Иванченко Ф.К. и др. Расчеты грузоподъемных и транспортирующих машин. Страница 2

Время пуска tn, с
Ускорение крана при пуске о, м/с?
3. Расчет мощности двигателя и выбор редуктора. Для предварительного выбора двигателя определяем сопротивление передвижению загруженного крана
V» = + (1,1 ... 1,3 )~^а = 323 + 1,2—    + :23000 0,2 =
= 1192 кгс,
где а = среднее ускорение крана при пуске,    принимаем а=? = 0,2 м/с2- (табл. 29).
Мощность электродвигателя определяем с учетом инерционных нагрузок по формуле
Риг. 48. Схема к расчету нагрузок на ходовые колеса моста    Мощность одного двигателя
Gn    6,
<3.
*&в00    ДГ _ _ ~    /VP 102т,^ср
L A'8250
2750
L-16500
1192 • 1,5 __ J2 9 кВт
102 • 0,85 • 1,6
раздельного привода Ncr. 1 = (0,5 ... 0,6) Np = 0,55 • 12,9 = 7,1 кВт. (213) По каталогу (прил. XXXIV) выбираем электродвигатель е фазовым ротором типа MTF 211-6 мощностью N — 9 кВт (при ПВ-25%), п = 915 мин-1 (м = 95,77 рад/с), Мп. тах = 19,5 кгс • м, Л1„ =* = 9,59 кгс • м, т22 = 2,03, Jp = 0,0117 кгс-м • с:
Наиболее неблагоприятный случай разгона незагруженного крана будет тогда, когда тележка находится в крайнем положении моста со стороны кабины (опора В). При таком положении тележки менее загруженными являются ходовые колеса левой опоры А (рис. 48). При пуске приводов не должно происходить пробуксовки приводных колес опоры А по рельсам. Нагрузки на ходовые колеса опор А и В: р _ L/2Gm + (L- /к) Gk + (L - lj) GT _ ^ 8,25 . 16 200 +||14|25_»_2000 + 15 . 4800 ^ 14 m ^ (Ш) L№» + l«pK + kGT 'л=-1- P
= 8,25. 16 200 4-2.25^2000+ 1,5 . 4800 = g8w ^ {m) где Gu = 16 200 кгс — вес моста; Ст = 4800 кгс — вес тележки; GK = 2000 кгс — вес кабины с электрооборудованием. Окончательно выбираем электродвигатель по пусковому моменту привода механизма передвижения опоры А: ■Мп. ср 5=3 Мст. п "4" -з-кгс * М. Частота вращения колеса 60t>K 60. 1,5 Пк nDK ~ 3,14 • 0,5 57,3 МИН Расчетное передаточное число редуктора ► р-£ = Ит!->5.ЭТ-
Расчетная мощность редуктора ЛГред = k;N„ = 2,25 • 3,07 = 6,9 кВт,    (216) где    ЛГ„ = 0,56    =3,07 кВт. По каталогу (прил. XLI...XLVI) выбираем редукторы типа Ц2-250-16,3-1Ц и Ц2-250-16.3-5Ц. Фактическая частота вращения колеса п 915 с~ , Пк. ф = — = jgj = 56,1 мин Фактическая скорость    передвижения крана с номинальным грузом ^Л.ф 3,14.0,5.56,1 «к. ф - —--60-= 1,47 м/с* Время пуска привода опоры А t — Р|С- Ф _ 1,47 — 1 96 с *п. х — -    0 7с — 1 V-. “п. max и>'° Для обеспечения запаса сцепления &сц = 1.2 при пуске незагруженного крана ускорение его должно быть не более „ -Гяпр/ Ф , fd\ <fr + fd>k lr On. max [ (^Сд DHj    DK k»\£- (■2/0,2 , 0,015 • 10 \ (2.0,06 + 0,015. 10)1,5] w [4 \1,2 50 /    50    J X X 9,81 = 0,75 м/с2,    (217) где «Пр — число приводных колес; пк — общее число колес моста. Приведенный к валу двигателя момент инерции масс, приходящихся на опору А, при незагруженном кране х = 6    = 1.2 . 