Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ состояния вопроса 10
1.1. Постановка задачи 10
1.2. Действительная нагруженность подкрановых балок 13
1.3. Методики прогнозирования усталостной долговечности сварных подкрановых балок 18
1.4. Выводы по главе 26
1.5. Цель и задачи работы 26
2. Выбор расчетных предпосылок для разработки методики численного моделирования взаимодействия мостовых кранов с подкрановыми путями производственного здания 28
2.1. Исследования действительных крановых нагрузок 28
2.1.1. Исследования вертикальных крановых воздействий 29
2.1.2. Исследования поперечных горизонтальных крановых воздействий 38
2.2. Исследования напряженного состояния верхней зоны стенки подкрановой балки 47
2.3. Исследования напряженного состояния поперечных ребер жесткости 55
2.4. Исследования напряженного состояния верхней зоны стенки подкрановой балки при работе на подвижную нагрузку 56
2.5. Выводы по главе 58
3. Численные исследования напряженного состояния стенки и поперечных ребер жесткости подкрановых балок, воспринимающих внецентренную крановую нагрузку 60
3.1. Постановка задачи 60
3.2. Исследование влияния шага поперечных ребер жесткости на напряженное состояние стенки подкрановой балки 61
3.3 Исследование напряженного состояния стенки и поперечных ребер жесткости при нагружении подкрановой балки подвижной нагрузкой 69
3.4. Исследование влияния величины выреза в поперечном ребре жесткости на напряженное состояние стенки и ребра 73
3.5. Исследование напряженного состояния стенки и ребер при отсутствии сварного шва между поперечным ребром жесткости и верхним поясом 80
3.6. Выводы по главе 85
4. Численное моделирование взаимодействия мостовых кранов с подкрановыми путями в одноэтажных производственных зданиях 87
4.1. Постановка задачи 87
4.2. Термины, используемые для разработки численной модели 87
4.3. Система хранения исходных данных и результатов расчета 88
4.4. Методика создания расчетной схемы 94
4.4.1. Сбор первичной информации 94
4.4.2. Обработка первичной информации 95
4.5. Расчет напряженных состояний подкрановых балок 108
4.6. Отображение и анализ результатов расчета 119
4.7. Выводы по главе 122
5. Расчетная методика оценки усталостной долговечности сварных подкрановых балок 123
5.1. Постановка задачи 123
5.2. Схематизация осциллограмм 123
5.3. Формирование блоков нагружения расчетных сечений подкрановых балок 129
5.4. Определение усталостных долговечностей сварных подкрановых балок 135
5.5. Выводы по главе 140
6. Практический пример оценки усталостной долговечности сварных подкрановых балок ОАО «ЗМЗ» 141
6.1. Создание расчетных схем 141
6.1.1. Сбор первичной информации 141
6.1.2. Обработка первичной информации 151
6.2. Анализ напряженного состояния, нагруженности и усталостной
долговечности подкрановых балок 169
Основные результаты и выводы 179
Список использованной литературы 180
- Методики прогнозирования усталостной долговечности сварных подкрановых балок
- Исследования напряженного состояния верхней зоны стенки подкрановой балки
- Исследование влияния шага поперечных ребер жесткости на напряженное состояние стенки подкрановой балки
- Система хранения исходных данных и результатов расчета
Введение к работе
Актуальность работы: в связи с тем, что многие предприятия отечественной промышленности после длительного кризиса вступили в период устойчивого экономического роста, задачи реконструкции и планирования ремонтов производственных зданий приобретают первоочередное значение.
Сварные подкрановые конструкции обладают наименьшей долговечностью в стальном каркасе производственного здания. Многочисленными исследованиями установлено, что долговечность сварных подкрановых конструкций лимитируется усталостной долговечностью верхней зоны стенки балок. Усталостная долговечность подкрановых балок является величиной, зависящей от множества факторов, носящих случайный характер, поэтому ее расчетное значение носит характер оценки.
