Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ публикаций по вопросам эксплуатационной надежности крановых конструкций 11
1.1. Обзор нормативных документов по вопросам продления эксплуатации и оценки остаточного ресурса крановых конструкций 13
1.2. Обзор современных методик оценки эксплуатационной надежности крановых конструкций по критерию живучести 18
1.3. Выводы по Главе 1 37
2. Основные положения и алгоритм методики оценки нагруженности опасных участков металлоконструкций портальных кранов 39
3. Экспериментальная оценка нагруженности металлоконструкций портальных кранов 50
3.1. Методика натурных тензометрических испытаний 50
3.2. Алгоритм схематизации эксплуатационных записей напряжений 56
3.3. Основные результаты натурных тензометрических испытаний металлоконструкций портальных кранов с наработкой в эксплуатации 62
3.4. Выводы по Главе 3 74
4. Расчетная оценка нагруженности металлоконструкций портальных кранов 76
4.1. Стержневые МКЭ-модели и результаты их расчета 76
4.2. Пластинчатые МКЭ-модели и результаты их расчета 89
4.3. Оценка статистической картины нагруженности участков трещинообразования 106
4.4. Выводы по Главе 4 118
5. Расчетная оценка живучести типовых участков трещинообразования металлоконструкций портальных кранов 119
5.1. Детерминированная и стохастическая модели расчета живучести 119
5.2. Статистические данные по характеристикам трещиностойкости сталей, применяемых в металлоконструкциях портальных кранов 125
5.3. Условия определения критических размеров трещин 130
5.4. Расчетные значения геометрических поправочных функций
5.5. Сопоставление результатов расчетов живучести, выполненных по различным вариантам методики 137
5.6. Расчетные зависимости для оценки живучести металлоконструкций портальных кранов в размерности наработки. 140
5.7. Выводы по Главе 5 146
6. Влияние параметров перегрузочного процесса на эксплуатационную надежность элементов металлоконструкций портальных кранов по критерию живучести 148
6.1. Результаты расчетов живучести опасных участков металлоконструкций портальных кранов 148
6.2. Влияние эксплуатационных параметров перегрузочного процесса на живучесть основных несущих элементов металлоконструкций 159
6.3. Выводы по Главе 6 163
Основные выводы по результатам исследования 165
Список использованных литературных источников
- Обзор современных методик оценки эксплуатационной надежности крановых конструкций по критерию живучести
- Алгоритм схематизации эксплуатационных записей напряжений
- Оценка статистической картины нагруженности участков трещинообразования
- Статистические данные по характеристикам трещиностойкости сталей, применяемых в металлоконструкциях портальных кранов
Обзор современных методик оценки эксплуатационной надежности крановых конструкций по критерию живучести
Общие требования к периодичности, организации и методам обследования машин с истекшим нормативным сроком службы для определения возможности их дальнейшей эксплуатации устанавливаются в РД 10-112-96 «Методические указания по обследованию грузоподъемных машин с истекшим сроком службы. Общие положения» [75]. На его основании разрабатываются методические указания для отдельных видов грузоподъемных машин. Методические указания предусматривают три вида обследования машин с истекшим нормативным сроком службы: первичное, повторное и внеочередное. Количество повторных обследований определяется типом, назначением и условиями эксплуатации грузоподъемной машины и может быть ограничено ее техническим состоянием, требованиями безопасности или экономическими факторами. Перечень работ при обследовании включает проверку химического состава и механических свойств силовых элементов металлоконструкций, а также оценку их остаточного ресурса.
