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码头起重机吊臂的灾难性故障分析
摘 要：
本文讨论起重机吊臂的灾难性故障。最后的失败是由现有的裂缝决定的，裂缝已扩展到构成臂架的一个主管件的横截面的相当大的一部分。裂缝起源于缝焊，用于在管状元件顶部连接一个加强筋，在加强筋失效前几年发现一些裂纹，实际上，这导致了在该点加强臂架结构的错误尝试。
首先对起重机吊臂进行应力分析，以分析失效区域附近的应力水平，并参照现行标准讨论疲劳设计。在论文的第二部分，开发了裂纹扩展模型以实现对传播周期的估计，并且基于束理论的简单塌陷模型与由实验测试确定的材料特性一起使用以确定最终的失效是由断裂还是由塑性倒塌决定的。
分析得出的结论是，疲劳设计要求不能满足要求，最终的失效是由临界横截面的塑性崩溃决定的，经过相对较长的稳定传播周期。还提出了一些关于定期检查和合格检查的必要性的考虑。
1介绍
本文分析了码头吊臂的灾难性故障。如图1和2所示。在图1和图2中，在连接到立柱附近发生故障。断裂表面的视觉检查揭示了存在大的预先存在的裂纹，该裂纹起源于焊缝并且通过构成起重机臂的主管之一在相对于管轴正交定向的平面中传播。
吊臂由空间框架组成，由x52钢管制成，不同截面的焊接连接。关于焊接结构疲劳分析的技术文献非常广泛（参见例如[1-8]）。即使对象得到广泛的处理，分析方法也会根据压力分析中假设的模型和参数而有所不同，并且没有统一的方法。分析方法可以大致分为[1,2,4]类。在名义应力方法中，这是典型的标准规范[13-16]，评估作用在接头上的名义应力幅值，然后与名义S-N曲线进行比较，作为强度评估的参考。如果基于统计学上具有代表性的实验数据基础，例如在由标准提供的联合类别的情况下，该方法可以被认为是鲁棒的。同时，这种方法存在一些缺点，例如在标称应力不能被有意义定义的情况下，或者当必须分析的部件与标准所涵盖的接头类别没有直接对应时。
图1 灾难性失败的图片
图2 在发生故障时靠近与立柱连接处的部分臂架结构的详细视图
- C表示臂架三个主要管件的失效部分
另一方面，有一些方法可以评估作用于焊趾或根部的局部应力[2-4]。由于弹性应力场的奇异性，这必须根据不同的假设进行。当将焊趾或根部处的最大应力视为限制参数时，引入有限半径，遵循Neuber的原始思路，然后可以定义缺口应力并将其用于分析。绕过弹性应力 - 应变解的奇异性的另一种可能方式是使用缺口应力场参数，典型地为“缺口应力强度因子”（N-SIF）[5,8]。这是基于以下事实：焊趾附近的局部应力场与具有与焊缝的严重V形切口几何形状相同的开口角度的V形尖锐凹口附近的应力场类似。
最近，还提出了一些基于应力分量的平均（积分）值的方法，例如最大主应力或临界区周围小体积中评估的应变能量（参见例如[9,10]）。
在“局部应力”方法中，没有统一定义要使用的焊趾或根部半径，并且已经提出了“最坏情况”或“虚拟切口半径”的几种假设[ 2,6]。所谓的“结构应力”方法[2-4]，其中有众所周知的“热点”方法，试图克服在确定切口半径时遇到的困难。根据这种方法，所谓的“几何应力”作用于焊趾处，考虑到接头几何形状的影响而被评估，而由焊接几何形状本身引起的任何局部效应都不被考虑。用于疲劳分析的作用于焊趾的结构应力通过有限元（FE）分析进行数值计算，或通过应变计测量实验获得。
国际焊接协会的建议也涵盖了焊接接头和部件疲劳设计的不同方法，该协会自1996年以来定期发布更新的程序。这些建议包含了所有现有的焊接验证方法，并且试图在整个科学基础上描述疲劳行为和评估，而不考虑现有的规范[11]。
图3 起重机的负载方案
一种稍微不同的方法，即评估含有已知或假定缺陷的金属焊接和非焊接结构的结构完整性，以及通过一系列机制（疲劳，断裂，蠕变，腐蚀）以及这些缺陷的生长以及技术评估失败风险所需的费用在FITNET FFS程序中处理[12]。欧洲社区于2002年资助了服务网络健康体系，目的是审查不同国家和不同特定工业部门（核电，石化，海上，航空航天，管道应用）遵循的现行程序，以提供更新和统一在出现缺陷时进行结构完整性评估的程序，以避免失败。
根据目前用于这种应用的标准设计规范[13-17]，疲劳设计主要是在名义应力的基础上进行处理，即使在欧洲规范3 [14]中使用“结构”或“热点”压力也是设想的。