0,0224 +-^§г = = 0,288 кгс > м • с3; Jp. И = 0,0117 + 0,00763 + 0,00306 = 0,0224 кгс-м • с2. Статический момент сопротивления передвижению, приведенный к валу двигателя, для привода опоры А при незагруженном кране д л    ЛсА /80 • 0,5 , г,____ ст- пх “ 2«рг)м = 2 • 16,3-0,81 ~ 1,51 КГС ’ М> Следовательно, Мп.ср = 1,51 + 0’288]^5,77 = 15,58 кгс • м. Исходя из пускового момента, мощность двигателя определяем по формуле N - Л*"-сря - >5’58'915 -0 41 кВт “ 975г|>ср “ 975 - 1,57 “ У’    ’ 2,03 + 1,1 , ,7 где фср =-2-= 1,57‘ Средний пусковой момент двигателя типа MTF 211-6 Л4„. ср = tj)CpA'f„ = 1,57 • 9,59 = 15,06 кгс • м. Фактическое время пуска привода опоры А , _ ^пр. хЫ _ 0,288 • 95,77 _ -ПХ_ ^п.ср-^ст.пх 15,06-1,51 Фактическое ускорение привода незагруженной опоры А йпх = Ш = 0,72 м/с2- Фактический запас сцепления ведущих колес с рельсами °сп<Р
wer х + G I — *hl2 f jL CT- x KV    Як DK " 500 * 0,2    -1,23 >1,2, (218) 2Ю+230Ю12-ятш-т-°'0|5-в) где Gw = ^ GK = x ' 23 000 = 11 500 кгс. Як    4 Поскольку опора В наиболее загружена, то время разгона привода опоры В будет больше времени разгона привода опоры А. Время пуска и ускорение привода опоры В при наиболее неблагоприятном его нагружении приведены в табл. 36. Расчеты показывают, что при разной нагрузке ходовых колес опор А и В двигатели нагружаются неодинаково и разгоняются с различными ускорениями, что приводит к созданию перекосов и дополнительных сил трения реборд колес о рельсы. 4. Проверка двигателя на нагрев по эквивалентной нагрузке. Среднее время пуска привода опоры В t _ 2 • 6.59 + 4.85 + 4,09 + 4 • 3,39 А AR п fn —*    g    — 4,40 С. Среднее время рабочей операции при передвижении моста ''=«T-. = W = W4c’ где Lp — средний рабочий путь крана, Lp%8 м (табл. 17). При 122 — 0,82 по графику (рис. 45, кривая А) значение -у =* е= = 1,65, откуда Л/э = 1fN„. т = 1,65 • 3,93 = 6,48 кВт |здесь «--гаг“3.93“Вт)- Для среднего режима работы эквивалентная мощность #э25 = KN* - 0,75 • 6,48 = 4,86 кВт. Она удовлетворяет условиям нагрева. 5. Расчет тормозного момента и выбор тормоза. Для обеспечения запаса сцепления -- 1,2 колес с рельсами механизма передвижения опоры А при незагруженном кране и при нахождении тележки в крайнем положении около опоры В и максимальное ускорение при торможении должно быть не более а .....-Гяпр/ф fd\ М + 2ц1 т Ч«Д1>2 DKj+ Dk Jg Г 2 /0,2 0,015- 10 \ , 0,015- Ю +2-0,Об] п С1 Л ос .- = [ТЬ -50-j + -W-J9’81 = °’86 М/С • Время торможения привода опоры А из условия максимально допустимого ускорения t - !!1Ф _ LIZ _ 1 7 С от 0,86 — 1,/С- Допускаемая величина тормозного пути (табл. 31) о _ Ф _    , л а ^ 5400 5400 ~ М’ где vK. ф = 88,2 м/мин — скорость передвижения крана. Минимально допустимое время торможения , 2sT _ 2 . 1,44 , й_ Т «Ь.ф ‘>47 5>96С- Статический момент, приведенный к валу двигателя, при торможении привода опоры А незагруженного крана АЛ    «''ст. Пх°кП„ 39 - 0,5 - 0,81 Л ч0 Мег. XX = -Щ- = 2-16,3 = °*48 КГС • м- где W„.