越高。由于实际工程下机械结构工况和外部环境的不确定性，导致相关评定参数的选取往往具有随机性，概率安全评定方法正是充分考虑了实际工程情况中外部工作环境和评定参数的不确定性，将随机理论与安全评定相结合，对安全评定中具有统计不确定性的随机参数建立随机干涉模型，从而求解结构的失效概率。概率安全 西南交通大学硕士研究生学位论文第６页“”评定的首次提出是在Ｒ６新补充的附录概率断裂评定意见和附录中，随后，其他含缺陷结构评估标准也相继添加了概率安全评定的内容。对含缺陷构件的概率安全评定过程中：，主要需要考虑以下两方面的内容（１）考虑在结构加工和制造过程中以及使用中所造成的非人为的不确定性；（２）考虑在结构安全评定中由于人的经验判断和相关的限定条件所造成的参数的不确定性；研究以上两方面的不确定性，对安全评定的结果进行校正，以确保评定结果的可靠度。将通过计算所得到的失效概率与所要求的失效概率相比较，判别式为Ｐ＜Ｐ－１１〇（）ｆ式中，４为实际情况下通过计算得到的结构失效概率；巧为安全评定标准所要求的结构失效概率－１）；当计算结果符合判别式（１的要求时，认为结构是安全的，可以继续安全可靠的工作，否则，则不安全。１．４课题研究的目的和意义随着建筑行业的快速发展，高空建筑物逐渐增多，塔式起重机的投入使用越来越广泛。随着塔式起重机服役年限的逐渐增加，由塔式起重机结构断裂引起的安全事故也越来越多，造成巨大的经济损失的同时也造成了严重的人身伤亡。因此，开展对于塔式起重机结构安全评定方法的研宄势在必行。在塔式起重机中，臂架结构为承载的主要构件，长期在交变载荷下工作。结合近几年塔式起重机安全事故，臂架结构为塔式起重机断裂破坏发生的高危构件。塔式起重机的臂架结构主要是焊接桁架结构，存在初始焊接缺陷，并且经常在高强度的循环随机载荷的工作，很容易发生疲劳破坏，从而使臂架结构在工作中存在安全隐患。因此，针对塔式起重机臂架结构安全性的研宄是确保塔式起重机安全运行的保障。以建筑工地使用的服役塔式起重机为研宄对象，在前人对于塔式起重机疲劳安全研宄的基础上，结合断裂力学、疲劳损伤理论和可靠性理论，借助于有限元分析软件ＡＢＡＱＵＳ，通过数值计算和有限元分析的手段，研宄用于塔式起重机臂架结构安全评定的方法，对塔式起重机臂架结构的疲劳寿命进行预测，使其在服役期限内能够安全的运行，节约资源的同时为社会带来更多的经济价值。１．５论文研究的主要内容本文以某建筑施工工地服役的ＴＣ６０２０塔式起重机为研宄对象，从结构完整性评定理论出发，以断裂力学理论、可靠性理论、损伤演化准则以及疲劳损伤理论等为基础，结合有限元分析结果和数值分析等技术手段，展开对塔式起重机臂架结构安全评定方法的研究。论文的主要研究内容如下： 西南交通大学硕士研究生学位论文第７页（１）基于结构完整性理论来展开塔式起重机臂架结构的安全评定流程和方法方面的研究。从断裂评定和疲劳分析两方面着手，结合塔式起重机臂架结构的结构特点和工作环境等因素，研宄用于塔式起重机臂架结构安全评定的流程和方法。（２）展开塔式起重机臂架结构断裂安全评定的研究。以英国标准ＢＳ７９１０三级断裂评定准则为参考，结合塔式起重机臂架结构的结构特点和裂纹缺陷的位置参数，提出适用于塔式起重机臂架结构断裂评定的流程和方法。以某建筑工地使用的ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为例，对该臂架结构进行有限元分析计算，提取断裂评定参数，从而得出该塔式起重机臂架结构的安全评定结果。（３）展开塔式起重机臂架结构的疲劳安全评定的研究。结合相关的疲劳理论，提出适用于臂架结构的疲劳分析流程和方法。同样以ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为研宄对象，结合结构的有限元分析结果，估算臂架结构的疲劳寿命，从而得出该塔式起重机臂架结构的疲劳评定结果，并讨论各参数对于疲劳评定结果的影响。（４）塔式起重机臂架结构的裂纹扩展仿真分析。对相互作用积分法和扩展有限元法进行对比分析一，以有限大含缺陷平板为例，分析两种方法在裂纹仿真中的优劣势；结合塔式起重机臂架结构的有限元分析结果，建立裂纹区域的局部有限元模型，对含缺陷臂架结构进行裂纹扩展仿真分析，得到含裂纹臂架结构的断裂参数以及裂纹单元的扩展方向及状态。 西南交通大学硕士研究生学位论文第８页第二章塔式起重机安全评定理论与方法２．１ＴＣ６０２０塔式起重机基本参数塔式起重机主要由塔身、塔帽、起重臂架、平衡臂架、回转支承架、底架、台车１２［］。架等结构组成，对于不同的塔式起重机，由于构造上的差异，部件也有所增减本文所研究的塔式起重机为某建筑工地使用的ＴＣ６０２０塔式起重机－，结构简图如图２１所－示，其主要性能参数见表２１。．ｍｍ－？Ｗ＾ｐ１＿身§戀ｉｆｉＩＩ－（ｍ－（ｙ图２－ＴＣ１６０２０塔式起重机表２－ＴＣ１６０２０塔式起重机主要性能参数独立高度变幅速率回转速度／最大起重额定起重小车质量／吊钩重量／臂架重量／／ｍ／ｍ／ｍｉｎｒ／ｍｉｎ量／１量／１ｋｇｋｇｋｇ－５３．８１３／３８／５８００．７１０２３２０３００６７７５２．１．１臂架结构参数ＴＣ６０２０塔式起重－ｍ。机臂架结构由八节桁架结构组成，总长为６０如图２２所示每，节主要是由上弦杆、下弦杆和腹杆组成。上弦杆采用圆钢，下弦杆采用方钢，空间斜腹杆与水平斜腹杆均为圆钢－２所示，水平直腹杆为角钢，具体参数如表２，结构简图 西南交通大学硕士研究生学位论文第９页－３所示如图２。第一节第二节第三节第西节第五节第六节第七节第八节、八八八／＼八八八八八八八八八八７＼八八八７＾７＾八八八八八／ｖ＼Ａ八八八八八八八八八八八八０００１ＱＱ００１００００５００５００ＱＣＱＱ１Ｑ０ＱＱ５０００５００１＿＿＿ｔ＾ｌ６００００＾＾２－２图ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构表２－２ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构参数名称型号材料－－－１２节３６节７８节上弦杆０７０￥７００５５Ｑ３４５Ｂ下弦杆Ｕ１０８Ｘ１０ｄ９８ｘ８ｄ６８ｘ６Ｑ３４５Ｂ空间斜腹杆０５７ｘ３．５０５７ｘ３．５０３２＾３Ｑ２３５Ｂ０５１ｘ３￥５１ｘ３０５１ｘ３水平斜腹杆０４２ｘ３？＆４２ｘ３０４２ｘ３Ｑ２３５Ｂ水平直腹杆槽钢６３ｘ６槽钢５０ｘ５槽钢５〇ｘ５Ｑ２３５Ｂ长拉杆０）６０Ｑ３４５Ｂ短拉杆０＞５５Ｑ３４５Ｂ肢上弦靡－４＼＼＼＼＼＼＼＼／＼／＼／＼／＼／＼／＼／＼／＼／臂架上弦图２－３臂架结构简图２．１．２臂架材料力学性能表２－３力学性能参数材料参数弦杆许用应力腹杆许用应力材料密度Ｐ弹性模量泊松比■ＭＰ３〇／ａａ／ＭＰａ／（ｋ／ｍｍ）ＥｆＭＰａＶ［］［］ｇ－６５参数值２５７１７５７．８５ｘｌ〇２．１ｘｌ〇０．３参照ＧＢ／Ｔ－１１３７５２９９２《塔式起重机设计规范》结合塔式起重机的结构构造和工，作环境，本文选用载荷组合Ｂ对该ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构进行分析计算，其中 西南交通大学硕士研究生学位论文第１０页安全系数为１．３４。已知所选用的塔式起重机臂架结构所有弦杆材料为Ｑ３４５Ｂ，所有腹２３５Ｂ２－杆材料为Ｑ，材料的各力学特性参数如表３所示。２．１＿３起重特性曲线起重特性曲线作为塔式起重机作业性能的一个重要指标，表示该塔式起重机最大起重量随工作幅度变化的关系。该ＴＣ６０２０塔式起重机采用的是机械式力矩限制器，可通过计算起升载荷对臂架结构上铰点的力矩来求得起重特性曲线。通过计算分析，该塔式起重机起重特性曲线可表示为＂１００００Ｒ＜Ｒ，｛＝２－１Ｑ＼１５５１５６４（）－６２０Ｒ＞Ｒ，＇１－Ｌｉ？０．７８。式中，Ａ为额定起重量所能达到的最大幅度将该表达式在函数图象中表示出来，便得到了该塔式起重机起重特性曲线。求得的ＴＣ６０２０塔式起重机起重特性曲线如图２－４所示。１２０００１００００？？？＃？？８０００Ｊ＼？６０００Ｊ．＇刪ｊ＼４０００ｊ２０００Ｊ，０－￣！１１１＼１ｉｒ０１０２０３０４０ＳＯ６０７０工作幅度兑＇ｍ图２－４ＴＣ６０２０塔式起重机起重特性曲线２．２断裂评定分析理论与方法断裂评定分析的基本原理是断裂力学理论一。断裂力学是门用应用力学的理论及一１８［］方法来研宄含缺陷材料和结构的破坏问题的门学科。随着理论技术和实验条件的不断发展，应用力学在工程上的应用越来越广泛，可用来计算各种条件下疲劳裂纹的扩展问题等。断裂力学是从线弹性力学和弹塑性力学两方面来分析，把裂纹作为断裂破坏的边界条件，计算裂纹尖端的应力应变场和位移场，通过建立这些场与断裂控制参数之间的物理模型来模拟裂纹的扩展过程。２．２．１线弹性断裂力学理论与方法一线弹性断裂力学理论是断裂力学里面发展比较早的个分支，主要是在线弹性理 西南交通大学硕士研究生学位论文第１１页论的基础上对含裂纹结构进行力学分析。在工程实际中，结构所受到的外部载荷不同，导致裂纹的扩展也会发生变化，根据裂纹体的受力情况和裂纹的扩展方式，通常把裂１９［］Ｉ：型（张开型）裂纹、ＩＩ型（滑开型）裂纹以及ＩＩＩ型（撕开型）裂纹纹分为三类，一如图２－５所示。线弹性断裂力学的研究方法主要有两种，种是从能量的角度分析，一基于能量的Ｇ判据准则；另种是从应力应变场的角度来描述裂纹的扩展过程，基于应力应变的Ｋ判据准则。ＴＴｆ（ｉ（滑开型型（张开型）裂纹ＩＩ型）裂纹ｍ型（撕开型）裂纹图２－５三种常见裂纹类型２２１１．．．Ｇ判据准则裂纹的形成可以看做一个能量转化的过程，在裂纹的形成过程中，将系统释放的能量转化成新裂纹界面的表面能一，这过程符合能量守恒定律。可以通过能量转化的过程来描述这一过程，表达式为Ｇ＝Ｇ２－２ｊＩＣ（）式中，为材料的应变能释放率；Ｇ／ｅ为材料常数，描述材料抵抗裂纹扩展的能力，可通过实验获得。该准则用能量释放率来描述裂纹的扩展过程，即为材料脆性断裂的Ｇ判据准则。２．２丄２：Ｊ判据准则应力强度因子尤作为断裂力学中一个重要的控制参数，通常用来描述材料抵抗脆２（）性断裂的能力［］。判别裂纹发生失稳断裂的临界条件为Ｋ＝Ｋ２－３：ＩＣ（）式中，尤，是材料的应力强度因子；＾／ｅ为裂纹临界条件下的应力强度因子，即材料的断裂初度，描述材料抵抗脆性断裂的能力，可通过材料的拉伸实验获得。这就是材料的脆性断裂足判据准则，用应力强度因子来描述材料的断裂性能以及裂纹扩展情况。线弹性断裂力学的两种方法是可以相互转化的，Ｇ和＾之间符合下式的关系， 西南交通大学硕士研究生学位论文第１２页平面应变状态下ＥＧ＝２－３７（）Ｓ２，平面应力状态下ＩＥ式中，Ｅ为材料的弹性模型；ｖ为泊松比。同时，在弹性条件下，Ｇｙ与尺之间也符合下式的关系式Ｇ＝＾２－５ＩＣｆ（）由此可见，在对结构进行线弹性断裂力学分析时，采用两种方法完全是等效的，可通过具体可获得的参数来选取合适的方法进行线弹性断裂分析。２．２．１．３应力强度因子在实际生产中，在材料的内部难免的会有缺陷的存在，如夹杂、气孔等，由于这些缺陷的存在，使得材料内部存在不连续性，这种不连续性可等效为材料裂纹在裂纹尖端产生的应力集中，形成裂纹尖端的应力应变场，应力强度因子正是断裂力学中用来表示这个应力应变场的参数。对于三维裂纹，参照弹性力学理论，裂纹尖端的应力应变场的表达式为９．９．３＾１■〇ＳＷ［＾ｃｏ－－－—－－－＿ｓｌｓｍｓｉｎｓｉｎ２＋ｃｏｓｃｏｓ＾（）（）〇２２２２２２ｆ＾１９．ｅ．Ｗ．９９Ｗ０ｎ，ｃｏ－－—－－—＾ｓｌ＋ｓｍｓｍｓｍｃｏｓｃｏｓ＾（）２２２２２２〇２１ｕＩＵ〇－－－－＜＞＜２＞＞＜＞＝＜２／ｓｉｎ２６ｆ／／ｃｏｓ＋〒／＋（）ｆ＾ｘｌ７ｉｒ２２丌ｒｙ４ｑｃ〇ｓｅ．ｅｗｅｎ．ｄ．３ｔｒ＾－－—ｃｏ－－－—Ｌｃｏｓｓｍｃｏｓｓ１ｓｉｎｓｉｎＶ（）２２２２２２ｅ一〇〇也了—００－ＪＶ．＞■Ａ：Ａ！Ａ：式中，ａ〇〇为裂纹尖端的应力分量分别为Ｉ型裂纹、ＩＩ型；／，／／，／／／；，，；，，裂纹、ＩＩＩ型裂纹对应的应力强度因子；为裂纹尖端极坐标分量；ｐ为材料的泊松比。－ｒ趋向于零时由式２５可以看出，对于实际裂纹，裂纹尖端的应力存在奇异性，当，理论应力将趋向于无穷大，这显然与实际情况不相符，因此用应力强度因子的值来表示裂纹尖端的应力场的强弱。在线弹性力学理论中，对于应力强度因子的计算主要有三种方法：解析法、数值模拟法和实验法。（１）解析法对于形状规则并且边界条件简单的常见裂纹，往往可通过解析法求得裂纹的应力强度因子。解析法求解应力强度因子简单易操作，为日常中最常见的求解应力强度因子的方法。针对于不同的裂纹类型，有不同的应力强度因子求解公式。