Напряжения в стенках подкрановых балок повышенного ресурса при местном кручении верхнего пояса Чалков, Геннадий Владимирович

Краткий обзор существующего опыта совершенствования конструктивной формы подкрановых конструкций с целью повышения ресурса

С середины 80-х годов на кафедре металлических и деревянных конструкций НГАСУ (Сибстрин) ведется сбор и систематизация информации о совершенствовании конструктивных решений элементов ПК. Картотека насчитывает около 170 решений. Были проанализированы различные источники информации (статьи, диссертации, монографии), в том числе бюллетени изобретений СССР, США, Германии, Японии, Великобритании, Франции, Польши, Чехословакии с 1890 года по настоящее время. Решения сгруппиро ваны по элементам, составляющим подкрановый путь: собственно конструктивная форма ПБ, рельсы и их крепления, узлы крепления балок к колоннам. Выделены решения по компоновке подкранового пути в целом, а также по усилению и ремонту балок и их узлов крепления. На рис. 1.1а представлено распределение количества этих решений по странам, на рис. 1.16 - по десятилетиям начиная с 1890-х годов, а на рис. 1.1 в - распределение решений по элементам подкранового пути.

Пик активности в разработке конструктивных решений подкрановых конструкций приходится на 1980-е годы. Подавляющее число (59% от общего количества) решений было предложено в СССР -в стране, где проблема повышения долговечности ПБ была наиболее остра. Наибольшее количество решений (87%) предложено по совершенствованию конструктивной формы балок, креплений балок к колоннам и креплений рельсов, т.е. по элементам, наиболее подверженным повреждениям в процессе эксплуатации. Ранее в работе [22] была проведена классификация решений элементов ПК с использованием подходов теории решения изобретательских задач (ТРИЗ) [3]. За критерий классификации был принят «уровень приспосабливаемое», отражающий степень «динамизации» системы или уровень развития связей (в терминах ТРИЗ) между элементами системы. В настоящей работе проведена классификация собранных решений (табл. 1.1) элементов ПК по другим критериям с целью выявить основные тенденции развития рассматриваемой технической системы (и ее элементов), установить общие эффективные приемы конструирования ПК и раскрыть неиспользованные резервы совершенствования конструкций. Классификация помогает определить соответствие новых технических решений конкретным тенденциям развития системы. Результаты классификации в обобщенном виде представлены в табл. 1.1. Верхний, 4-й уровень классификации составляют общетехнические качества рассматриваемой конструктивной системы, характеризующие ее основное свойство - надежность: долговечность, живучесть, ремонтопригод ность.

Общетехнические качества достижимы на основе реализации общеиз вестных технических принципов (уровень 3). Так, учитывая, что долговеч ность ПБ выражена через циклический ресурс ВЗС, и оставляя неизменными основные принципы формирования сечения стальной ПБ (материал - строи тельная сталь, в основе сечения - двутавр, соединения - сварные или на вы сокопрочных болтах), повышение долговечности достижимо на основе вы полнения трех принципов: 1) снижение усилий взаимодействия между эле ментами системы «кран - подкрановый путь»; 2) снижение местных напряжений в ВЗС ПБ; 3) снижение концентрации напряжений и влияния сварки (уменьшение количества точек инициации усталостных трещин в вы соконагруженной зоне). Принципы реализуются на основе осуществления соответствующих приемов конструирования, составляющих 2-й уровень классификации. Приемы конструирования материализуются в виде конкретных конструктивных решений (уровень 1), которые сгруппированы в классификационной табл. 1.2. Значительная часть решений, представленных в таблице, признана изобретениями и имеет целью разрешение противоречия между общетехническим качеством (долговечностью) и металлоемкостью и формально удовлетворяет требованиям новизны, существенного отличия и положительного эффекта. Они, в основном, решают конструкторскую задачу и относятся к первому уровню - мельчайшие изобретения [3], когда разработчики ограничены рамками мини-задачи: добиться положительного результата при минимальных изменениях уже имеющейся системы. Техническое противоречие между долговечностью и металлоемкостью системы устраняется частично или не устраняется вовсе. Сделать вывод о-положительном результате разрешения противоречия зачастую нереально. Это обусловлено отсутствием объективной оценки одного из критериев соответствия изобретению - положительного эффекта. В большинстве случаев положительный эффект достоверно оценить чрезвычайно сложно или практически невозможно. Его опре