тх = 8810(—-"'У7 2 ‘ 0,06 -0,00l) = 39 кгс; /пр. я = 0,0269 + --°1б2§:0,81 = 0,198 кгс-м - с2. Тормозной момент на валу двигателя М — I    ал    °>198 • 95,77 п ,0 п п /Ит — « пр --Мст. тх — —-=----(1 ^ —• Q О u-rv. . .. Принимаем колодочный тормоз с гидротолкателем типа ТТ-160 с наибольшим тормозным моментом 10 кгс • м, диаметром тормозного шкива 160 мм, шириной колодки 75 мм; тип гидротолкателя ТЭГ-16 с тяговым усилием 16 кгс. Тормоз регулируем на расчетный тормозной момент (прил. XLIX). Затем находим время торможения приводов опор А и В при различных нагрузках на ходовые колеса (таким же способом, как для механизма передвижения тележки). 6. Определение динамических нагрузок в механизме передвижения. Механизм передвижения с раздельными приводами может быть представлен двухмассовой системой (рис. 6), в которой одна из масс имеет момент инерции (ротора и муфт быстроходного вала), а другая — момент инерции J2 (поступательно движущихся и вращающихся масс редуктора и приводного колеса, приведенных к быстроходному валу редуктора); массы соединены упругой связью, обладающей крутильной жесткостью С. Максимальная нагрузка в упругой связи в пусковой период определяется по формуле (36) п. max
Л1д. шах — МСТ -f- 2 (М,
0,725
= 33,9 кгс • м,
0,0224 + 0,725
= 4,19 + 2(19,5 — 4,19)
где Мп. max = 19.5 кгс • м — максимальный пусковой момент, развиваемый двигателем| Мст = 4,19 кгс • м — статический момент сопротивления передвижению, приведенный к валу двигателя; определен для наиболее неблагоприятного случая (опо- ра В наиболее загружена); J i — 0,0224 кгс-м • с2; J2 = 0,2 (Jp + Ju) + = 0,2 - 0,0224 + "д. шах _33,9 _ q j A_ AfCT 4,19 ’ ’
Коэффициент динамичности
что значительно больше, чем в механизмах подъема. Это следует учитывать при расчете деталей механизмов передвижения на прочность и выносливость. 7. Расчет ходовых колес. В качестве материала двухребордных с цилиндрическим ободом колес принимаем сталь 65Г с твердостью поверхности катания НВ 320...350 (ГОСТ 1050—74). Ширина поверхности катания 100 мм. Для таких колес принимаем рельс КР70 со скругленной головкой = 40 см. Расчетная нагрузка на колесо Рр = kty - 1,2 • 0,86 • = 13 180 кгс, где kx = 1,2 (табл. 34); у = 0,86 при    = 0,544 (табл. 33). По формуле (212) определяем величину местных напряжений смятия при точечном контакте асч = т \/Р-ф- = 0,46 V 13108)2 д V /&х V т = 15 250 [о]см = 22 000 кгс/см2, где т = 0,46 при ~ Щ = 0,625 (табл. 35). 8. Расчет механизма передвижения крана с центральным приводом. Произведем вариант расчета механизма передвижения, кинематическая схема которого представлена на рис. 46, а. Электродвигатель, соединенный трансмиссионным валом с редуктором, передает движение на ведущие колеса. Вал ведущего колеса соединен с тихоходным валом редуктора зубчатой муфтой. На быстроходном валу редуктора установлен колодочный тормоз. Трансмиссионный вал, имеющий промежуточные опоры, состоит из отдельных валов, соединенных зубчатыми муфтами. Учитывая предварительно рассчитанную потребную мощность (Nр = 12,9 кВт), по каталогу (прил. XXXIV) выбираем электродвигатель типа MTF 311-6 мощностью N=13 кВт (при ПВ — = 25%), п = 935 мин-1 (« = 97,86 рад/с), М„. max = 32 кгс • м, м Мн — 13,55 кгс • м, —",.