Разработка расчетной методики оценки нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок, реализованной в специализированном программном обеспечении, позволит принимать оперативные решения о целесообразности их дальнейшей эксплуатации и планировании межремонтных сроков. Оценка нагруженности верхней зоны стенки является важной исходной информацией при использовании методик расчета подкрановых балок с полученными усталостными повреждениями.
Цель работы: разработать систему автоматизированного анализа нагруженности, напряженного состояния и усталостной долговечности сварных подкрановых балок.
Задачи работы.
1. Разработать методику проведения численных экспериментов о взаимодействии мостовых кранов с подкрановыми путями производственных зданий, учитывающую схемы расположения оборудования и организацию технологических грузопотоков.
2. Осуществить выбор аналитических зависимостей для определения крановых нагрузок и компонент напряженного состояния верхней зоны стенки подкрановых балок.
3. Исследовать напряженное состояние стенки и поперечных ребер жесткости балок, загруженных внецентренной подвижной нагрузкой.
4. Разработать алгоритмы формирования расчетных блоков нагружения верхней зоны стенки сварных подкрановых балок.
5. Разработать программное обеспечение для расчетной оценки нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок на момент появления макротрещины.
6. Провести оценку нагруженности и усталостной долговечности натурных сварных подкрановых балок с помощью разработанной методики. Объект исследования: сварные подкрановые балки.
Предмет исследования: напряженное состояние, нагруженность и усталостная долговечность верхней зоны стенки сварных подкрановых балок.
Методы исследований: численное моделирование на основе применения современных информационных технологий; метод конечных элементов, реализованный в ПК «Лира-Windows 9.0»; метод визуальных наблюдений за технологическими грузопотоками.
Научная новизна работы.
1. Численные исследования напряженного состояния стенки и поперечных ребер жесткости подкрановых балок, воспринимающих внецентренную подвижную нагрузку.
2. Методика проведения численных экспериментов о взаимодействии мостовых кранов с подкрановыми путями производственных зданий, учитывающая схемы расположения оборудования и организацию технологических грузопотоков.
3. Расчетный метод оценки нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок.
4. С помощью разработанной методики проведена оценка нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок двух пролетов металлургических цехов ОАО «Златоустовский металлургический завод» («ЗМЗ»).
Практическое значение работы.
1. Разработано программное обеспечение ObsDB, предназначенное для оценки нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок.
2. Численным моделированием установлено, что шаг поперечных ребер жесткости влияет на величину напряжений от местного изгиба стенки балки.
3. Выявлено, что стык ребер жесткости из листа с верхним поясом балки без использования сварных швов является причиной возникновения трещин в приреберной зоне стенки.
Тема диссертации связана с выполнением работы по гранту министерства образования Российской Федерации и правительства Челябинской области (направление «Технические науки»).
На защиту выносятся;
1. Результаты анализа состояния вопроса с точки зрения выбора расчетных зависимостей для создания методики оценки усталостной долговечности сварных подкрановых балок.
2. Результаты численного-исследования напряженного состояния стенки и поперечных ребер жесткости подкрановых балок, воспринимающих внецентренную подвижную крановую нагрузку.
3. Расчетная методика оценки нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок, реализованная в программном обеспечении ObsDB.
4. Результаты использования разработанной методики для оценки нагруженности и усталостной долговечности сварных подкрановых балок двух пролетов металлургических цехов ОАО «ЗМЗ».
Апробация результатов работы; результаты исследований докладывались на научном семинаре кафедры «Строительные конструкции и инженерные сооружения» ЮУрГУ в 2004 г., научных конференциях преподавателей и аспирантов ЮУрГУ в 2001-2003 г.г., конференции Уральского отделения ассоциации строительных вузов России (г. Екатеринбург, 2001 г.). Результаты оценки усталостной долговечности подкрановых балок двух цехов ОАО «ЗМЗ» (г. Златоуст) использованы отделом главного механика этого завода при планировании ремонтов конструкций.
Публикации: основное содержание работы изложено в 6 печатных работах, опубликованных в сборниках научных трудов.
