Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ состояния проблемы и обоснование задач диссертационного исследования 13
1.1. Расчетные модели кранов с 2-мя степенями свободы в задачах их наезда на тупиковые упоры 13
1.2. Расчетные модели кранов с несколькими степенями свободы в задачах их наезда на тупиковые упоры 19
1.3. Расчетные модели кранов на основе численных методов анализа со многими степенями свободы в задачах их наезда на тупиковые упоры 33
1.4. Расчеты крановых буферных устройств и определение ударных нагрузок при наезде грузоподъемных кранов на тупиковые упоры 34
1.4.1. Обзор и анализ отечественных научных работ и стандартов 34
1.4.2. Обзор и анализ зарубежных научных работ и стандартов 40
1.5. Постановка задачи диссертационного исследования 50
1.6. Выводы к главе 1 50
Глава 2. Методика построения расчетных моделей грузоподъемных кранов 54
2.1. Основные положения конечно-элементной теории сооружений .54
2.2. Особенности конечно-элементного моделирования грузоподъёмных кранов 58
2.3. Основные положения дискретизации континуальных систем 60
2.4. Разработка конечно-элементных расчетных моделей грузоподъемных кранов 62
2.4.1. Кратко об объектах моделирования 62
2.4.2. Разработка расчетной модели мостового крана 64
2.4.3. Разработка расчетной модели портального крана 78
2.4.4. Разработка расчетной модели башенного крана 94
2.5. Выводы к главе 2 112
Глава 3. Численное исследование динамических процессов наезда грузоподъемных кранов на тупиковые упоры 114
3.1. Расчетный динамический анализ процесса взаимодействия мостовых кранов с ударными тупиковыми упорами 114
3.1.1. Определение НДС металлоконструкций мостовых кранов в процессе их наезда на тупиковые упоры 114
3.1.2. Расчет резиновых буферов мостовых кранов методом вычислительного эксперимента 129
3.2. Расчетный динамический анализ процесса взаимодействия портальных кранов с ударными тупиковыми упорами 144
3.2.1. Общие положения 144
3.2.2. Расчет резиновых буферов портальных кранов методом вычислительного эксперимента 144
3.3. Расчетный динамический анализ процесса наезда башенных кранов на безударные тупиковые упоры 154
3.4. Сравнительный анализ влияния столкновения кранов с тупиковыми упорами на параметры НДС их металлоконструкций 168
3.4.1. Общие положения 168
3.4.2. Расчетный анализ НДС металлоконструкций грузоподъёмных кранов на сочетания эксплуатационных нагрузок 169
3.4.3. Результаты расчётов НДС металлоконструкций грузоподъёмных кранов 172
3.5. Выводы к главе 3 184
Глава 4. Экспериментальное исследование динамических процессов при наезде грузоподъёмных кранов на ударные
и безударные тупиковые упоры 187
4.1. Экспериментальное исследование механических свойств
буфера БР-200 187
4.1.1. Модель Муни – Ривлина несжимаемого материала резины 187
4.2. Экспериментальное исследование наезда мостового крана на ударные тупиковые упоры 195
4.3. Экспериментальное исследование наезда башенного крана на безударные тупиковые упоры 199
4.4. Выводы к главе 4 203
Заключение 206
Список литературы
- Расчетные модели кранов с несколькими степенями свободы в задачах их наезда на тупиковые упоры
- Особенности конечно-элементного моделирования грузоподъёмных кранов
- Определение НДС металлоконструкций мостовых кранов в процессе их наезда на тупиковые упоры
- Экспериментальное исследование наезда мостового крана на ударные тупиковые упоры
Расчетные модели кранов с несколькими степенями свободы в задачах их наезда на тупиковые упоры
Актуальность работы. Наезд грузоподъемных кранов на тупиковые упоры (ТУП) является аварийной ситуацией которая возникает, как правило, по причине: 1) отказа приборов и устройств безопасности; 2) нарушения правил технического регулирования (отказа) тормозных систем; 3) ошибок в системе «человек-машина», в частности, эксплуатация крана в крайних границах рельсового пути.
Таким образом, можно говорить о существовании ненормированного нагружения грузоподъемных (г/п) кранов при их наезде на ТУП, последствия которого могут непосредственно отражаться на их безопасной эксплуатации.