查阅应力强度 西南交通大学硕士研究生学位论文第１３页２１一［］般情况下因子手册，，对于常见的Ｉ型张开型裂纹，应力强度因子的通用解析式为＝ｒａ－Ｋ７ｃｒ＾／＾２７；（）式中，７为修正系数，与裂纹的几何形状、位置和载荷情况有关；Ｃ７为结构不含裂纹情况下裂纹尖端所受的名义应力；ａ为裂纹尺寸。（２）数值模拟法随着数值分析技术和有限元技术的不断发展，这些学科在断裂力学上面的应用也越来越广泛。对于不规则的结构和复杂的加载条件下，用解析法往往无法准确的得到裂纹结构的应力强度因子，数值分析的方法应用而生，可以用来模拟裂纹尖端的应力应变场，从而得到裂纹尖端的应力强度因子。目前，应用数值分析的方法有很多，Ｃｈａｎ２２２３一ＳＫ［］ａ［］等人提出了基于唯方法的位移外推法，ＢｒＳ〇ｕｍ等人提出了１／４节点位移法，２４２５［］［］３１１也等人提出了修正位移法，刘明尧等人分别采用１／４节点位移法、虚拟裂纹闭合法以及位移外推法对含穿透裂纹的平板有限元模型进行断裂分析，求解应力强度因子，并在此基础上研宄了载荷情况、裂纹尺寸和构件尺寸对于应力强度因子的影响。对于上述求解应力强度因子的数值方法可根据求解对象的不同分为直接求解法和间接求解法。直接法计算过程简单易操作，直接利用节点的位移和应力公式，从而推算应力强度因子；而间接法则通过求解单元的应变能，再经过转化间接求解得到应力强度因子。（３）实验法实验法是通过实验的方法得到能够提供应力强度因子的准确值，精度最高，但受限于实验条件，往往只是用来验证其他方法的准确性。近些年，随着解析法和数值法不断地优化发展，但实验法的地位还是无法代替。目前，计算应力强度因子最可行有效的方法是将解析法、数值模拟法和实验法相互结合，通过数值模拟法来模拟裂纹的扩展情况，得到结构的应力强度因子，大大提高工作效率，简化计算流程，再通过实验法提供的实验数据对数值模拟法的结果进行验证，增加结果的可行度，并通过解析法来总结推导出计算应力强度因子的经验公式。２．２．２弹塑性断裂力学理论与方法对于线弹性断裂力学理论，当且仅当主要表现为弹性和脆性断裂的材料来说才完２６［］全适用。然而，在实际工程中，完全弹性体是很少存在的，结构在承载过程中，裂纹尖端会出现大范围的塑性变形的情况。这时，采用线弹性断裂力学的分析方法对结构进行断裂分析，会造成结果误差很大，得到的结果不可信。近年来，随着断裂力学的不断发展，为了更准确的得到表征裂纹塑性变形过程的一参量，弹塑性断裂力学作为断裂力学的个重要分支逐渐取得卓越的成效。目前，弹塑性断裂力学理论己经比较成熟，在实际工程上逐渐得到了普遍的应用，其中使用最 西南交通大学硕士研究生学位论文第１４页２７［］多的两种方法为ＣＯＤ（裂纹张开位移）法和Ｊ积分方法。２２２１Ｄ．．．ＣＯ弹塑性断裂力学的ＣＯＤ法用裂纹尖端张开位移即ＣＯＤ来表征裂纹的弹塑性断裂过程，当结构在外部载荷作用下，裂纹尖端的张开位移３逐渐增大到其极限值＆时，。结构便发生失稳断裂，判别依据可表示为Ｓ＜Ｓ２－８Ｃ（）式中，先为裂纹扩展至开裂时裂纹尖端张开量的临界值，可通过对材料的拉伸试验获得，为材料的断裂軔性参数。对于裂纹尖端的张开位移值５的计算方法在很早之前便有人己经提出过。１９６０年，２７［］■Ｄｕｄａ－Ｍ模型ｇｌｅ等人提出了著名的Ｄ，在该模型中，与裂纹面垂直的均布拉力〇作用在无限大的平板上，穿透裂纹的长度为仏，裂纹尖端存在长度为ｉ？的塑性区，塑性２－区作用均布拉应力ｈ，如图６所示。ＭＭａ２ｃ「ＤＴ图２－６－ＤＭ模型示意图该模型认为裂纹尖端为塑性区，外部区域为弹性区，由此推倒的无限大平板上穿透裂纹尖端张开位移ＣＯＤ可表示为＾＝２－７ｌｎ（ｓｅｃ）（９）＾＾ｎＥ２ｃｊｓ式中，３即为裂纹尖端张开位移。此模型用裂纹尖端张开位移即ＣＯＤ来表征裂纹的弹塑性断裂过程。２２２２／积分法．＿．／积分方法是与尤判据方法比较相似，也是通过裂纹尖端的应力应变场来描述裂纹的扩展过程。然而，用弹塑性断裂力学的理论很难直接获得裂纹尖端应力应变场，并且在裂纹尖端存在应力奇异性，在断裂分析时需要避开这个区域，这在弹塑性断裂一一力学领域直是个棘手的问题。直到？／积分的提出，利用积分的线路无关性很好地解决了这个问题－ｄ为。？／积分定义如图２７所示Ｃ为围绕裂纹尖端的积分路线，，线路内部面积。 西南交通大学硕士研究生学位论文第１５页Ｘ丨■裂纹尖端；，ｃ２－图７？／积分定义示意图？／积分可以从能量的角度来描述，即沿着线路Ｃ外部区域对内部区域做功的速率，４一［］不小于储存在Ｘ区域中内能的变化率和不可逆的损耗能量率之和。通过进步研宄，得出的Ｊ积分的表达式为Ｊ＝ｗｄｙ－—－（Ｔｄｓ２１０）（）ｊｃ式中，ｗ为应变能密度；ｍ为位移矢量；ｒ为线路ｃ上的应力矢量；办为沿着积分线路ｃ的线路元素。通过该公式所求的的／积分可用来表示裂纹尖端的应力场。当裂纹尖端Ｊ积分的值小于或等于结构开裂的临界值；时裂纹结构为安全的，不，一旦当Ｊ积分达到这个临界值会发生开裂，，则裂纹会发生开裂，这就是／积分裂纹结构弹塑性分析方法？／积分法可表示为。Ｊ＜Ｊ２－１１（）Ｃ。式中，义为／积分的临界值，可通过实验获得对于大多数金属材料，必须对试件尺寸严格要求下，才能测出准确的；的值。对于脆性材料，可通过线弹性断裂力学理论实现Ｊ积分与应力强度因子的转化，转化公式为＝＾－Ｊ２１２ＩＣｆ（）Ｉ■。式中，为型裂纹的／积分临界值对于非脆性材料，此公式不在适用，对于不易通过实验测得Ｊ积分临界值的金属材料，可通过阻力曲线来描述？／积分的临界值。２．３疲劳评定分析理论与方法金属结构的疲劳破坏按照缺陷的发展过程通常分为三个阶段：疲劳裂纹萌生阶段、疲劳裂纹扩展阶段和失稳断裂阶段，疲劳寿命主要取决于疲劳裂纹的扩展阶段。目前，对于塔式起重机疲劳裂纹的计算方法主要有基于材料的Ｗ曲线的名义应力疲劳寿命分析法和基于断裂力学的疲劳裂纹扩展评定法。 西南交通大学硕士研究生学位论文第１６页２．３．１名义应力疲劳寿命分析法名义应力疲劳寿命分析法是将名义应力作为计算评定参数，参照结构材料的Ｗ曲线－ｉ，考虑工作环境和加载情况等因素的影响，得出结构构件的ＳＶ曲线，结合疲劳累积损伤理论，从而得出结构的疲劳寿命。２．３．１．１材料的曲线一一材料的５ＷＶ曲线可由标准小试样在疲劳试验机上实验测得。将组标准试件（一￣般８１２个试件），在定的平均应力下，施加不同的应力幅，从而测出试件断裂时的循环数ｉＶ。然后在坐标系中画出这些点，从而绘制出拟合曲线即为材料的基本曲－。线，如图２８所示曲线＾１￣ｒ－－－￣￣■－￣ＩＩｒｒｉＩＩＩ＇＇ｒｒｉ＞ｆ？■＇＇＂ｎ｜｜疲劳寿命Ｎ图２－８材料曲线２．３．１．２疲劳累积损伤理论疲劳累积损伤理论从提出到现在已经经过了多年的研究，相继有数十种损伤假设－Ｍ的问世，但在工程上能够得到广泛应用的并不多。目前，应用最广泛的为Ｐａｌｍｇｅｎｉｎｅｒ法则，可表示为＝２－＃１３（）＝＊１■式中，ｉＶ为构件总寿命；％为某应力水平下的循环次数；况为该应力作用下结构发生疲劳破坏时对应的循环次数。当结构累积损伤等于１时，零件发生破坏，可表示为＝－＆／＾．１（２１４）＝ｉｌ１１若总损伤小于，则构件是安全的，则，；若总损伤大于构件不安全结构将会发生疲劳破坏。２．３．２疲劳裂纹扩展评定法一疲劳裂纹扩展评定法是将断裂力学与疲劳两门学科结合起来的种疲劳评定方法， 西南交通大学硕士研究生学位论文第１７页该方法假定结构存在初始裂纹或缺陷，基于断裂力学理论，结合裂纹缺陷的尺寸等参数，根据对裂纹扩展速率公式的积分，从而对结构的疲劳寿命进行预测。２．３．２．１疲劳裂纹扩展速率疲劳裂纹扩展速率表示疲劳裂纹随着结构的应力强度的变化而继续扩展的速率，与结构应力强度因子具有一定的函数关系。该函数关系曲线可分为不扩展区、条纹扩－。展区和快速扩展区三个区域，如图２９所示ｍａ＝ｄｌｄＮＣ＜Ｍ）１：Ｉ／■■不扩駆Ｉ快速扩展区Ｍ－ｇ？：条纹扩展区ｆ：／ｍ■／￣￣－￣￣．ｕ，．，ｎｖ＾＇：（ＭＰａ应力强度因子幅值Ｍ（ｍｍ）图２－９裂纹扩展曲线在恒幅载荷下，目前国际上采用最为广泛的为著名的Ｐａｒｉｓ公式，表示为ｍｄａ／ｄＮ＝ＡＡＫ２－１５（）（）式中，而／狀为疲劳裂纹扩展速率；Ｊ、ｍ为材料常数，可通过实验测得；为应力强度因子范围，可由下式求得＝－ＹＡｃｒ＾ｍ２１６（）式中，Ａｃｔ为结构应力幅；７为几何修正参数，可结合塔式起重机臂架结构的具体结构特点求得；ａ为裂纹尺寸。２．３．２．２疲劳寿命估算对于含缺陷构件，，可通过无损检测技术测得裂纹的初始尺寸你数值计算得到相应的临界裂纹尺寸ａｅ，由载荷信息计算得到相应的应力强度因子值，结合材料的疲劳裂纹扩展速率表达式即可计算出构件的疲劳寿命－１ｓ。将式（２６）代入Ｐａｒｉ公式，并对裂纹尺寸进行积分便可得到恒幅载荷下构件的疲劳裂纹扩展寿命，即°＝￣ｄａ７Ｖ—．ｆｍｊａ〇ＡＹＡ＜ｊｒａ（４７）、ａ（Ｍ〇＝Ｕ２？＾ＡＹＡｃｒ（）２－７＝＜，（１）”—，Ａ］—ｍ关２士，２－ｍＡＹＡｃｒＶ＾（）（） 西南交通大学硕士研究生学位论文第１８页当所求得的裂纹扩展寿命大于所要求的疲劳寿命，同时裂纹还没有达到极限尺寸时，则构件是安全的；反之，则构件不安全，结构将会发生疲劳破坏。２．４本章小结首先，本章对ＴＣ６０２０塔式起重机的结构和基本参数进行了介绍。其次，结合臂架结构的结构特点，从断裂评定和疲劳评定两方面详细阐述了对塔式起重机臂架结构安全评定的具体理论和方法，并对各种分析方法的优劣情况和适用条件进行了分析比较，从而为后续塔式起重机臂架结构的安全评定奠定了理论基础。 西南交通大学硕士研究生学位论文第１９页第三章塔式起重机臂架结构的断裂评定方法本章参照英国标准ＢＳ７９１０三级断裂准则，提出适用于塔式起重机臂架结构断裂评定的方法和流程。以ＴＣ６０２０塔式起重机为研宄对象，运用ＡＢＡＱＵＳ建立该塔式起重机臂架结构有限元模型，同时结合断裂力学理论，对塔机上出现的平面裂纹进行断裂安全评定，计算评定参数，绘制失效评定图（ＦＡＤ），从而得出该臂架结构的断裂安全评定结果。３．１断裂评定流程对于含缺陷架结构的断裂评定方面的研宄一系列对应的，国内外相关规范已给出评定流程。本文参考ＢＳ７９１０标准中对于金属材料结构安全评定过程，结合塔式起重机。臂架结构的实际情况，提出适用于塔式起重机臂架结构断裂评定的方法和流程对于－１所示的流程进行含裂纹塔式起重机臂架结构的断裂安全评定分析，可按如图３。裂纹位置及参数确定建立臂架结构有限元模型裂纹位置应力分析选择评定准则＾＾一级简化评定二级常规评定三级延性撕裂评定＾确定评定参数ｒ＾安全评定计算（Ｌｒ，Ｋｒ）＾得出评定结论图３－１塔式起重机臂架结构断裂评定流程图３．２裂纹位置及参数对塔式起重机臂架结构进行结构安全评定，首先得采用相关技术手段对塔式起重。机臂架结构进行裂纹缺陷检测，目前常见的裂纹检测方法有无损检测和有损检测常见的裂纹无损检测技术有：超声波检测、渗透检测、射线检测、磁粉检测、涡流检测、 西南交通大学硕士研究生学位论文第２０页２８［］漏磁检测、声发射等。通过对塔式起重机臂架结构缺陷信息统计分析，塔式起重机２９３（）［］，－２所臂架结构疲劳损伤的危险位置主要集中于下弦杆与腹杆的焊接处，如图３示。裂纹缺陷在臂架结构上的位置如图３－３所示。图３－２臂架结构下弦杆与腹杆焊接处裂纹＇Ｓ０、＾＼微图３－３臂架结构裂纹位置经无损检测得到的实际裂纹缺陷形状复杂多样，不便于进行计算分析，为了便于对裂纹缺陷的规范化，需要对实际测得的裂纹缺陷进行规则化处理。依照ＢＳ７９１０，可将－常见的结构缺陷表征为规则的裂纹状表面裂纹、埋藏裂纹或穿透裂纹，如图３４所示。Ｔ？，．．．，（ａ）穿透裂纹（ｂ）埋藏裂纹（ｃ）表面裂纹图３－４常见的结构缺陷类型本文以ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为研究对象进行断裂评定，根据臂架结构的特点，先初步确定缺陷可能出现的位置，再结合具体位置的缺陷类型，选用合适有效的无损检测法来进行探测，针对焊接部位可采用超声波检测或射线检测，针对结构表面 西南交通大学硕士研究生学位论文第２１页的裂纹缺陷可采用渗透检测的方法。对于检测得到的缺陷信息，需要进行规则化处理，参照裂纹缺陷的规范化标准将裂纹转化为规则的形状，从而得到臂架结构的裂纹参数来进行安全评定计算。在臂架结构下弦杆与腹板焊接处，裂纹缺陷规则化处理后的裂－１所示纹尺寸如表３。表３－１臂架结构裂纹表征尺寸裂纹编号裂纹高度裂纹长度ａｌｍｍ２ｃ！ｍｍ１３６２３８３４８３．３塔式起重机臂架结构有限元分析３．３．１臂架结构三维模型塔式起重机臂架结构主要是由桁架结构组成，其中，主弦杆受力后会产生拉、压、弯、扭，而腹杆只受轴向拉、压力。针对塔机起重臂的结构特点，基于ＡＢＡＱＵＳ在非线性分析方面的强大功能，本文使用ＡＢＡＱＵＳ软件对ＴＣ６０２０塔式起重机起重臂进行有限元仿真分析。定义主弦杆为可承受扭矩的Ｂ３２梁单元，腹杆和拉杆均采用Ｔ３Ｄ２三维模型图如图－。杆单元，３５所示Ｌ图３－５ＴＣ６０２０塔机起重臂模型３．