在目前的工作中，撰文人被意大利法院聘为专家顾问，在一些标准编码中概述的方法被认为是对起重机吊臂进行重要的应力分析。开发了原始臂架的有限元（FE）模型，以确定应力并确定疲劳设计是否合规。对于疲劳分析，根据[13]考虑主要荷载，即结构的自重和工作荷载。
在论文的第二部分中，基于断裂力学方法[18,19]，通过假设基于允许载荷的保守载荷循环，获得裂纹后期扩展阶段的增长率估计。这种分析旨在强化合格的定期检查的相关性，如果做得好，可以避免灾难性的失败。为了检查塑性倒塌，还开发了基于梁理论的模型。
值得注意的是，起重机的实际载荷历史的精确数据记录不可用。由于采用双作用液压活塞（图3），通过改变悬臂倾角，起重机可以在不同的距离上运行。即使无法精确估计裂纹扩展周期，也可以清楚地说明最终失效机理。
2最终破裂描述
灾难性的失败发生在三根主管连接到一个更加坚硬的基础结构附近（图2），该结构也用于将吊臂连接到立柱上。这种下部结构的上部由方管组成（见图2,5和6）。单独在重力作用下的机动过程中发生故障，不会对吊臂施加额外的负荷。
图4显示了位于臂架结构顶部的两个主管中的一个的两个面对的最终横截面，其中失效开始。左图所示的横截面如图2中的（A）所示。在图中可以清楚地看到，在破坏时存在大的预先存在的裂纹，其延伸部分对应于氧化表面的横截面;裂缝起源于缝焊的趾部，然后在垂直于管轴（模式I）的平面内传播，直至横截面的大约一半，总开口延伸近180°。最终横截面为正确的图片也显示了上部的一些明显的凹痕，这是由于在最终失败期间与其他钢元件的冲击造成的。
如图5所示，在连接到塔之前的几米处，上部管状管中的每一个在方管内通过并且在两端通过缝焊连接。与技术人员交谈时，有人解释说，在失效前几年，在管状管和方管之间的焊接接头处（上部）发现了裂纹(图5和6）。出于这样的原因，决定通过在上部管道的顶部焊接一个加强元件来加入，目的是在该点加强臂结构（图5和6）。
3材料特性
吊臂由API 5L x52管制成[20]。 材料的拉伸性能是通过用标准拉伸试样进行的实验测试获得的，所述标准拉伸试样是从故障区域附近的主管道沿相对于汽缸轴线的平行方向切割的。 同时，根据文献[17]，基于夏比V型缺口冲击试验获得了K1C的估计值。 对于在单一温度下执行的测试，对于较低的货架/过渡行为，下限关系成立：
其中CV是夏比冲击试验中测量的冲击能量，B是管道厚度。标准[17]也建议通过（2）中给出的关系来限制获得的断裂韧性，以确保具有较低上架夏比冲击能量的材料不被认为具有高断裂韧度。
图6 安装刚刚安装好加强元件（上图）后以及发生故障后的检查期间（下图）的臂架细节
K1c= 0.54cv 55 （2）
同样在这种情况下，试样从主管道附近的故障区域切下。六个样品用于冲击测试，具有标准的2mm深的V形切口和约（10.2.7mm）（9.27mm是实际管道厚度）的横截面，该横截面与（10times;10）mm横截面稍微不同部分，作为标准中的参考。对于所有的样本，发现关系式（2）给出了较低的断裂韧度估计值。考虑到横截面的微小差异，实验测得的能量按比例缩小10 / 9.27。
在表1中，总结了从拉伸和冲击试验获得的机械性能（平均值和标准偏差）。可以很容易地验证拉伸性能满足API标准的最低要求（分别为屈服强度和极限强度为358 MPa和455 MPa）[20]。实验获得的断裂韧度似乎处于[21,22]中发现的70MPa m0.5断裂韧度和[23]中发现的该材料的116.6MPa m0.5之间的中间值。
4起重机设计-参考载荷和有限元分析
按照标准[13]将起重机分类为A8类。如前所述，吊臂由空间框架构成，由API 5L x52管材制成，截面不同，通过焊接连接;特别是在横截面图中位于等边三角形的顶点处的三根主纵向管（外径273mm和壁厚9.27mm）以及完成框架的较小管（参见图1和3）。
通过改变悬臂倾角可以改变起重机的工作半径，双作用液压活塞在图3中可见。作为工作半径（悬臂倾角）的函数的最大允许有效载荷作为设计参考在表2中给出。精确的设计光谱不可用。因此，为了简化并且对疲劳设计进行批判性分析，将获得的作用应力与参考106个加载循环的允许应力进行比较（即参考预期用于这种应用的少量循环），对于表2中给出的每一个载荷条件。另一方面，将参考载荷条件2进行裂纹扩展分析，因为从这一点可以看出，它将被解释为是最严重的看法。
图7显示了该结构的有限元模型，该模型用于评估臂架中的名义应力。它由管道元件组成，具有实际的几何和质量密度特性;一些梁单元也被用来模拟双作用液压活塞和框架的下部主管的一部分，还考虑到该区域中使用的一些加强元件。图6中可见的加强元件未包含在模型中。
