張 峰 郭曉光 王 欣 滕儒民

1大連理工大學機械工程學院 大連 116025 2大連船舶重工集團有限公司 大連 116000

0 引言

造船門式起重機是進行船體分段吊裝及翻身作業(yè)的專用起重設備，其在實際工作過程中會受到沿?？諝庵宣}粒、鹽霧和海風等的侵蝕，表面發(fā)生氧化和腐蝕，造成結構厚度減少，結構強度不斷降低，腐蝕及疲勞的交互作用使起重機結構的壽命下降加速,從而嚴重影響整體結構的完整性和損傷容限性能。國內外在油氣管道等領域有相關標準可用于檢測評估腐蝕后的管道剩余承載能力［1，2］，研究者使用有限元分析和相關試驗研究了石油管道［3-5］、飛機［6，7］、斜拉橋拉索［8］、船舶［9］等領域的金屬結構腐蝕部位的應力分布及剩余壽命評估來保障各種機械裝備的安全生產運轉，但在門式起重機領域的腐蝕研究則較為少見。

根據(jù)GB/T 6067.1—2010《起重機械安全規(guī)程》[10]的相關規(guī)定，當起重機主要受力構件發(fā)生腐蝕時，應進行檢查和測量；當其主要受力構件的斷面腐蝕達到設計厚度的10%時，如不能修復即應報廢。然而在實際應用中，判斷起重設備的實際承載能力比較復雜，主要受力構件各截面的應力也會有所不同，在不同部位發(fā)生局部腐蝕，腐蝕的大小對結構應力變化的影響程度也不同。因此，全面了解和掌握不同腐蝕部位與腐蝕尺寸對結構應力的影響，才能更有針對性地評判結構腐蝕后能否修復的問題。

本文采用有限元軟件Ansys對門式起重機進行靜力分析，以900噸級門式起重機為例，首先建立整體有限元模型，獲取危險部位的應力值，然后根據(jù)腐蝕的特點在危險部位建立局部實體有限元模型，將其嵌入整體模型，進而分析不同腐蝕尺寸深度對局部應力的影響情況，再對腐蝕前后的應力情況進行對比，進一步分析不同腐蝕參數(shù)對應力的影響狀況、應變變化規(guī)律，為造船門式起重機鋼結構腐蝕后應力變化規(guī)律及壽命評估提供數(shù)據(jù)支持。

1 起重機整體有限元模型建立與驗證

起重機主體材料相當于國內材料Q345B，材料的具體參數(shù)如表1所示。在進行靜力分析時，定義材料的彈性模量為2.06×105Pa，泊松比為0.3，密度為7.85×10-9t/mm3。

表1 材料規(guī)格及力學性能

門式起重機主體結構以箱形板結構為主，采用Shell 181板單元建立主梁、剛腿與平衡梁結構，其內部的加強筋和柔腿可看作梁結構，可采用Beem 188梁單元建立模型，并以四邊形和三角形單元進行網(wǎng)格劃分。根據(jù)實際情況，在起重機平衡梁支座和柔腿根部施加全位移約束，起升小車自重及外載荷將以小車輪壓方式施加在主梁相應的節(jié)點處。由此建立的有限元模型如圖1所示，單元總數(shù)為386 916，節(jié)點總數(shù)為425 224。

圖1 門式起重機有限元模型

為了驗證模型建立的合理性，需進行起重機的應力測試。根據(jù)實際現(xiàn)場條件，在主梁距離剛腿中心137 m處以實際吊載248 t的載荷工況為測試工況，選取主梁上蓋板作為應力測點（測點布置見表2），采用電阻應變片方式測試應力（部分測點見圖2）。

圖2 部分測點位置示意圖

表2 測點位置布置情況

由于現(xiàn)場只能測試所吊載荷的應力，在有限元模型中可不考慮整車結構的自重，僅將外載荷轉換為起升小車的輪壓，施加到主梁相應的節(jié)點上。由此計算出的結構第3主應力云圖如圖3所示，測點應力與實測結果對比如表3所示。由表3中可知，計算的測點應力與實測應力誤差在10%以內，表明模型建立的合理性與有效性。

表3 測點應力值對比分析表 MPa

圖3 主梁3rd Principal stress應力云圖

2 帶有局部腐蝕的起重機有限元模型

腐蝕一般會削弱結構的截面尺寸，減少板的厚度，易引起應力集中與結構局部承載能力下降。當腐蝕達到一定面積和深度時，可能會導致整個截面的承載能力喪失，而出現(xiàn)破壞現(xiàn)象。根據(jù)實際調研，在沿海地區(qū)的結構隨時間的推移，腐蝕會從少數(shù)的點蝕（見圖4a）逐漸擴展為較大的腐蝕坑（見圖4b），再逐步連成腐蝕面（見圖4c），形成腐蝕區(qū)域。由此可以看出，腐蝕的厚度與面積是逐步擴大的，顯然不同腐蝕尺寸也必然會影響到結構的應力分布。