３＿２边界条件在塔式起重机的实际使用中，臂架结构的始端通过销轴与塔身相连接，可以绕着水平轴在竖直平面内转动，上端拉杆与塔顶固接。因此，需要对拉杆上端节点进行全约束，对六个方向自由度进行完全约束，具；对臂架结构的始端节点约束五个自由度－体的约束情况如图３６所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第２２页Ｌ图３－６臂架结构边界条件３．３．３载荷分析本文选用载荷组合Ｂ对该ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构进行分析计算。在塔式起重机工作状况下，需考虑的的载荷主要有起升载荷、自重载荷、风载荷和水平惯性载３４［］荷。３．３．３．１起升载荷起升载荷指塔机起升的最大起重量、起升装置以及起升过程中其他设备的重力之和。起升载荷可按下式进行计算：Ｐ＝－＜ｐＧ＋Ｇ＋Ｇ３１２（０）ｃ（）ｅｇ式中，为各工况的起重量；为小车自重；为吊钩重；为起升动载荷系－１１２００８数，根据起重机设计规范ＧＢ３８，考虑塔式起重机工况下的载荷，取起升动载系。数妁为１．２５３．３＿３．２白重载荷从地面提升起升质量会对塔式起重机臂架结构的自重产生冲击作用，因此，在计算３５［］自重载荷时需要将臂架结构自重乘以起升冲击系数％。结合该塔式起重机工况载荷，取起升冲击系数＆为１．１。则自重载荷可按下式进行计算：Ｐ＝３－２Ｇ９ｆｉ（）式中，Ｇ为塔式起重机臂架结构总重量。同时，由于臂架结构上安装有其他设备，但是在有限元建模过程中，为了简化模型，提高计算效率，会对结构模型进行必要的简化和忽略处理，因而使得所建的臂架结构有限元模型自重小于实际实体自重。在此，引入质量修正系数Ｘ，通过增大密度来模拟自重载荷，修正后的密度为＇ｐ＝Ｘｐ３－３（）式中，Ｚ为实际求得的自重载荷与有限元模型的自重之比。３．３＿３＿３风载荷塔式起重机一般是在露天环境下使用，因而需要考虑风载荷对臂架结构的影响，并把风载荷看作是作用在臂架结构上沿任意方向的水平力。本文主要研宄塔式起重机 西南交通大学硕士研究生学位论文第２３页处于工作状态下的受力情况，故只需要计算在正常工作情况下结构所承受的风载荷，表达式为Ｐ＝ＣＡ３－４ｗｑ（）式中，Ｃ为风力系数；ｇ为工作状态下的计算风压；Ｊ为臂架结构的迎风面积，通２ＴＣ６０２０＝过计算分析１６．０８ｍ。查询，得到该塔式起重机臂架结构迎风面积Ｊ起重机＝１７工作状态计算风压设计手册，结合该塔式起重机工作环境，取风力系数Ｃ．，＝Ｐａ－ｇ２５０，带入式３４中，求得该ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构所受到的风载荷为，＝１ｘ２５０ｘ＝＾．７１６．０８６８３３＾实际上，风载荷以均布载荷的方式作用在臂架结构的迎风面上，在ＡＢＡＱＵＳ有限元模型中，可等效成作用在迎风面所有节点上的集中载荷。通过对该臂架结构的有限元模型分析，得到该臂架结构迎风面共含有７２８个节点，则每个节点上的风载荷为＝＾＾＾＝翌＝９４＃Ｆ＇ｗ迎风面节点数７２８３．３．３．４水平惯性载荷在塔式起重机启制动时，会对回转中心产生惯性载荷作用，所产生的回转惯性载荷为＝－Ｐ（ｐｍｓｒ３６Ｈ５（）＝。式中，内为弹性振动载荷系数，１．０＜＜２．０，本文取１．５ｍ为塔式起重机％外旋转部分的质量，为臂架结构与拉杆的质量总和；ｒ为臂架结构重心到回转中心的距离；ｓ为回转角加速度，可通过下式求得，￡＝—－３７（）６０，式中，《为臂架结构的回转角速度查询该ＴＣ６０２０塔式起重机工作参数，ｔ为该塔式起重机的制动时间，查询ＴＣ６０２０塔式起重机性能参数表，得到制动时间为１０ｓ。通过计算分析，求得水平惯性载荷为＾＾－＝Ｐ（ｐｍｒＨ５ｅｏｔ２；ｒｘＱ＝１５ｘ８７９５ｘ－ｘ２５．６．６０ｘ１０＝２４７５．５５７Ｖ对于臂架结构上的水平惯性载荷，可等效成所有节点上集中载荷。通过对该臂架结构的有限元模型分析，得到该塔式起重机臂架结构共有１１３６个节点，则分布在每个节点上的水平惯性载荷为４２４７５５５，＝ＦＨ＝＇总结点数１１３６ 西南交通大学硕士研究生学位论文第２４页３．３．４有限元分析结果对ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构进行三维建模，将不同工况下的载荷情况加载与模型上进行计算，可得出在不同工况下臂架结构的有限元结果。挑选该塔式起重机四种－典型工况进行有限元分析，四种典型工况数据如表３３所示。表３－２ＴＣ６０２０塔式起重机典型工况起重量ｇ／ｔ工作幅度ｉ？／ｍ工况一２６０工况二２４６９．７５．工况三４．６９３０工况四１０１３．９根据上述塔式起重机典型工况的相关数据，在ＡＢＡＱＵＳ有限元分析软件中对ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构进行静力分析，得到的各工况的载荷情况和应力云图如图３－７至３－１０所示。Ｓ．ＨｓａＭｆｎ．！Ｓ｜ｆｅ５ｅｔｉＫｉｐｏ５■個論＾４ｌ２Ｌ２ｆｅＭＧ－ｍｓｉｍｒｎｔｌ－４３８７＾ｉｔＺ－ｌＥｆｉＭＩ－ＫＢＬｒｔ？ｆｉｌａ６，２－Ｈ０３？！）？３ｉａａＩＨＩＫ）３３１ＢｓＪ？Ｗ３？３Ｉ］Ｃ（ｌ．（Ｓｌ；：＋：＾ｆ４－．ｖｓｓａ：ｓａｃｉ＾Ａ？－？Ｘｎ＝ＩｒａｒｅＢｔ１：ＳｔｅｐｍｅＩ，ＫＢＷｔａ＾＇ｉＳｒＳ．ｉｆｅｅｓ你？ＵＤｅｆｗｍｄｊｎＳｃ＊Ｆａａｕｒ：？一一（ａ）工况载荷示意图（ｂ）工况应力云图一图３－７工况有限元分析结果Ｓ．ｌｆｅｅｓＭｉｉｉｂｆｃｓｓｄＫｆｐａＥｓＪ４１．？ｓ？８２ｆ■Ｈ２３７Ｈ！Ｅ－葙組纏量ｌ－４７，ｅ＊？ｉ．４Ｋｆｌ５．１６７■：ｔａ＇＾Ａ－Ｌ？－？＝Ｘｌｒｆｌ？ｎｅｒＥｌ：ＳｔｓｐＴｍｅ１．ＩＢ３ＭｐｙＶＳｒＳ，蛛ｓｗＢａａｒｓｍｉＢｆｉｃ＆ａ：ｃｉＲｆｒＤｆｉｆＶｌ）ＤｆｌｋＳＦａ＋ｌ，３７６ＨＨａ工况二载荷示意图ｂ工况二应力云图（）（）图３－８工况二有限元分析结果 西南交通大学硕士研究生学位论文第２５页Ｓ．Ｈ５ＥＳＭｉｂｐｆｅｓａｆｌａｉｐＭＢ挪７５Ｓ）■■ｎｓｆｅｓｅＨ－４－！２５ｆｅｌＳｅ－＋ｙｉ，ｉＳｔｓｅ１■■招３誠；Ｉｔｓ■－２３３ＨＢ＋１Ｚｔｅｍｆｃｓ＾６ｍ—涵改必繼ＭＳＩ：Ｋ＿ｊｓ／？（．ｔ＊■＊ＬＳＷ丨＊ｆｉｎａ＾ＷｒＳ．ｌｆｅｓ＇ｒａｓｉｍｉｅｎｉＫｃｒｃｏｒ－Ｄｆｃ＾ｖＪＤｆａｔＳ＊Ｆｔｔｌ，７７１ＭＢａ工况三载荷示意图ｂ工况三应力云图（）（）图３－９工况三有限元分析结果Ｓ．Ｈ５ＢＭ｜ｆｅＨｔｉＫ〇ｐｗＥ－ｎ＾ｍｍｓａｍｎｓｓａｍ．？Ｓ－］．ｓ７ｗａ４＾４１２４ｆｅ？－ＢｔｎｉＯｔＴｆｌ：ｆ９７ＵＭ■＋．！．招３２％姐■）．Ｗ？＋５３３６■Ｉ－－６３９３ＨＩ＇．＇＊＇？、－、、，｜ｔ２．７７ＭＪｉ；Ｓ－ｌ－，ｖａａｉｒｓｔｃｉ＾Ａｔｎ＝ＨｉＩｒａｒｉ＊ｒｅｌ：ＳｔＥｐＴｍｅＩ，ＷＯＲＴａｙｉｆｒＳ．ＵｓｅＤｅｆｅｍｅｉＶｓ：ＵＣＳｔｅｒｅＫｎＳｄｅＦａｌｘ＋１５４＆ｔＫａ工况四载荷示意图ｂ工况四应力云图（）（）图３－工况四有限元分析结果１０对于以上四种典型工况的应力云图进行分析，可知该塔式起重机臂架结构的最大应力值均小于材料的许用应力，满足结构的设计和使用要求。在第三种工况下，即在两拉杆中间处加载时，臂架结构在下弦杆与腹杆焊接处出现应力集中，所受应力最大为１６７．８ＭＰａ。对于研宄臂架结构下弦杆与腹杆的焊接处的裂纹，此工况为最危险工况，故将此工况作为后续评定分析的计算工况。将缺陷部位的主应力作为断裂评定中的计算参数。在进行断裂评定计算时，假定。臂架结构不存在缺陷，提取缺陷对应位置的应力分布根据应力的作用区域和性质，一次应力Ｐ和二次应力０可将其划分为，可通过线弹性计算方法计算得到。在对ＴＣ６０２０塔式起重机有限元模型四种典型工况的分析中，发现工况三为其最危＝＝４ｉ？．６免工作幅度３０ｍ。险工况，即起重量０，依据有限元分析结果，结构的最大等■＝效应力〇１６７。．８Ａ／Ｐｆｌ＿一＝ｏ＝对于塔式起重机臂架结构，弯曲应力可忽略不计，即ｐ，〇则ａ；次应力６＝＝１６二〇７。主要为裂纹缺陷位置的应力，为结构的最大应力，即恳．８＾＾对于次＿应力＝＝，主要为焊接应力，依照ＢＳ７９１０标准，０ｃｒｓ２３５ＭＰａ。ｍ 西南交通大学硕士研究生学位论文第２６页３．４断裂评定准则“”目前，对于含缺陷结构的安全评定分析，基于合于使用的原则建立的结构安全评定方法以及与之对应的安全评定标准越来越走向成熟，国际上比较通用的有欧洲工业安全评定准则ＳＩＮＴＡＰ标准和英国标准委员会推出的ＢＳ７９１０标准等，国内也有ＧＢ／Ｔ１９６２４来规范对含缺陷压力容器进行安全评定的流程。由于含缺陷结构的材料性能、载荷以及评定精度要求等的区别，因此在对不同结构进行安全评定时，所选取的。失效评定曲线也会有所不同，进而所选用的评定等级亦不相同在常用安全评定标准一般将平面缺陷的安全评定方法分为三个等级中，。本文结合最新的英国标准ＢＳ７９１０《金属结构中缺陷验收评定方法准则》，将含缺陷结构的安全评定方法分为一二级简化评定、级常规评定以及三级延性撕裂评定，可３１［］根据具体的评定要求选择最合适的评定等级。随着评定等级的增髙，所需要的评定参数也会增多，相应的评定精度也会随之增高。评定等级越低，结果越趋向于保守，当用不同评定等级所得到的评定结构发生矛盾时，以运用更高级评定等级所得到的结果为准。３—．４．１级简化评定一对含缺陷结构的级简化评定方法是最简单的评定方法，对结构的性能参数等要求最低，同时结果也更趋于保守。当能获取的对含缺陷结构的信息比较少时，可以选用一级简化评定对结构的安全进行初步判定一。按照采用的方法不同，级简化评定可分为１Ａ评定和１Ｂ评定两种。３．４．１．１１Ａ级失效评定１Ａ失效评定方法采用的是简化失效评定图来对结构进行安全评定，其简化评定图如图３－１１所示。？＊＿评样Ｉ非安全区０，０７Ａ－：。＿５米安全区００－－：｜１１０－８０．００，５１．０图３－１１１Ａ级失效评定图评定曲线由两条分别平行于坐标轴的直线组成，两条直线的表达式为 西南交通大学硕士研究生学位论文第２７页°３＇８：（）ｆ〇ｓ｛ｒ式中，＃为材料的断裂比，由材料的性能决定；５；为材料的载荷比；对于结构的载荷比可按下式求得，Ｓ＝＾￣－ｒ（３９）式中，０为材料的流变应力；Ｃ７为材料的参考应力，根据结构的载荷情况求得。＞ｒｅ／结构的断裂比＾的表达式为＇灰语（３１〇）式中，５为裂纹尖端张开位移（ＣＴＯＤ）值；为ＣＴＯＤ表示的材料的断裂軔度。通过对含缺陷结构的评定参数进行分析计算，，将所得的结果表示在失效评定图中当评定点位于评定曲线与坐标轴所围成的矩形区域内时，则认为结构为安全的；否则，不能确定结构的安全性，需增加结构的评定参数，选用更高级的评定方法对结构进行安全评定。３．４．１．２１Ｂ级失效评定１Ｂ失效评定没有采用失效评定图技术，是通过计算含缺陷结构的最大容许等效裂纹尺寸，再将裂纹进行当量处理为等效裂纹，将等效裂纹尺寸与最大容许等小裂纹尺寸进行比较，根据比较结果来对含缺陷结构进行安全评定。其中，最大容许等效裂纹尺寸为Ｅ８—＾＜，当１时３－ｎＨＬ（）＾＇—－￣－—＞ｃｒ＞ａ＋ａ，当时２ｓ（ｚｌＺ２）式中，五为弹性模量；％为屈服应力；＆为膨胀效应系数；为结构拉伸应力。当所评定缺陷的等效裂纹尺寸小于结构的最大容许等效裂纹尺寸时，则认为结构可继续安全运行，选用更；否则，不能确定结构的安全性，需增加结构的评定参数高级的评定方法对结构进行安全评定。３．４．２二级常规评定二级常规。二评定是现在应用最广泛的安全评定方法，也最为大家所接受的级常规评定也分为２Ａ级失效评定和２Ｂ级失效评定两种，两种方法均采用的失效评定图技 西南交通大学硕士研究生学位论文第２８页术，主要是评定曲线的区别。３．４．２．１２Ａ级失效评定２Ａ级失效评定１Ａ采用失效评定图技术，和级简化评定相比，对评定曲线进行了优化－１２，评定结果更加精确。该评定曲线如图３所示。其中，评定曲线由曲线部分和垂直于横坐标的截断线两部分组成，曲线部分的表达式为２６－－＾＝－：１０．１４〇．３＋０．７ｅｘ０．６５Ｚ３１２ｒ（４）ｐ（ｒ）（）｛｝式中，为断裂比；总为载荷比。竖直截断线的表达式为＝－３１３Ｌ（）ｒＬｒ＾式中，为载荷比ｈ的极限值，取决于结构的材料特性，对于奥氏体不锈钢＝＝材料，可取１．８；对于无屈服的低碳钢及奥氏体不锈钢材料，可取＆１．２５；＿对于无屈服的低合金钢材料＝，可取１．１５对于其他不能直接按钢材类别确定；的材料，可按下式进行计算，Ｌ３－１４（）。式中，为材料的抗拉强度１２－＂，平定曲线１．〇：０－－８＼非安全区Ｋ－＼ｒ０－．６＼－安全区＼０－．４＼垂直线＇：厂〇，０￣．０ＩＩｉｉＩｉＩ０．００．５，ＤＬ１．