Оценка остаточного ресурса согласно [75] выполняется при высокой степени коррозии, при обнаружении многочисленных трещин и в соответствии с дополнительными рекомендациями головной организации. Указано, что оценка остаточного ресурса конкретного типа грузоподъемных машин должна производиться по методикам головных организаций. В основу оценки остаточного ресурса положен принцип безопасной эксплуатации по техническому состоянию машины. Определяющими параметрами технического состояния являются параметры, изменения которых может привести машину в неработоспособное, неисправное или предельное состояние. Оценка остаточного ресурса проводится на основании результатов обследований, характеристик нагруженное и условий эксплуатации за весь период эксплуатации, химического состава и механических свойств металла, геометрии элементов металлоконструкций с учетом фактической коррозии, руководящих документов и стандартов по оценке остаточного ресурса, в том числе на усталостную долговечность, результатах тензометрирования металлоконструкций. Указаний и рекомендаций по использованию современных методов определения остаточного ресурса в [75] не приводится. Принципы определения остаточного ресурса излагаются в РД 10-112-95 «Методические указания по определению остаточного ресурса потенциально опасных объектов, поднадзорных Гортехнадзору России» [74]. Указывается, что при разработке методических указаний остаточный ресурс должен определяться от момента контроля технического состояния до перехода в предельное состояние. При назначении очередного повторного обследования основным параметром является остаточный ресурс.
В качестве основного показателя остаточного ресурса рекомендуется гамма-процентный ресурс, задаваемый двумя численными значениями: наработкой и выраженной в процентах вероятностью, что в течение этой наработки предельное состояние не будет достигнуто. Для объектов, у которых достижение предельного состояния связано с опасностью для жизни и здоровья людей и контроль за техническими параметрами которых не ведется непрерывно, т.е. для кранов, продолжительность эксплуатации нормируется заданием назначенного ресурса, основываясь, в том числе, на показателях остаточного ресурса. Методические указания [74] предусматривают проведение уточненных расчетов и экспериментальных исследований в случае отсутствия в технической документации необходимой информации для расчета остаточного ресурса. Отмечается также, что расчет напряженно-деформированного состояния (НДС), выполненный по нормативным документам без привязки к конкретному объекту, должен подтверждаться данными экспериментальных испытаний, при этом могут использоваться методы моделирования и ускоренные методы испытаний.
Таким образом, РД 10-112-95 [74] констатирует связь продления эксплуатации и остаточного ресурса, определяемого от момента контроля до наступления предельного состояния, и необходимость использования расчетно-экспериментальной базы для его оценки, однако не раскрывает методику и аппарат такой оценки. РД 10-112-3-97 «Методические указания по обследованию грузоподъемных машин с истекшим сроком службы. Часть 3. Башенные, стреловые несамоходные и мачтовые краны, краны-манипуляторы» [72] оценку остаточного ресурса рекомендует проводить на основании: анализа конструкторской, эксплуатационной и ремонтной документации; анализа технической информации по отказам; анализа особенностей нагружения крана и фактической нагруженности элементов с учетом данных инструментальных испытаний; анализа механизма образования и развития дефектов и повреждений узлов, лимитирующих долговечность крана; определения параметров предельных состояний элементов с учетом их реальной нагруженности, отклонений от заданной геометрической формы, размеров и механических свойств металла; выявлении запасов прочности с проведением при необходимости расчетов на усталость.
Приводится бальная шкала оценок дефектов металлоконструкций, предусматривающая следующие виды дефектов: первичная трещина по основному металлу; первичная деформация элементов, превышающая нормативные значения; выработка отверстий выше предельных значений; коррозия; расслоение металла; повторные дефекты. Согласно этой шкале, допускается эксплуатация крана при наличии трещин но не указывается их критический размер. В приложении приводятся значения различных видов повреждений в металлоконструкциях кранов. Однако дефект в виде трещины не допускается.