外部负载包括自重和应用的有效负载。为了能够模拟表2中给出的所有操作配置，建立了六个模型，不同的是悬臂倾角和施加载荷。
表3给出了在与方管连接之前，作用在位于俯视右侧的上管的横截面上的法向应力。这实际上是臂架达到最高应力水平的区域，而且该区域的压力是经历失败的代表。正如预期的那样，左上方管道中的应力与表3给出的值非常接近（几乎相等）。
管道横截面的法向应力沿管道圆周以45为单位给出，0对应于管道的顶部表面。对于每种情况，应力都在最大施加载荷和自重下进行评估。
从有限元分析中可以看出，管道主要承受正常荷载和弯矩。从表3中给出的应力值可以看出，由于沿圆周的法向应力几乎是恒定的，所以对于从3到6的负载条件，弯矩贡献不明显。弯曲力矩对于载荷条件1和2（即对于最大运行半径）具有稍大的影响。
观察到最高的正应力在自重作用下也是有趣的，而在施加的载荷下，除了载荷条件1以外，正应力是压缩性的。
这种结果对于这种起重机来说是典型的，并且可以参照图3来解释，其示意性地示出了承载负载的钢丝绳（一个位于右侧图中所示的左侧和右侧上的一个）在图1中）在位于臂架端部的滑轮和位于塔架顶部的滑轮之间通过三次;因此，有效载荷在臂架端产生合成载荷Q，这主要导致起重机臂的正常压缩状况，并具有小的弯曲贡献。
从上述考虑可以得出，参照图4所示的裂纹，对于每种结构（悬臂倾斜度），裂缝的最大开启状态由重力荷载决定。这解释了为什么在自重下发生最终失败。
作为前面考虑的结果，对于裂纹扩展，对于位于管道上部的给定缺陷（裂纹），也会发生有效负载循环，即负责裂纹生长的DK的正部分，独立于有效载荷。事实上，从给定值开始并增加有效载荷，得到的应力强度因子（SIF）K变为负值，然后考虑传播的有效DK仅由自重（重力负荷）确定。
5根据标准进行疲劳分析
将参考焊接接头和管道的基础材料来讨论疲劳设计。后者很容易基于有限元分析评估的应力，并已显示出来。焊接接头的分析非常复杂。
图7 臂架结构的有限元模型
由于管状管和方管（图5和6）之间的连接的结果，只有一部分负载通过缝焊转移，其余部分由管本身承载 ，它延伸到由方管制成的更坚硬的结构内（图5）。为了使用合理简单的模型进行评估，在这种情况下，只考虑法向载荷（这是已经讨论过的最重要的载荷）所产生的应力，并且通过比较方管的轴向刚度和 的管状管（它们一起作为两个平行的弹簧），估计约60％的正常负载通过缝焊转移。表4给出了用于这种分析的正常载荷以及由正常载荷和60％组件产生的法向应力。读者可以验证，他们似乎与负载条件3-6所产生的应力满意。
参考标准中概述的两种不同方法讨论了副臂的疲劳设计。根据标准[14]和[16]，疲劳评估基于允许的应力范围，其取决于所需的耐久性。提供了相对较宽的一系列接头，这些接头参考2,106个循环的允许应力范围进行分类。对每个覆盖关节给出一系列S-N曲线，用于评估不同于2 106个周期的耐力的强度。此外，如果采用这种方法，那么标准推荐的疲劳强度降低因子为1.3，因为元件失效可能导致整个结构的崩溃，如本案例。
在标准[13]中推荐了一种完全不同的方法，其中最大允许疲劳应力与拉应力或压应变应力的最大值进行比较;最大允许应力取决于极限应力值rmax和rmin之间的比值j以及代表允许实验测试中90％存活率的允许交变应力（j = 1）的参数rw，以及安全系数4/3。强度参数rw在标准中以表格形式给出，并取决于利用类别和缺口严重性。
5.1基于标准规范的疲劳分析[14]和[16]
检查的焊接接头可以假定为类似于图8中给出的接头，其中圆管连接到平面凸缘。对于该类别，建议在2 106次循环时，参考强度（应力范围）为40 MPa。通过使用该联合类别的S-N曲线，获得106次循环的疲劳寿命强度;那么，考虑1.3强度降低系数，疲劳设计的容许应力范围变为38.5MPa。如果将允许应力范围与施加的有效载荷和表4中已经给出的重力载荷（通过考虑60％的正常载荷获得）所产生的应力范围进行比较，则结果是施加的应力范围大于允许的范围应力范围在6个负载条件中的5个（表5）。
根据前面的分析可以得出结论，副臂的设计不符合标准[14]和[16]中给出的疲劳要求。
如果考虑到未焊接管道的基础材料，那么抗疲劳设计不符合的事实也会得到执行。在这种情况下，从[
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