５２，０１ｍａｘＬｒ图３－１２２Ａ级失效评定图与１Ａ级失效评定的判别方法类似，结合结构的实际情况，对含缺陷结构的评定参数进行计算，将所得到的评定参数以坐标的形式表示在失效评定图上，当评定点落在、评定曲线截断线以及两坐标轴所围成的区域内时，则认为结构是安全的，不；否则能确定结构的安全性。３Ａ２．２２Ｂ级失效评定２Ｂ级失效评定也是采用的失效评定图技术，且评估精度比２Ａ级失效评定的精度高，所得到的评定结果更加准确。但是，相比于２Ａ级失效评定比较普遍的应用，２Ｂ 西南交通大学硕士研究生学位论文第２９页级失效评定主要应用于焊接结构的各种母材及其焊缝金属材料，且不适用于热影响区２Ｂ级失－应变数据域。效评定需要获得材料在适当温度下的应力，经过计算从而得到结构的失效评定曲线。该评定曲线的表达式为°＇５＋鸟以ｊ－１５（３）〇＞时，当４４ｍａｘ式中，为材料在单轴拉伸状态下的真实应变。２Ｂ级失效评定中的评定参数与２Ａ级失效评定中的相同，但需要提供材料真实状态下的应力应变数据。材料的真实应力应变曲线及其相对应的２Ｂ级失效评定图如图３－。１３所示Ｕ＾评定曲线■评定点，＾｜｜，，ｒ厂二１麵．非安全区＼ｚｆ０＊，５安全区￣＾０．０｜ＩＩＩ０／■「ｍａｘ￡ｃ．０００．３５０．７０１．０５１．４０４（ａ）材料应力应变曲线（ｂ）２Ｂ级失效评定图图３－１３２Ｂ级失效评定图３．４．３三级延性撕裂评定在二级常规评定中，当评定点位于失效评定曲线上方且Ａ＜＆时，不能判断结胃构是否安全，这就需要采用三级延性撕裂评定方法。该评定方法也是采用的失效评定图技术，但只是用于具有延性撕裂特征的材料，比如奥氏体和铁素体不锈钢等。三级延性撕裂评定按评定曲线的区别，分为３Ａ评定、３Ｂ评定以及３Ｃ评定三种安全评定方法。３Ａ３．１３Ａ级失效评定该评定方法是在２Ａ级评定方法基础上的延伸－，同样不需要材料的应力应变数据，－１所采用的评定曲线与２Ａ级评定曲线也很类似，如图３４所示。当评定点位于失效评定曲线、垂直截断线和两坐标轴围成的区域内时，认为结构是安全的；否则，则不安全。相比于２Ａ级评定－应变曲线的初，这种评定方法考虑了误差的影响，但对于应力始硬化率较高的材料时，评定结果会过于保守，误差较大。 西南交通大学硕士研究生学位论文第３０页１５娜卜獅＇Ｕ丨，＂＼；—＼非安全区－０．６－０．４安全区＼断线ｙ截－Ｉ－１０１■？■■０１１１０？００．５１－０Ｌ「ｍａｘ１＿５２．０Ｌ图３－１４３Ａ级失效评定图３．４．３．２３Ｂ级失效评定３Ｂ－应变曲线数据级失效评定图于２Ｂ级别的评定图相类似，同样需要材料的应力，如图３－１５所２Ｂ级示。相对于安全评定，该评定方法不再受约束，可适用于所有金属材料的安全评定过程。评定曲线■评定点｜｜费季鄉．＼■０，５安全区－〇■〇—Ｉ１１１ｒ０．０００．３５０．７０１．０５／＿「ｍａｘ１．４０Ｋ３－Ｂ图１５３级失效评定图３．４＿３．３３Ｃ级失效评定３Ｃ级失效评定方法与前面所述的评定方法均有所不同，该评定曲线需要引入材料的弹塑性断裂参数Ｊ积分，Ｊ积分的取值可以通过对结构进行弹塑性分析求得，进而绘制相应的失效评定曲线。该失效评定曲线的表达式为°．５－Ｃ／ｅ／Ｊ，当々以）：匪尤｛哼ｎ－ｌ６）（）叫〇，当４＞４＿时式中一，人和／的数值对应的是在同载荷下的取值，是载荷比总的函数，；因此该评定曲线还是断裂比与载荷比的函数。３．５断裂评定计算实例３．５．１断裂评定参数计算参照ＢＳ７９１０三级断裂准则，其中得到普遍应用的为采用常规评定中的２Ａ级失效 西南交通大学硕士研究生学位论文第３１页评定，该评定方法采用通用失效评定图（ＦＡＤ）的方法进行，相比于１Ａ级简化评定，该失效评定图中对于失效评定曲线做了一定的优化处理，结果更加精确，同时，２Ａ级失效评定法不需要提供材料的应力－应变曲线，这大大简化了评定流程，降低了对于评定结构材料属性以及作用应力等信息的要求，同时也大大降低了计算的繁琐程度。对于本文所研究的某建筑工地用的ＴＣ６０２０塔式起重机，针对臂架结构上的裂纹缺陷，选一用２Ａ级失效评定方法来进行断裂安全评定，评定曲线由曲线部分和条垂直于横坐标轴的竖直线组成。３．５．１．１载荷比计算载荷比反映了结构的塑性失稳程度，用来描述裂纹尖端的塑性量，可通过结构含缺陷位置的参考应力与材料的屈服强度的比求得。在对载荷比进行计算的过程中，可３１一［］以忽略考虑二次应力的影响，只需要得到结构的次应力。臂架结构裂纹缺陷部位的载荷比可通过下式进行计算，讀２，俄２Ｌ．二１７＇（３）—３１幻（式中，％为材料的屈服强度，＜可通过下式求得，２ａＣ＝－々１８（３）Ｂｃ＋Ｂ（）式中，ａ为裂纹高度；ｃ为裂纹长度；３为裂纹所在处结构的厚度。结合臂架结构上的裂纹缺陷信息，求得的ＴＣ６０２０塔机起重臂结构的载荷比及相关－参数值见表３３。表３－３载荷比及相关参数裂纹编号系数屈服强度载荷比ｆｏ＾／ＭＰａＬｒ１００６９２３５０８４９．．２０．０８６２３５０．８６４３０１１４２３５０８９２．．３．５．１．２断裂比计算断裂比反映了结构的断裂失效程度，用来描述裂纹尖端扩展至断裂的能力。通过对结构裂纹缺陷部位进行计算分析，可求得裂纹尖端的应力强度因子的值，与材料断裂初度的比值即为结构的断裂比。臂架结构裂纹缺陷的断裂比可按下式进行计算，＝＾－Ｋ＋３１９Ｐ（），Ｙｋｍａｔ＝０式中，为塑性修正因子，经简化计算得，取ｐ；，为材料的断裂韧度，＆ 西南交通大学硕士研究生学位论文第３２页为裂纹尖端的应力强度因子，可通过如下解析式求得，Ｋ＝ＦＹ－ｃ７＋＜ｙ４＾ａ（３２０ｉ（）ｐ（）＾）［］一式中ｒ二１，Ｔｅ咖和Ｔ〇次应力与次应力，可按照ＢＳ７９０标准（（＞分别表示修正后的中附录Ｍ进行计算。通过安全评定计算，得到ＴＣ６０２０塔式起重机起重臂结构的断裂比及相关参数见表－３４所示。表３－４断裂比及其相关参数裂纹编号修正一次应力修正二次应力应力强度因子断裂軔度断裂比０５０＇５．ＴｏＰｍｍ－Ｔ咖／ＭＰａ＾ｓ／ＭａＸ／／ＭＰａＫｍａＭＰａｍｍ（（ｔ／１４９１４１．０１５６．７４５９３９．０６１６０５２．６０．１５５２２０５．７２８２１６．２１２９５．３１０６０５２．６０．２１４３１５２．０４８５１６０．０３５１１０６．３０５６０５２．６０．１８３３．５．２臂架结构的断裂评定根据ＢＳ７９１０标准中２Ａ级失效评定准则，结合臂架结构的材料属性，绘制失效评定图。对于该ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构，所有弦杆材料为Ｑ３４５Ｂ，所有腹杆材料２３５Ｂ＝。三处裂纹的为Ｑ，均为低碳钢，则取垂直线方程为１．２５将以上分析得到载荷比Ｚｒ和断裂比心所构成的评定点（０．８４９，０．１５５）、（０．８６４，０．２１４）、（０．８９２，０．１８３）在失效评定图中表述出来，即可得到含缺陷臂架结的２Ａ级失效评定结果图，－如图３１６所示。Ｌ２□１ｊ评定曲线ａ２…Ｌｚ０Ｏ３＇°－８＼非安全区Ｋｒ－＼－０．６＼－安全區＼－垂直线０．４＼△．〇，：￣０．０ｉｉｉｉｉｉｒ０．００．５１．０Ｌ腿１．５２．０Ｌｒ－图３１６失效评定图（ＦＡＤ）通过对臂架结构的２Ａ级失效评定结果图进行分析，可以得到该ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构的断裂评定结果。观察发现，三处裂纹缺陷的评定点均处在安全区域内，即三处裂纹缺陷均是安全可以接受的。其次，评定点的位置接近评定曲线，在该ＴＣ６０２０ 西南交通大学硕士研究生学位论文第３３页塔式起重机的后续工作中，需要对塔式起重机工作状态进行实时的监控与信息的反馈，确保臂架结构能够安全稳定的运行。３．６本章小结本章以ＴＣ６０２０塔式起重机为研究对象，对该塔式起重机的臂架结构进行断裂评定分析，参照英国标准ＢＳ７９１０，采用二级常规断裂评定方法中的２Ａ级安全评定方法，对臂架结构上的裂纹缺陷进行了断裂安全评定研宄，得出的结论如下：（１）对ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构的２Ａ级安全评定结果显示，该结构上的三处裂纹缺陷均处在可安全接受的范围内，该臂架结构仍可继续正常运行，并且在后续工作中，需要对塔式起重机工作状态进行实时的监控与信息的反馈，确保臂架结构能够安全稳定的运行。（２）结合塔式起重机臂架结构的结构特点和裂纹缺陷信息，使用ＡＢＡＱＵＳ对塔式起重机臂架结构进行建模分析，同时将结构有限元分析方法应用于结构的断裂安全评定过程中，在保证评定结果精确性的同时，大大提高了评定工作的效率。 西南交通大学硕士研究生学位论文第３４页第四章塔式起重机臂架结构的疲劳评定方法本章以基于材料的曲线的名义应力疲劳寿命分析法和基于断裂力学的疲劳裂纹扩展评定法两种方法为基础，结合ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构进行分析，得出该臂架结构疲劳寿命的计算结果，并进行疲劳评定分析，从而研究用于塔式起重机臂架结构的疲劳评定方法。４．１疲劳评定流程本文第二章给出了两种常用结构疲劳评定方法计算流程，名义应力疲劳寿命分析法需要先得到材料的曲线，核心内容是累积损伤理论，是假定材料内没有缺陷和裂纹，而疲劳裂纹扩展评定法是假定结构存在初始裂纹。对于塔式起重机臂架结构，由于焊接缺陷的存在，使臂架结构在投入使用时已经存在着缺陷和裂纹，从而导致利用名义力疲劳寿命分析法计算得到的结果存在误差；但累积损伤理论的分析方法更接近塔式起重机臂架结构实际工作中的破坏情况。本文参考两种方法的优缺点，结合塔式起重机臂架结构实际工况，建立针对塔式起重机臂架结构疲劳评定的流程图，如图－４１所示。裂纹位置确定计算分士裂纹尺、ａｊｃ疲劳载荷分析确定危截面应＾选择评定准则．．１一Ｐａｒ阶ｉｓ曲线二阶Ｐａｒｉｓ曲线＾确定评定参数Ａ，ＭＡＯ（，ＡＫ〇，ＡＫＵＪ计算疲劳寿命＃得出评定结果图４－重机臂架结构疲劳评定流程图１塔式起 西南交通大学硕士研究生学位论文第３５页４．２裂纹尺寸及载荷分析４．２．１臂架结构裂纹尺寸４．２．１．１初始裂纹尺寸％对于塔式起重机臂架结构，由于焊接缺陷及自身材料缺陷的存在，在工程使用中不可避免的会存在初始裂纹。对于塔式起重机臂架结构初始裂纹尺寸ｆｌ，因结构尺寸、。工艺等因素的不同一材料以及焊接，目前还未形成统的标准。根据相关规范和经验，一３５［］？２ｍｍ０。采用ＩＩ级焊缝质量标准的初始裂纹般在．５本文为了研宄初始裂纹尺寸对疲劳寿命结果的影响，分别取初始裂纹尺寸为０．５ｍｍ，１ｍｍ，１．５ｍｍ，２ｍｍ。４．２．２．１临界裂纹尺寸在第三章中已经知道，对于在塔式起重机臂架结构中产生的裂纹，其应力强度因子可通过解析式求得，为－Ｋ－＝Ｙａ＾ｍ４１（）式中，７为形状修正因子；ａ为结构所受应力；ａ为裂纹长度。基于线弹性断裂理论，当含裂纹构件应力强度因子达到材料的断裂軔度＾，时的裂纹尺寸即为构件的临－界裂纹尺寸。代入式４１可得结构的临界裂纹尺寸＋为ａ＝￣４－２ｃ（）式中，为臂架结构材料的断裂軔度；Ｆ为结构的形状修正因子，结合臂架结构＝１１２的结构特点和工作环境．。，取形状修正参数７由此，可得到结构临界裂纹－２所示尺寸＋和与结构最大等效应力〇的关系图，如图４。＾４０－３５－＼Ｅ３０－，＼基２５－ｍ＼眛２〇－—１５１４０１６０１８０２００２２０２４０２６０最大等效应力ｃｗ、（ＭＰａ）图４－２临界裂纹尺寸与最大等效应力的关系图 西南交通大学硕士研究生学位论文第３６页■ＢＳ有限元计算结果〇＝１６－结合第三章中Ａ７，４２中查得ＱＵ得到．８」＿代入图，胃＝该ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构的临界裂纹尺寸＆３１．６＿。４．２．２疲劳载荷分析一疲劳载荷分析是疲劳评定计算中个关键的部分，结构的载荷谱的确定对疲劳寿？１。命影响很大，如果载荷谱误差为０％，将会导致寿命误差达到２３倍结构的载荷谱包含载荷的大小和出现的频数等信息，是作用在构件上外载荷的统计表示。对于在役的塔式起重机，其变幅小车的运动大多为随机的，因此结构所承受的真实载荷往往是不规则的。对于承受随机载荷的结构进行疲劳寿命估算时，必须先进行载荷谱的分析。载荷谱的分析步骤为：（１）通过对服役的塔式起重机进行现场观察，对其工作情况进行统计分析，得到该塔式起重机臂架结构的载荷－时间历程；（２）在计算时必须对这些不规则的载荷谱进行处理，通过各类循环计数法将载荷一－时间历程简化为系列的全循环或半循环的过程，从而得到设计计算所需要的载荷谱，如峰值法、蒙特卡洛法或雨流法等。（３）结合该塔式起重机臂架结构的有限元模型，进行加载分析，得到各载荷情况一下的应力情况，绘制应力谱，通过系列简化处理该臂架结构危险部位的应力幅及其对应的频率。通过以上方法对本文研究的ＴＣ６０２０塔式起重机进行分析，发现其危险截面的应力幅值服从正态分布，采用八级阶梯分布应力幅，来模拟该塔式起重机臂架结构的工作－应力谱，如图４３所示。