Алгоритм схематизации эксплуатационных записей напряжений
При экспериментальной оценке нагруженности металлоконструкций портальных кранов с помощью натурных тензометрических испытаний выполняется непрерывная запись деформации датчиков в процессе работы крана, что позволяет получить статистические оценки случайного процесса нагружения. Кроме того, в процессе проведения эксперимента выявляется влияние различных эксплуатационных параметров на этот процесс (массы груза, вылета стреловой системы, углов поворота платформы в рабочем цикле). Однако, тензометрические испытания не могут предоставить всех требующихся данных по следующим причинам: - установка датчиков непосредственно на участках локальной концентрации напряжений в большинстве случаев невозможна по конструктивным условиям и по причине малых размеров наиболее нагруженных областей; - с помощью тензометрических испытаний невозможно определить значения остаточных сварочных напряжений; - с помощью тензометрических испытаний невозможно определить и напряжения от собственного веса для большинства элементов металлоконструкций портальных кранов (за исключением «метода вырезания», приводящего к порче металлоконструкций).
Компенсировать недостатки тензометрических испытаний позволяет расчетная оценка нагруженности. Она может быть выполнена двумя основными путями: - ручными расчетами с использованием классического аппарата сопротивления материалов и строительной механики [14], [25], [83], [91]; - машинными расчетами с использованием принципов строительной механики в вариационной постановке и теории упругости, в частности метода конечных элементов (МКЭ) [20], [61], [63], [98].
Ручные расчеты строятся на большом количестве допущений, и их результаты носят приближенный характер. При расчетах сложных статически неопределимых систем - таких, например, как металлоконструкции портальных кранов, расчеты классическими методами становятся чрезвычайно громоздкими, что приводит к дальнейшему упрощению расчетных моделей [1], [14], [18], [42], [53]. Сферой применения упрощенных зависимостей и справочных данных являются инженерные расчеты оценочного характера. При разработке инженерной методики оценки эксплуатационной надежности металлоконструкций портальных кранов представляется возможным учитывать такие явления как концентрация напряжений и остаточные напряжения от сварки приближенно - на основе справочных данных, воспользовавшись справочными значениями коэффициентов концентрации напряжений (ККН), например [14], [81], [92], а для трещин, распространяющихся вблизи сварных швов - методикой учета остаточных напряжений от сварки [82] с использованием простой зависимости вида (25), учитывающей явление релаксации остаточных напряжений.
Для машинных расчетов, дающих более точные результаты на основе более совершенного научного аппарата [49], [61], [63], предлагается использовать метод конечных элементов (МКЭ). МКЭ позволяет выполнять расчеты конечных элементов различной мерности (стержней, пластин и объемных тел), наделенных физическими свойствами реальных объектов, а также систем, образованных элементами различной мерности. Другие численные методы либо применимы только к плоским объектам (метод граничных элементов МГЭ, вариационно-разностный метод ВРМ, метод R-функций), либо трудно поддаются алгоритмическому описанию (метод конечных разностей МКР, метод прямых) [42], [61]. Преимущество МКЭ позволяет создавать и рассчитывать модели металлоконструкций различных уровней детализации.
Всю совокупность металлоконструкций портального крана целесообразно дискретизировать стержневыми конечными элементами [61], [87], что позволяет учесть изменение жесткостей элементов металлоконструкций по их длине, присутствующее в реальных металлоконструкциях портальных кранов, и получить более точные результаты по сравнению с классическими подходами для статически неопределимой системы этих элементов. Учет динамического характера эксплуатационного нагружения металлоконструкций, приводящего к увеличению значений нагрузок по сравнению с их статическим приложением возможен с помощью коэффициента динамичности [5], [14], [35]. Как отмечалось в главе 1 при анализе работы [49], построение МКЭ-модели с распределенными или сосредоточенными массами для металлоконструкций портальных кранов затруднено большим количеством шарнирно-сочлененных элементов. Исследования [6], [15], выполненные применительно к портальным кранам, позволяют судить о динамике основных механизмов, работа которых определяет динамическое нагружение соответствующих элементов металлоконструкций, что позволяет определить и ввести в расчеты значение коэффициента динамичности на стадии подготовки исходных данных для расчета стержневых МКЭ-моделей [35].
