Исследование крановых металлоконструкций [1(74)]

Citation preview

ТРУДЬI ВСЕСОЮЗНОГО НА УЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО И ПРОЕКТНО-КОНСТРУКТОРСКОГО ИНСТИТУТА ПОДЪЕМНО-ТРАНСПОРТНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ, ПОГРУЗОЧНО-РАЗГРУЗОЧНОГО И СКЛАДСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ И КОНТЕЙНЕРОВ ВНИИПТМАШ

ИССЛЕДОВАНИЕ КРАНОВЫХ МЕТАЛЛОКОНСТРУКUИЙ ВЫПУСК 1

(74)

Под редакцией к. т. н. БОГУСЛА ВСКОГО П. Е.

ОТДЕЛ ИЗУЧЕНИЯ И ОБОБЩЕНИЯ ОПЫТА ОТЕЧЕСТВЕННОЙ И ЗАРУБЕЖНОЙ ТЕХНИК:И Москва 1967

Сборни к содер ж ит результаты научно ­ исследовательски х р абот, посвященны х в о ­ просам устойчи вости стер ж ней переменног о сечения и р ам из та к;�х стер ж ней ; усиления ездо вы х полок • моно р ельсо вы х путей; а сим ­ метрии ци кло в н апря ж ений и точечной кон­ тактной свар ки в кр ановы х металло кон ­ ст р укц ия х, а та кже п р· и мен е ния ЭВЦМ для р асчета на кручени е главны х бало к мостов крано в констру кции ВНИИПТМАШ и ре­ монта пов р ежд ений в кр ановых моста х. Сборни к предназначается для ин женерно­ тех нически х работни ко в научно- исследова­ тельск их и прое ктно- конструкторс ких ин­ ститутов и заводов, проектирующи х , изго­ товляющих и э ксплуатирующих подъемно­ т р анспортное оборудование.

УДК 624.074:62 1.874 СИФ 41.71-027.

Инж. БЕНЕНСОН И. И.

К РАСЧ ЕТУ УСТОЙЧ И ВО С Т И М ЕТАЛЛ И Ч Е С К И Х. СТЕРЖН ЕЙ П Е Р ЕМ Е Н Н О ГО С ЕЧ Е Н ИЯ И РАМ, СОСТАВЛ Е Н Н Ы Х И З ТА К И Х СТЕРЖН ЕЙ 1. В В ЕДЕ Н И Е

Стержни переменног о сечения находят все более ш ирокое при менение в крановых металлокон струкциях . Обычно, это стержни с прямолиней ными образующи ми, имеющие двутавро­ вое или коробчатое сечение (фиг. 1 , 2 ) . L

t

--- -----------�-
и г. 1. Конфигурация стер ж ня с прямолинейными об ­ ра зующими (коробчатое сечение). Размеры в см

В литературе, посвященной вопросу определ ения критиче­ ских (эйлеровых) сил для сжатых стержней переменного сече­ ния, чаще всего р ассматриваютс я сплошные ( м онолитные) сече­ ния или же составные двухветвевые конструкции с неподатливой решеткой, для которых зако н изменения изгибной жесткости * по длине может быть выражен в виде * Здесь и далее терыин «ж есткость» иногда для краткости будет приме­ няться вза мен выражения «момент инерции поперечного сечени я ». 3

(1)

где !о и k- константы, а показатель степени п является целым числом (от 1 до 4). Для мет аллических тонкостенных стержней с линейно изме­ няющейся высотой стенки п р и постоянной ширине поясов и по­ стоянной толщине всех элементов, закон изменения жесткости т а кже может быть п р едставлен в форме ('1 ) , однако величина п уже н е является целым числом и п р а ктически может принимать з н ачения в диапазоне 2, 1 -:-2,6. ь 6,

ь

ff, z .е;

.е;

� Q,J

б)

+ i

�

бс/2 -"'"

б)

.Р �Р, следует вычислить затем (27) и далее

П олученная величина Ркр, будет незначительно отличаться от точного знач·ения в м еньшую сторону. Эффективность метода демонстрируется вначале на послед­ нем примере, где было получено: ,

EJ 0 EJ 0 Ркр=-76,3-; Ркр=57, О [2 . [2

Тогда

•

-

а=

76,3 - 57,О =l ' 22' 57,0 76,3 6 2

и улучш енное приближение критической силы сост авит

ркр,

_

76,3 1 '22

1 +2

.Е

10

/2

= 47 ' 4 Elo [2

'

что отличается от точного з н а чения меньше чем на 2 % . Другой пример - определение критической силы для шар­ нирно-опертой стойки ( фиг. 8). Принято, что h* = Ф* = 4, и тогда, согласно т а блице 1 , точное з начение критической силы р авно Elo 9 :кр = 2 '0 р

[2

П о способу дополнительной нагрузки в первом прибл ижении форма прогиба з адается симметричной, с одним изломом ( ф и г . 8, 6). П оскольку поперечная сила на каждом участке должна быть равна 2Р � (с разными знака м и ) , то доп ол нительной н агрузкой l

о

будет сосредоточенная сила, равная 4Р - .Для определения п ере­ ! * Для призматических стер ж ней или в случаях слабого изменения ж естко­ сти оно м ожет получить ся и приумен ьшенным, но с той же тенденцией знач и­ тельного умен ьшения относител ьной погрешности.

22

мещения от этой силы в точке ее приложения строятся необхо­ дим ы е эпюры моментов ( фиг. 8, в, г ) . В ычисл ение интеграла Мора производится по двум участкам; за начало каждого из них п р инимается среднее сечение стержня, для которого J = 15,6 J о (см. п р едыдущий пример ) . Н етрудно подсчитать, что для верхнего участка h*в= Ф*в = 1,6; для этих .

....= ..

�

PJ

р 1 2Р§_ f-L

'

1 1

1 \ \

ё

\

'

зр21 t

\

ё1'

\ 4Рт_ J

Gz

6 t 2Pr

/

t:­

б)

б)

б2 'ЗР2.§.с.. L -

1

1 1 1 1 1

Фиг.

'

/

1

'JP� t ,

_

!.-зрО!. (

г)

р

•

д)

е)

з)

Ж)

8. К расчету ус1ойчивости шарнирно-опертой стойки

значений из (2] найдено µ0 = 0,23 1 6. Для нижнего участка hн* = Фн* =О,4, и тогда µо= О,631. Перемещение среднего сечения от дополнительной нагрузки равно

О= 0,5l Ро EJ0-15,6 .

отку д а

·1

4

( О ' 2316+0 ' 631)=0 ' 00691 EPl2 о J0

'

'

EJ0 Ркр=144 ' 7 2 ' [

что на 58 % превышает точное значение. Форма прогиба и дополнительная нагрузка второго прибли­ жения представлены на фиг. 8, д; на фиг. 8, е, ж, з изображены все необходимые эпюры моментов. После нахождения перемещений 61 и 62 путем вычисления интегралов Мор а по трем участкам и р ешения системы двух уравнений ( п ромежуточные выкладки опущены) получено: " EJ0 Ркр =11 1 ,5-, [2 что на 2 1 % больше точного значения . Тогда а= 1 44,7- 1 1 1 ,5 =l 05 ' 1 11,5 144,7 6 2 23

и

144,7 1+

1,05 --

.