тах = 2,36, Jp = 0,0229 кгс • м • с2. При разгоне незагруженного крана ускорение его должно быть не более а„. тах = 0,75 м/с2. Редукторы принимаем ранее выбранные Ц2-250-16,3-1Ц и Ц2-250-16,3-5Ц. Фактическая частота вращения колеса _ Л ' 935 г»т лл _J «к.ф = — = -jgg = 57,36 мин \ Фактическая скорость передвижения крана .. _ nDKnK 3,14 . 0,50 . 57,36 Ф 60    60 — 1,5 М/С. Время пуска привода (из условия обеспечения сцепления) "к.ф 1,5 Время пуска механизмов передвижения мостовых кранов обычно принимают в пределах 3...8 с; для незагруженного крана примем 3 с. Статический момент сопротивления ьл _й^ст. х^к_ 209 • 0,5    0 пе ___ ст-х — 2«рг)н ~ 2 • 16,3 • 0,81 ~ ’    ' • Приведенный момент инерции вращающихся и поступательно движущихся масс незагруженного крана г    К/ тк/?*< I о АКШ | 2345 - 0,252 Jnp. х = О/р. „ + — = 1,2 • 0,519 ,    , |0>3а.0>81 =• 0,743 кгс • м.* с2; Jp. и = Jp + '£ Jh = 0,0229 + 0,00763 + 7 • 0,00306 = = 0,0519 кгс • м • с2. Необходимый средний пусковой момент двигателя лл    \л I ^"Р- хш о or I 0.743 • 97.86 OQ 0 Мп. ср = Мет. х Ч--:-— 3,96 + --~-= 28,2 кгс • м. их    J Расчетную мощность, исходя из пускового момента, определяем по формуле мп.срп 28,2 - 935 ICC D N ~ 975ifcp _ 975 1,73 _ 15,6 кВт’ 2,36 +1,1 , где \1>ср =-g-= ] >73- Окончательно принимаем двигатель MTF 311-6. Определим время пуска привода с учетом режима загрузки, а также проверим двигатель на нагрев по эквивааентной нагрузке. Фактическое время пуска привода механизма передвижения при незагруженном кране t _    - °-743 • 97>86 - Я 74 г П Х_М,,СР-Л*СТ.П 23,4-3,96 Мп. Ср = ф.-рМн = 1,73 • 13,55 = 23,4 кгс • м. Ускорение незагруженного крана при пуске ап-х = ^ = з^ = 0’4мАЛ Фактический запас сцепления ведущих колес с рельсами £сЦ -- *1 500.:Л*-— = 2,06 > 1,2. 2Ю+Я(Чет4зг4-0л15-й) Результаты расчетов механизма передвижения с центральным приводом приведены в табл. 37. Результаты расчета механтма передвижения нрава с центральны»! приводом Поднимаемый груз Показатели расчета Незагруженный нран Грузоподъемность, кгс Сопротивление передвижению крана при установившемся режиме Гст, кгс Статический момент со-' противления при передвижении крана, приведенный к валу двигателя МСТ п, кгс • м Момент инерции при пуске, приведенный к валу двигателя, кгс X X м X с2 Время пуска 1п, с Ускорение крана при пуске, м/с2 Статический момент при торможении, приведенный к валу двигателя /Иет т, кгс • м Сопротивление передвижению крана при торможении ЙРСТ_ т, кгс Момент инерции при торможении, приведенный к валу двигателя, кгс • м • с2 Время торможения /т, с Ускорение крана при торможении ат, м/с2 Проверка двигателя на нагрев. Среднее время пуска привода механизма передвижения крана t _ 2 • 5,93 + 4,75 -f 4^2 + 4 ♦ 3,74 . к Среднее время рабочей операции ври передвижении моста — 5,33 