Исследование зависимости изменения напряжений oh, по высоте верхней зоны стенки

Остановимся на анализе данных по распределению этих напряжений по высоте стенки. Рассмотрение этого вопроса необходимо для решения следующих задач: - во-первых, выявить особенности распределения экспериментальных напряжений Gfy по высоте стенки отдельно для прокатных и сварных профилей; при этом выявить влияние на распределение напряжений по высоте отклонений толщин стенки прокатных профилей в ВЗС; - во-вторых, на основании обработки экспериментальных данных получить эмпирическую аппроксимирующую зависимость, позволяющую осуществлять переход от экспериментальных напряжений в точке наклейки тензорези-стора к корректированным значениям напряжений на уровне расчётной кромки (выше или ниже точки наклейки датчика); выполнение этой задачи необходимо для последующего сопоставления экспериментальных корректированных на пряжении с теоретическими значениями; - в-третьих, экспериментально установить влияние длины отсека стенки и характеристик сечения пояса и стенки на закономерности распределения на пряжений с/у и погонного момента тК1 по высоте стенки. Розетки тензорезисторов в ВЗС были размещены по высоте стенки на расстоянии до 62 мм от нижней поверхности верхнего пояса в середине пролета четырех моделей: БТ1, БТ2, БП2, БС2. Фактическое расположение датчиков по высоте стенки приведено на рис. 2.8.

Для анализа изменения нагруженности стенки моделей по высоте (в направлении оси у) использованы следующие количественные показатели: - градиент экспериментальных напряжений: - градиент экспериментального погонного изгибающего момента: - относительный градиент экспериментального погонного изгибающего момента: В формулах (2.5), (2.6), (2.7): m xi - экспериментальное значение погонного изгибающего момента в стенке в і-й точке, определяемое по формуле: сту,,, -экспериментальное напряжение в і-й точке стенки модели; у, - координата /-ой точки - геометрического центра тензорезистора; тэхтах - максимальное экспериментальное значение погонного изгибающего момента на уровне расчетной кромки. Остановимся на анализе качественных закономерностей распределения напряжений и погонного изгибающего момента по высоте стенки. На рис. 2.8 представлены графики изменения экспериментальных напряжений и экспериментального изгибающего погонного момента по высоте стенки в сварной и прокатной моделях балок. Видно, что изменение напряжений в сварной модели (рис. 2.8а) соответствует полученным ранее другими авторами экспериментальным и теоретическим данным [76 и др.]: напряжения и градиент их изменения увеличиваются при приближении к расчетной кромке стенки. То же происходит и с погонным моментом: графики изменения напряжений и погонного момента подчиняются одному закону. Объясняется этот факт тем, что стенка сварной модели имеет стабильное значение толщины. Закон изменения по высоте напряжений и погонного момента имеет характер экспоненциальной зависимости. Иная картина наблюдается в прокатной модели и в моделях с поясами из тавров (рис. 2.8 б, в).

В модели БТ1 при приближении к расчетной кромке рост напряжений замедляется (градиент уменьшается), а в модели БТ2 напряжения у расчетной кромки становятся даже меньше, чем на некотором удалении от нее. Однако изменение погонного момента тх в ВЗС прокатного про филя происходит по «классической» схеме: он возрастает при приближении к расчетной кромке, причем растет и его градиент. Таким образом, в прокатных профилях локальные отклонения в большую сторону толщины стенки в ВЗС приводят к снижению напряжений. Отсюда следуют два вывода. Во-первых, при анализе напряженного состояния по высоте ВЗС прокатных профилей необходимо прежде всего рассматривать изменение погонного момента тх и далее, используя формулу (2.8) для определения напряжений в конкретной точке, принимать в расчет фактическую толщину стенки в этой точке. Во-вторых, горизонтальное сечение, в котором действуют максимальные фибровые напряжения а , у прокатных профилей может находиться несколько ниже стандартного расположения в уровне верхней кромки стенки. В общем виде изменение напряжений по высоте можно описать зависи где оА - напряжения на уровне расчетной кромки; а - напряжения на расстоянии у от расчетной кромки; функция r\v отражает изменение напряжений по высоте. Аналогично выражению (2.9) записывается формула для погонного момента. Ранее на основании обработки серии теоретических расчетов для функции r\v использовано аппроксимирующее выражение (2.2) для безрёберного случая балки.