EJ0 [2

=

94 ' 9

EJ0

[2 •

2

Р асхождение с точнь1м значением 3 % . Сопоставление результатов приближенного и точного расчета производилось еще для ряда стоек при р азличном соотношении концевых жесткостей и р а зличных условиях опирания концов. Во всех случаях точность р езультатов был а не хуже 2-7-4 % . На основании этого, способ может быть рекомендован и для р асчета более ·сложных систем, например упруго-опертых стоек,

n'

о Р, ---

1 1 1 1 1 1

1

а)

р

1

1

·1

р �аР о Рз J1j_ г--. ----f_оt.д_

р

б)

1

1

1 1

бz

1 1

6)

1 'P , z

,,J#,

1

1 1 Р4

г)

Фиг. 9. К расчету устоичивости портальной рамы

всевозможных рам под действием как сосредоточенных, так и р а сп р еделенных сил. Коэффициенты, необходимые для вычисления интегралов Мора по стержня м переменного сечения (перемножение т рапе­ цевидных, т р еугольных и параболических - 2 и 3 степени эпюр моментов) , п р иведены в {2]; там же изложены соображения по расчету статически неопределимых систем. В качестве п римера рассматривается порядок определения эйлеровой силы для портальной рамы ( фиг. 9 ) . Если сжим а ющая сила р а сположена над одной из стоек, то формы упругой линии первого и второго п риближения принима­ ются п о фиг. 9, 6, в; для незагруженной стойки назначаемая фор­ ма, п о сути дела , безразлична . П р и сжатии обеих стоек неодинаковыми силами ( фиг. 9, г) форма упругой линии первого прибл ижения берется по фиг. 9, 6, а во втором при ближении количество неизвестных п а р аметров смещений становится р а вным трем ( фиг. 9, г). Если сжимающие силы одинаковы ( а= 1 ) , то б2=бз, и количество параметров уменьшится до двух. Дальнейшие этапы - составление допол­ нительной нагрузки, определ·ени е вызываемых ею перемещений, получение Р :Р , Р ,;Р и, наконец, Рнг1 - выполняются так же, как и для одиночной стойки. Усложнение будет закл ючаться лишь в том, что для опреде­ ления некоторых перемещений п ридется сначала раскрыть ста­ тическую неопределимость рамы. 24

В заключение следует отметить, что изложенный м етод п ри· годен, очевидно, для систем, составленных из стержней любого типа, если только для них и меется удобный м етод определения изгибных деформаций. ЛИТЕРАТУРА 1 . G е r е J., С а r t е r W. Критические силы для колонн переменного сече­ ния .. Journal of the Structural Division, Proc. of the ASCE, 1 962, 88, No 2. 2. Б е н е н с о н И. И. Металлические стержни переменного сечения в ста ­ тически неопределимых конструкциях. Труды ВНИИПТМАШ, вып. 1 (65) , 1 966. 3. С е г а л ь А. И. Высотные сооружения. Стройиздат, М., 1 949.

25

УДК 625.54. СИФ 41.9 71-027.

Инж. РОЗЕНШЕИН Б. М.

С ПО С О Б Ы УС И Л Е Н ИЯ И М ЕТОДИ КА РАСЧ ЕТА Н ИЖ Н Е ГО ПОЯ СА БАЛ О К М О Н О Р ЕЛ Ь СО В ЫХ ПУТЕЙ В В ЕДЕ Н И Е

П р и п роектировании монорельсового транспорта значитель­ ную трудность в н а стоящее время п редставляет выбор ездовой балки. Особенно затруднителен выбор б алки для т алей грузо­ подъемностью свыше 2-х тонн и п ролетах б алки п ревышающих 6 м. Указанное положение возникло в связи с заменой р анее проектировавшихся стр оительных двутавров по ОСТ 1 00 1 6-39 двутаврами по ГОСТ 8239-56. У последних толщина полки меньше и поэтому они не выдерживают большие местные напря­ жения, создаваемые давлением катков талей. Для использова­ ния в качестве монорельсовых путей п р едложено два типа про­ филей: а ) составные, у которых ездовая ч асть с небольшим� утол­ щениями краев полок, изготовленная из качественной стали, приварива ется к несущей ч асти из обычной строительной стали. Эта конструкция, предложенная ЦНИИпр омзданий, включает 5 типоразмеров ездовых полок; б) монолитные н а основе двутавров по ГОСТ 5 1 57-53 с утолщенным и пол·к ами. П оследни е предложены В Н И ИПТМАШ и включают 5 типоразмеров б алок. Каждой из этих конструкций п рисущи достоинства и недо­ статки. Так как до настоящего времени не налажен серийный выпуск ни одного из упомянутых п рофилей, п р едприятия, изго­ товляющие и эксплуат ирующие м онорельсовые пути, зачастую вынуждены прибегать к усилению обычных стр оительных дву­ тавров. Наиболее ч а сто т акое усиление достигается наваркой полосы на ездовой пояс балки. Во ВНИИПТМАШ б ыло проведено исследование п р очности дву­ тавров по ГОСТ 8239-56 на местную нагрузку и р азра ботана, н а основе упомянутых и сследований, мет одика р асчет а этих про­ филей, усиленных н а ва риваемой полосой. Попытки усилить ездовые полки начались вскоре после введе­ ния ГОСТ 8239-56 на облегченные двутавры. В большинстве 26

случаев этим занимались организации, эксплуатирующие моно­ рельсовые пути. Некоторые эксплуатационники п р оводили усиление с по­ мощью п ривар ки поперечных полос под ездовые полки. Тако й метод усиления давал меньшее коробление двутавра после под­ варки полос. Однако ввиду м алой зоны, на которую р аспростра­ няются напряжения от местного давления катка, кромки усилен­ ной балки очень быстр о ( в течение 2-;-3-х м есяцев) отгибались, причем ездовая полка становилась волнообразной в п р одольном направл ении. Большую долговечность балок обеспечил м етод усиления подвар кой под ездовую полку сплошной полосы или местных кромочных усилений. Второй способ применим лишь для больших номеров двутавров. Е го неудобством является силь­ ное коробление двутавра от четырех п р одольных сварочных швов на ездовой полке. Опыт п редприятий, производивших усиление ездовых полок, показал, что наиболее рациональным методом (с точки зрения тех•нологии) является подварка сплошной усиливающей ПОЛО1СЫ.

Из исследований, посвященных влиянию усиления на несу­ щую способность полки монорельса, нам известн а только сов­ местная р абот а ЦНИИС К и ЦНИИпромзданий, выполненная в 1 965 г. [l]. В указанной р аботе было обращено внимание н а исследова­ ние специ альных двутавров по ЧМТУ 23-65, для составных м о­ норельсовых балок. Одновременно п роводились также исследо­ вания коротких образцов п р офилей, длиной 300 мм с подварен­ ными полосами, по центру которых ставились элект розаклепки. На основании этого исследования нами был выбран шаг элек­ трозаклепок - 1 20 мм, являющийся по нашему мнению опти­ мальным как с точки зрения п рочностных, так и технологических соображений. 1 . ЭКС ПЕ Р И М Е НТАЛ Ь Н Ы Е И ССЛ ЕДО В А Н И Я УСИЛ Е Н Н ЫХ П О Л О К М О Н О Р ЕЛ ЬСОВЫХ ПУТЕИ

Для изготовления о б разцов п р именялся обычный рядовой прокат. П р и выборе балок о б ращалось внимание лишь на по­ стоянство геометрических размеров на длине о б р азца L = = 4000 мм. Н а каждый образец наваривалось по три полосы раз­ личной толщины. У образца подварка была выполнена н а поло­ вине длины двутавра, половина одной полки двутавра оставалась без подварки и служила для контроля при определении влияния усиления. Как указывалось, каждая полоса приваривалась по длине сплошными фланговым и швами с катетом 7-;-6 м м (только для одного случая - подварки полосы >, фиг. 1 ) опреде­ с лялось значение � = -, затем п о графикам фиг. 3 и фиг. 4 зна­ а

чение k1 и kз и п о формула м:

� .. ;

iтх =-. V

(5)

, - О ,ООБМ.