Объем и структура работы: работа состоит из введения, шести глав, выводов, списка использованной литературы (133 источника). Общий объем диссертации 187 страниц, в том числе 105 иллюстраций и 25 таблиц.
Методики прогнозирования усталостной долговечности сварных подкрановых балок
Определение коэффициента Кр по формуле (1.4) возможно лишь на основе статистического изучения процесса нагружения подкрановых конструкций крановыми нагрузками. Для этого Ю.С. Эглескалном совместно с Ю.С. Куниным [66, 67] было произведено экспериментальное изучение процесса нагружения подкрановых балок 78 пролетов 35 основных цехов 12 металлургических заводов. Деформации в расчетных сечениях нижних поясов подкрановых балок измеряли тензометрическим методом с помощью специального самопишущего прибора. Общая продолжительность регистрации по всем цехам составила более 400 суток.
Полученные осциллограммы позволили характеризовать режимы нагружения подкрановых конструкций как случайные. В результате обработки осциллограмм строились среднесуточные диаграммы напряжений в нижних поясах балок ох. Данные диаграммы, по сути, являются аналогом блоков нагружения. Пример среднесуточной диаграммы для разливочного пролета мартеновского цеха приведен на рис. 1.6.
Установлено, что после двух- трехсуточных записей происходит ярко выраженная стабилизация числа циклов появления различных уровней амплитуд ох. Более подробное изучение статистических свойств нагружения подкрановых конструкций производилось в работе Ю.С. Кунина [66]. Анализ распределений амплитуд напряжений ох показал их близость к нормальному закону. Для разных цехов и пролетов значения статистических характеристик ах получены в следующих пределах [66]:
Очевидно, что статистические характеристики, полученные для разных цехов, имеют значительный разброс. Также следует отметить, что полученные эксплуатационные напряжения в нижних поясах подкрановых балок значительно меньше, определяемых расчетом на статическую прочность. Далее Ю.С. Куниным [66] было произведено исследование свойств случайного процесса нагружения подкрановых балок мостовыми кранами. Выявлено, что математическое ожидание и дисперсия случайных процессов практически не зависят от времени, что иллюстрируется графиком, приведенным на рис. 1.7.
Значения статистических характеристик процесса нагружения подкрановых балок, вычисленные по множеству кратковременных реализаций, выбранных в непересекающиеся промежутки времени, оказались приближено равны значениям тех же характеристик, полученным при обработке одной длительной реализации. Таким образом, процесс нагружения подкрановых балок вертикальными нагрузками был оценен Ю.С. Куниным как стационарный и эргодический.
Для цехов со сходной технологией Ю.С. Эглескалном были вычислены средние значения показателей Кр. Максимальное значение показателя режима получено для зданий адъюстажей блюмингов и принято за единицу, значения Кр для других цехов были выражены в долях от единицы. Анализ Кр различных технологических цехов показал, что режимы работы зданий далеко не одинаковы, крайние значения коэффициента Кр отличаются примерно в 200 раз, хотя по [103] все они относятся к тяжелому режиму работы. Широкий диапазон коэффициента Кр обусловлен тем, что на статистические характеристики нагружения подкрановых балок определяющее влияние оказывают схемы организации технологических грузопотоков конкретного производственного здания. Данное обстоятельство отмечалось многими исследователями, например, Б.Н. Кошутиным [55] и В.И. Камбаровым [39].
Такой разброс коэффициента Кр ставит под сомнение правомочность классификации режимов работы зданий (или подкрановых конструкций) по технологическому признаку. Кроме того, расчет коэффициента Кр на стадии проектирования не возможен без методики получения аналитического блока нагружения, а таковой не было предложено. Возможно, эти причины привели к исключению понятия режима работы из СНиП редакции 1972 г. [104], в котором все дополнительные требования по расчету и конструированию подкрановых конструкций были отнесены к режиму работы кранов. Вопросы нормирования режима работы кранов в краностроении решены достаточно полно на основе анализа частоты подъема грузов различной массы, но режимы нагружения строительных конструкций зависят не только от массы поднимаемого краном груза, но и от положения крановой тележки на мосту и положения крана на подкрановой балке, а также интенсивности нагружения. Эта разница может привести к несовпадению режимов работы кранов и строительных конструкций, что отмечается в работе [128].