Позже исследование экспериментальных напряжений по высоте ВЗС при широком диапазоне изменения шага ребер для разных моделей, имеющих различные значения характеристики распределения L, путем аппроксимации экспериментальных данных позволило получить более универсальную зависимость (2.9) для случая изменения длины отсека стенки во всем возможном диапазоне. Причем аппроксимирующая зависимость получена для изменения по высоте погонного изгибающего момента, а не напряжений. Аппроксимирующую функцию искали в виде экспоненциальной зависимости: Функция С при аргументе у отражает влияние шага ребер и распределительных свойств верхнего пояса и стенки. С этой целью в качестве аргумента функции С использовалось значение относительной длины отсека стенки: (2.11) а При описании аппроксимирующими функциями экспериментальных данных значения коэффициента корреляции находились в пределах 0,90...0,95. В результате получено выражение:

Краткий обзор проведенных исследований напряженного состояния подкрановых балок с использованием метода конечных элементов

Исследованием НДС подкрановых балок численным методом с использованием МКЭ занимались Хуан Пин [124], В.А. Чумаков [126], А.А. Железное [35], А.А. Новоселов и B.C. Казарновский [41, 94], А.В. Сергеев и С.Д. Шафрай [106], Е.А. Чабан [125] и другие. В зависимости от поставленных задач среди проведенных работ можно выделить три варианта построения расчетных схем. В первом варианте расчетные схемы были построены на основе объемных элементов [41, 94, 106, 125]. При построении моделировалась геометрия формы перехода верхнего пояса к стенке. Проводился анализ интенсивности напряжений о, ВЗС. Модели ПБ формировались из объемных (8 или 20 узловых) изопа-раметрических конечных элементов с минимальным размером КЭ, равным 0,6 мм. В работе [106] рельс заменялся равномерно распределенной нагрузкой по ширине и длине верхнего пояса. Анализ изменения формы эпюры давления под подошвой рельса в результате совместной работы рельса и пояса не проводился. В работе [94] рельс моделировался квадратного поперечного сечения с жестким сопряжением с поясом по длине. Второй вариант расчетных схем представлен в работах [35, 124, 126 и др.], в которых ставились задачи по определению номинальных значений сжимающих и изгибных напряжений Ofv и о, /ос (в предположении линейного закона изменения напряжений по толщине стенки). Задача определения теоретических коэффициентов концентрации не ставилась.

Напряжения ог, направленные перпендикулярно толщине стенки, приняты равными нулю. Элементы моделей подкрановых и крановых балок моделировались из плоских треугольных или 4-х угольных элементов оболочек. Размеры сторон КЭ принимались равными 50 мм и более. Рельс моделировался плоскими элементами [124] либо моделировались модели без рельса [35, 126]. Точность результатов проверялась сравнением полученных напряжений о„/ос в стенке с напряжениями по зависимости Б.М. Броуде [16]. Местное увеличение толщин стенки и пояса в пределах границ прокатной выкружки не учитывалось. Третий вариант расчетных схем был использован в работе [124]. Проанализированы теоретические коэффициенты концентрации напряжений сварных тавровых соединений при изгибе. Исследование проводилось на плоских элементах оболочек, моделирующих поперечное сечение таврового соединения пояса со стенкой. Рассматривалось плоское напряженное состояние, что соответствует условиям деформирования листовых элементов крановых металлоконструкций. Максимальный линейный размер конечных элементов в зоне концентрации не превышал десятой части радиуса выреза. Оценка корректности выполнялась сравнением значений теоретических коэффициентов концентрации аа для растягиваемых пластин с противоположными глубокими U-образными вырезами, полученных решением плоских задач теории упругости. Преимуществом первого варианта расчетной схемы по сравнению со вторым является возможность построения сопряжения верхнего пояса и стенки, соответствующего условиям реальной конструкции, к тому же, второй вариант обладает относительной простотой построения расчетных схем и определения номинальных значений напряжений без учета концентрации напряжений.