6-1 1 56

81

6. Вес м ассы одного гасительного у стройства р авен

где

g

G г= �g - 0,7Gy ,

ускорение силы тяжест и ; в е с упругого элемента гасителя. 7 . Упругий элемент гасителя р екомендуется изготовлять из .nиста высокопрочной стали с конфигура цией согл асно фиг. 2 1 , 6 П отребная жесткость элемента р а вна

Gy

-

-

(в) Действительная жесткость элемента р авна k

у

=

8E bh3

(г)

зz з

при ш а р нирном опирании концов и наличии свободы у одной из опор в горизонт альном направлении . Эти формулы стр оги при небольшой величине площадки кон­ такта м ассы гасителя с упругим элементом. Если же масса зажимает элемент на значительной длине, а т а кж е если обе опоры шарнир но-неподвижны, жесткость эле­ мента окажется больше. Однако уточненного р а счета делать не следует, лроще предусмотрет ь регули р овку п р олета упругого элемент а . Н о р м альное напряжение в к райних фибрах п оперечных се­ чений упругого элемента от веса м ассы гасителя р а вно mg l

З

l

mg cr = - . -- = -. 2 4W 4 bh2

Допуская наибольшую динамическую амплитуду колебаний массы р а вной пятикратному статическому п рогибу ( см : ниже) и принимая при этом 20 % запас наибольшего напряжения по отно­ шению к пределу текучести > толщина стенки поршня должна быть м енее диамет р а отверстий; в конструкциях типа «б» внешние каналы большого диамет р а снабжаются тонкими диафрагмами с отверстиями малого диамет р а или регулируемы­ м и дроссельными вставками. Расчет сопротивления такого демп­ фера может быть выполнен с помощью любого руководства по гидравлике. Следует только иметь в виду, что демпфер описан­ ного типа будет иметь квадратичную зависимость силы сопро­ тивления от скорост и поршня; при р а счете можно принять, что характеристика его ( п а рабола) должна пересечься с характери­ стикой линейного демпфера на р а сстоянии 0,75 длины р а бочего участка скоростей от начала координат ; однако п роще найти оптимальную степень з атухания опытным путем. Ход поршня демпфера любой конструкции должен быть ра­ вен десятикратному статическому п р огибу упругого элемента, то есть mg . Л = 10 2ky

В положении статического р авновесия м ассы г асителя пор­ шень должен находиться в среднем положении. Для у меньшения потер ь жидкости цилиндр демпфера пред­ почтительно выполнять с глухи м дном. 4. Н астройка динамического гасител я

1 . Производится предва р ительны й монтаж г асителя без демп­ фера в наземных условиях, П утем - регулировки п р олет а упругого элемента ( можно и в со­ четании с небольшим изменением м ассы) производится подгон­ ка ч а стоты до р асчетной величины. Р аскачка м ассы выполняется в ручную. В едется з апись колебаний любым самопишущим при­ бором с отметкой времени.

84

2. П одсоединяется демпфер. Вносимое и м з атухание в сред­ нем регулировочном положении должно обеспечивать величину логарифмического декремента порядка а--

-

О л:

(с) -

т

·опт

•

Контроль осуществляется п о виброгр а м м а м . ,3 _ Гаситель устанавливается на кране. П роизводится нагру­ жение крана в р а счетном режиме ; ;nри этом ведется запись вер­ тикальных колебаний мост а . Путем р егулир овки демпферов (обоих одновременно) нахо­ дится оптимальная степень з атухания. V l l. УКАЗАН И Я П О П Р О В ЕД ЕН И Ю Р ЕМО Н Т Н Ы Х РАБОТ

И П РО Е КТ И РО В А Н И Ю П ОДКР ЕП Л Е Н И Я

В результате восстановительно-рем онтных р абот конструкция должна отвечать всем требованиям современных «Технических условий» на проектирование и изготовление крановых м еталло­ конструкций, а также «Правилам» Котлонадзор а . П р и выполнении ремонтных р абот необходимо руководство­ ваться следующим и основными положения ми: 1. Трещины, возникающие ,в основном м ет алле, должны быть обработаны следующим обр азом. Устанавливаются границы р асположения трещины ( ее начало и конец ) . Концы ее з а сверли­ ваются сверлом диа метром 20-25 мм. Кр·ОМКJИ т рещины, тем или иным способом, р а зделываются п од У-образный шов. Произво­ дится заварка трещины. Рассверленные отверстия оставляют незаваренными. 2. Толщина накл адки, используемой для перекрытия трещи­ ны, не долшна превышать толщины усиливаемого листа. Размер накладки определяется видом трещины и п р ини­ мается из условия отстояния кромки накладки о т конца трещи­ ны не менее, чем на 25-30 мм. Форма накладки не должна иметь острых кромок. Все они должны быть скруглены под р адиус, величина которого должна быть не менее чем 0,2 Ь ( где Ь наименьший размер накладки : длина или ширин а ) . 3. Усиливаемая накладкой поверхность должна б ыть очищена от остатков наплавленного металла . Имеющиеся сварные швы зачищены заподлицо с поверхностью. Обварка накладки п р оизводится по контуру. 4. П р и обнаружении трещины в сварном шве, последний должен б ыть вырублен или выплавлен. П оверхность з ачищена. После этого толыю накладывается новый шов. 5. При ремонте соединения вертикальной стенк·и с нижним поясом (трещина по шву) в р айоне р адиуса скругления, после

-

85

вырубки шва необходимо кромку стенки р а зделать под сварку. 6. Если накл адка вплотную подходит к поясным швам, то последние должны быть вырублены, места з ачи щены, кромки накладки р азделены под У-образный шов. П осле этого произво­ дится сварка. 7. Перед сваркой проплавляемы е поверхности и прилегающие к ним зоны металла шириной не менее 20 мм должны быть очи­ щены от краски, ржавчины, окалины, м асла, влаги, грязи и пр. 8. Сварка конструкции усиления должна производиться по заранее разработанному технологическому п роцессу, устанавли­ вающему последовательность сборочно-сварочных р абот, поря­ док наложения швов. 9 . Сварка производится электросварщиком, прошедшим испытания и и меющим удостоверение, устанавлива ющее квали­ фикацию и характер р абот, к которым он допущен. 10. Все сварочные р аботы должны п роизводиться электро­ дом м арки 342, в наиболее ответственных соединениях Э42А. 1 1 . З а прещается п р и п роведении сва рочных р а бот произво­ дить з а жигание дуги на основном металле вне границы шва. 1 2. Начало и конец стыкового шва должны выводиться за пределы свариваемых элементов на выводные планки, удаляе­ мые п осле окончания сварки. Удаление выводных планок произ­ водится кислородной резкой. Места установки планок тщательно зачищаются. 1 3 . Кромки элементов толщиной 10 мм и более должны б ыть р азделаны под У-образный шов. 1 4. С оединительные швы должны быть непрерывными по всей длине соединяемых элементов. 1 5. Стыки поясных листов следует устраивать прямыми при соблюдении условия зачистки их заподлицо с поверхностям и стыкуемых листов. 1 6. Угловым швам в р айоне радиуса скругления, в узле со­ пряжения б алок, должна быть придана вогнутая форма, осуще­ ствляющая плавный переход от шва к основному металлу. 1 7. Соединение нижнего пояса с вертикальной стенкой по р адиусу скругления, ·В р а йонах резкого изменения высоты сече­ ния балки, должно осуществляться двухсторонним швом. , 1 8. Имеющиеся подрезы в швах концевой б алки (независимо от наличия трещин) по р адиусу скругления должны б ыть зава­ рены и з ачищены. 19. Кром.к и элементов, фор м а которых получена в результате огневой резки, должны б ыть зачищены от шлака, б рызг, наплы­ ва металла и не и меть неровностей и шероховатостей, превы­ ш а ющих 1 мм. Кромки вы резов не должны иметь неровности после газовой резки, п ревышающие 0,3 мм. 20. Все кромки узловых фасонок после газовой резки под­ лежат механичес�юй обработке. ·