Актуальность работы обусловлена высокой повреждаемостью демпфирующих устройств (буферов), ударных и безударных ТУП, деформацией металлоконструкций (м/к) кранов, прежде всего, общих изгибных и в местах установки буферов (опорные пластины), что свидетельствует как о частых наездах г/п кранов на ТУП, о существовании высоких ударных динамических нагрузок, а также и о связи с проектными недооценками при конструировании кранов в части учёта ударных нагрузок, возникающих в случае наезда кранов на ТУП. Следует отметить, что, как отечественные, так и зарубежные стандарты, нормы и правила безопасности по г/п кранам не содержат полных рекомендаций об учете нагрузок как на грузоподъемные краны в процессе их наезда на ТУП, так и на их поддерживающие конструкции. При этом методы расчета нагрузок нерабочего состояния кранов, возникающих в их металлоконструкциях и буферных устройствах в процессе наезда на ТУП, являются приближенными, не учитывающими различные эксплуатационные состояния г/п кранов, что, в свою очередь, приводит к недооценке реальных ударных нагрузок возникающих при наездах г/п кранов на ТУП [1] .
Актуальность настоящей работы вытекает также из анализа научно-исследовательских работ как отечественных, так и зарубежных авторов, исследования которых не позволили сделать однозначный вывод о влиянии ударного динамического нагружения на состояние и поведение м/к г/п кранов в процессе их наезда на ТУП, что является особенно важным для тех кранов которые исчерпали свой нормативный срок службы по РД 10-112-01-04 [2], либо м/к которых подвергалась неоднократному ремонту с применением электросварки. Вопросу пространственного поведения м/к, прежде всего башенных кранов, при наезде на безударные ТУП, также не уделено должного внимания.
Недостаточное изучение проблемы наезда г/п кранов на ТУП, прежде всего, связано как с чрезмерным упрощением расчетных моделей (РМ) кранов: в основном использовались плоские модели с 2-мя и 3-мя степенями свободы практически не отражающие поведение действительных несущих м/к кранов, так и с упрощением математических моделей: практически во всех научно-исследовательских работах для вывода уравнений движения крана используется уравнение Лагранжа второго рода 2-го и 3-го порядков [3].
Работа является продолжением исследований процессов наезда г/п кранов на ударные и безударные ТУП изложенных в работах таких ученых, как Петухов П.З., Ковальский Б.С., Комаров М.С., Казак С.А., Черкасов В.Г., Мартынов А.В., Дейнега В.И., Джигкаев Т.С., Поликарпов К.В., Жуков В.Г., Лобов Н.А., Нааs Т.N. и др.
Цель работы: Обеспечение безопасности эксплуатации грузоподъёмных кранов на рельсовом ходу путем установления на основе численных методов анализа влияния процесса взаимодействия кранов с ударными и безударными ТУП на состояние их металлоконструкций, буферных устройств и ТУП. Для достижения намеченной цели при выполнении диссертационной работы необходимо было решить следующие задачи: 1) разработать конечно-элементные расчётные модели (РМ) г/п кранов со многими степенями свободы, отражающие действительную работу м/к мостового, портального и башенного кранов; 2) провести вычислительные эксперименты по наезду РМ г/п кранов на ударные и безударные ТУП на основе численного метода конечных элементов с учётом различных эксплуатационных состояний кранов; 3) исследовать влияние процессов наезда г/п кранов на ударные и безударные ТУП на напряжённо-деформированное состояние их металлоконструкций; 4) исследовать поведение резиновых буферов в результате взаимодействия кранов с ТУП. Определить расчетные зависимости по выбору резиновых буферов более полно учитывающие их потребную энергоёмкость; 5)провести экспериментальные исследования для подтверждения адекватности выполненных теоретических расчетов. Научная новизна: 1. Исследовано пространственное поведение, в том числе напряжённо-деформированное состояние (НДС), действительных м/к мостового и портального кранов в процессе их наезда на ударные ТУП в различных эксплуатационных состояниях. Установлено влияние различных эксплуатационных состояний г/п кранов на результат их взаимодействия с ТУП.