Вместе с тем, стержневые МКЭ-модели непригодны для анализа напряженно-деформированного состояния (НДС) локальных участков конструкций, содержащих концентраторы напряжений, а также элементов, не удовлетворяющих гипотезе плоских сечений [61]. Для таких элементов используются пластинчатые МКЭ - модели (рис. ГТ1 - П4 приложения 4), реализующие большую детализацию и позволяющие оценить плоское напряженное состояние (ПНС) объекта. В областях концентрации напряжений реализуется более плотная сеть КЭ для обеспечения точности расчета [30], [61], [91]. Создание пластинчатых моделей весьма трудоемко, особенно - для крупных узлов сложной конструкции. В таких случаях возможно использование метода фрагментации [61], заключающегося в создании моделей повышенной детализации лишь для отдельных, интересующих фрагментов конструкции. При этом условия нагруженности системы должны воспроизводиться соответствующей системой внешних (по отношению к фрагменту) сил.
Оценка статистической картины нагруженности участков трещинообразования
Уравновешенность ШССУ определяется балансом стрелового момента М с относительно пяты стрелы D, направленного в сторону увеличения вылета, и момента противоположного знака М пр, создаваемого подвижным противовесом балансира 6, и передающегося стреле посредством стреловой тяги 4. Полезный груз Grp создает момент М гр . Осевое усилие стреловой тяги ST зависит только от вылета стреловой системы, так как определяется силой тяжести подвижного противовеса Gnp = Const, ее плечом относительно шарнира F и собственным плечом относительно шарниров D и F. Стреловой момент Мс также зависит только от вылета стреловой системы. Грузовой момент М ГР определяется массой груза. Обычно ШССУ проектируются таким образом, чтобы номинальный груз на среднем вылете полностью уравновешивался. Неуравновешенная часть момента Мъ =МС +МГР +МПР воспринимается рейкой механизма изменения вылета (м.и.в.) (поз. 5 рис.17), в которой возникает усилие SP . Для оценки точности уравновешенности стреловых систем стержневых МКЭ-моделей были выполнены ручные графоаналитические расчеты уравновешенности стреловых систем рассматриваемых кранов по методике, изложенной в [91]. На примере ШССУ «Альбатрос» сопоставление осевой нагрузки стреловой тяги, полученной расчетом МКЭ-модели и ручным расчетом, приведено в таблице 11.
Данные таблицы 11 свидетельствуют об удовлетворительном согласовании результатов расчета стержневой модели и ручного графоаналитического расчета, что подтверждает адекватность представления масс и геометрии стреловой системы в стержневой модели. При этом результаты расчета модели выше на 9%, что, вероятнее всего, объясняется более точным учетом жесткостей элементов стреловой системы по сравнению с ручным графоаналитическим расчетом. Такая же проверка выполнена и для модели крана «Ганц 16/27,5» (таблица П6 приложения 2), ее результаты аналогичны. 2) Сопоставление размахов напряжений элементов моделей с результатами натурных тензометрических испытаний. Рис. 26. Нумерация осей Использование для стержневых моделей КЭ типа "beam" (балка) позволяет получить не только напряжения растяжения-сжатия, но и напряжения изгиба относительно двух собственных осей элемента, обозначенных на рис. 26. Для балки, изображенной на рисунке, ось 2 назовем «слабой», так как момент инерции сечения относительно нее минимален, ось 3 -«сильной». При создании моделей учтена ориентация балок в пространстве путем указания направления «слабой» оси каждого элемента. Ориентация трехузлового КЭ типа «балка» задается расположением третьего узла («к-узла»).