Все вышеперечисленные исследования изменения напряженного состояния подкрановых конструкций во времени носили экспериментальный характер. В результате анализа данных работ можно констатировать, что нагру-женность подкрановой балки является случайным процессом, обладающим свойствами стационарности и эргодичности. В то же время, статистические характеристики процесса нагружения подкрановых балок мостовыми кранами стабильны только для конкретных подкрановых путей и отличаются для различных балок по длине пролета.
Зависимость характеристик нагруженности верхней зоны стенки от организации технологических грузопотоков и высокая трудоемкость проведения экспериментальных исследований делают разработку аналитической методики формирования блоков нагружения актуальной задачей.
Исследования напряженного состояния верхней зоны стенки подкрановой балки
Экспериментальные исследования напряженного состояния стенки балки проводились А.А. Апалько на двух экспериментальных балках симметричного двутаврового сечения пролетом 6 м. Стенка балки сечением 800x10 мм укреплялась ребрами жесткости, приваренными к верхнему и нижнему поясам с сечениями 260x20 мм. Квадратный рельс 60x60 мм крепился к верхнему поясу балки болтами посредством приваренных к нему уголков. Вертикальная нагрузка создавалась 100 тонным гидравлическим домкратом и передавалась на рельс подкрановой балки через колесо тележки. Горизонтальная нагрузка создавалась с помощью специального натяжного устройства и прикладывалась к головке рельса. Замеры напряжений проводились электротен-зодатчиками.
В результате выполнения широкой программы испытаний А.А. Апалько выявлены закономерности распределения местных сминающих и изгибных напряжений. Отмечается, что уменьшение расстояния между ребрами жесткости as существенно влияет на напряженное состояние от местного изгиба стенки. Алгебраическая сумма экспериментальных напряжений от вертикальных и горизонтальных нагрузок, приложенных раздельно, полностью совпала с эпюрой напряжений, полученной во время испытаний на совместное воздействие этих двух нагрузок. Напряжения от местного изгиба стенки зависят линейно от величины эксцентрично приложенной нагрузки. Различие экспериментальных напряжений о%, от теоретических по формуле (2.26) не превышает 10%.
В работе Ю.И. Кудишина [62, 115] экспериментальные исследования местного напряженного состояния проводились на крупноразмерной модели подкрановой балки. Модель представляла собой часть балки, равную одной панели с двумя вертикальными ребрами жесткости, поставленными на расстоянии 1400 мм, со следующими геометрическими размерами: стенка 775x2 мм; верхний пояс 350x10 мм; нижний пояс 200x10 мм. Железнодорожный рельс Р-43 крепился на планках.
Эпюры ojy по длине и по сечению балки при шаге ребер жесткости 1400 мм и 700 мм приведены на рис. 2.14. Характерно, что при шаге ребер жесткости 1400 мм (рис. 2.14, а) у эпюры ofo минимальные значения оказываются под грузом и постепенно увеличиваются по мере приближения к ребрам жесткости. По высоте же сечения максимальные напряжения возникают ближе к середине стенки. При шаге ребер жесткости 700 мм картина распределения напряжений Ofy резко меняется: максимальные напряжения возникают по середине панели и на верхней кромке стенки по высоте сечения. Такая резкая изменчивость напряженного состояния вероятно связана с тем, что в испытываемой балке Ю.И. Кудишина стенка была весьма гибкой.