Исследовано поведение резиновых буферов марки БР в процессе наезда мостового и портального кранов на ударные ТУП. Показано, что даже при соблюдении всех требований правил безопасности опасных производственных объектов (ОПО) на которых используются подъёмные сооружения кинетическая энергия некоторых типов кранов, воспринимаемая резиновыми буферами в тупиковых участках пути, превышает, по крайней мере в 2 раза, энергоемкость буферов, что на практике приводит к разрушениям буферов и оказывает неблагоприятное влияние на м/к как г/п кранов, так и на м/к подкрановых конструкций.
Предложены расчетные зависимости для выбора резиновых буферов марки БР мостовых и портальных кранов, учитывающие действительные физико-механические и конструкционные свойства резиновых буферов, позволяющие более полно учесть их потребную энергоёмкость.
4. Исследованы характеристики устойчивости положения в пространстве и НДС башенных кранов при наезде на безударные ТУП. Показано, что существующие безударные ТУП являются не достаточно надежным противоаварийным средством гашения остаточной скорости башенных кранов, а также, что наезд на них с номинальной и выше скоростью не безопасен. Установлены рабочие границы эксплуатационных состояний, обеспечивающие безопасную работу башенных кранов вблизи безударных ТУП.
Особенности конечно-элементного моделирования грузоподъёмных кранов
Мартыновым А.В. также было установлено, что «рациональный профиль уклонов для осуществления гравитационного торможения кранов должен состоять из переходного участка, обеспечивающего плавное нарастание замедлений до заданных величин и рабочего участка, на котором реализуется минимум тормозного пути кранов; кроме того, установлено, что геометрические характеристики крана (база, положение центра тяжести) оказывают существенное влияние на закон его гравитационного торможения, а наличие гибко подвешенного груза значительно снижает тормозной путь и время гравитационного торможения крана».
В заключение следует указать, что в работах [4-8] разработаны теоретические основы процесса безударного (гравитационного) и ударного торможения кранов, получены первые системы уравнений движения кранов при наезде на ТУП. При этом были сформулированы основные требования к крановым буферам и определены величины замедлений кранов в процессе их наезда на ТУП.
Однако, упрощения РМ кранов с 2-мя степенями свободы [4-8] не позволили определить полный характер процесса ударного нагружения буферов во времени, а также действительную работу металлоконструкций кранов при их наезде на ТУП.
Расчетные модели кранов с несколькими степенями свободы в задачах их наезда на тупиковые упоры В работе Казака С.А. [9] рассматривается соударение крана мостового типа с упругими ТУП, где движение крана представлено с помощью четырехмассовой расчетной схемы с тремя упругими связями (рис.1.6). Система уравнений движения крана до наезда на ТУП имеет следующий вид (см. рис.1.6 а): масса свободно вращающихся частей трансмиссии механизма передвижения крана; m 2 - приведенная к ходовым колесам часть массы моста; m3 - часть массы моста, приведенная к середине пролета с массой грузовой тележки; m 4 - масса груза; С1 - коэффициент жесткости свободной части трансмиссии; С2 20 коэффициент жесткости моста в горизонтальном направлении; С3 - коэффициент горизонтальной жесткости гибкой подвески груза; С4 - коэффициент горизонтальной жесткости буфера; W- суммарное сопротивление передвижению; V- скорость наезда крана на ТУП. После наезда крана на ТУП система уравнений (1.6) принимает вид (см. рис 1.6, б):
Расчетная схема наезда крана с грузом на ТУП по Казаку С.А.[9]: а – до наезда крана на ТУП; б – после наезда В работе Черкасова ВТ. [10] предложена блок-схема для решения на аналоговой вычислительной машине трех нелинейных дифференциальных уравнений движения, полученных в результате математического описания процесса торможения крана (тележки) пружинно-гидравлическим буфером с учетом влияния груза на гибкой подвеске и упругости м/к крана, не имеющих аналитического решения (рис.1.7):
В результате решения уравнений (1.8) предложены графические зависимости, позволяющие определить основные параметры пружинно-гидравлического буфера. Помимо этого, исследования Черкасова В.Г. показали, что при восприятии равной кинетической энергии пружинно-гидравлический буфер будет создавать усилие и иметь осадку на 30%, а отдачу на 47% меньше, чем пружинный.