с. гг *п 4 5 При — = ~ = о,84 по графику (рис. 45, кривая А) значение у = т^- = 1,66; откуда N9 = yN„. r = 1,66 • 5,59 = 9,28 кВт К'"Ш® = 5'89 кВт)- Для среднего режима работы эквивалентная мощность N;25 = KN3 = 0,75 • 9,28 = 6,96 кВт удовлетворяет условиям нагрева. Ускорение при торможении крана ат = 0,86 м/с2. Время торможения механизма передвижения крана, исходя из максимально допустимого ускорения, * _ °к- Ф _ =■ 1 74 с 1т х~ ат 0,86 Допускаемая величина тормозного пути (табл. 31) St 5400 ~ 5400 ’ М* где Ок. ф = 90 м/мин — скорость передвижения крана с центральным приводом. Время торможения ^ = 2^ = 2с. °К.Ф '.5 Статический момент, приведенный к валу двигателя, при торможении незагруженного крана Кт.тЛПи 101.0,50.0,81 , ов .. Мст. тх =-^- =-2ЛЖЗ- = !’25 КГС • М’ где Гст. тх = 23000 (°'°15    — 0,00l) = 101 кгс; Jnp. тх = 0,0623 + 2345 ' ' 0,81 = 0.509 кгс • м • с2; 6/р. „ = 1,2 • 0,0519 = 0,0623 кгс-м • с2. Тормозной момент Мт = 0,509 2 97,86 — 1,25 = 23,7 кгс • м. Принимаем колодочный тормоз с гидротолкателем типа ТТ-250 с наибольшим тормозным моментом 40 кгс • м, диаметром тормозного шкива 250 мм, шириной колодки 105 мм, типом гидротолкателя ТЭГ-25 с тяговым усилием 25 кгс. Тормоз регулируем на расчетный тормозной момент. 9. Расчет трансмиссионных валов. Быстроходные трансмиссионные валы рассчитывают на прочность, находят допустимое расстояние между опорами, проверяют на допустимый угол закручивания и на критическую частоту вращения. За расчетный крутящий момент трансмиссионного вала принимают пусковой момент, передаваемый валом, когда тележка с номинальным грузом находится в крайнем положении (например, около опоры В): яж    Рв ял    25 550 А о____ А/расч "q j q Мп. ср 35 500    6,8 КГС • М. Предварительно из условия прочности находим диаметр вала: <2|9> где [т] — допускаемое напряжение при кручении, кгс/см2, [т] = = 0,6 1а]. Допускаемое напряжение на изгиб [а] берут из приложений XVIII, LXXII. Материал вала — сталь 35 (Ст5), [а] = 450 кгс/см2 (III режим нагрузки), [т] = 0,6 • 450 = 280 кгс/см2. Принимаем диаметр вала d = 40 мм (размер посадочного места для ступиц зубчатой муфты). Диаметр гладкой части вала принимаем 52 мм. Наибольшее допустимое расстояние между подшипниковыми опорами трансмиссионного вала, определенное из условия его статического прогиба, вычисляют по формуле ' - 200 УЦ =200 V ОШГШ - 370 <220> где qB — погонный вес вала, кгс/см; при d — 5,2 см qB — 0,165 кгс/см; у — допустимый прогиб вала принимается в пределах _1_ ! 700 ‘' *ТоЗо ■ С учетом компоновки механизма передвижения на мосту расстояние между подшипниками примем 1Х — 2,2 м, а расстояние между опорами на подшипник и зубчатую муфту / = 2,1 м. Полный угол закручивания вала _ ^расч/l    1680 • 220    Л ЛАСЛ    Л осо /Г)0 1\ Фо qj^ — -g [Qi, o,i • 5 24 0,0063 рад — 0,36 , (221) где G — модуль упругости 2-го рода (сдвига), кгс/см2; для стали G = 8 • 106 кгс/см2; Jкр — полярный момент инерции сечения вала, см*; Jкр = Угол