86

2 1 . В углах .в ырезов, а также в зонах большой концентрации напряжений не допускается р а сположени е стыков, прил егающих к отверстию в л истах стенки или пояса. 22. Прямоугольные вырезы независимо от их р а змеров дол­ жны иметь з акругленные угл ы . Р адиус закругления принимается для болтового соединения R� 0 ,3 Ь, для ост альных вырезов R > 0,2 Ь ( где Ь - ш и р ина выреза) . 23. Кромки вырезов под болтовое крепление должны под­ крепляться окантовкой, как показано на стр . 63. в ы воды

Результаты обследования 75 крановых мостов позволяют сделать нижеследующие выводы: 1 . Условия эксплуатации кранов характеризуются весьма тя· желыми условиями р а боты : а ) большая з агруженность - 80-90 % ; б ) р а бота с грузом близким к номинальному; в) превышение ф а ктической величины продолжительности времени включения ( П В % ) над р а счетно й ; г) наличие нагрева металлоконструкции кранов в некоторых цехах (слябинг - склад слябов) до значительной температуры, свыше 300°. 2. Обследованием установлено весьма неудовлетворительное состояние м еталлоконструкций кранов, выражающееся в м ассо· вом появлении трещин и других дефектов в р азличных элемен­ тах и узлах конструкций. 3. Наиболее подверженными трещинообразованию я вляются концевые балки в р а йоне крепления букс. Повреждения конце­ вых балок зарегистрированы на 43 .к ранах, что. сост авляет от об­ щего числа - 58 % . 4. Отмечены повреждения и дефекты других элементов и узлов : главных б алок, креплений вспомогательных ферм, креп­ лений редуктор а и п рогрессивное увеличение вертикальных п р о· гибов главных б алок и п р . 5. П ричины столь неудовлетворительного состояния металло­ конструкций кранов з а ключаются в следующем : а ) плохом качестве стали, особенно для конст рукций, изго­ товленных в 1 949- 1 952 гг. ; б ) неудовлетво р ительном качестве изготовления металло­ конструкций; в) ·конструктивных недостатках; особенно это относит·ся к концевым балкам, конструкция которы х наиболее несов·ер­ шенна.

87

ЛИТЕРАТУРА 1 . К: о н ц е в о й Е. М., Р о з е н ш е й н Б. 2'v1. Распределение напр.я жений в опорном узле главной балки мостового крана. Труды ВНИИПТМАШ, вып. 3 (56) , 1 965. 2. К о н ц е в о й Е. М., Р о з е н ш е й ·Н Б. ;v1. Исследование iКонцентра-· ции напряжений в главных балках мостовых кранов. Труды ВНИИПТМАШ, вып. 1 (65) , 1 966. 3. Д е н - Г а р т о г. Теория колебаний. Гостехиздат. 1942. 4. П а н о в к о Я. Г. Основы прикладной теории упругих колебаний. Маш­ гиз, 1 957. 5. К: и н Н. Т о н г. Теория механических ко.1еба н 1 1 й . Машгиз, 1963.

УДК 621 .8'74:62 1 .746.224. СИФ 4 1 .7262-027.

Инж. РО ЗЕНШЕИН Б. М.

И ССJГЕД О ВА Н И Е АС И ММ ЕТ Р И И Ц И КЛ О В Н А П РЯ ЖЕ Н И И М ЕТАЛ Л О КО Н СТ Р УК Ц И И М ЕТАЛЛ УР Г И Ч Е С К И Х К РА Н О В В В ЕД Е Н И Е

Конструктивные формы металлургических к ранов, особенно в местах примыкания отдельных элементов м ет аллоконструкции, в настоящее время проекти руются и выполняются с учетом тре­ бований, позволяющих повысить усталостную прочность конст­ рукции. Исследованиями усталостной п р очности отдельных элементов металлоконструкций занимались многие научные организации, в т. ч . : институт им. П атон а (Аснис, Труфяков) , НИИ железно­ дорожного транспорта (Дучинский, Большаков и др. ) , Н И И мостов при Л И ИЖТ ( Навроцкий, Шишки н и др.) . Н И И МПС (Крайник и др.) , Ленинградский политехнический институт ( Кафедра п роф. Окерблома) , ЦНИИСК, П роектстальконструк­ ция ( Бать, Чесноков) и др. Большая р а бота по изучению усталостной п р очности специ­ фических элементов крановых м ет аллоконструкций была выпол­ нена д. т. н. М. М. Гохбергом и к. т. н. Х. А. В инокурским . Для определения р асчетных характеристик необходимо знать, помимо чисто конст руктивных особенностей р а считываемого эле­ мента, также действительную характеристику цикла, т. е. коэф­ фициент асимметрии цикл а . И м енно он является важным пока­ зателем как п р и п роведении экспериментальных исследований отдельных конструктивных элементов, так и при р а счетной про­ верке конструктивных форм на усталостную п р очность. Крановые мет аллоконструкции должны служить безаварийно в течение нескольких десятков лет . Для металлургических кра­ нов срок их службы определянся примерно в 25-30 лет. З а это время м еталлургические краны производят до 6 1 06-7 1 06 подъ ­ емов груза. Напряжения, возникающие в р а счетных элементах металло­ конструкции крана, зависят от двух ф а кторов, а и м енно, от веса поднимаемого груза и положения грузовой тележки в п р олете. ·

·

89

Оба фактор а определяются технологич·е ским п роцессом, обслу­ живаемым данным типом крана. П р и р азных технологических процессах характерным будет вполне определенная последова­ тельность перемещений крана, подъема груза и перемещений грузовой тележки. Последние два определяют, в основном, пере­ менные напряжения, возникающие в элементах крановых мостов в процессе эксплуатации. В н а стоящее время конструкторы, п роектирующие металлур­ гические крановые мосты р азличного целевого назначения по ряду кранов, н е и меют данных, позволяющих оценить характер изменения усилий в р а счетных элементах мостов в процессе будущей их эксплуатации. Этим о бъясняется то, что при расчете на усталостную прочность зачастую принимаются характеристи­ ки циклов совершенно не соответствующие действительным ( эксплуатационным) условиям работы крана. Необходимо также отметить весьма р а спространенную ошиб­ ку, заключающуюся в том, что при определении усталостной прочности элементов действительные числ а циклов нагружений часто не учитываются. При р асчете принимается, как правило, р асчетное число цик­ .rrов р аботы крановой металлоконструкции (N = 2· 1 06 циклов) и не учитывается, что в действительности отдельные типы метал­ лургических .к р анов за р асчетный срок служб ы набирают до 1 2 · 1 06-;- l 4 · 1 06 циклов. Е стественно, что это обстоятельство является причиной появления усталостных т рещин в элементах металлур гических кранов. Для определения действительных характеристик циклов ВНИИПТМАШ совместо с И КБ «Сибтяжмаш» п роведена иссле­ довательская работа : « Исследова ние аси мметрии циклов напря­ жений металлоконструкций: металлургических кранов» . Целью этой р а боты я.влялось: 1. Выявление действительного характера циклов напряже­ ний:, возникающих в элементах колодцевых кранов от вертикаль­ ной н а грузки, определение ч исла циклов н агружения за р а счет­ ный период р а боты металлоконст рукции в реальных эксплуатационных условиях. 2. Разработка рекомендаций для р а счета элементов металло­ конст рукций колодцевых кранов н а усталостную прочность. В основу исследования были положены результаты п роведен­ ных В Н ИИ ПТМАШ и И К Б записей действительных циклов н а ­ п ряжений в колодцевых к р а н а х завода «Сибтяжмаш», эксплуа­ тируемых на Магнитогорском и Череповецком металлургических комбинатах. Исследова ние р аботы крана в условиях цеха проводилось на ММК * б ригадой ИКБ завода «Сибтяжмаш», на Череповец­ ком м еталлургическом - б ригадой ВНИИПТМАШ. * В дальнейшем - Магнитогорский металлургический ком бинат. 90