В выше перечисленных работах[4-10] также отмечалось, что теоретическое определение энергоемкости резиновых буферов затруднено, вследствие того, что «…до настоящего времени не установлена аналитическая зависимость между напряжением и деформацией буфера, которая получила бы всестороннюю апробацию и признание». Эта трудность объяснялась тем, что характер кривой 4 (рис.1.8) является существенно нелинейным при относительных деформациях є 15%, кроме того нелинейность в значительной степени зависит от ряда факторов, прежде всего таких, как фактор формы, размеров, способа закрепления торцов, температуры окружающей среды, скорости приложения нагрузки, отклонение физико-химических свойств резины от номинальных значений из-за сложности технологического процесса и др.
В работе Дейнеги В.И. также была рассмотрена динамика фрикционно-гравитационного торможения, из которой были определены величины опорных реакций в осях опор и ходовых колёс и ускорение замедления крана. Система уравнений движения крана записывалась следующим образом: соответственно, приведенная масса и полярный момент инерции крана относительно центра тяжести; RAи RB- реакции на оси колес или роликоопор крана (тележки); а- угол наклона касательной профиля направляющей в точке касания роликоопор или колеса крана; x и y – координаты центра масс; S – перемещение заднего колеса; b – база крана.
Джигкаевым Т.С. [12] была получена система дифференциальных уравнений описывающая динамические процессы при наезде тележки (крана) на ТУП (рис 1.10), как без учета (1.11), так и с учетом демпфирования (1.12) в металлической конструкции мостового перегружателя: где m0 - приведенная масса вращающихся частей; Щ - приведенная масса тележки (крана); т2,т3- соответственно приведенные массы крана и груза; х0,х1,х2,х3 -соответственно перемещение вращающихся частей, перемещение тележки, продольное смещение моста и горизонтальное перемещение груза на гибком подвесе за время t от момента соприкосновения тележки с упором буфера до полной остановки тележки; W - суммарная сила сопротивления передвижению; Wс - окружное усилие, которое реализуется трением между ходовыми колесами и рельсами; R - усилие буфера; 1 -усилие предварительного поджатия буфера; 1 -жесткость буфера;р.- коэффициент демпфирования. В (1.11) и (1.12) величина представляет собой жесткость всех буферов, участвующих в поглощении энергии движения крана. Рис.1.10. Расчетная модель наезда грузовой тележки козлового крана на ТУП по Джигкаеву Т.С. [12]: 1-тележка, 2-мост, 3-подвешенный полезный груз,
Определение НДС металлоконструкций мостовых кранов в процессе их наезда на тупиковые упоры
В качестве материала подкрановых рельс была принята сталь Ст65Г, для ТУП - сталь 09Г2С. В качестве материала колес ходовых тележек была принята сталь Ст 35Л.
Нелинейное взаимодействие между колесами ходовых тележек и подкрановыми рельсами в РМ башенного крана смоделировано поверхностями трения с коэффициентами трения качения (к) в продольном направлении, скольжения (с) в поперечном направлении и вертикальным контактным давлением, расчеты и значения которых были приняты по [23]. Таким образом, коэффициенты были приняты равными: //с=0,18, //,=0,001.
В местах осей навески ходовых тележек и соединения ходовых тележек с флюгерами ходовой рамы были наложены связи свободного вращения.
Несущая м/к башни крана КБ-408.21 представлена на рис. 2.34 - 2.35, имеющая монтажно - модульную конструкцию, состоящую из 7 секций.
Конструкция башни башенного крана КБ-408.21 состоит в основном из стержневых трубчатых элементов, поэтому конечно-элементная модель башни полностью смоделирована стержневыми КЭ имеющими круглое и коробчатое поперечное сечение. Общее количество стержневых КЭ составило 744, а число узлов 1071. Кабина крановщика смоделирована 6 пластинчатыми КЭ (рис.2.36).
Секционная несущая м/к стрелы из труб крана КБ-408.21 представлена на рис. 2.37-2.38. Конструкция стрелы выполнена из металлических труб в виде решётчатой конструкции, модули секций стрелы соединяются между собой с помощью болтовых фланцевых соединений. Вылет крюковой подвески изменяется путём перемещения по нижним поясам стрелы грузовой тележки.