Максимальное (наихудшее) значение растягивающего напряжения, соответствующего суперпозиции растяжения С1 и двух изгибов о"2 и оъ (относительно осей 2 и 3) можно получить по формуле: где: УХ - напряжения растяжения-сжатия вдоль оси 1; ст2- напряжения изгиба относительно «слабой» оси 2; Уг - напряжения изгиба относительно «сильной» оси 3. Напряжение JW, определенное по формуле (49), может достигаться только на ребре балки (рис. 26). Трещины металлоконструкций портальных кранов обычно наблюдаются на гранях балок, для которых выражение (49) можно переписать в виде: aw=al+
Выбор между компонентами 72 и J3 определяется расположением рассматриваемой грани балки. Например, если трещина или тензодатчик располагаются на полке двутавра, изображенного на рис. 26, для оценки ее нагруженности используем: JW = стх + сг3, если на стенке: crw = 71+\ т2\.
С учетом изложенного выполнено сопоставление результатов расчета модели с результатами натурных тензометрических испытаний (глава 3) как в части флуктуации, так и в части тренда. Необходимое условие возможности сопоставления - расположение тензометрического датчика на несущем элементе, удовлетворяющем гипотезе плоских сечений вне локальной зоны концентрации напряжений.
Сопоставление результатов расчета стержневых МКЭ-моделей и результатов натурных тензометрических испытаний в части размахов напряжений отдельных стержневых элементов металлоконструкций приведено в приложении 2 в табличной форме.
Сопоставление (приложение 2) показало удовлетворительную сходимость результатов. Сопоставленные данные получены абсолютно разными методами, поэтому их согласованность позволяет сделать вывод о близости полученных результатов к истинным значениям.
Результаты расчета стержневых МКЭ-моделей в части напряжений несущих элементов для наиболее нагруженных участков приведены в приложении 3.
Расчетные значения напряжений получены для всех основных несущих элементов металлоконструкций рассматриваемых кранов и предоставляют базу для оценочных инженерных расчетов живучести с использованием справочных значений коэффициентов концентрации напряжений (поз. 4 и 6 на рис. 4).
Реакции взаимодействия конечных элементов, служащие внешними нафузками для пластинчатых МКЭ-моделей, рассмотренных в разделе 4.2, приведены в таблицах 12 и 13. Значениясил реакцийв шарнирахпо рис. 27на среднемвылете(20м) груз покоится на земле (собственный вес)G = 0[КН] 5т в статике либо 2,5твдинамикеG = 49[КН] 7,5тв статикелибо 3,78твдинамикеG = 74[КН] Ютв статикелибо 5твдинамикеG = 98[КН] 15,1т в статике либо 7,5твдинамикеG = 148[КН] 20т в статике либо ЮтвдинамикеG = 196[КН]
Новизну и практическую ценность рассмотренного этапа исследования автор видит в создании стержневых МКЭ-моделей систем несущих металлоконструкций портальных кранов «Альбатрос» и «Ганц 16/27,5», позволяющих оценить нагруженность номинальных сечений основных несущих элементов при различных значениях внешних нагрузок; получении большого объема расчетных данных (приложение 3), которые могут быть использованы в ориентировочных инженерных расчетах живучести по справочным значениям коэффициентов концентрации напряжений. Достоверность полученных результатов подтверждается сопоставлением с результатами натурных тензометрических испытаний (приложение 2).
Статистические данные по характеристикам трещиностойкости сталей, применяемых в металлоконструкциях портальных кранов
Методика оценки нагруженности, предложенная в главе 2, направлена на получение приведенных значений размахов напряжений Аапр с учетом напряжений от собственного веса и остаточных напряжений от сварки. Приведение размахов напряжений к отнулевому циклу выполняется на стадии схематизации результатов натурных тензометрических испытаний (поз. 3 рис. 4).