圖4 腐蝕區(qū)域示意圖

通常腐蝕尺寸相比結構尺寸要小很多，且會侵蝕板厚方向，故一般對腐蝕部位采用實體單元建模更合理。然而，考慮到整機結構均采用實體建模會大大提高模型規(guī)模，進而影響計算速度，故應采取局部實體單元與整體板單元結合的方式建立有限元模型。

本文以單點腐蝕為例分析腐蝕對應力的影響。從腐蝕的形貌來看，腐蝕坑通常是以不規(guī)則的弧面向外擴散。為了簡化建模，可將腐蝕坑以規(guī)則的圓槽形狀和長圓槽形狀來替代。一般腐蝕從表面開始，而主梁上蓋板最易受到腐蝕，所以將腐蝕區(qū)域布置在受力較大的主梁跨中上蓋板處（見圖5）。選用高階實體單元Solid 95建立腐蝕坑及附近的模型，采用四面體單元進行網(wǎng)格劃分與細分。由于實體單元與起重機模型主體的殼單元自由度數(shù)不同，故通過MPC法將腐蝕區(qū)域的實體模型連接到整體板殼模型中。部分實體有限元模型如圖6所示。

圖5 腐蝕區(qū)域三維有限元模型

圖6 不同腐蝕面積的有限元實體模型

3 有限元仿真結果分析

3.1 腐蝕長度沿主梁軸線方向增長對應力的影響

本文以腐蝕寬度44 mm、腐蝕深度占厚度20%為基準腐蝕尺寸，分析不同腐蝕尺寸下的應力變化情況。將腐蝕區(qū)由圓槽形沿主梁軸線方向加長為長圓槽形時的應力分布，如圖7所示。從圖中可以看出，應力集中區(qū)域一般在圓弧過渡處，隨腐蝕尺寸的加大而發(fā)生變化，腐蝕區(qū)域中心處的普遍應力也隨之發(fā)生變化。以44 mm×44 mm處的最大應力和中心應力為基準值與其余數(shù)據(jù)進行對比，詳細數(shù)據(jù)如表4所示。

圖7 沿主梁軸線方向變化的腐蝕模型局部Von-mise應力云圖

表4 沿主梁軸線方向變化的腐蝕模型應力計算結果

由表4可知，在腐蝕坑長度增加16倍的情況下最大等效應力與最大偏差為17.1%，圓槽中心應力最大偏差最大為21.9%，且最大等效應力與圓槽中心應力變化呈下降趨勢，這是由于主梁總長與設置的腐蝕坑長度比值較大，當腐蝕坑長度增加時應力集中現(xiàn)象有所減弱，應力集中處的等效應力值反而降低。由此可以認為，當腐蝕面沿起重機主梁軸線方向延伸時應力集中現(xiàn)象會減弱，最大應力相對基準值會有所降低。

3.2 腐蝕模型寬度沿主梁截面方向增長對應力的影響

以板厚的20%為基準腐蝕深度，建立寬度44 mm、長度沿主梁截面方向的腐蝕坑模型，應力變化如圖8所示，腐蝕模型應力計算結果如表5所示。由表5可知，當腐蝕模型寬度沿主梁截面方向增長時最大等效應力和圓槽中心應力的變化呈增長趨勢，且變化值較大，特別是中心應力的變化更劇烈，長圓槽邊緣的集中處也指向主梁截面方向。與腐蝕長度沿主梁軸線方向增長時最大應力的變化值相比，主梁上蓋板腐蝕區(qū)域附近的最大應力對腐蝕尺寸沿截面方向增長更敏感。由此可知，腐蝕沿主梁截面方向增長時較危險，對該處金屬結構的剩余強度影響較大。

圖8 長度沿主梁截面方向變化的腐蝕模型局部Von-mise應力云圖

表5 沿主梁截面方向變化的腐蝕模型應力計算結果

3.3 腐蝕深度對應力的影響

由前述仿真結果可知，腐蝕沿主梁截面方向延伸時對局部應力的影響較大，對起重機主梁的危害也較嚴重。因此，設置長度為44 mm、寬度度沿主梁截面方向增長、深度不同的腐蝕模型，進一步研究不同腐蝕坑對門式起重機主梁局部應力的影響。