Конечно-элементная модель м/к стрелы башенного крана КБ-408.21: 1-стрела; 2-грузовая тележка; 3-грузовой канат; 4-канат стрелового расчала
Конечно-элементная модель стрелы башенного крана (рис.2.39) состоит из 260 стержневых КЭ и 367 узлов.
Канатно-блочная система смоделирована стержневыми КЭ. Общее количество КЭ составило 103. Транспортируемый груз смоделирован 1 гексагональным объемным конечным элементом для учета массовой инерции.
Свойства материалов м/к всего крана были приняты согласно табл. 2.3. В качестве материала канатов была принята сталь с пределом текучести 1770 МПа [91]. Модуль упругости стали был уменьшен до E = 1105 МПа.
В местах присоединения канатов к барабанам МПГ крана, механизма изменения вылета стрелы крана, механизму передвижения грузовой тележки (каретки), в осях установки блоков и присоединения грузовых канатов к транспортируемому грузу были наложены связи свободного вращения.
Общий вид конструкционной модели КБ-408.21 показан на рис.2.40, а полный вид конечно-элементной модели башенного крана показан на рис. 2.41. Общее количество КЭ модели составляет 11857, а общее число степеней свободы 54765. на основе МКЭ предназначена для проведения вычислительных экспериментов для изучения процессов взаимодействия башенных кранов с безударными ТУП при различных эксплуатационных состояниях крана, таких как: скорость наезда крана на безударные ТУП, масса, высота подвеса и расположение грузовой тележки с транспортируемым грузом на стреле крана, расположение поворотной части крана по отношению к направлению его рельсового пути. РМ башенного крана построена на основе трех базовых конечных элементов: стержень, пластина и объемный конечный элемент и представляет собой пространственную конечно-элементную модель n = 54765 степеней свободы, отражающую в рамках возможностей МКЭ действительную м/к башенного крана КБ-408.21 г/п 10 т. Ещё раз стоит подчеркнуть, что разработанная РМ башенного крана является пространственной, что является важным для определения деформационного состояния м/к крана и характеристик устойчивости башенного крана в пространстве при наезде на безударные ТУП. Конечно-элементная пластинчатая модель безударных ТУП также отражает их действительную м/к, что является важным для описания процесса взаимодействия колес башенного крана с безударными ТУП. Стоит отметить, что введение ряда упрощений при построении РМ башенного крана КБ-408.21 г/п 10 т, прежде всего, исключение вращательных масс механизмов, замена податливых связей кольца ОПУ жёсткими (в предположении его незначительного износа), вращающихся ходовых колёс крана телами качения и скольжения в зоне их контакта с рельсовыми путями, позволило в значительной степени уменьшить число степеней свободы РМ и, таким образом, создать эффективную РМ башенного крана КБ-408.21 г/п 10 т.
Экспериментальное исследование наезда мостового крана на ударные тупиковые упоры
На основе построенной РМ башенного крана КБ-408.21 (см. рис. 2.41) была проведена серия вычислительных экспериментов в программе ANSYS для изучения аварийного наезда (например, в случае отказа приборов и устройств безопасности (выключающих линеек), либо отказа тормозных систем) башенного крана на безударные ТУП с учетом различных эксплуатационных состояний крана (см. рис.3.23):
Для проверки адекватности теоретического поведения РМ башенного крана КБ-408.21 была проведена серия натурных экспериментов описанных в пп.4.3.
В результате серии вычислительных экспериментов была получена полная картина поведения башенного крана в пространстве в процессе наезда на безударные ТУП. В частности, в результате вычислительных экспериментов удалось определить: 1) скоростные характеристики режима наезда на ТУП башенного крана; 2) характеристики устойчивости положения в пространстве крана; 3)деформационное состояние м/к крана; 4) поведение транспортируемого груза на гибком подвесе. На рис. 3.24 приведен полученный в результате вычислительного эксперимента анимационный процесс наезда башенного крана на ТУП с максимальной скоростью передвижения крана (согласно паспорту крана) 0,3 м/с и скоростью в три раза превышающей максимальную – 0,9 м/с, которая может возникнуть, например, при угоне башенного крана ветром.