В работе Е.А. Митюгова [77, 79] рассматривалась панель балки, нагруженная на рельсе сосредоточенным крутящим моментом. Принималось, что стенка имеет жесткое защемление в нижнем поясе, прогиб стенки на границах панели и поворот сечения рельса и пояса над ребром не происходят, по длине панели рельс сопряжен с верхним поясом упруго. При воздействии момента скручивание пояса вызывает изгиб опертой по контуру стенки, прогиб которой и определялся. В результате было получено следующее выражение для определения изгибного напряжения:
Экспериментальные испытания проводились Е.А. Митюговым на сварной балке пролетом 6 м, с сечением поясов 380x16, стенки 900x10, длиной панели 2280 мм. Съемные ребра жесткости уголкового профиля устанавливались с приторцовкой к верхнему поясу на болтах с плотной посадкой, использовался рельс типа КР100. Загружение балки производилось вертикальной и горизонтальной нагрузками, приложенными в середине панели. Испытания проводились в два этапа: без рельса и с рельсом.
Е.А. Митюговым было установлено, что характер распределения напряжений не зависит от способа создания крутящего момента. При испытаниях балки без рельса в стенке фиксировались большие напряжения изгиба, которые по длине и стенки постепенно уменьшались и изменяли знак у нижнего пояса. После установки на балку рельса характер распределения напряжений Ofy резко изменился. Величина напряжений снизилась в несколько раз, наименьшие напряжения вблизи верхнего пояса оказались в середине панели, а наибольшие переместились к ребрам жесткости. Эпюры напряжений Ofy по длине и высоте балки приведены на рис. 2.15. При увеличении длины панели напряжения Ofy от изгиба возрастали.
В работе Э.А. Рывкина [99, 13] в теоретической части решена задача изгиба локально нагруженной пластинки, опертой по двум сторонам. Зависимость, вошедшая в [102], записывается следующим образом:
Экспериментальные исследования Э.А. Рывкина проводились на натурных подкрановых балках пролетом 6 м, со стенкой сечением 940x12 мм, верхним поясом 380x20 мм, нижним поясом 340x20 мм. Испытанию подверглись три типа балок: с шагом поперечных ребер жесткости 1500 мм, с шагом поперечных ребер жесткости 500 мм, с продольным ребром и короткими поперечными ребрами с шагом 375 мм. Загружение балок вертикальными и горизонтальными нагрузками производилось через крановые рельсы КР-70 и КР-120.
Распределения напряжений Ofy по сечению балки первого типа, загружаемой различными вертикальными нагрузками, приведены на рис. 2.16. В результате испытаний Э.А. РЫБКИНЫМ выявлено, что напряжения Ofy, вызванные моментом от горизонтальной нагрузки, примерно в 1,6 раза меньше, чем от момента, созданного вертикальной нагрузкой. Данное обстоятельство объясняется меньшей «локальностью» момента от горизонтальной нагрузки, так как он передается поясу от рельса через крепления на участке большей протяженности. Поэтому для вычисления крутящего момента предложена формула, впоследствии вошедшая в [102]:
Исследование влияния шага поперечных ребер жесткости на напряженное состояние стенки подкрановой балки
На основании анализа работ о напряженном состоянии подкрановых балок, проведенного в главе 1, сформулированы следующие задачи настоящих численных исследований: исследовать влияние шага поперечных ребер жесткости на напряженное состояние стенки балки, выбрать зависимости для вычисления компонент напряженного состояния от местного изгиба стенки; исследовать изменение напряженного состояния стенки и поперечного ребра жесткости при нагружении балки подвижной нагрузкой; исследовать влияние величины выреза в поперечном ребре жесткости на напряженное состояние стенки и ребра; исследовать напряженное состояние стенки и поперечных ребер при отсутствии сварного шва между ребром жесткости и верхним поясом.
Общепризнанно [95, 77, 99 и др], что наиболее неблагоприятное напряженное состояние балки формируется при воздействии на нее нагрузки, приложенной с эксцентриситетом относительно оси стенки. Поэтому численные исследования проводились на воздействие эксцентричной нагрузки.
В качестве метода исследования был принят метод конечных элементов, реализованный в программном комплексе «Лира-Windows 9.0» (разработчик НИИАСС, ООО «ЛИРА Софт»,). Для снижения трудоемкости создания расчетных схем и анализа результатов расчетов была разработана собственная программа LiraUtil.