Обработ,ка результатов исследования проведена отдело м металлоконструкций ВНИИПТМАШ при участии инж. О сетро­ вой с . с. 1. МЕТОДЫ РАС Ч ЕТ Н О ГО О П Р ЕД ЕЛ Е Н ИЯ УСТАЛО СТ Н О Й П РО Ч НОСТИ

М ЕТАЛ Л О КО Н СТРУКЦ И Й

Существующие методы определения усталостной прочности элементов металлоконструкции п р и действии переменных н апря­ жений базируются на экспериментальных испытаниях эталонных образцов, т. е. таких образцов, которые с известными допуще­ ниями воспроизводят действительные сечения элементов с их конструктивными и технологически ми особенностям и (форма элемента, способ присоединения ф асонок, н а кладок, р азмеры и обработка отверстий п р и заклепочном соединении, р азмеры, форма и обработка сварных швов при сварном соединении и т. п . ) . В результате иопытания нескольких однотипных эта ­ лонных образцов н а машинах ( пульсаторах) , задающих опре­ деленный цикл переменных напряжений, определяется ограни­ ченный предел усталостной nрvчности a r � (кг/см2 ) - т. е. такое переменное н а пряжение, которое образец может выдержать без разрушения п р и 2 1 06 циклах нагружения. На предел усталостной прочности элемента влияют следую­ щие основные факторы: а ) механические свойства основного металла и в пер,в ую очередь п редел прочности ав (кг/см2) ; б ) коэффициент асимметрии цикла р - т. е. характеристика цикла, определяющая минимальные и м аксимальные н апряже­ ния, возникающие в образце за полный цикл нагружения; ,в ) конструктивная форма элемента - т. е. клепаного, свар­ ного и т . п. типа соединения ,и ли сва р ного шва, обработка шва, форма перехода к основному металлу, поверхность основного металла и т., п" что характеризуется эффективным коэффициен­ том концентрации 13; г) масштабный фактор - т. е. отличие в абсолютных р азме­ рах испытываемого на машиfrе образца от размеров н атур ного элемента в металлоконструкции; д) режим повто рно-переменных напряжений: стационарный, когда элемент или конструкция в течение все­ го срока службы р а ботает при постоянных границах напряжений Gmax = const и Gm; п = const и характер изменения напряжений от а,,, ;,,. до Gmax изменяется по одному з акону ( например, по сину­ соиде) ; нестационарный, когда элемент или крановая металлоконст­ рукция в течение срока службы р аботает п р и изменяющихся границах Gmax=F const и Gmi n =1= const в зависимости от условий работы конструкции, а также различном законе изменения н а ­ грузки о т Gmax до Gmi n ( например , при р азли чных ,п еремещениях ·

·

91

тележки и подъеме р азличных грузов п р и неподвижной тележ­ ке) ; е) остаточные напряжения от сварки, п рокатки, холодной обработки металла и т. п. Все многообразие ф акторов, влияющих на предел усталост­ ной прочности и сследуемого элемента , учитывая большую дли­ тельность и спытани й (для построения кривой усталостной прочности необходимо и спытать серию из 7 -9 образцов в течение не м енее двух недель круглосуточной р а боты пульсатора при базе и спытаний 2 1 06 циклов) ; невозможно охватить эксперимен­ тально. Поэтому, в ряде случаев п риходится учитывать влияние того или и ного ф а ктора п ри ближенно, на основании аналитических зависимостей. Некоторые же ф акто р ы, влияющие на усталостную прочность элемента, не поддаются учету. В результате большого числа экспериментальных исследова­ ний достаточно полно .выявл·ено влияние на усталостную проч­ ность ф а кторов а ) , б ) , IВ) , г) . Необходимо отме11ить, что влия­ ние м асштабного ф а ктора 1п ри работе ·Конструкции на усталост­ ную п рочность, как показали исследования, можно не учитывать, так как для испытаний на усталостную прочность используются эталонные образцы достаточно крупных р азмеров и с · черной прока11ной коркой, т. е. п риближающиеся к натурным элементам. В современных исследованиях наблюдаются тенденции к ис­ пытанию натурных образцов и конструкций, что, конечно, наи­ лучшим о бразом позволяет учесть все параметры, влияющие на усталостную прочность. Ф а кторы д) и е) оказывают значительное влияние на уста­ лостную п р очность. Для точного учета ф а ктор а режима (д) необходимо знание закона изменения нагрузки по времени и влияния закона следо­ вания отдельных циклов напряжений с различными характерис­ тиками на усталостную прочность металлоконструкции. Кроме того, р абота элемента в металлоконструкции существенно отли­ чается от р аботы эталонного о б разца в пульсаторе (неучитыва­ емые э ксцентриситеты, узловые моменты, скорости н агружения, хар а ктер изменения н ап ряжений от Gmin до Gmax и т. п . ) . Поэто­ му в силу неизученности этих ф акторов либо п ренебрегают ими, либо принимают р азличные допущения, идущие в запас усталост­ ной прочности. В СССР на большинстве заводов-изготовителей кр ановых м еталлоконструкций при р асчете на усталостную п рочность поль­ зуются м етодикой, разработанной проф. М. М. Гохбергом. Осо­ бенностью предложенной им методики является : р а счет по коэф­ ф ициентам запаса, определяемым для элемента металлоконст­ рукции в зависимости от степени ответственности, учет дина­ мического х а р а ктер а нагрузки, а т а кж е некоторые отличия в построении диаграммы усталостной прочности асимметричного ·

92

цикла, на основан ии которог о выбира ются знач.ени я а rk• т. е. огранич енного предела усталостной п р очност и п р и з аданном коэффиц иенте асиммет рии цикл а r и определ енном эффекти в­ ном коэффи циенте концент рации нап ряжени й К. Таким образом , п о этой методик е основно е уравнен ие при р а с­ чете на усталос тную прочнос ть следующ ее :

[

]. cr rk cr, -'�.---'-\ +-\---- --+- 1---J_�

(� 1 1

l/'---+-=-;...+---4+- --+--->,1--..---J

__

76

152

228

JO�

380

456

б

О/О \.,,__,_,..._f-!-f-++--+--1-----i 0,05 t--т-

Фиг. 1 . Полигон распределения относительной частости cr mi n и cr max для колодцевого крана № 4 ЧМЗ. - - - crm i n (только от подв ижной н агрузки) ; crmax пц - зафиксиро в ано циклов ; п - число подъемов : а) 28.3. 1 965 г. 2-я смена n = 85; nц = 207; б) 29.3. 1 965 г. 2-я смена n = l 57; nц = 358; в ) 29.3 1 965 г. 3-я смена n= l 18; nц = 764; г) 3 1 .3 1 965 г. 1 -я смена n = l 63; nц = 787; д) 3 1 .3. 1 965 г. 2-я смена n= 1 07; nц = 639; е) 1 .4 1 965 г. 1 -я и 2-я смены n = 222; nц = 1 357 ; ж) 2.4. 1 965 г. 1 -я смена n = l 04; nц = 691 ; з) 4.4. 1 965 г. 1 -я смена n = 93; nц = 570