对于变幅载荷和随机载荷下工作的结构，结构的载荷分析过程复杂繁琐，不便于直接用于对结构的疲劳评定计算。而恒幅载荷是预测结构疲劳寿命最简单实用的载荷类型，可采用Ｍｉｎｅｒ法则对塔式起重机臂架结构的随机载荷进行等效处理，可得到ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构应力幅为１＝ｉｋ３＾＝－Ａｃｒ４３（）ｎ－式中．３，Ｖｏ为各级对应的应力幅；￣为各级应力幅对应的频数；代入图４各项数；２０ＭＰａ据可求得结构应力幅为６０．。 西南交通大学硕士研究生学位论文第３７页丰１０００—ｍＳ００—Ｉ．Ｉ＾ｇ６００＿蠢．彡§＜ｙ４９４－杳多観ｙｙｗ．４００＿１ＭＫ－３多多？＾ｐ＾ｉ＾２００－４４＾ｉ４，Ｍ隱ＩＩ？－Ｈ９：ｉａａｍａ＾＾０１０．６２２８＿７６４３．８７６０．３２７０＿６９Ｓ３Ｊ２９０＿２９．１０１２应力巾ｉＡ＜？ＭＰａ４－３ＴＣ图６０２０塔式起重机臂架结构的应力幅谱４．３疲劳评定准则目前，对于疲劳评定的相关准则已有多年的研宄，目前最为大家所接受的是基于Ｐａｒｉｓ曲线的疲劳评定准则。Ｐａｒｉｓ公式是由美国的Ｃ．Ｐａｒｉｓ在断裂力学方法的基础上提出的估算裂纹扩展规律的著名关系式一。自提出以来，由于其形式简单的特点，直得到广泛的应用，它能够较好的描述裂纹扩展的第二阶段，通常作为预测结构疲劳裂纹扩展寿命方法的依据。对于塔式起重机臂架结构，其主要为焊接结构，由于在制造工艺和使用环境等因素的影响，结构中可能已经存在初始裂纹和缺陷。对于含缺陷的结构，Ｐａｒｉｓ公式能够很好地描述结构中裂纹的扩展过程，这对估算结构的疲劳寿命具有重大意义。ｔＫ＝＾ｍ〇（ＣＩ３人＾ｏｄ＾ｄＮ＝４＾ｒ／（＝！ｈＫ＾ＫｔＫＬｏ〇ｇａ—ａｒｉ（）阶段Ｐｓ曲线 西南交通大学硕士研究生学位论文第３８页ｉＴ１（：过渡点ｌ／？＾ｍｌ＝２／ｄａｄＮ．４Ａ＾為Ｊ（Ａｘ．？ｂＫ＝ＬＫＬｏｇＫＱ（ｂ二阶段Ｐａｒｉｓ曲线）图４－４疲劳裂纹扩展规律在用对数表示的疲劳裂纹扩展速率与应力强度因子范围的函数中，Ｐａｒｉｓ公式通常一一－可表示为两条垂直线和条斜线的阶段曲线来表示，如图４４（ａ）所示。该曲线将裂纹的扩展过程用规则的直线表示出来，大大简化了计算过程，这也降低了计算的精度。结合结构载荷历程、平均应力、温度和腐蚀介质等因素的影响，对Ｐａｒｉｓ曲线进行一－了适当的修正，种双斜线段的二阶Ｐａｒｉｓ曲线也逐渐得到应用，如图４４（ｂ）所示。本文结合塔式起重机的工作环境和使用情况，分别使用两种曲线来进行裂纹寿命计算，并对结果进行分析和比较。４．４疲劳评定计算实例４．４．１确定疲劳评定参数Ｐａｒｉｓ公式中的常数Ｘ和ｗ为材料属性，需要通过实验确定，对于ＴＣ６０２０塔式起２３５Ｂ一重机臂架结构，其主要材料为Ｑ３４５Ｂ和Ｑ，查阅文献，得出阶段与二阶段Ｐａｒｉｓ－曲线相关评定参数如表４１所示。表４－１Ｐａｒｉｓ曲线相关参数门槛值过渡点过渡点对应裂常数常数裂纹扩展准则ＡＫ〇厶幻纹尺寸Ａｍ３２３２（Ｎ／ｍｍ）（Ｎ／ｍｍ）ｃｉｊ／ｍｍ＿１３一阶段ｘ２．６１ｌ〇３．００６３／／１７Ｉ２．１〇ｘｌ〇５．１０两阶段６３１４４１．４５ｕ＿１２ＩＩ１．２９ｘｌ〇２．８８ 西南交通大学硕士研究生学位论文第３９页４＿４．２臂架结构的疲劳评定通过上述疲劳评定计算，结合ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构实际工作情况，将所得到的临界裂纹尺寸、臂架结构载荷应力幅以及Ｐａｒｉｓ曲线相关参数带入疲劳裂纹扩展寿一命估算公式２－１７中，依次代入不同的初始裂纹尺寸，分别采用阶段和两阶段的裂纹扩展规律计算，得到不同初始裂纹尺寸和采用不同裂纹扩展规律条件下的疲劳裂纹扩－。展预测寿命，如表４２所示表４－２臂架结构疲劳寿命预测结果初始裂纹尺寸疲劳裂纹扩展预测寿命ＡＴ（ｃｙｃｌｅ）一ａ〇（ｍｍ）阶段Ｐａｒｉｓ曲线二阶段Ｐａｒｉｓ曲线６６０．５２．７４ｘ１０２．９７ｘｌ〇６６ｘｘ１１．８１ｌ０２．０〇ｌ０６６１．５１．３９ｘｌ０ｌ．ｌ〇ｘｌ〇６６２１．１５ｘｌ００．９２ｘ１０结合上述疲劳评定结果，可较准确的估算出ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构的疲劳裂纹寿命。依照疲劳评定准则，当结构的疲劳裂纹扩展预测寿命大于设计所要求疲劳寿命，同时裂纹尺寸又没有达到临界尺寸时，则裂纹缺陷是安全可以接受的，该臂架结构仍可正常运行，则裂纹是不，需要；反之可接受的对臂架结构裂纹部位进行维护和优化后才能继续投入使用。为了更准确的研究不同初始裂纹尺寸对疲劳裂纹扩展寿命的影响一，可采用阶段一裂纹扩展规律，分别得到不同初始裂纹尺寸阶段Ｐａｒｉｓ曲线下的疲劳裂纹的扩展曲线，如图４－５所示。ＵＪＪ０５ＣＯＯＯＯ１００００Ｗ）１５０００００２ＪＸＪＯＯＯＯ２５０００００３００ＷＳＸ）裂纹ｔ广屑寿命办：图４－５不同初始裂纹尺寸下裂纹的扩展曲线同时一，取初始裂纹为０．５＿，分别得到采用阶段和两阶段疲劳裂纹扩展准则条－件下裂纹的扩展曲线，如图４６所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第４０页一阶段裂绞扩展曲线二３５阶觸绞扩展曲线１５震ＩＩ顏ＩＩ１０參如ｍ＾００５０００００１００００ＣＸ３１５０（ＸＭｆｉ２００００００２５０００Ｋ）３０５００００３ＳＯＯＯＯＯ■广展寿命欣图４－６不同扩展准则下裂纹的扩展曲线结合表４－２中评定４－５中疲结果和图劳裂纹扩展曲线可知，初始裂纹尺寸的取值对于疲劳裂纹的扩展寿命估算结果影响很大，且当初始裂纹取值很小时，对于结果的影响尤为明显，即在相同的裂纹扩展量下，初始裂纹尺寸越小其循环次数越多，同时，随着初始裂纹尺寸的增加而疲劳寿命急剧下降－。从图４６中可看出，采用二阶疲劳裂一阶疲劳扩展准则的疲劳寿命纹扩展准则所得到的疲劳寿命要小于采用，可结合实际情况选用更合适的方法来估算疲劳裂纹的剩余寿命。同时可从图中看出，随着裂纹尺寸的增加，裂纹的扩展速率逐渐增大，且对于不同的初始裂纹尺寸以及不同的裂纹扩一展规律下，裂纹的扩展曲线大致相同。当裂纹增加到定值时，扩展曲线会出现急剧攀升，裂纹扩展速率急剧增加。因此在对塔式起重机的例行检查中，当探测到臂架结构上的裂纹尺寸接近或者大于２０ｍｍ时，必须适当减少该塔式起重机工作中的负载，并对塔式起重机工作状态进行严密监控、实时跟踪和及时维护。４．５本章小结本章详细介绍了两种常用的疲劳寿命估算方法，在两种方法的基础上，结合ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构的分析实例，估算出了该臂架结构的疲劳寿命，并进行了疲劳评定分析：，得出的结论如下（１）针对塔式起重机臂架结构的疲劳裂纹，将累积损伤理论与断裂力学理论应用于结构的疲劳评定过程中，对裂纹缺陷进行了疲劳裂纹分析，提高了计算结果的准确性和可靠性，同时该评定流程和方法简单易操作，对于塔式起重机臂架结构的疲劳安全评定具有重要的工程价值。（２）在塔式起重机臂架结构的疲劳评定中，初始裂纹尺寸的选择对评定结果的影响很大，应结合实际情况谨慎选择。同时，随着初始裂纹尺寸的增加而疲劳寿命逐渐２０＿时下降，在裂纹尺寸接近，结构的疲劳寿命随裂纹尺寸的变化速率急剧增加。因此，在实际工程工作中，当探测到裂纹尺寸接近或者大于２０ｍｍ时，为了阻止裂纹 西南交通大学硕士研究生学位论文第４１页的继续扩展，可对裂纹缺陷位置进行加筋处理，或者进行阻断裂纹工艺避免应力集中，或者在严格的工艺下进行补焊，加强塔式起重机工作状态进行严密监控、实时跟踪和及时维护。（３）结合塔式起重机的工作环境等因素，对传统的Ｐａｒｉｓ曲线进行了适当的修正，ａｒｉ一运用双斜线段的二阶段Ｐｓ曲线进行疲劳寿命的估算，并与传统阶段的Ｐａｒｉｓ曲线所得的结果进行对比分析，采用二阶疲劳裂纹扩展准则所得到的疲劳寿命要小于采用一。阶疲劳扩展准则的疲劳寿命，评定结果更安全 西南交通大学硕士研究生学位论文第４２页第五章臂架结构疲劳裂纹的扩展有限元仿真目前，对于进行结构裂纹扩展仿真的方法多种多样，最为大家所接受的主要有相一互作用积分法和扩展有限元法。应力强度因子作为结构安全评定中个重要的物理量，一往往被拿来作为评定种分析方法准确性的参数。本文主要针对两种常见的裂纹仿真一含单边裂纹的有限宽度平板为例方法，以，比较两种分析方法在裂纹扩展仿真中的优劣势，最终选择扩展有限元法对ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构裂纹局部模型进行裂纹扩展分析，得到臂架结构裂纹的扩展路径，以便做出相应的裂纹扩展防御措施，提高塔式起重机臂架结构的安全性。５．１裂纹扩展仿真方法５．１．１相互作用积分法相互作用积分法的基本原理是以？／积分的理论思想为基础，通过在裂纹尖端建立辅助场的方法来代替实际裂纹尖端的真实应力场和位移场，从而通过对辅助场的分析５３［］计算来模拟实际裂纹的扩展过程。在有限元计算分析中，将虚拟裂纹尖端的应力场和位移场作为辅助场，实际裂纹尖端的应力场和位移场作为裂纹尖端的真实场。一相互作用积分法的表达式与？／积分的表达式较类似，是个在将裂纹尖端包含在内的积分回路上的能量积分，可表示为２））麵—麵－１（５）１４，４１７ＪＪＵＪｄｘｘ－ｏ式中，为结构真实的应力应变场的参数变量；为附加ｆ，＃，＃（）的辅助应力－应变场的参数变量。当积分回路逐渐靠近裂纹尖端区域时，辅助场与附加场之间的关系可表述为１２１２））））／＝ｉ：－ｒ＋（５２）ｒ（；Ｊ４４）＾Ｅ２２））＾式中，为真实场下的应力强度因子；为辅助场下的结构应力（＜，４）强度因子一；矿为与材料参数相关的常数量，与材料的弹性模量和泊松比有关，关系式可表述为＇五，平面应力＊Ｅ＝Ｅ５－３＼＿（ｋ）；平面应变２ｌ－ｖｌ 西南交通大学硕士研究生学位论文第４３页２）５－２可以看出：＝＝通过式，当辅助场的应力强度因子满足条件１０时，通过＜，＜？相互作用积分法可以直接求得实际裂纹的真实场的Ｉ型应力强度因子＜＼同理，当辅足＝０尤＝１ＩＩ助场的应力强度因子满足时，即可求得实际裂纹的真实场的型应力强产，＾度因子Ｘ。ｉ５．１．２扩展有限元法扩展有限元法是以传统的有限单元法为基础，对裂纹面或者裂纹尖端附近的单元５４［］节点通过裂纹近场位移解来进行増强，从而模拟裂纹出现的过程。扩展有限元法改进了有限单元法的形状函数，使得在单元内部的形状函数可存在不连续的现象，从而可以更好地分析不连续的问题。应用扩展有限元法分析含缺陷结构断裂问题时，可先不考虑裂纹面的位置，直接，然后再引入单元分解法的思想对结构进行网格划分，将反应局部特性的附加函数带５９［］入到离散位移表达式。对于分析裂纹缺陷问题，可在扩展有限元法分析中引入Ｈｅａｖ－ｉｓｉｄｅ函１数来进行加强，从而反映出裂纹面的位移不连续，如图５所示（空心点表示节点）－２所，用裂纹渐进位移逼近场函数来加强含裂纹尖端的单元，如图５示（实心点表示节点），进而反映裂纹尖端区域的局部特性。？Ｍ；丨Ｉｔｔ］［ｉｌ——［十一士°．ｉ＋－—二二广１４士＾￣一—Ｉ—丨卜」丨ＯｃｙｍＸ一一－－—ＨｉＩ勹，十，———Ｕ￣￣Ｏ—Ｑ———＿－图５１单元内任意位置裂纹节点图图５２裂纹尖端单元加强节点图对于分析裂纹不连续的问题时，扩展有限元法采用节点扩展的方法，分别对被裂纹完全穿过的单元节点和裂纹尖端附近的单元节点采用不同的扩充形函数，裂纹节点模型如图５－３所示。一裂纹□波裂纹完全穿过的单元节点—————Ｏ波裂纹完全穿－－－－－－－＾［Ｍ３Ｅ３Ｅ］Ｅ３ＥＪ４３Ｅ＾＾＾（３过的单元节点￡—？ＯＯ图５－３裂纹节点模型图 西南交通大学硕士研究生学位论文第４４页其中，对于被裂纹完全穿过的单元，裂纹面附近的位移场会发生跳跃，扩充形函数可按下式计算，＝－ｃｘ（５４）ｐ人ｘＮｘＨ（Ｊ）、人、Ｘｙ式中，表达式，为常用的节点位移函数；丑为沿裂纹面间断跳跃函数为１Ｘ￣°，＝－／／（５）ｊｃ５（）｛／〇ｃ为结构的水平集函数，表达式为）＇－＝—－－—ｘｖｏ＾ｎＶｘｘＶｓｉｎｎｘｘ（５６）ｆ（）ｇｉ（））＋式中，《为裂纹线上的单位法向量。／（ｊｃ）表示节点到裂纹面的最短距离，规定当＋一致时取正值节点所在位置与《的方向，否则取负值。对于裂纹尖端周围节点，裂纹结构的扩充形函数可按下式计算＜ｘ＝ｘｘ－ＰＡＮ＜（５７））ｊ｛）ｐ｛）式中，＃００为各向同性材料的裂纹尖端的渐进函数，可由下式函数的线性组合求得，－ｘ＝ｓ－ｃｓ－ｓｉｎｃｏｓ－（８）＜ｊ）（）Ｖｒｉｎ，Ｖｒｏ，Ｖｒｓｉｎ＾ｓｉｎ，＾＾５＾＾＾＾式中，ｒ和０为节点在裂纹尖端极坐标系中的位置参数。一通过引入扩充形函数的概念，把，可以在对裂纹结构进行计算分析时些已知解的信息通过形函数的形式添加到有限元中，从而可以大大减少计算时间，同时提高计算精度。