Использование метода конечных элементов позволяет перейти от натурных дорогостоящих экспериментов к их численным аналогиям. Численные эксперименты предоставляют возможность исследовать неограниченное число моделей балок. Но в тоже время, при создании конечно-элементных моделей необходимо обеспечить их максимальное соответствие действительной работе конструкций. Поэтому уровень значимости результатов численных экспериментов лимитируется зоной адекватности модели действительной работе конструкции. Учитывая вышесказанное, необходимо подчеркнуть, что численные исследования проводились с целью выявления качественной картины НДС подкрановых балок, а полученные результаты по возможности сопоставлялись с экспериментальными исследованиями, проведенными другими авторами [79, 12, 61, 71, 131, 133].
В основу методики численных экспериментов положено условие технологичности, заключающееся в максимальной унификации моделей, простоте их создания и модернизации, максимальной автоматизации результатов расчета.
Для проведения данного численного эксперимента создано 5 серий конечно-элементных моделей балок пролетом по 6 м. Каждая серия балок включает две модели: основную с эксцентрично приложенной нагрузкой и контрольную с центрально приложенной нагрузкой. В моделях разных серий варьируется лишь один параметр - шаг поперечных ребер жесткости.
Модели созданы из универсальных прямоугольных и треугольных конечных элементов (КЭ) оболочки (соответственно 41 и 42 тип библиотеки КЭ ПК «Лира-Windows 9.0»). Левый нижний узел стенки совмещен с нулевой точкой глобальной системы координат. КЭ, моделирующие элементы балок, были проведены через срединные плоскости листов. Размеры прямоугольных КЭ приняты следующим образом: для центральной части балки (стенки и поясов) - 2x2 см, для остальной части балки и ребер — 5x5 см. Так как анализ проводился для центральных частей схем с более мелкой разбивкой на КЭ, то расстановка ребер жесткости была выполнена симметрично относительно середин пролетов балок.
Геометрические схемы моделей разных серий приведены в табл. 3.1. Модели Б-0, Б-1, Б-2, Б-3, Б-4 являются основными, а Б-0-0, Б-0-1, Б-0-2, Б-0-3, Б-0-4 - контрольными. Поперечные сечения балок приведены на рис. 3.1.
Моделирование опирання балок выполнено с помощью линейных связей по направлениям X, Y, Z глобальной системы координат ПК «Лира-Windows 9.0», наложенных на нижние узлы элементов опорных ребер жесткости.
Моделирование вертикальной крановой нагрузки, передаваемой на верхний пояс подкрановой балки от катка крана через рельс, осуществлялось равномерно-распределенной по площади верхнего пояса нагрузкой д=1000 кН/м2. Размеры участка распределения нагрузки: /е/=400мм и 6=160 мм. У основных моделей нагрузка прикладывалась с эксцентриситетом е=40 мм. Схема приложения нагрузок по длине и сечению балки приведена нарис. 3.2.
После выполнения линейного расчета производился расчет главных напряжений с использованием подсистемы «Литера». В результате работы «Литеры» были получены главные нормальные напряжения 7ь ( на нижнем (Н), среднем (С), верхнем (В) слоях КЭ (ОІ ОЗ). Здесь индексация главных напряжений принята классической в отличие от остальных глав работы настоящей работы. Нумерация слоев производится согласно направлению местной оси Z1 КЭ как показано на рис. 3.3, а.