}

1 00

дят дополнительные операции, соверш а емые краном в силу тех­ нологических особенностей обслуживаемого технологи ческого процесса - холостые пробеги тележки , переезд тележки для охлаждения клещей, производство вспомогательных операций и т. д. Для определения р а счетной характеристики циклов, н а осно­ вании размещения оборудования, в п ролете была построена

)(

и,58

!1

0,56

'

)(

0,1/2 0,1/0

1

:-

0,20

0, 15

1 1 1 1

0,10 O,OS

76

о

228

152

30/f

380

11

б

456

Фиг. 2. Полигон распределения относительной частости для колодце вого крана № 4 ЧМЗ за в се в ре­ cr m i п и crmax - - -

cr1111n

---- cr

-

х

·

-

--

·

-

Х --

max

.� • m .ш

аm а х

наблюдения: }мя(только от подвижной грузки ) ;

ра счетн ь1 е расчетные

}

на-

( без

учета динамики для среднего ве �а слитка от подвижнои нагрузки)

циклограмма перемещений тележки для основной р абочей опе­ рации крана. При этом предполагалось, что слитки р асполагают­ ся в ячейках ino их осям и на р асстоянии ЮОО мм в обе стороны. Циклогр а м м а приведена н а фиг. 4. По линиям влияния определялись теоретические р асчетные напряжения в среднем сечении моста при положениях тележки, соответствующих основным технологическим операциям, произ­ водимым краном. Результаты р а счетов п риведены в таблице 4. Для р асчета крана на усталостную прочность по з аводским данным определялась среднегодовая производительность крана 101

о l�

Распределение циклов с различными характеристиками на колодцевом кране № 4 ЧМЗТ а б л и ц а

2

Количество циклов с характ�истиками crmin/crm a5 . 7� l 1�2/2fs 13� lз� ,4� l 1� 12� 13� ,3� 1� 1�� !�И- llli 1:� / �� !�� 1�* /� /:� 1 .28/Ш-2 смена 1 4-5 , 36 1 46 1 12 / 3 1 2 / 9 / 21 / 6 1 - 1 2 / 12 / 1 \ - l - l - / - l - l - / - I 207 29/Ш-2 смена--т��, -;т;-г�-, 26 1 - 1 1 / 1 0 ,�-,-;�т=т�1� 1 48 , 10 1 1 - , �,�,--11 - 1 358 29/II l-3 смена / 111 1 59 , 35 , 32 1 5 1 -=т�-�т�- l -;-/- 11 1 1 / 1 05 / 161 1-; 1 - 1 53 1 18 1 3 1 1 1 - 1 764 -31 / 1 1-l--1с ме-на----.,.1-44-,-148 , 1 3 , 73 / 1 1 / 2 / 67 , 38 , 78 1 3 1 1 2 / 10 \ 145 1-;�г--т;-1 41 1 - 1 5 1 -=-г� 31/IIl-2 смена /1 25 / 52 j 11 / 23 /- 3 1 - 1 48 , 63 / 45 / 5 / / 104 / 80 J 5 / - / 1 0 / 1 / - 1 - / _:_ , 638 1; 1v-1 и 2 смены i�;l-�; / � j-;(-;-j - /190 / 18 / 108 /--;-i=l��/ 39 / - 1 128 / 52 / - j 8 / - / 1 351 · 2/IV- 1 с.мена т�-1 -;-1--;-1 5 1 - 1 - 1 91 /119 / 26 / / - 1186 , 83 1 1 1 1 34 1 1 - 1 - 1 - 1 692 26 .-13-41· 21 l 11 l - l - l 12 / 105 / 45 I 4 1· - 1 98 / 97 1 3 1 - / 31 / / - 1 - 1 - / 570 -4-/IV---1cмe-нa-----.-1С у ммарное число /628 1357 ,334 ,294 , 61 1 4 1522 1493 , 399 , 111 17 1 5 ,7 18 ,785 ,155 , 10 1349 1 1 30 1 1 j 15 г-=-1 5372 циклов Относительное ч исло 1�1!1�1�1�1 �1!l 1 1 � циклов 1 ! 1 � � 1 � 1 � S 1 � l § 1 ! 1 ! 1 � 1 � 1 1 альные-тол ько от передвижения тележки без напр яжений от соб· эксперимент . Значени Примечание я crmin/crmax а и тедежки ственноrо положении. веса мост в крайнем Число, смена

_

�

-

-

.

-

-

1

в

Таблица

циклов с различными Распределениена колодцевом ММН истиками кране № 2характер t::

8

"

" "'

Е

о

о "' ' -:

"' о -: :.:

О =:

:::

"'

11

�

i

1 '
75 -0 , 689 -о , 328гО , 601 -0 , 322:-0 , 592 -0 , 3 1 2 -0 , 574 -О , 169 0 , 368 г -о , 109 о , 23 1 Г -0 , 104 -0 , 229 -о , 011 -0 , 1 55

1

-0 , 371 - 0 , 666 -0 , 36 1 -0 , 661 -0 , 302 -0 , 548 -0 , 297 -0 , 541 -0 , 292 -0 , 523 -О , 164 -О , 342 -0 , 1 06 -0 , 2 16 -0 , 1 0 1 -0 , 217 -0 , 073,-0 , 154

�

а_

ау

1 J�

слt \ с.м J

1 0-з

j J�

10-6

с.м4 \ с.мб

133 , 7 1 126 , 04 225 , 49 3 84 , 09 398 , 13 389 , 73 1626 , 0 1853 , 4 4406 , 4

1 , 024 1 , 093 0 , 828 О , 726 0 , 695 0 , 719 0 , 370 0 , 332 0 , 224

0 , 670 0 , 699 0 , .536 0 , 507 0 , 477 0 , 489. 0 , 235 0 , 206 о , 127

-0 , 246 -68 , 53 -63 , 35 -0 , 260 -68 , 95 -63 , 35 -0 , 223 -78 , 17 -63 , 43 -0 , 224 -78 , 9 1 -64 ,25 -0 , 2 17 -79 , 19 -64 , 9 -0 , 1·34 -88 , 55 -65 , 40 -0 , 057 -95 , 52 -69 , 75 -0 , 066 -98 , 3 -78 , 32 -0 , 038 -1 0 1 , 36 -89 , 87

52,51 50 , 06 63 , 62 62 , 04 62 , 20 1 2 1 , 36 233 , 44 233 , 35 366 , 19

390 , 7 0 384 , 67 517 , 4 550 , 48 1649 , 8 1302 , 2 2848 , 4 3566 , 7 6859 , 2

0 , 677 0 , 690 0 , 562 0 , 547 0 , 503 0 , 337 0 , 220 0 ,218 о, 159

0 , 463 -0 , 235 -68 , 82 -66 , 07 0 , 473 -0 , 246 -69 , 1 3 - 6 4 , 1 4 0 , 384 �О , 199 -78 , 47 -64 , 9 0 , 370 -0 , 199 -78 , 93 -65 , 43 0 , 336 -0 , 1 83 -79 , 09 -67 , 97 0 , 229 -0 , 1 1 5 -88 ,73 -69 , 52 О , 139 -0 , 049 -95 , 1 1 -72 , 66 о , 140 -0 , 059 -97 , 88 -79 , 43 0 , 098 -0 , 033 -100 , 59 -91 , 1 1