Преимущество третьего варианта заключается в повышенной точности определения теоретических коэффициентов концентрации напряжений. При этом область использования третьего варианта расчетной схемы ограничивается анализом теоретических коэффициентов концентрации. Учитывая поставленные в исследовании задачи, было принято решение использовать для расчетов два варианта расчетных схем. Первый вариант применялся при построении зависимостей для номинальных напряжений а/,,. Второй вариант использовался только при анализе влияния зоны перехода пояса к стенке и отклонений геометрических параметров поясных сварных швов от установленных стандартом размеров. Расчетные схемы варианта №1: модели из объемных ЗО-элементов. Расчетные модели серии «Э»: БП1, БП1-С1 и БП1-С2 были построены по вари анту №1 (рис. 3.3, 3.6). Разбивка проводилась на пространственные изопара-метрические шестиузловые КЭ [46, тип. 34] и пространственные изопараметри-ческие восьмиузловые КЭ [46, тип. 36]. Схема загружения сосредоточенным крутящим моментом и граничные условия показаны на рис. 3.3. Минимальный размер сетки КЭ в зоне сварного шва и прокатной выкружки составлял 0,5 мм. Минимальный размер сетки КЭ принимался исходя из анализа сходимости номинальных напряжений 5jy по экстраполяции Ричардсона [99, с. 171] (п. 4.6). Расчетные схемы варианта №2: модели из плоских элементов. Расчетные модели серий «Э» и «Н» были построены по варианту №2 (рис. 3.4). Стенки и пояса моделей были построены из универсальных 3-й 4-х угольных КЭ оболочки (КЭ №144 по библиотеке элементов SCAD).

В данной расчетной схеме из плоских элементов возникает проблема моделирования переходной зоны стенки к верхнему поясу. Проблема носит двоякий характер: во-первых, прокатная выкружка имеет дополнительный объем металла в ВЗС, увеличивающий момент инерции верхнего пояса за счет выкружки при кручении до 40%; во-вторых, цилиндрическая жесткость участка верхней зоны стенки выше расчетной кромки имеет большие значения за счет увеличения толщины (это же относится к сварному сечению). Для учета данного эффекта (рис. 3.5) толщина элементов верхней зоны стенки была принята переменной, с целью соблюдения геометрии зоны перехода и сохранения суммарной площади поперечного сечения. Установлено также, что при увеличении толщины ВЗС более чем в 1,5 раза эффект увеличения жесткости становится менее заметным. Поперечные ребра жесткости моделировались двусторонними с вырезом в ВЗС с целью сопоставления результатов численного и физического экспериментов. Рельс моделировался из пространственных изопараметрических 8- узловых КЭ ([46], тип. 36). Силы трения в зоне контакта рельса и верхнего пояса не учитывались, ввиду предположения о раздельной работе рельса и пояса при кручении, что достигалось соответствующей системой связей рельса с верхним

Расширение диапазона численных моделей. Сопоставление результатов численных расчетов с результатами физического эксперимента. Анализ предельных напряжений

Базовый случай загружения: воздействие сосредоточенного крутящего момента без рельса. Сравнительный анализ показал, что напряжения хЛ„ в прокатной модели БП1 ниже, чем в сварной БС1: на 20,3% по результатам экспериментальных значений и на 21% - по результатам численных расчетов. Сравнение результатов испытаний моделей БП1, БТ1, БТ2 с одинаковыми характеристиками ВЗС и пояса, но разными характеристиками стенки показало следующее: в модели БТ1 с более высокой стенкой предельные напряжения 7fiu по сравнению с БП1 снизились на 15% по результатам эксперимента и на 6% по численным расчетам. В модели БТ2, имеющей более тонкую стенку-вставку по сравнению с БТ1, предельные напряжения снизились еще на 14,0% по результатам как эксперимента, так и численных расчетов. Таким образом, численно подтверждается общий характер взаимодействия элементов системы пояс - стенка: чем ниже «погонная» (по высоте сечения) цилиндрическая жёст кость стенки (при равной крутильной жёсткости пояса), тем ниже предельные напряжения а /м,. Видно (рис. 3.9а), что численная зависимость условной длины распределения от характеристики распределения является линейной: l Kf = 2,26-L - для моделей серии «Э» с разбросом значений коэффициента с от 2,11 до 2,40; /e77 = 2,03-L - для моделей серии «Н» с разбросом значений коэффициента с от 1,86 до 2,79. Разница в аппроксимирующих функциях серий «Э» и «Н» объясняется отличием диапазона значений характеристики L. Значения диапазона L в экспериментальных моделях серии «Э» без использования рельса составляют от 206 до 297 мм, при этом диапазон значений для моделей серии «Н» в 8 раз шире: от 274 мм до 2360 мм.