В рассматриваемых моделях ось Z1 элементов стенки балки направлена в сторону смещения нагрузки относительно оси стенки, поэтому верхние слои КЭ стенки соответствуют ее поверхности со стороны смещения нагрузки, нижние слои - противоположной поверхности, а средние слои - срединной поверхности стенки (рис. 3.3, б). моменты, действующие на сечения ортогональные местным осям XI и Y1 КЭ соответственно; М — погонный крутящий момент; h — толщина элемента. Напряжения для элемента Э1, полученные в результате расчетов пяти серий моделей в ПК «Лира-Windows 9.0», приведены в табл. 3.2. Анализ данных табл. 3.2 показывает, что напряженное состояние среднего слоя Э1 остается практически неизменным. Таким образом, можно сделать вывод, что на напряженное состояние от общего изгиба балки и местного смятия стенки не оказывает влияния ни шаг ребер жесткости, ни внецентрен-ный характер приложения нагрузки. Напряженное состояние от местного изгиба стенки характеризуется главными напряжениями на нижнем и верхних слоях КЭ-ов: 0\", о?," и 0\, о$в соответственно. При центрально приложенной нагрузке в контрольных моделях главные напряжения на всех слоях равны, что свидетельствует о равномерном сжатии стенки по толщине. При внецентренном приложении нагрузки в основных моделях логика изменения главных напряжений соответствует характеру нагружения: на верхнем слое напряжения сжатия увеличиваются по модулю, а на нижнем слое возникают растягивающие напряжения. Максимальные по модулю главные напряжения возникают на верхнем слое элемента 37 основной модели серии №0 Б-0 и равны с =-80,09 МПа.
Система хранения исходных данных и результатов расчета
Амплитуды циклов о$ и о" элемента 32 моделей Б-5-1 и Б-5-2 возникают при положении центра тяжести нагрузки непосредственно над ребром жесткости {Х,-\,1 м), в то время как для жестких стыков моделей Б-5-3 и Б-5-4 амплитуды о{ возникают при положениях нагрузки на некотором расстоянии от ребра. Еще одной характерной особенностью изменения напряженного состояния элемента 32 является рост растягивающего напряжения а," у моделей Б-5-1 и Б-5-2. Таким образом, амплитуды циклов растяжения на нижнем слое становятся сопоставимыми по величине с амплитудами сжатия на верхнем слое, что делает возможным зарождение трещины одновременно с двух сторон стенки.
Сравнение осциллограмм главных напряжений а и а" элемента 32 моделей Б-5-1 и Б-5-2 выявило, что их амплитуды циклов отличаются не более чем на 7%. Приращение амплитуды цикла а/ между моделями Б-5-1 и Б-5-4 для элемента 32 составляет 571%, а для элемента 31 20,8%. Таким образом, жесткость стыка оказывает, влияние только на местное напряженное состояние приреберной части стенки.
При полном отсутствии контакта верхнего пояса и поперечного ребра жесткости, последнее практически полностью исключается из работы, но, в тоже время, наличие сварных швов, прикрепляющих ребро к стенке, превращают его в концентратор напряжения: не воспринимая нагрузки, оно не дает ей распределиться на большой участок стенки. Концентрация главных напряжений на нижнем и верхнем слоях приреберной части стенки модели Б-5-3 обусловлена ростом напряжений от местного изгиба стенки. Эпюры нормальных напряжений по зонам А, Б для моделей Б-5-2, Б-5-3 при положении центра тяжести нагрузки над ребром, иллюстрирующие концентрацию напряжений в приреберной части стенки, приведены на рис. 3.23.
Для того чтобы исследовать возможные этапы жизненного цикла стыка верхнего пояса и ребра жесткости без сварных швов была создана модель Б-5-5, позволяющая варьировать величину жесткости Rz. Варьирование Rz осуществлялось изменением соответствующего значения жесткостной характеристики КЭ-ов типа 55, заданных между узлами верхнего пояса и ребра жесткости. Варьирование Rz осуществлялось в пределах от 10 до 10000000 кН/м, всего было рассчитано 48 модели. Загружение модели осуществлялось при наиболее невыгодном положении центра тяжести нагрузки- „=1,2 м.
По результатам расчетов для элемента 32 в логарифмических координатах была построена зависимость третьего главного напряжения на верхнем слое о$в от величины жесткости стыка по оси Rz, которая приведена на рис. 3.24.