53 , 2 1 51 , 38 67 , 25 65 , 52 66 , 41 128 , 86 245 , 77 242 , 02 383 , 33

4 08 , 27 4 13 , 6 7 604 , 4 3 639 , 52 706 , 72 1 523 , 7 3277 , 2 3941 7850 , 2

0 , 115 0 , 734 о , 637 0 , 6 14 0 , 586 0 , 39 1 0 , 248 0 , 235 0 , 111

0 , 497 0 , 506 0 , 404 0 , 418 0 , 396 0 , 271 о , 158 о , 152 о , 109

-0 , 25 1" -0 , 303 -0 , 212 -0 , 246 -0 , 245 -0 , 264 -0 , 092 -0 , 083 -0 , 037

j

П р о д о л ж е н и е т а б л иц ы 1

-5 1 , 53 -43 , 4 -52 , 76 -43 , 4 -66 , 07 -42 , 3 1 -68 , 34 - 54 , 64 -68 , 97 -57 , 28 -69 , 56 -57 , 28 -85 , 14 -68 , 56 -85 , 55 -72 , 04 -92 , 5 -88 , 2 1

33 , 1 4 29 , 7 1 47 , 7 .53 , 17 52 , 42 49 , 25 1 44 , 93 1 46 , 95 272 , 92

\

Коэффициенты систе мы урав нений

а11 = В2

[ � (tв + tн) + Htc]

вн a 1 = - (Htc + Btн) 2 2

а1 3 =

- [8; (tв + tн) + B Htc ]

а 22 = 3 { Н2 ( Нtс + 3Вtн) + h{ic + 1

+ (Н - h -- h1) ic [ (h + h1) (Н + h + h1) + Н2 J I а 23 =

- { 1; [ 2Н2 - (h + h1)2 + hi ]--J - BНtн}

a33 = B (tв + tн) + tc (2H - h) в2н (3Нtс + 4 Вiн) Л = 1 - -6-

д 2 = - ВН

{ � (2Нtc + 9 Btн) + [Н2 - (h + lz1)2] tc }

Л3 = ВН [ic (H + 4H � 4h - 4h1) + 3R tн] 2

д4 =

в zн 2 3

[ic (Н + 1 2Н - 1 2h - 1 2h1) + 7 Вtн]·

Сектор иальная площадь счит ает ся положит ел ыной, если ра­ диус- вектор, при движении вдоль кон тура сечения, поворачи­ вается прот ив часо вой ст р елки. О рдинаты э п юры секто риальных площадей вычисл я ются по ф о р муле

Точка

3

Т о ч .к а

4

Главный се.кториальный момент инерции

lw = Л1ay - Л2ах + Лзr + д4. 1 62

О п р едел ение се ктори альных х ар а ктерист ик сечения с учетом н али ч ия сто ек

Момент инерции чистого кручения открытого профиля:

la =

+ [ В (t: + t�) + t� (2Н - h)] .

Удвоенная пл9щадь, ограниченная замкнутым контуром,

0 = 2В Н .

Момент инерции поперечного сечения стойки Jс = f

c · b3 12

'

где Ь ширина стойки. Коэффициент крутильной жесткости -

k = -. lo, 4 � . }"' v Единичные перемещения

Q i k - kE �

-

�J ( lwзl + lw4! ) J ",- sh k L

Грузовые члены: Л = l w зl + lw4l О Jа kq

(

s h k (l

,

- zi ) s h kZ1i .

h kL 1 - l-c sh k z k sh k L

(

�) _!1_!__

- 1 +з аkk h2

-

c h kz

)

k '

·

12E lc .

Система ур авнений для вычисления перерывающих сил в стойках: (а11 + ан + а14) Q1 + (а12+ а1з) Q2 + л1 q =О; (а12 + а1з) Q1 + (а22 +а11 + а2з) Q2 + Л2q = О.

Момент инерции чистого кручения сечения с учетом наличия стоек: . O = ( L - 200) L · m1 · k · sh kL Jd Jd 800 (2 - 2 ch k L + k L sh k L )

m1 = 1 +

{

2kQ -------

2 - 2 c h kL + k L sh k L

2

'

�1 Qi [sh kL ( 1 - ch kzk) 1 63

Момент инерции чистого кручения балки с замкнутым сечением

]d =

( 1 1 ).

4В 2 Н 2 н 2 -- + в tc

- +f8 fн

П оложение центра изгиба а � с учетом наличия стоек:

ахо =

(i - �� -) ( J

ах -'-'

!!_) 2

а.х' = а0 - О ' 5 В . d

·

'

х

З начения сектор иа.1ьных площадей в точках контура : w 1 = (а� + В ) Уо;

w2 = (a� + 2B) y0; w3 = (a� + 2В ) у0 + a;h1 ;

w5 = (H + L'o) (a_� + 2В); (•)в = ( Н + L'o) (а_� + IJ ) ; р+

Уо = -

ау В

·

ах

З начения прира щения главного сектор и а.1 ьного момента инерции с изменением центра изгиба ах :

; [!(HZ+ УоР) Н + [(уо + т)2 - уот] h1 +

Л]� = с

где

+ [(р + т + h)2 - р (т + h)] ( Н - /z - /11)}

tc

�- 3B(!J6tв + р2tн)],

Гл авный секториальны й момент инерции с учетом наличия стоек

1�, 1 =-

w

+ Лl�,·

Коэффициент п р иведенной крутильной жесткости

- v

k=

}� }

0,4 -0- . 00

Изгибно-кру ти.1ьный бимомент в сечении п осередине пролета п р и действии единичного крутящего момента: - L

В оо = � 2k

1 64

-

ch k - - 1 2 L

sh k 2

Норм альные секториальные напряжения от действия единично­ го крутящего момент а :

в ы воды

На основании обсчета большого числа вариантов мостовых кранов, главные балки которых имеют вышеуказанную конст­ рукцию, можно сделать следующие выводы: 1 . Норм альные напряжения стесненного кручения н аи боль­ шей величины достигают для кранов грузоподъемностью 20-;.-50 т. Наиболее опасными точ-к ами сечения являются 1 и 6, где дополнительные напряжения стесненного кручения совпада­ ют по знаку с напряжения ми общего изгиба. 2. В точках контура 3 и 4 нормальные напряжения достигают максимального значения, однако они противоположного знака с напряжениями общего изгиба. Поэтому результирующая вели­ чина будет определяться их а ри фметической р азностью. 3. Использование ЭЦВМ позволило значительно (почти в че­ тыре раза) сокр атить время и трудоемкость вычислительных опе­ раций. Л ИТЕРАТУРА 1. К о н ц е в о й Е. М. Исследование и мет одика расчета крановых балок конструкции ЦКБ ВНИИПТМАШ на кручение. Труды ВНИИПТМАШ, вып. 4 (46) , 1 964. 2. К о н ц е в о й Е. М. Р асчет крано в ых балок на кручение. Подъемно­ транспортное оборудование. НИИИНФ ОРМТЯЖМАШ, вып. 1 , 1 965. 3. К о н ц е в о й Е . М. Кручение и изгиб тонкостенных стержней. Труды ВНИИПТМАШ, вып. 1 0 (32) , 1 962. .

СОДЕРЖАНИЕ Стр.