以44 mm×176 mm長圓槽腐蝕模型為例，不同腐蝕深度的局部應力云圖如圖9所示。腐蝕區(qū)域應力最大位置位于長圓槽的2圓弧邊緣，提取此處最大應力與腐蝕面中心點應力，并與未腐蝕時該處的應力（150 MPa）進行對比。不同長寬比腐蝕坑應力結果見表6～表10。最大應力隨腐蝕深度變化的曲線如圖10所示。

圖9 不同腐蝕深度44 mm×176 mm長圓槽Von-mise應力云圖

圖10 最大應力增長比隨腐蝕深度的變化

表6 44 mm×44 mm圓柱槽腐蝕坑應力計算結果

表7 44 mm×88 mm長圓槽腐蝕坑應力計算結果

表8 44 mm×176 mm長圓槽腐蝕坑應力計算結果

表9 44 mm×352 mm長圓槽腐蝕坑應力計算結果

表10 44 mm×704 mm長圓槽腐蝕坑應力計算結果

由圖10可知，當腐蝕面積較小時，不同腐蝕深度下的腐蝕中心應力比未腐蝕時應力增加的幅值與腐蝕深度占比接近。當腐蝕面積較大時，該幅值的梯度比腐蝕深度占比梯度增加得快。同理，腐蝕處最大應力比未腐蝕時應力增加幅值及幅值梯度更快于腐蝕深度占比。結果表明，腐蝕應力的增加速度要快于腐蝕深度，曲線斜率的陡峭程度反映了這種變化關系。腐蝕處最大應力增加比要遠高于腐蝕中心應力增加比，表現(xiàn)出顯著的應力集中，極易引起裂紋源及裂紋擴展現(xiàn)象。

當腐蝕面積較小時，腐蝕深度占比在50%左右，腐蝕處最大應力接近或超過材料的屈服應力（345 MPa）。當腐蝕面積較大時，腐蝕深度占比在30%左右，腐蝕處最大應力就會超出材料屈服應力；當腐蝕深度占比在 40%左右，腐蝕中心應力會超出材料屈服應力。由此表明腐蝕深度增加，剩余板厚降低，腐蝕區(qū)域不足以承受應該承擔的應力，就會逐漸使腐蝕區(qū)域內的結構首先屈服，進而將應承受的載荷或應力由周邊的結構承擔，增加了周邊的結構應力，造成高應力范圍的擴大。隨著腐蝕進一步加大，高應力范圍也會逐步加大，當擴大到整個斷面時，將嚴重影響斷面應力的分布。如果達到屈服，整個斷面就會存在屈服的危險。

提取腐蝕深度為設計板厚的10%，不同面積的腐蝕坑處的最大應力值如圖11所示。由圖11可知，應力增加百分比的速率高于腐蝕深度增加的速率，且應力增加的百分比隨腐蝕面積增加而增加。因此，當腐蝕深度達到板厚的10%時，是否會明顯影響結構應力，還與腐蝕面積大小有關系。所以，在GB/T 6067.1—2010《起重機械安全規(guī)程》給出腐蝕厚度的相關規(guī)定前提下，還應結合實際情況進行更進一步的計算分析。

圖11 腐蝕深度10%下腐蝕寬度增加時的最大應力增長比

4 結論

1）當腐蝕區(qū)域沿起重機主梁跨度方向延伸時，因應力集中現(xiàn)象減弱，最大應力會有所降低，對起重機結構危害程度較小。當腐蝕區(qū)域長度沿主梁截面方向增長時，最大等效應力和腐蝕缺陷中心應力的變化呈增長趨勢，此時腐蝕區(qū)域的擴展較危險，腐蝕邊緣應力集中現(xiàn)象明顯，易產生裂紋危害起重機結構強度。

2）盡管起重機主梁為主要受力構件，其上蓋板有多處腐蝕深度達到或超過設計厚度的10%，但腐蝕深度較大的是局部部位，對應力的影響范圍僅是腐蝕坑附近的區(qū)域，最大應力未超過材料的許用應力時可對其進行修復使用。

3）腐蝕區(qū)域應力集中處的應力增加幅值及幅值梯度都要快于腐蝕深度占比，腐蝕處最大應力增加比要遠高于腐蝕中心應力增加比，表現(xiàn)出顯著的應力集中，會降低結構延展性，極易引起裂紋及裂紋擴展現(xiàn)象，從而加速腐蝕區(qū)域的強度破壞與脆性破壞。因此，應及早對腐蝕區(qū)域進行修復，避免安全隱患。