На графике - можно выделить три участка, которые характеризуют этапы работы стыка верхнего пояса и ребра жесткости без сварных швов: 1. Нижний прямолинейный участок, асимптотически приближающийся к RZ=(X, характеризует работу стыка при совместной работе ребра и верхнего пояса на восприятие крановой нагрузки. 2. Наклонный участок характеризует постепенный рост напряжений в стенке при снижении жесткости стыка, которая возможна, например, вследствие постепенной потери устойчивости верхней части ребра. 3. Верхний прямолинейный участок, асимптотически приближающийся к Rz=0, характеризует худший вариант работы стыка при полностью ис-ключившимся из работы ребре жесткости. Графики, подобные приведенному на рис. 3.24, могут быть использованы для оценки зависимости изменения напряженного состояния элементов произвольных стыков от их жесткостных характеристик. Зависмость «напряженное состояние - жесткостные характеристики» позволяет оценить каково влияние на служебные свойства стыка различных факторов, вызывающих отклонения его эксплуатационной жесткости от расчетных предпосылок. Более «живучими» будут стыки с максимально пологим наклонным участком или протяженным нижним участком. Для исследованного варианта стыка наклонный участок является крутопадающим. Поэтому, допуская наличие несовершенств изготовления, а также, учитывая динамический характер крановых воздействий и тяжелые условия эксплуатации подкрановых балок, стык ребра жесткости, не приваренного к верхнему поясу, следует признать неудачным конструктивным решением. Повышение усталостной долговечности приреберной зоны стенки подкрановых балок должно быть связано с исследованием иных конструктивных форм ребер. 1. Разработана собственная программа LiraUtil, позволившая значительно снизить трудоемкость выполнения численных экспериментов. 2. Численными исследованиями установлено, что продольные напряжения от местного изгиба стенки ofa, в настоящее время не учитываемые в СНиП П-23-81 , достигают значительной величины и должны включаться в расчеты как прочности верхней зоны стенки, так и ее долговечности. 3. Исследовано влияние шага ребер жесткости на напряженное состояние стенки балки. Выявлено, что шаг поперечных ребер жесткости as оказывает влияние на напряженное состояние стенки от ее местного изгиба: с уменьшением as нормальные напряжения ofa о уменьшаются. Для определения Ofy, OfX предлагается принять зависимости (2.28) и (2.32), предложенные Е.А. Митюговым [78, 77], как наиболее полно учитывающие природу напряженного состояния стенки при ее местном изгибе. 4. Для стенок балок подтверждены экспериментальные данные [12, 114]: максимальные амплитуды циклов главных нормальных и касательных напряжений возникают в центральном элементе стенки, соответствуют положению нагрузки в середине пролета; главные сжимающие напряжения, действующие на поверхности стенки со стороны смещения нагрузки, по модулю больше чем растягивающие на противоположной стороне. Таким образом, зарождение усталостной трещины в сварном поясном шве или околошовной зоне более вероятно в сжатой зоне. 5. Исследовано напряженное состояние стенки и ребер жесткости подкрановых балок, воспринимающих подвижную нагрузку, приложенную с эксцентриситетом. 6. Выявлено, что на слоях крайних элементов ребер жесткости со стороны смещения нагрузки действуют отнулевые асинхронные циклы сжатия, с противоположной стороны - растяжения. Изменения нормальных напряжений от изгиба ребер происходит по знакопеременному циклу. Амплитуды циклов соответствуют положениям нагрузки на расстоянии 0,13-0,17я.у от ребра жесткости. Величины амплитуд циклов больше соответствующих значений амплитуд наиболее нагруженного элемента стенки. Таким образом, напряженное состояние ребер жесткости является столь же сложным, как и у стенки балки, поэтому появление трещин в сварных швах, прикрепляющих ребра жесткости к верхнему поясу, является закономерным. 7. Установлено, что если ширина выреза в поперечном ребре жесткости bs меньше ширины распределения нагрузки Ь, то влияние bs на напряженное состояние стенки и ребра незначительно: максимальные главные напряжения на ребре не изменяются, а максимальные главные напряжения в приреберной зоне стенки уменьшаются. 8. Исследовано напряженное состояние стыка верхнего пояса и поперечного ребра жесткости из листа при отсутствии сварных швов. Установлено, что подобное конструктивное решение провоцирует концентрацию напряжений, которая ведет к возникновению трещин в приреберной зоне стенки.