И н ж. Б е н е н с о н И. И . К расчету устойчивости металлических стержней переменного сечения и рам, составленных из таких стержней И н ж. Р о з е н ш е й н Б. М. Способы усиления и методика расчета нижнего пояса балок монорельсовых путей . . . . . . . . . . . . И н ж. Б е н е н с о н И. И" К о н ц е в о й Е. М. Повреждения металло­ конструкций крановых мостов в эксплуатации и способы их устра. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . нения И н ж. Р о з е н ш е й н Б. М. Исследование асимметрии циклов н апря· жений металлоконструкций металлургических кранов . . . . . . . И н ж. Р о г о в и н Д. А. Исследование возможности применения точечной контактной сварки в крановых металпоконструкцнях . . . . . И н ж. Б е н е н с о н И. И" К о н ц е в о й Е. М. Реализация расчета на кручение главных балок мостовых кранов конструкции . . . . . . . . . . . ВНИИПТМАШ на ЭЦВМ (Урал 2 )

3 26 36 89 1 18 157

ВНИИПТМАШ Труды, выпуск 1 (74) ИССЛЕДОВАНИЕ КРАНОВЫХ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИИ Под редакцией к. т. н. БОГУСЛА ВСКОГО П. Е. Редакторы ПОРТНОЙ 3. С" ПОНУСОВ Н. И. Корректор ТУЛЬСКИЙ Ф. П.

Подписано к печати 30/XI 1 967 г. Сдано в производство 1 8/IV 1 967 г. Объем 1 0,7 п. л. 1/16, бумага 60Х 90. Л -70 1 38. Цена 1 р . 20 к. З аказ № 1 1 56. Тир. 620 Московская типография № 8 Главполиграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР, Хохловский пер" 7.

УДК 624.074:621 .874 С И Ф 4 1 . 7 1 -027

Бененсон И. И. К РАСЧ ЕТУ УСТО А Ч И ВОСТИ М ЕТАЛЛ И Ч ЕС К И Х СТЕРЖ Н Е И П ЕРЕМ Е Н Н О ГО С Е Ч Е Н ИЯ И РАМ, СОСТАВЛ Е Н Н ЫХ ИЗ ТАК И Х СЦ'РЖ Н Ей

Труды ВНИИПТМАШ, 1 967, 1 (74) , 3-25. Стср >h н и переменного сечения. двутавровые или коробчатые, все ш и р е при­ м е н я ются в мета.1локонструкциях кранов. Для стержней с прямолинейными об­ разующими по.чучены численные значения п а р а м етра устойчивости п р и централь­ ном сжатвн в условиях различных комбинаций концевых опорных закреплений. Д а н n р и б.1 11жениый метод определе н и я эйлеровых сил, пригодный для любого закона изменения жесткости, а также для р а м переменного сечения

Таблиц - 7 ; иллюстрац ий - 9; библиографий - 3 ; ВНИИПТМАШ, ОИОЗТ, выпуск 1 (74) , 1 967 г.

УДК 625.54 С И Ф 4 1 .97 1 -027

Розеншей н Б. М. СПОСОБЫ У С И Л Е Н ИЯ И М ЕТОД И КА РАСЧ ЕТА Н ИЖ Н ЕГО П О Я СА БАЛ О К М О Н О Р ЕЛ ЬСОВЫХ П УТ Е И

Труды ВНИИПТ1\1 АШ, 1 967, I (74) , 26-35. Эксперимента:tьное исследова ние местных н а пряжений в н и ж н и х полках монорельсовых путей двутаврового профиля, усилен н ы х подваркой полосы. прн действии сосредоточенного давления катков. Дана методика р а счета полок с усилением приваркой полосы и без усн­ ления.

1 ; иллюстраций - 4; библиографий - 5. Таблиц ВНИИПТМАШ, ОИОЗТ, выпуск 1 (74) , 1 967 r. -

УДК 621 .874

·

С И Ф 4 1 .72-027

Бененсон И . И" Концевой Е. М. ПО ВРЕЖД Е Н И Я М ЕТАЛ Л О КО Н СТРУК Ц И Й КРАНО В Ы Х МОСТ О В В Э К С П Л УАТАЦИ И И С П О С О Б Ы И Х УСТРА Н Е Н И Я

Труды ВНИИПТМАШ, 1 967, 1 (74) , 36-88.

О(Jследование бо.1ьшого количества мостовых кранов на одном из металлуу­ "ических заводов позволило выявить и классифицировать наиболее характерные повреждения металлоконструкций, выяснить их причины и установить связь с режимом работы крана. Даны рекомендации по конструктивному оформлени ю ремонтируемых узлов. Эти реконструкции могут быть использованы и при проек· тировании новых кранов. Таблиц - 4, иллюстраций 22, библиографий - 6. ВНИИПТМАШ, ОИОЗТ, выпуск 1 (74) , 1 967 г -

УДК 621 .874:621 .746.224 С И Ф 4 1 .7262-027

Розеншейн Б . М. И ССЛ ЕДОВА Н И Е А С И ММ ЕТ Р И И Ц И КЛ ОВ НАП РЯ Ж Е Н И Й М ЕТАЛ Л О КО Н СТРУКЦИ Й М ЕТАЛ Л У Р Г И Ч ЕС К И Х КРА Н О В

Труды ВНИИПТМАШ, 1 967, 1 (74) , 89- 1 1 7. В результате регистрации на пряжений в процессе работы колоДI\евых кра­ нов проведен расчет на усталостну ю прочность металлоконструкций колодцевых кранов Дана методика определения коэффициента асимметрии цикла расчетным путем для известного технологического цикла. обслуживаемого краном. Приводится методика расчета на усталостную прочность.

Таблиц 4; иллюстраций - 5; библиогр афий - 1 6. ВНИИПТМАШ, ОИОЗТ, выпуск l (74) , 1 967 г.

УДК 621 .87:62 1 .791 .053.92 С И Ф 4 1 .7-027

Роговин Д. А. И ССЛ ЕДО В А Н И Е ВОЗМОЖН ОСТ И П Р И М Е Н Е Н ИЯ ТОЧ ЕЧ НО И KOHTAKT H O R С В А Р К И В К РА Н О В ЫХ М ЕТАЛЛ ОКО Н СТРУКЦИЯХ

Труды ВНИИПТМАШ, 1 967, 1 (74) , 1 1 8- 1 56. Анализ крановых металоконструкций указывает на ряд узлов и соединений, применение в которых точечной контактной сварки даст возможность получить значительные технико-экономические преим ущества по сравнению с существую­ щими исполнениями. Они позволяют повысить производительность сварочных работ, уменьшить сварочные деформации, снизить вес конструкции и улучшить условия труда сварщиков. В статье изложены результаты исследований прочности сварных точек при статических и переменных н а грузках. Указаны пути возвможного повышения прочности сварных точек при дейст­ вии переменных н а грузок.

Таблиц - 9; иллюстраций - 1 8 ; библиографий - 1 0. ВНИИПТМАШ, ОИОЗТ, выпуск 1 (74) , 1 967 г. УДК 621 .874 С И Ф 4 1 .7 1 -027

Бененсон И. И " Концевой Е. М. Р ЕАЛ И ЗА Ц И Я РАСЧ ЕТА НА К РУЧ Е Н И Е ГЛА В Н Ы Х Б АЛ О К МОСТО ВЫХ КРА Н О В К О Н СТ РУКЦ И И В Н И И ПТМАШ НА ЭЦВМ ( УРАЛ - 2)

Труды ВНИИПТМАШ, 1 967, 1 ( 74) , 1 57-1 65. Приводятся числовые результаты и сводка формул, использова н н ы х при м а ш инном в а р и а нтном р а счете н а кручение новоА серии крановых мостов, име­ ющих балки коробчатого сечения с боль•uими п р я м оугол ьными вырезами в од­ ной: и з стенок.

Таблиц - 1 ; иллюстраций 2; библиографий 3. ВНИИПТ№АШ, ОИОЗТ, выпуск 1 (74) , 1 967 г. -

-