Экспериментальная зависимость для моделей серии «Э» составляет lef f = 2,4-L, а значения коэффициента с находятся в диапазоне от 2,23 до 2,52. Воздействие сосредоточенных горизонтальной силы и вертикальной силы, приложенной к рельсу. Загружение моделей с рельсами дает следующие значения. Коэффициент пропорциональности с для моделей серии «Э» составляет 2,57 для вертикальной нагрузки, 2,76 - для горизонтальной, при этом максимальное значение характеристики L 800 мм, что более чем в 5 раз меньше максимального. Для моделей серии «Н» коэффициент пропорциональности с составляет 2,02 для вертикальной и 2,01 - для горизонтальной нагрузки. Это доказывает единство природы крутящего момента, вызываемого как вертикальной, так и горизонтальной нагрузкой и ставит под сомнение коэффициент 0,75, предложенный в [ПО] для определения крутящего момента от горизонтальной нагрузки.

Минимальное значение коэффициента пропорциональности с в диапазоне натурных подкрановых балок составляет 2,11 при воздействии как вертикальной, так и горизонтальной нагрузки на рельс (рис. 3.9б-в). Распределение напряжений o/ViH по длине ВЗС на примере модели НП1 представлено на рис. 3.13. Был предложен общий вид зависимости напряжений (7 } в ВЗС на расстоянии х от точки натр ужения (середины отсека стенки): где (У/у - напряжения в точке приложения сосредоточенного крутящего момента, г]х - функция распределения напряжений по длине стенки. Рассматривая безреберный случай, зависимость предельных напряжений можно представить в виде: где r]xu - функция распределения напряжений по длине стенки в безреберном случае. Функция rix и имеет форму колокола с максимумом в точке приложения нагрузки. Была проведена аппроксимация численных значений цхи, полученных для всего ряда численных моделей, экспоненциальной зависимостью: где v - коэффициент аппроксимации (рис. 3.13). В инженерных расчетах зависимость напряжений по длине ВЗС должна быть корректной при х не менее 230 мм (ограничивается минимальным диаметром крановых колес по ГОСТ 28648-90). Аппроксимирующая функция имеет некоторое отличие от численной зависимости в окрестностях максимума. Численные зависимости имеют касательную к графику в начале координат, параллельную оси Ох, в то время как касательная к аппроксимирующей зависимости имеет наклон (рис. 3.14). Это несоответствие влияет на точность расчетов в пределах 200 мм от точки приложения нагрузки. При большем удалении от нагрузки численные значения и значения аппроксимирующей функции совпадают. Учитывая, что разрабатываемая методика будет применяться для учета влияния смежных крановых колес на величину напряжений, минимальное расстояние будет составлять 250

Похожие диссертации на Напряжения в стенках подкрановых балок повышенного ресурса при местном кручении верхнего пояса

Деформационная модель и методика расчета железобетонных балок-стенок с учетом образования и развития трещинВоронин Захар Андреевич

Деревометаллические балки со стенкой из стальных профилированных листовКалинин, Сергей Владимирович

Прочность тонких стенок железобетонных балок на приопорных участках с учетом предыстории загруженияТамов, Мурат Мухамедович

Несущая способность балок с гофрированной стенкой, ослабленной круговым отверстиемКудрявцев, Сергей Владимирович

Прогнозирование повреждаемости верхней зоны стенки эксплуатируемых сварных подкрановых балок интенсивной нагруженности Сердюк Вячеслав Викторович

Исследование сварных двутавровых балок с гибкими неподкрепленными стенками Симаков Юрий Николаевич

Стальные балки с несимметричной перфорацией стенки Михайлова Ольга Викторовна

Влияние неоднородности контактных поверхностей рельса и верхнего пояса подкрановой балки на местный изгиб стенкиКолотов, Олег Васильевич

Напряженно-деформированное состояние балок замкнутого сечения с перфорированными стенкамиЮрченко Андрей Анатольевич

Местная устойчивость стенки и оптимизация стальной перфорированной балки Митчин Роман Борисович