Было установлено, что при наезде башенного со скоростью 0,3 м/с на безударные ТУП, скорость крана полностью гасится на расстоянии 0,27 м тормозного пути пройденного колесами ходовых тележек крана по безударному ТУП (см. рис. 3.24 а и рис. 3.25). В случае если кран наезжает на ТУП со скоростью 0,9 м/с, как показал вычислительный эксперимент, при этой скорости существует вероятность переезда крана через безударные ТУП (см. рис.3.24 б поз.5).
Результаты вычислительных экспериментов также показали, что после наезда башенного крана на безударные ТУП происходят отрывы задних колес ходовых тележек крана. На рис. 3.26 а показаны графики высот отрыва задних колёс ходовых тележек башенного крана в результате наезда на ТУП с максимальной скоростью движения крана 0,3 м/с (согласно паспорту крана) при различных значениях массы транспортируемого груза и различных значениях расположения грузовой тележки на длине стрелы башенного крана. Как видно из рис.3.26 а, наиболее неблагоприятные значения отрыва задних колёс крана происходят при наезде башенного на ТУП с эксплуатационными параметрами наезда (4) и (5). При данных параметрах очень высока вероятность схода ходовых колёс крана с рельсового пути, при этом, при всех остальных параметрах наезда (см. рис. 3.26 а, зависимости (1) - (3)), как показало поведение РМ, колёса крана после отрыва вновь встают на рельс.
Полученная в результате вычислительного эксперимента высота отрыва колёс задних ходовых тележек башенного крана КБ-408.21 в результате наезда на безударные ТУП при расположении стрелы крана вдоль направления движения крана: а- графики высоты отрыва колёс по времени в зависимости от различных грузовых и скоростных эксплуатационных параметров наезда крана: 1- Vкр=0,3 м/с, mгр =1т, Lв=16м; 2- Vкр=0,3 м/с, mгр =10т, Lв=16м;3- Vкр=0,3 м/с, mгр =1т, Lв=40м;4- Vкр=0,3 м/с, mгр =3т, Lв=40м;5- Vкр=0,9 м/с, mгр =10т, Lв=16м; б-анимационный процесс отрыва колёс задних ходовых тележек башенного крана при эксплуатационном состоянии (5): 1 - 8 – кадры эксперимента
Как видно из графиков (рис.3.26 а), масса транспортируемого груза, также как и расположение грузовой тележки с грузом на длине стрелы башенного крана, играют решающее значение в отрыве задних ходовых колёс крана в процессе его наезда на ТУП (см. параметры наезда (3) и (4), (1) и (2)). При этом, как показал вычислительный эксперимент, отрыв задних колёс башенного крана не происходит только при наезде крана на ТУП с параметрами наезда (1). Вычислительные эксперименты были проведены также для наезда башенного крана на безударные ТУП при расположении стрелы крана под 90 к направлению движения крана. Так, при наезде крана на ТУП с параметрами Vкр=0,3 м/с, mгр =10т, Lв=16м величина отрыва задних колёс составила 7 мм по сравнению с 10 мм при наезде крана на ТУП с такими же параметрами, но с расположением стрелы крана вдоль направления движения (см.рис.3.24 а). В свою очередь, это говорит о том, что наиболее неблагоприятным наездом следует считать наезд башенного крана на ТУП при расположении стрелы вдоль направления движения крана [99]. Помимо отрывов ходовых колёс башенного крана и их влияния на устойчивость крана удалось определить пространственное напряжённое и деформированное состояние м/к башенного крана в процессе наезда на безударные ТУП (рис.3.27). Стоит отметить, что максимальные деформации башни и стрелы крана не совпадают по времени из-за колебательных процессов, которые происходят в м/к башенного крана во время наезда на ТУП. Колебательные процессы м/к башенного крана представлены на рис.3.28 [100].
Таким образом, РМ башенного крана на основе численного метода анализа МКЭ позволила предположительно впервые определить теоретическое пространственное поведение и инерционные процессы в м/к башенного крана КБ-408.21 г/п 10 т в результате его наезда на безударные ТУП, что является важным для понимания реальной устойчивости башенных кранов при наезде на безударные ТУП. При этом метод вычислительного эксперимента показал, что колебательные процессы происходящие в м/к башенного крана в процессе наезда на ТУП являются неустойчивыми и не могут быть отражены плоскими моделями с 2-3 степенями свободы [14].