使用两种扩充形函数，可表示出含裂纹结构的位移场函数，表达式如下，ｈ＝ＮＮＨｔＮ－ｕｘＵ＋ｘｘａ＋ｘ＜ｘｂｔ（５９）｛）＾ｊＪ（）（ｆ（））Ｊ（）Ｋ（）＾）Ｋ（）＾＾＾ｊ＝＝＝ｉｌｉｌ／１式中，为常用的节点位移函数；Ｍ为常规形状函数的节点自由度；，＆和＆为节点的附加自由度。５．２裂纹仿真分析实例５．２．１裂纹模型ＡＢＡＳ裂纹分析的方法一本文为了研究ＱＵ，以含单边裂纹的有限宽度平板为例，借助ＡＢＡＱＵＳ软件，分别采用相互作用积分法和扩展有限元法法对含裂纹平板进行裂纹分析，计算不同裂纹长度下的裂纹尖端的应力强度因子值，并与解析法求得的理论５－４－１值进行比较分析。该含裂纹平板几何模型如图所示，结构的各项参数如表５所示。Ｚ＝＝＝１００ｍｍ＃２０ｍｍ５２ｍｗ。，宽度，厚度 西南交通大学硕士研究生学位论文第４５页ｗＬｌ““““ｔ图５－４裂纹板几何模型表５－１含裂纹平板各项参数物理量参数值Ｌ＝ｍｍ＝Ｂ＝１００Ｗ２０ｍｍ２ｍｍ尺寸参数，，５材料性能参数五＝ｘ二２．１ｌ〇Ｍ％ｖ０．３，＝载荷参数ｃｒ５ＱＭＰａ＝４ｍｍ１裂纹长度ａ２ｍｍ６ｍｍ８ｍｍ０ｍｍ，，，，在对裂纹模型进行计算分析的过程中一，应力强度因子是至关重要的个参数量，往往对于应力强度求解的准确性决定了该种裂纹分析方法结果的可信度。对于求解应力强度的方法，在第二章中已给出了最常见的三种方法，其中解析法能够准确得到应力强度的理论精确值，往往将求得的应力强度因子的计算结果与解析法算得的理论值进行对比，来验证该计算方法的准确性。对于应力强度因子的理论值，可按照解析式－）（２７来计算。其中，对于修正系数ｙ的值，通过查阅英国标准ＢＳ７９１０可知，对于有限大含裂纹平板的修正系数可按下式进行计算，２３４＝－－－－－－－７１．１２．２１０２１７（５０３＋．６，＋３０．４１０）（）（）（）（）ＢＢＢＢ式中，ａ为裂纹长度；万为平板的厚度。５．２．２裂纹模型有限元分析５．２．２．１相互作用积分法计算借助ＡＢＡＱＵＳ软件建模模块可以快速建立不含裂纹平板的几何模型，再对裂纹部位进行分割，模拟含裂纹结构。通过相互作用积分法对裂纹模型划分网格时，裂纹必须在网格边界上，否则会造成计算结果不收敛。为了使网格划分规则，需要对裂纹尖端区域进行特殊处理一，对模型整体采用六面体单元Ｃ３Ｄ８Ｒ，对裂纹尖端区域（即第３Ｄ６－层围线区域）采用楔形单元Ｃ，得到的有限元模型如图５５所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第４６页■ｉｌｉｌ圏＿士１｜｜｜翁３＿麵＿＿ｌｉｆｆｆｌｌ（ａ）裂纹板有限元模型（ｂ）裂纹尖端局部放大图图５－５相互作用积分法有限元模型＝以裂纹长度ａ２ｍｍ为例对模型施加载荷和裂纹，通过相互作用积分法求解计算，得到的应力云图和裂纹区域局部放大图如图５－６所示。通过观察发现，相互作用积分法所得的形变模型发生裂纹断裂区域未发生单元的破坏现象，这些区域的网格只是发生了挤压变形。ｓｅｓＳ，ＭｉＡ７５％（ｖｇ：）＋２，６７８ｅ＋０２＋２４５７０２Ｈ．ｅ＋＋２．２３５＋０２６－＋２Ｐ＾，０１４ｅ＋０２—－＋１７９３０２．ｅ＋＋１．５７１＋０２ｅ■－ｅ＋１．３５０＋０２－十１■■．１２９６＋０２＋０－＋９．０７４１ｅｅ＋６．８６０＋０１＋４．６４７ｅ＋０１＋２．４３４＋０１ｅ－ｅＨ２．２０６＋００，－－ＯＤＢ：Ｊｏｂｘｈ２ｙｆ．ｏｄｂＡｂａｑｕｓＳｔａｎｄａｒｄ＆．１２１Ｆｒｉ：ＬＧＭＴ＋０８：００２０１８—ｊ／Ｉｓｔ－ｖｅｐ：＇＝Ｉｔ１ＳｔＴｉ１，０００ｎｃｒｅｍｅｎ；ｅｐｍｅＰｉＶＳＭｉｒｍａｒｙａｒ：，ｓｅｓＤｅｆｏｒｍｅｄＶａｒ：ｅｆｏｒｍａｏｎｃａｌｅａｃｏｒ：６ＵＤｔｉＳＦｔ＋７．９１５＋０２（ａ）裂纹板应力云图邏（ｂ）裂纹张开区域图５－６相互作用积分法计算结果图 西南交通大学硕士研究生学位论文第４７页一Ｃｍｃｋ－１在分析步模块下创建个新的历史输出，将输出变量设为裂纹裂纹尖端的应力强度因子，便能在输出文件中查得用相互作用积分法求得的裂纹尖端的应力强度－因子，当裂纹长度为２ｍｍ时，输出的应力强度因子结果如图５７所示。＇．ＫＦＡ：ＣＴ０：ＭＡＴＥＳ：ＲＥＳＴＩ：Ｇ）ＣＲＡＣＫＣＲＡＣＫＦＲＯＮＴＧ；，ＮＴ０；．ＵＲＳＮＡＭＥＨＯＤＥＳＥＴ１ｔ：Ａ４Ｈ－－￣０ＵＴＰＵＴ２＾ＣＲＡＣＫ１－５－：１５３５１５４．５１５４．５Ｋｌ，１５３，Ｓ＇＇－－－％Ｈ．．Ｋ２；１．ｉＱ３４４ｇ８７ＥＤＳ５７２０４￡：０３ａＳＥ０３Ｓ２３２Ｅ＇＇－－－－；－－：Ｋ３．：．：４．９９Ｓ２Ｅ０３５．２：７５７Ｅ０３ｌ９Ｃ２６Ｅ〇３６６３８５Ｅ；０ＳＭＴＳＤＩＲＥＣＴＩＯＮ（ＤＥＧ）：ｌＯＯｔｆｄ．ＯＯｄ；０．０００（ｔＯＯＣＳＪｆｒｏｍＫｓ：ｔ．１Ｄ２１ｔｌ．１０２６Ｈ．１０３５０．１Ｄ３５图５－７相互作用积分法计算应力强度因子结果５．２．２．２扩展有限元法计算采用扩展有限元法进行裂纹分析，裂纹模型与平板模型被看做两个相互独立的个立模型一体，需要分别建，划分网格，然后再通过设置接触属性将两者相互作用到起。在对平板进行网格划分时，不需要考虑裂纹位置的影响，直接选用把节点六面体减缩５９［］单元Ｃ３Ｄ８Ｒ对模型进行网格划分。网格的密度越大，计算结果的精度越髙。本文主５０ｘ２５０要为了研宄两种方法计算结果的比较，，为了减少网格密度对结果的影响采用５－８所示的网格密度对模型进行网格划分，所得到的有限元模型如图。■＿＿＿１１１１腦鄉卿＆＿＿＿｜１１１１１１Ｋ，：１＿麵｜１图５－８扩展有限元法有限元模型＝此处也取裂纹长度ａ２ｍｍ为例对模型施加载荷和裂纹，采用扩展有限元的方法－对模型求解计算，得到的应力云图和裂纹区域局部放大图如图５９所示。通过观察发现，这是，扩展有限元法所得到的形变模型中，在裂纹开裂位置处的单元发生了破坏由于在建立有限元模型时裂纹即穿过这些单元内部，裂纹模型与平板模型相互独立造成的。 西南交通大学硕士研究生学位论文第４８页ＳＭｉｓｅｓｊｖ：（Ａｇ７５％）＋２２６５＋０２■．ｅ－２０７７０２＋．６＋＋．６＋１８９００２ｊ－＋十１．７０２ｅ０２－，十１．５１４ｅ＋０２－「＋．ｅ＋：■１３２７０２－＋．ｅ＋■１１３９０２－■＋９．５１日ｅ＋０１－＋．ｅ＋ｇ７６４２０１Ｕ－＋５．７６６ｅ＋０１？！＋３：．Ｂ９０ｅ＋０１＋．ｅ＋Ｈ２０１４０１＋．＋１３８７ｅ００Ｙ－．，－＋ＯＤＢ：ＪｏｂｘｆｅｍｏｄｂＡｂａｕｓＳｔａｎｄａｒｄ６１２１ＦｒｉＭａｒＧＭＴ０８：００２０１８ｑ／Ｓｔｅ－ｐ：Ｓｔｅｐ１Ｉｎｃｒｅｍｅｎｔ１：ＳｔｅｐＴｉｍｅ＝１．０Ｃ０ＺＸｒｍａｒａｒ：ｓｅｓＰｉｙＶＳ，ＭｉＤｅｆｏｒｍｅｄＶａｒ：ＵＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎＳｃａｌｅＦａｃｔｏｒ：＋８．０９４ｅ＋０２（ａ）裂纹板应力云图７ｍｂ裂纹张开区域（）图５－９扩展有限元法计算结果图当裂纹为２ｍｍ时ｃｋ－，用扩展有限元法求得的裂纹Ｃｍ１裂纹尖端的应力强度因子－１结果如图５０所示。ＫＦＡＣＴＯＲＥＳＴＩＭＡＴＥＳＣＲＡＣＫＣＲＡＣＫＦＲＯＮＴＣＯＮＴＯＵＲＳＮＡＭＥＮＯＤＥＳＥＴ１２３４ＣＲＡＣＫ－１ＸＦＥＭ＿１Ｋｌ：１９５．８１６１．０１６Ｌ４１５３．７Ｋ２－－：０８９５４３０５０２１３４１２９７．．．．Ｋ３：３，２０６１２－７９１Ｌ９３１，３１８ＭＴＳＤ－－ＩＲＥＣＴＩＯＮ（ＤＥＧ）：０．５２３９２．１６９１．５１５９．５１６ｆｒｏｍＫｓ：，１６６２０．１１３４０．Ｊ０—１１３８０１０３１图５－１０扩展有限元法计算应力强度因子结果５．２．３计算结果对比分析２ｍｍ４ｍｍ为了研究不同裂纹长度对于计算结果的影响，取裂纹长度ａ分别为，，６ｍｍ，８ｍｍ，１０ｍｍ，分别采用相互作用积分法和扩展有限元法求得裂纹尖端的应力强度因子Ｋ的值５－２，再与解析法求得的应力强度因子理论值进行比较分析，结果如表所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第４９页表５－２裂纹板应力强度因子计算值裂纹长度ｆｌ理论值相互作用积分法扩展有限元法０＇５ｍｍｉＰａ－ｍｍ／ＣＭ模拟值误差模拟值误差０５０５－ｍｒｎｅ－＾／ＭＰａ７／％＾／ＭＰａｍｍｅ２／％２１４８４４１４７０２０９６１５２０６２４．．．．．４２４３．３７２３９．１１．７３２４８．９７２．３６３６１１３１０３７０４８２．５５５．３７．７．．５８５２９．７６５２０．９８１．６５５４５．１８２．９１０７９６．６１７７９．８５２．１８１７．３６２．６从表中数据可以得出以下结论：（１）使用相互作用积分法和扩展有限元法求得的应力强度因子值与理论值的误差均小于５％的允许误差范围之内，所以这两种方法求得的应力强度因子值均为可信的，可以根据实际情况选用合适的方法求解应力强度因子。（２）随着裂纹尺寸的增加，两种计算方法求得的结果的误差值并没有明显的变化。（３）相互作用积分法求解应力强度因子的值要比扩展有限元法求得的值的误差更小，结果更为准确，如果对应力强度因子的精度要求比较高的情况下，可采用相互作用积分法求得。（４）扩展有限元法求得的应力强度因子值要略大于理论值，而相互作用积分法所求的的应力强度因子模拟值要略小于理论值，如果要用来进行断裂评定可选用扩展有限元法模拟值用于计算，会使评定结果更为保守，结构安全性更为可靠。５．３臂架结构裂纹模型５．３．１局部实体模型为了更详细的反映臂架结构裂纹局部扩展情况，并节省计算时间，只需建立裂纹区域（即下弦杆与水平腹杆焊接处）的局部模型，从而研宄该处裂纹的扩展规律。由于本文第三章对臂架结构进行整体分析时，采用的是线单元建立的臂架结构的整体模型，故不能直接采用子模型的技术进行分析，需要借助三维分析软件ＣＡＴＩＡ重新建立－１１所示下弦杆与水平腹杆焊接处的局部实体模型，如图５。将局部实体模型导入ＡＢＡＱＵＳ中进行网格划分，由于采用扩展有限元法计算，所以裂纹与实体模型是相互独立的，故不需要对裂纹尖端区域进行网格加密处理，采用六面体单元Ｃ３Ｄ８Ｒ将模型划分为１５７９３个单元，臂架结构下弦杆与水平腹杆连接处局－部结构网格模型如图５１２所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第５０页图５－１１局部实体模型ｚｉ７ｒ５－图１２局部结构网格模型５．３．２裂纹模型对于研宄裂纹的扩展问题一，研宄对象是裂纹扩展这动态的过程。对于相互作用一一积分法，通过上述分析裂纹的过程可看出，需要把实体模型离散成组有限的且按定方式相互连接的单元组合体，并且在单元划分过程中必须严格要求单元的界面和裂一纹边界等几何界面保持致，为了保证计算结果收敛，需要对裂纹尖端进行局部的网一－所示格加密，如图５５（ｂ）。当裂纹进行扩展时，裂纹尖端单元会发生变形，每扩展次，需要对裂纹尖端重新划分网格，这大大增加了工作量；而在扩展有限元法中，裂－８中所示且并不纹模型与实体模型是相互独立的，如图５，裂纹边界可在单元内部，影响计算精度，故在裂纹的扩展中不需要再对实体模型重新进行网格划分，这在保证计算精度的同时也大大提髙了效率。同时，对于裂纹的扩展方向，在传统有限元法中，在加载裂纹时必须预先设定裂纹的扩展方向，裂纹只能沿着预设路径的单元边界进行扩展，而在实际情况中，裂纹的扩展路径是任意的，我们往往无法预知裂纹的真实扩展方向，；而利用扩展有限元法不需要预设裂纹扩展方向可以很方便的模拟沿任意方向扩展的裂纹模型，这与实际情况更为贴合。因此，本文选用扩展有限元法来对臂架结构进行裂纹扩展分析。根据第四章中分析结果－ａ，取预埋裂纹长度为１０＿，裂纹形状如图５１３（）所示，５－１３将裂纹装配在局部模型的下弦杆与水平腹杆连接处，如图（ｂ）所示，裂纹类型选用ＸＦＥＭ，允许裂纹生长。设置分析步，打开非线性，设置场输出变量。 西南交通大学硕士研究生学位论文第５１页＜．＞（ａ）预埋裂纹形状（ｂ）裂纹位置５－图１３裂纹模型５．３．３边界条件本文第三章己给出臂架结构的有限元分析结果，从结果应力云图可以看出，在工况三中，最大应力出现在短拉杆下端右侧的下弦杆与水平腹杆处，将此处作为裂纹局部１６１、１６３、模型研宄的区域，从臂架结构的整体模型中提取在局部模型边界上（节点２８７－１、２８９）的位移结果，设置局部模型的边界条件，如图５４所示。ＥｄｉｔＢｄａＣｎｄｉｔｉＸｏｕｎｒｙｏｏｎ｜Ｎａｍｅ－－ｉＢＣ１６１Ｎａｍｅ；ＢＣ１６３Ｔｙｐｅ：Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ／ＲｏｔａｔｉｏｎＴｙｐｅ：ＤｉｓｐｉａｃｅｍｅｎＶＲｏｔａｔｉｏｎＳＳ－ｉｌＳ－ｉｌｔｅｐｒｔｅｐ１Ｓｔａｔｃ，ＧｅｎｅｒａＳｔｅｉｔｅ１Ｓｔａｔｃ，Ｇｅｎｅｒａ（）ｐｐ（）－－Ｒｅｇｉｏｎ：Ｓｅｔ７Ｒｅｇｉｏｎ：Ｓｅｔ６ＣＳＹＳＧｌｂｌＣＳＹＳＧｌｂｌ：（ｏａ）Ｘ：（ｏａ）ＪＬＤｉｓｒｉｂｕｉｏｎ：Ｕｎｉｆｏｒｍｐ权ｘ》Ｄｉｓｒｉｂｕｉｏｎ：Ｕｎｉｆｏｒｍ＾权ｔｔｔｔｊｊ｜０Ｕ１－－：５５．