В расчет живучести необходимо закладываются только размахи КИН АК, превышающие пороговый размах AKth; M AKth (76), так как под действием размахов КИН АК АКй трещины не развиваются [26], [42], [43], [44]. Исследование AKth для сталей металлоконструкций портальных кранов [68] показало, что его значения находятся в диапазоне от 3,5 до 8,0 МПал/м , причем большие значения соответствуют испытаниям в коррозионной среде. В настоящей работе принято AKth = 3,5А4Пал/м , что идет в запас живучести. Проверка размахов напряжений на повреждающую величину, которая выполнялась на стадии оценки нагруженности (поз. 3 рис. 4) по выражению (77), позволила выделить спектры нагруженности повреждающего характера (с точки зрения роста трещины):
Результаты расчета живучести получают в виде количества циклов нагружения, приводящего к росту трещин от стартового размера а0 до критического акр, при котором происходит разрушение узла. Для этого уравнение Пэриса-Элбера (75) представляется в виде:
При этом принимается, что Асгпр и F не зависят от размера трещины а , то есть приведенный размах напряжений и К-тарировка являются некоторыми постоянными, эквивалентными величинами. В этом случае интегрирование выражения (78) дает известную зависимость для определения количества циклов до разрушения Иж [79], [81]: где коэкв и экв эквивалентные значения приведенного размаха напряжений и К-тарировки соответственно. Расчет по зависимости (79) наиболее прост, но и наименее точен, так как в действительности имеются зависимости Ааэкв = f(a) и F3KB=f(a).
Представляется, что формула (79) может лежать в основе приближенной детерминированной методики оценки живучести.
Более точный расчет можно реализовать в стохастической методике оценки живучести, использующей метод статистического моделирования «Монте-Карло» [91]. Для этого уравнение (78) несложно преобразовать к следующему виду, полагая NM = 1: а, гк =4иж-С-Ас7пПРҐ{ г)-Рп {l"f] +V (80), и подсчитывается поцикловое приращение размера трещины Аа = \ак -ан) под действием случайного размаха А тПР-. Циклически выполняя эту операцию на ЭВМ, можно подсчитать количество циклов нагружения Л ж, затраченное на рост трещины до размера ак = акр. Поскольку в каждом шаге вычислений становится известной достигнутая длина трещины ак, становится возможным учет изменения действующих напряжений и К-тарировки при росте трещины. Недостатком такого метода являются большие затраты машинного времени. Представляет практический интерес сравнение результатов расчета живучести по детерминированной и стохастической моделям. 123 Реализация этих расчетов потребовала следующих исходных данных: - значений статистических характеристик распределений приведенных размахов напряжений на опасных участках М[А 7ПР), s(AcrfIP) (получению которых посвящены главы 3 и 4 настоящей работы) или эквивалентных значений размахов напряжений Ааэкв (глава 4); - значений характеристик трещиностойкости сталей С, п и AKth; - критических акр и стартовых а0 размеров трещин; - значений геометрических поправочных функций (К-тарировок) F . С учетом изложенного, была разработана общая структура методики оценки живучести металлоконструкций портальных кранов, и представлены модели ее реализации, проиллюстрированные схемой на рис. 43.
Детерминированная модель «А» (рис. 43) использует зависимости (79) и (62) и не учитывает изменения статистической картины нагруженности и значения К-тарировки на пути роста трещины. Стохастическая модель «Б» использует метод «Монте-Карло» (80) для генерации случайных величин размахов, но изменение статистической картины нагруженности и значения К-тарировки на пути роста трещины также не учитывается (значения размахов принимаются по участку зарождения трещины - наиболее нагруженному). Модель «Б» предназначена для проверки точности модели «А» в части эквивалентных значений размахов. Стохастическая модель «В», использующая метод «Монте-Карло» (80), является уточненной, так как реализует учет изменения статистической картины нагруженности и значения К-тарировки на пути роста трещины, но и наиболее трудоемкой (расчет живучести одного узла занимает десятки часов машинного времени на компьютере класса Pentium III).
Различная точность моделей расчета живучести связана и с различной точностью исходных данных. В упрощенной модели «А» используются исходные данные, процесс получения которых сравнительно несложен, и обеспечивает расчетный запас живучести. Получение исходных данных рассмотрено в разделах 5.2-5.4 настоящей работы.