８６？８０Ｕ１：６４．３５５４｜｜］０Ｕ２：２分．１３３４０Ｕ２：３３．５８５７０Ｕ３：２．６６０６２０Ｕ３：２．８０３５８ｊ｜ｒａｄｉａｎｓ□ｒａｄｉａｎｓ｜｜ＵＲ１：ＵＲ１；丨｜ｒａｄｉａｎｓ□ｒａｄｉａｎｓ１ＩＵＲ２；ＵＲ２：丨｜ｄｉｄｉＵＲｒａａｎｓＵＲｒａａｎｓ□３：□３：ＡｌｉｄＲｍ＼７ＡｌｉｕｄｅＲｍｐｔｕｅ：（ａｐ）Ｆｍｐｔ；（ａｍｐ）｜卜卜｜Ｎｏｔｅ－：ＴｈｄｉｓｌｔｌｕｅｉｌｌｂＮｏｔｅ：Ｔｈｄｌｔｌｉｌｂｅｐａｃｅｍｅｎｖａｗｅｅｉｓｐａｃｅｍｅｎｖａｕｅｗｅｉｔａｄｉｂｔｔ．ｔｄｉｂｔｔ．ｍａｎｉｎｅｎｓｕｓｅｑｕｅｎｓｅｐｓｍｓｍａｌｎｅｎｓｕｓｅｑｕｅｎｓｅｐｓＯＫＣａｎｃｅｌＯＫＣａｎｃｅｌ｜｜｜ 西南交通大学硕士研究生学位论文第５２页ＮａｍｅＢＣ－２８７ＮＢＣ－２８９：ａｍｅ：Ｔｔｔｔｔｔｔｙｐｅ：Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎ／ＲｏａｉｏｎＴｙｐｅ：Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎ／Ｒｏａｉｏｎ－Ｇｅｎｅｒａ－Ｓｔｅｐ；Ｓｔｅｐ１Ｓｔａｔｉｃ，ｌＳｔｅ；Ｓｔｅ１Ｓｔａｔｉｃ，Ｇｅｎｅｒａｌ（）ｐｐ（）Ｒ－－－－ｉＳｔ４ＲｉＳｔ５ｅｇｏｎ：ｅｅｇｏｎ：ｅＣＳＹＳｒＧｌｏｂａｌＣＳＹＳ：ＧｌｏｂａｌＪ（）ＪＬ（）Ｌｔｔ＂妖ｘ＾ｆ＾ｘ）Ｄ－ｉｓｒｉｂｕｉｏｎ：Ｕｎｉｆｏｒｍ｝Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ：Ｕｎｉｆｏｒｍｐ｜－－Ｕ．．１：４２９２５７Ｕ１：５７９５２０｜］０｜０Ｕ２：２４．７７９４０Ｕ２：３３．４２１７１１０Ｕ３：６．０６２９７０Ｕ３：６．９Ｓ６Ｑ５１］ｄ国ＵＲｉｄｉ１：ｒａａｎｓＵＲ１：ｒａａｎｓ１Ｉ｜｜□｜ｇ□ｒａｄｉａｎｓｒａｄｉａｎｓＵＲ２：ＱＵＲ２：［￣ｄｉｄｉ｜｜ＵＲ３：ｒａａｎｓ□ＵＲ３：ｒａａｎｓ｜｜Ａｍｐｌｔ＼／Ａｌｔｄ＼ｙｉｕｄｅ：ＲａｍｐＦｍｉｕｅ：ＲａｍｐＦ（）卜ｐ（）ＱＮｏｔｅ：ＴｈｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｖａｌｕｅｗｉｌｌｂｅＮｏｔｅ：Ｔｈｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｖａｌｕｅｗｉｌｂｅｍａｉｎａｉｎｅｄｉｎｓｕｂｓｅｕｅｎｓｅｓ．ｍａｉｎａｉｎｅｄｉｎｓｕｂｓｅｕｅｎｓｅｓ．ｔｑｔｔｐｔｑｔｔｐＯＫＣａｎｃｅｌＣａｎｃｅｌ［｜｜ＯＫ｜ｊｊ｜－图５１４局部模型边界条件５．４断裂失效准则采用扩展有限元法来模拟裂纹的扩展过程中，需要定义两个重要的参数：材料的断裂失效准则和材料在破坏损伤中的相关参数。材料的失效准则作为材料单元发生破坏的起始判据一，对于宏观材料，断裂失效准则般可分为四类：基于能量的断裂失效准则、基于经验公式的断裂失效准则、基于应力应变的断裂失效准则以及基于损伤演６１＿６３化的断裂失效准则［］。本文中，对于局部裂纹模型的裂纹扩展分析，采用最大主应力失效准则来作为材料损伤的起始判据，最大主应力设为８４．４ＭＰａ。同时，采用最大主应力的失效准则需要设置材料的损伤演化规律和损伤稳定性系数，来保证计算结果的收敛性。对于损伤演化的类型选用基于能量的演化类型，线性软化、极大值退化、幂次法则指数型混合模式的损伤演化规律，法向方向和两个切向方向的断裂能为：＝＝＝Ｗ－（４２２ｗｍ１。＾仏仏．ｉ，具体的损伤演化参数设置如图５５所示损伤稳定性系＿５数设为５．〇ｘｌ〇。＊ＳｕｂｏｔｉｏｎＥｄｉｔｏｒｐＤａｍａｔｇｅＥｖｏｌｕｉｏｎＴｐｒ．Ｅｎｅｒｙｇｙ日Ｓｏｆｔｅｎｉｎｇ；ＬｉｒｗａｆＱｄｔｉ：？ＤｅｒａａｏｎＭａｘｔｍｕｆｎｇｊ｜ＭｉｄｄｂｈｔＰｘｅｍｏｅｅａｖｏｎｏｗｅｒＬａｗｒａｏ：ｒｒＭｏｄｅｍｉｘｔｆＥｎｅｇｙｊｊＳｗｉＰｏ＊ｆ１Ｕｓｅｔｅｍ－ｄｅｄｅｎｔｔｐｅｒａｆａｉｒｅｐｅｎｄａａ＊ｂｒｆｆｉｖ：０Ｎｕｍｅｏｄｄ〇ｆｔ＊ｂｌ＊ｓＤｔａａｈ？ｒｏｄ．ＳＭＮｏｍｌＭｏｄ＊ｒａ＿＿ＦｆａｃｔｕｒｅＥｎｅｒｇｙＦｒａｃｔｕｒｅＥｎｅｒｇｙ＂ＦｉｒｓｔＤｉｒｅｃｔｉｏｎＳｅｃｏｎｄＯｉｒｅｃｔｉｏｒＯＫＣａｎｃｅｌ｜ｊ］图５－１５损伤演化参数设置图 西南交通大学硕士研究生学位论文第５３页５．５裂纹扩展结果通过ＡＢＡＱＵＳ扩展有限元方法计算分析，得到裂纹局部模型的断裂参数ＰＨＩＬＳＭ－１６－１变量的计算结果如图５所示，裂纹扩展单元状态如图５７所示。＇ＳＳＳＳ＇ｓ＇ＦＷＬＳＭ刑－湖ｓＩｖＩＩＪＩ丨＿ＩＣＨ４ＴＮ４１不｜、－ＫＳｔｅｐ；Ｓｔｅｐ１ｆ＼ＩＩ７—？％／ｎｃｒｅｍｅｎ：ｅｍｅ＝．ｌＷｋｉ；ＴＳ＝１Ｉｔ２４ＳｔｐＴｉ１０００／２＊ｆｉ￥２４５ｔＴＣＯ？ＦＴｉｍａｒＶａｒ：ＰＨＵＳＭｖ＇ｙ』ＩＩＫＤｄ＂ｅｆｏｒｍｅＶａｎＵＤｅｆｏｔｉＳＦｔ１００Ｃ００ｒｍａｏｆｉｃａｌｅａｃｏｒ：＋．６＋７Ｘ汗＿」＼＠丨＾＿■图５－ＰＨＩＬＳＭ１６断裂参数计算结果和７５Ｓ＿：：ＣＣ＜３Ｈ＜Ｍｔ■－ｉ１５－＾１ｒ■磅－，：３Ｓｉ：２－■＋ｌＨＴ．：Ｃ（Ｅｊｌ２－＾Ｓｔ３ｆ＜：ｉｔ？Ｅ３Ｊｉ１！ｒｉ３３１ｔ＾ＳｆｃｐＴＫｉ！３３ｆＷ－１？－－－＇－１ｒｉ．．／ｒ－Ｔ：ｊｙＴ－．－，ＸＤ？＾ｒｉｓ－ｉＶａＵＣｒｆ＾ｎ＝ｉ（ＳａｔｅＦａｃｉｒ＋：ＸＤ：？ｉ３图５－１７裂纹扩展单元状态－１６和图５－１７可以看出从图５，下弦杆与水平腹杆连接处裂纹主要受到拉力作用，为一Ｉ型张开型裂纹，与实际情况相致。同时，从裂纹的扩展路径可看出，裂纹逐渐向结合部位深处扩展一，扩展方向与裂纹并非沿着裂纹方向，并与裂纹方向形成定夹角，可在裂纹扩展路径上进行特殊处理来阻止裂纹继续扩展。５．６本章小结本章借助非线性分析软件ＡＢＡＱＵＳ对塔式起重机臂架结构裂纹扩展过程进行仿：真模拟，具体的结论如下（１）以含单边裂纹的有限宽度平板为例，分别运用相互作用积分法和扩展有限元法对该含裂纹结构的应力强度因子进行分析计算，并将计算结果与通过解析法得到的理论值进行对比分析，验证了两种方法所求结果的准确性。 西南交通大学硕士研究生学位论文第５４页（２）通过对两种方法的对比分析，最终选用扩展有限元法对臂架结构上裂纹进行裂纹扩展分析。通过建立裂纹局部区域模型，得到断裂参数ＰＨＩＬＳＭ变量的计算结果和裂纹扩展单元的状态，并验证了裂纹扩展方向的实际性。 西南交通大学硕士研究生学位论文第５５页结论与展望随着建筑行业的蓬勃发展，作为建筑施工现场最重要的起重运输机械，塔式起重机在建筑作业中扮演着越来越重要的角色。随着服役塔式起重机年限的逐渐增多，由塔式起重机断裂引起的安全事故也越来越多，造成巨大的经济损失的同时也造成了严重的人身伤亡。在塔式起重机中，臂架结构为承载的主要部位，长期承受交变载荷，。结合近几年塔式起重机安全事故，臂架结构为塔式起重机断裂破坏发生的高危构件本文以某建筑施工工地服役的ＴＣ６０２０塔式起重机为研究对象，从结构完整性评定理论出发、，以断裂力学理论可靠性理论、损伤演化准则以及疲劳损伤理论等为基础，结合有限元分析结果和数值分析等技术手段，展开对塔式起重机臂架结构安全评定方法的研宄。论文的主要内容及结论有：（１）塔式起重机臂架结构断裂评定流程与方法。以某建筑工地使用ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为例，对该塔式起重机臂架结构进行有限元分析；同时，以英国标准ＢＳ７９１０三级断裂评定准则为参考，结合臂架结构有限元分析结果和裂纹缺陷的相关参数，计算断裂评定参数，对臂架结构进行断裂安全评定，通过对绘制的失效评定图分析，该结构上裂纹缺陷均处在可接受的范围内，该臂架结构仍可正常运行。（２）塔式起重机臂架结构疲劳评定流程和方法。同样以ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构为研究对象，结合塔式起重机臂架结构实际的疲劳载荷工况和裂纹缺陷特点，采用线性累积Ｍｉｎｅｒ法则对塔式起重机臂架结构的随机载荷进行等效处理，结合结构的有限元分析结果，采用基于Ｐａｒｉｓ曲线的疲劳评定准则对该臂架结构的疲劳寿命进行预测，并分析不同裂纹初始尺寸和评定曲线对于评定结果的影响。一（３）塔式起重机臂架结构的裂纹扩展分析。以含单边裂纹有限大含缺陷平板为例，分别采用相互作用积分法和扩展有限元法对应力强度因子求解，对比分析两种方法对于裂纹模拟的准确性。结合塔式起重机臂架结构的有限元分析结果，建立裂纹区域的局部有限元模型，采用扩展有限元法对含缺陷臂架结构进行裂纹扩展仿真分析，得到含裂纹臂架结构的断裂参数以及裂纹单元的扩展方向及状态，并验证了裂纹扩展方向的实际性。一目前，对于塔式起重机臂架结构的安全评定方法还未具有统的执行标准，本文在对ＴＣ６０２０塔式起重机臂架结构的安全评定的基础上研究适用于塔式起重机臂架结一构的安全评定方法和流程，有助于进步对于塔式起重机安全评定标准或规范的制定。但由于实际生产、使用具体情况的复杂多变，对于塔式起重机臂架结构的安全评定仍一是个复杂的问题，受限于作者自身水平与工程实践的经验，本文的研究还存在不足与需要完善的部分。具体后续的研究可从以下几个方面开展： 西南交通大学硕士研究生学位论文第５６页（１）对于臂架结构的疲劳与断裂特性真实数据，可通过具体的疲劳断裂实验来获得，通过对于实际模型同比缩小，结合实际加载情况，可获得真实的疲劳与断裂数据，为本文的理论结果提供实验数据支持。（２）本文所采用的评定参数都使用的是常数值，但在实际工程使用中，由于材料的不均匀性、随机载荷以及在制造使用中人为因素的影响，评定参数往往是不确定的并服从一定的分布规律，可引入概率学以及可靠性理论，来研宄这些不确定性的规律以及对于评定结果的影响，从而更加真实地反映结构的真实情况。 西南交通大学硕士研究生学位论文第５７页致谢一研宄生的时光转眼就要接近尾声，在此，衷心地感谢在这里遇到的每个人，是你们见证了我的成长。首先，在这里要感谢我的导师吴晓副教授，在论文选题、研究思路、课题实施、论文撰写及修改过程中，我得到了吴晓副教授的悉心指导。吴晓老师知识渊博、治学严谨、具有高度的责任心，论文的顺利完成无不倾注着他的心血。借此机会，真诚表达我对恩师的无比尊敬和由衷感激！非常感谢工程机械系可敬的老师们包括王金诺教授、程文明教授、管会生教授、王少华教授、于兰峰教授、张则强教授、黄松和副教授、王海波副教授和许志沛副教授等等，谢谢你们在研宄生三年里对我的帮助和指导。感谢西南交大，感谢交大机械学院及群体教职员工为我们提供的良好学习平台和生活环境，同时感谢熊刚、罗涛、罗友红、丁正男等师兄的指导帮助，感谢同门冯晓华、杨海艳和杨成洪、何更旺、高春丽、汪赢、袁雨阳、王昕、吴青科等师弟师妹的鼎力支持，感谢在研宄生期间鼓励和支持我的同学和朋友。一最后，由衷的感谢在背后直默默支持我的家人，是你们默默地辛勤付出，是你们毫无保留的爱一，是你们在我的每个人生节点处的鼓励与支持，才让我在人生道路上鼓足勇气、顺利前行！陈富谨致二零一八年四月 西南交通大学硕士研究生学位论文第５８页参考文献１于兰峰．塔式起重机结构刚性及动态优化研究Ｄ．成都２００６．［］：西南交通大学，［］２徐永春林云－王者静．塔式起重机结构件安全寿命评估Ｊ．建筑机械２００３１１：５４５６．，，，［］［］（）３２００６－李联光．塔式起重机疲劳裂纹的无损检测［Ｊ］．广东建材１０：１２８１２９．［］，（）４陈国华．结构完整性评估Ｍ．北京：科学出版社，２００２．［］［］２００６８３３９－４５董月香髙增梁．疲劳寿命预测方法综述［Ｊ］．大型铸锻件：１．［］，，，（）６李舜酩．机械疲劳与可靠性设计Ｍ．北京：科学出版社，２００６．［］［］７吴晓罗薇刘璐等．在役桥（门）式起重机金属结构疲劳寿命预测分析［Ｊ］．中国安全科学学报［］，，，２０１０２０２９５－９９：．，（）８范小宁，徐格宁，王爱红．基于人工神经网络获取起重机当量载荷谱的疲劳剩余寿命估算方法［］Ｊ工程学报－？机械２０１１４７２０：６９７４．［］，，（）９－．塔机结构件的疲劳性能分析和质量控制Ｊ．２００５２７４７７．［］郑荣跃，徐永春［］建筑机械，（）：［１０］董赞，蔡敢为，郑战光等．基于损伤力学的疲劳寿命和裂纹扩展的数值分析［Ｊ］．中国机械工２０－程，１０，２１（２０：２４１２２４１５．）１１赵威威．基于试验的在役塔式起重机疲劳寿命分析Ｄ．大连：大连理工大学，２０１２．［］［］１２张朋李梅山孟宪颐等Ｊ２０００５４２－４４［］．塔式起重机钢结构疲劳寿命估算．建筑机械：．，，［］，（）１３郑夕健何劝云费烨．ＲＢＦ神经网络和均匀设计在塔式起重机安全状态模式识别中的应用Ｊ．，，［］［］机械设计与制造２００５－ｌ：７８８０．，（）［１４］王进．基于有限元法的塔式起重机钢结构疲劳寿命研宄［Ｄ］．重庆：重庆大学，２００５．１５张宏伟江西建材－．塔机起重臂疲劳寿命的数值分析Ｊ．２０１６１５：２８４２８９．［］［］，（）［１６］张彦华．焊接力学与结构完整性原理［Ｍ］．北京：北京航空航天大学出版社，２００７．１７ＭｉｌｎｅＩ，ＡｉｎｓｗｏｒｔｈＲＡ，ＤｏｗｌｉｎＡＲ，ｅｔａｌ．Ｒ６：ＡｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｔｈｅＩｎｔｅｒｉｔｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ［］ｇｇｙＣｏｎｔａｉｎｉｎｇＤｅｆｅｃｔｓ，Ｒｅｖｉｓｉｏｎ３Ｊ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＰｒｅｓｓｕｒｅＶｅｓｓｅｌｓ＆Ｐｉｉｎ，１９９８，［］ｐｇ３２－１：３１０４．（）１Ｊ工程学院学报－８康颖安．断裂力学的发展与研究现状．湖南２００６１６ｌ：３９４２．，，［］［］（）１９丁遂栋Ｍ工业出版社，１９９［］．断裂力学［］．机械７．２０ＩｒｗｉｎＧＲ．ＡｎａｌｓｉｓｏｆｓｔｒｅｓｓａｎｄｓｔｒａｉｎｓｎｅａｒｔｈｅｅｎｄｏｆａｃｒａｃｋｔｒａｖｅｒｓｉｎａｌａｔｅＪ．Ｊ．ａｌ．ｍｅｃｈ”［］ｙｇｐ［］ｐｐ－１９５７２４：３６１３６４．，ＰＩ］中国航空研究院．应力强度因子手册［Ｍ］．科学出版社，１９９３．２２ＣｈａｎＳＫｓＴｕｂａＩＳ，ＷｉｌｓｏｎＷＫ．ＯｎｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｉｎｌｉｎｅａｒｆｒａｃｔｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｃｓＪ．Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎ［］［］ｇｇＦｒａＭ－ｃｔｕｒｅｅｃｈａｎｉｃｓ１９７０２１：１１７．，，（）２３ＢａｒｓｏｕｍＲＳ．ＡｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｕａｄｒａｔｉｃｉｓｏａｒａｍｅｔｒｉｃｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｎｌｉｎｅａｒｆｒａｃｔｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｃｓＪ．［］ｐｐｑｐ［］ 西南交通大学硕士研究生学位论文第５９页Ｉｎｒｎａｎａｕｒｎａｒ１１４－ｔｅｔｉｏｌＪｏｌｏｆＦａｃｔｕｒｅ９７４０：６０３６０５．，，（）［２４］ＳｈｉｈＣＦ，ＬｏｒｅｎｚｉＨＧＤ，ＧｅｒｍａｎＭＤ．Ｃｒａｃｋｅｘｔｅｎｓｉｏｎｍｏｄｅｌｉｎｇｗｉｔｈｓｉｎｇｕｌａｒｑｕａｄｒａｔｉｃｎｎａｕｒｎａｕ－ｉｓｏａｒａｍｅｔｒｉｃｅｌｅｍｅｎｔｓＪ．ＩｔｅｒｎａｔｉｏｌＪｏｌｏｆＦｒａｃｔｒｅ１９７６１２４：６４７６５１．ｐ，，［］（）＠５］刘明尧，柯孟龙，周祖德等．裂纹尖端应力强度因子的有限元计算方法分析ｍ．武汉理工大学２０－学报，１１（３３）：１１６１２１．Ｐ６］Ｖ．库默，Ｍ．Ｄ．杰曼，Ｃ．Ｆ．施．弹塑性断裂分析工程方法［Ｍ］．北京：国防工业出版社，１９８５．Ｍ出版社２００６０７］程勒．断裂力学．北京：科学．，赵树山［］，２８周志新工程－？机械裂纹无损检测方法综述Ｊ．机电２０１７３４１０：１１３９１１４３．［］［］，，（）９２０１４Ｒ］孙环．塔式起重机起重臂疲劳裂纹扩展及寿命研宄［Ｄ］．西安：西安建筑科技大学．，００］林华，赵毅．在用塔式起重机安全性鉴定中常见裂纹形式及处理方法［Ｊ］．建筑安全，２０４６－４８１１７：．（）Ｂ－ｍｅｔｈｏｄｎ３１Ｓ７９１０２００５ＧｕｉｄｅｔｏｓｆｏｒａｓｓｅｓｓｉｔｈｅａｃｃｅｐｔａｂｉｌｉｔｏｆｆｌａｗｓｉｎｍｅｔａｌｌｉｃｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓＳ．［］，ｇｙ［］Ｌｏｎｄｏｎｒｎｄａｒｄｎｕｎ１１－４６６：ＢｉｔｉｓｈＳｔａｓＩｓｔｉｔｔｉｏ２０３：．，３２赵章焰，吕运冰，孙国正．Ｊ积分法测量低碳钢Ｑ２３５的断裂軔性ＫＩＣＪ．武汉理工大学学［］［］２０－报，１２，２４４：１１１１１２．（）［３３］周凯旋，朱守寨，吴志纯．基于ＡＢＡＱＵＳ的动态塔机起重臂有限元分析［Ｊ］．建设机械技术与管理２０－１４３：１０５１０７．，（）［３４］王金诺，于兰峰．起重运输机金属结构［Ｍ］．北京：中国铁道出版社，２００２．［３５］范俊祥，陆念力．塔式起重机［Ｍ］．北京：中国建材工业出版社，２００４．７．３６ＧＢ／Ｔ－１３７５２１９９２．塔式起重机设计规范［Ｓ．［］］３７ＫｌｉｎｅｒＣ．ＦａｉｌｕｒｅｓｏｆｃｒａｎｅｓｄｕｅｔｏｗｉｎｄｉｎｄｕｃｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｓＪ．ＥｎｉｎｅｅｒｉｎＦａｉｌｕｒｅＡｎａｌｙｓｉｓ，２０１４，［］ｇ［］ｇｇ４３－１９８２２０：．３８何君儒．基于断裂力学的塔式起重机疲劳性能分析［Ｄ］．南昌：南昌航空大学２０１３．［］，３９熊刚晓涛等．桥门式起重机箱形梁结构安全评定方法研宄Ｊ．机械［］，吴，罗（）［］强－度：２０１６３８６：１２５３１２５７，（）４０王进．基于有限元法的塔式起重机钢结构疲劳寿命研究Ｄ．重庆：重庆大学，２００５．［］［］Ｄ５４１朱惠华．ＴＣ２０４０型塔机结构有限元分析．武汉：武汉大学．２００．［］［］４２马灿，刘树林，温磊等．基于ＡＢＡＳ的塔式起重机结构分析及实验验证［Ｊ．机械制造，［］ＱＵ］２０－１７５５６３４：８６９９．，（）［４３］ＺａｉＪ，ＣａｏＪ，ＢｅｌｌＡＪ．Ｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｂｏｘｇｉｒｄｅｒｓｉｎｏｖｅｒｈｅａｄｔｒａｖｅｌｌｉｎｇｃｒａｎｅｓ［Ｊ］．Ｓｎｅ４４０－４０５ｔｒｕｃｔｕｒａｌＥｎｉｅｒ１９９７２２３：１．ｇ，，（）［４４］ＲｅｔｔｅｎｍｅｉｅｒＰ，ＲｏｏｓＥ，ＷｅｉｈｅＳ，ｅｔａｌ．Ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆｍｉｘｅｄｍｏｄｅｃｒａｃｋｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎｏｆｃｒａｎｅｒｕｎｗａｕｂｎｎｕｒｅｎ－ｙｉｒｄｅｒｓｓｅｃｔｅｄｔｏｃｙｃｌｉｃｌｏａｄｉｎＪ，ＥｉｅｅｒｉｎＦｒａｃｔＭｅｃｈａｉｃｓ，２０１６，１５３：１１２４．ｇｊｇ［］ｇｇ４５Ｈａｎ，ＷａｎＹ，ＹｉｎＹ，ｅｔａｌ．ＤｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｏｆｓｔｒｅｓｓｉｎｔｅｎｓｉｔｆａｃｔｏｒｆｏｒｍｏｄｅＩｆａｔｉｕｅｃｒａｃｋｂａｓｅｄ［］Ｑｇｙｇ 西南交通大学硕士研究生学位论文第６０页ｏｎｎｎｒａｃｕｒｅＭ２０１５１１－１２ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓＪ．ＥｉｅｅｒｉｎＦｔｅｃｈａｎｉｃｓ：８６．［］ｇｇ，４６ＫｌｉｎｅｒＣ．ＦａｉｌｕｒｅｓｏｆｃｒａｎｅｓｄｕｅｔｏｗｉｎｄｉｎｄｕｃｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｓＪ．ＥｎｉｎｅｅｒｉｎＦａｉｌｕｒｅＡｎａｌｓｉｓ，２０１４，［］ｇ［］ｇｇｙ４３－：１９８２２０．［４７］熊刚．基于结构完整性理论的桥（门；）式起重机箱形梁结构安全评定方法研究［Ｄ］．成都：西南交通大学，２０１６．［４８］罗涛．含缺陷起重机箱形梁结构的弹塑性断裂参数模拟及安全评定［［Ｄ］．成都：西南交通大学，２０１６．４９罗友红．桥（门）式起重机箱形梁概率安全评定与疲劳寿命估算Ｄ．成都：西南交通大学，２０１７．［］［］［５０］Ｔ．Ｂｅｌｙｔｓｃｈｋｏ，Ｔ．Ｂｌａｃｋ．Ｅｌａｓｔｉｃｃｒａｃｋｇｒｏｗｔｈｉｎｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｗｉｔｈｍｉｎｉｍａｌｒｅｍｅｓｈｉｎｇ．ＩｎｔｅｔｉｌＪｌｆ４５－ｏｎａｏｕｒｎａｏｒＮｕｉｃａｌＭｅｔｈｏｄｓｉｎＥｎｉｎｅｅｒｉｎ．１９９９．５６０１６２０．ｒｎａｍｅｒ（）：ｇｇ５１Ｊ．Ｄｏｌｂｏｗ，Ｔ．Ｂｅｌｙｔｓｃｈｋｏ．Ａｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｆｏｒｃｒａｃｋｇｒｏｗｔｈｗｉｔｈｏｕｔｒｅｍｅｓｈｉｎ．［］ｇ－ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｆｏｒＮｕｍｅｒｉｃａｌＭｅｔｈｏｄｓｉｎＥｎｉｎｅｅｒｉｎ．１９９９４６１：１３１１５０．ｇｇ，（）５２ｎＳＳＹａｎｔＴｄｄｔｒｅｓｓ－ｉｎｔｉｔｆａｃｔｏｒｆｉｎｆｕｎｔｉｌｌＷａＪＦＣｏｒｅｎＨＤｏｓＲＨ．Ｓｅｎｓｓｏｒｓｕｒｆａｃｅｃｒａｃｋｓｃｏｎａ［］ｇｓ，，ｙｙｒａｄｅｄｍａｔｅｒｉａｌｓｕｎｄｅｒｍｏｄｅｌｔｎｅｒｍｏｍｅｎｃｈａｎｉｃａｌｌｏａｄｉｎＪ，ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｌｉｄｓａｎｄｇｇ［］Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００４．５３宫经全张少钦李禾等．基于相互作用积分法的应力强度因子计算Ｊ．南［］，，［］昌航空大学学报，２０－１５２９１：４２４８．，（）［５４］庄茁，柳占立，成斌斌等．扩展有限单元法［Ｍ］．北京：清华大学出版社，２０１２．５５ＤａｕｘＣ，ＭｏｅｓＮ，ＤｏｌｂｏｗＪ，ｅｔａｌ．Ａｒｂｉｔｒａｒｙｂｒａｎｃｈｅｄａｎｄｉｎｔｅｒｓｅｃｔｉｎｃｒａｃｋｓｗｉｔｈｔｈｅｅｘｔｅｎｄｅｄ［］ｇｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄＪ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｆｏｒＮｕｍｅｒｉｃａｌＭｅｔｈｏｄｓｉｎＥｎｉｎｅｅｒｉｎ２０００，，［］ｇｇ４８１２１１－１：７４７６０．（）［５６］余天堂．扩展有限单元法［Ｍ］．北京：科学出版社，２０１４．５７ＢａｂｕｓｋａＩ，ＭｅｌｅｎｋＪＭ．ＴｈｅＰａｒｔｉｔｉｏｎｏｆｕｎｉｔｍｅｔｈｏｄＪ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｆｏｒＮｕｍｅｒｉｃａｌ［］ｙ［］ｔｈｉｎ４０４－ＭｅｏｄｓＥｎｉｎｅｅｒｉｎ１９９７７２７７５８：．ｇｇ，，（）５８董玉文任青文．基于ＸＦＥＭ的混凝土开裂数值模拟研宄［Ｊ］．重庆交通大学学报：自然科学版［］，，２００９２８－４０１：３６，，（）余天堂－５９董玉文．直接计算应力强度因子的扩展有限元Ｊ．计算力学学报２００８２５１：７２７７．，，，（）［］［］［６０］ＳＭｏｈａｍｍａｄｉ．Ｅｘｔｅｎｄｅｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ［Ｍ］．Ｌｏｎｄｏｎ：ＢｌａｃｋｗｅｌｌＰｕｂｌｉｓｈｉｎｇＬｔｄ，２００８．６１李彩霞．基于扩展有限元法的裂纹扩展分析研宄Ｄ．成都：西南交通大学，２０１５．［］［］［６２］杨志锋，周昌玉，代巧．基于扩展有限元法的弹塑性裂纹扩展研宄［Ｊ］．南京工业大学学报：自然２０１４３６４－科学版：５０５７．，，（）６３余天堂－．模拟三维裂纹问题的扩展有限元法Ｊ．岩土力学２０１０３１１０：３２８０３２８５．，，［］［］（）［６４］张彦华．焊接力学与结构完整性原理［Ｍ］．北京：北京航空航天大学出版社，２００７．６５ＧＢ／Ｔ－１３７５２１９９２．塔式起重机设计规范［Ｓ．［］］ 西南交通大学硕士研究生学位论文第６１页攻读学位期间发表的学术论文及科研成果１．发表学术论文１１．陈富吴晓杨海艳冯晓华．基于ＢＳ７９０的塔式起重机臂架结构安全评定方法［］，，，研究［Ｊ］．起重运输机械（已录用）．２．参与科研项目“１．四川省国际合作计划项目，服役起重机金属结构强度退化机理与安全性能评估［］”研宄，２０１４ＨＨ００２２。'