закручивания вала длиной 1 м ф = ТГ = 164> < [Ф1 = 0.25 °/м. Поскольку вал является быстроходным, произведем проверку на критическую частоту вращения. Для этого сравним частоту вын\ж-денных колебаний с частотами свободных крутильных и свободных изгибных колебаний трансмиссионного вала. Представим механизм передвижения двухмассовой упругой системой (рис. 6), для которой частоту свободных крутильных колебаний вычисляют по формуле <222> где J1 — момент инерции ротора двигателя и муфт; Jг — 0,0519 кгс • м • с2; J2 — приведенный момент инерции вращающихся масс редуктора и ведущих колес и поступательно движущихся масс крана, кгс • м/с2; С — суммарная крутильная жесткость обеих ветвей трансмиссионного вала, кгс • см • рад. Трансмиссионный вал состоит из трех валов, соединенных между собой зубчатыми муфтами. Общая длина одной ветви вала между двигателем и редуктором составляет /0= 6,8 м. Податливость одной ветви вала определяем приближенно по формуле (22) е = у,-— = 1,2 • Ю~5^р- = 1,12 • 10~6 ‘/кгс . см. Крутильная жесткость одной ветви вала C1 = y= 'иг ! Го" = 8>93 * 104 кгс * см/рад. Суммарная жесткость двух ветвей вала С = 2СХ = 2 • 8,93 • 104 = 17,86 • 104 кгс • см/рад. Момент инерции вращающихся масс редуктора и приводных колес и поступательно движущихся масс крана, приведенный к быстроходному валу редуктора, Jt = 0.2 (JP + Л,) + ^ = 0,2 • 0,0519 + , 2345 • 0,25* „ сп    ,    /оооч + 15Лз . о,81 = °’69 кгс-м • С2.    (223) При передвижении крана с номинальным грузом Л = 0,2 - 0,0519 +    = 1,01 кгс-м - с2, Частоты свободных крутильных колебаний вала при передвижении незагруженного и загруженного крана соответственно равны: » = _!_1/ 17,86. 10‘(69+ 5,19)    ь 2 - 3,14 V    69 • 5,19    ’ ’ „ = _!_1/17,86- 10* (101 +5,19) _ оП о .-1 Pl 2 • 3,14 У    101 • 5,19    ’ С * Частота вынужденных колебаний л _ 950 _ * г оо л—1 ®~ 60 — 60 — ’ ■ При работе вала в дорезонансной области должно соблюдаться У°Л0ВИе    о < 0,7 р г,    (224) а при работе в зоне между первой и второй резонансными скоро- СТЯМ    1,4 Pi ^ < 0,7 р2.    (225) Частота свободных изгибных колебаний вала, опирающегося на подшипник и зубчатую муфту, определяется по формуле рш = а,У %    (226) Где ан — теоретический коэффициент, зависящий от формы колебаний; а\» = 0,179 — одна полуволна на длине вала; а2и = 0,716 — две полуволны; Язи = 1,61 — три полуволны; т — масса вала, 0,165 • 210 л пагл    «. т = — = -oai- = 0,0353 кгс • с2/см, g    Ув1 Си — изгибная жесткость вала, ^ £. Е,1 пс. о 2,1 • 10е • 0,05 • 5,г4    ,    ,ПСУ7\ С„ = k Y = 76,8 --2#-— = 637 КГС/см, (227) k = 76,8 — коэффициент жесткости балки с распределенной нагрузкой. Частоты свободных изгибных колебаний вала вычисляют по формуле (226): р, = 0.179 1/0^3“ 24-° р, - 0.716/0-gj= 96,2 С /Й-ИМС-, Условие (224) соблюдено. Подшипники подбирают по эквивалентной динамической нагрузке. По расчетному крутящему моменту выбирают соединительные муфты трансмиссионных валов. § 6. Расчет металлокоиструкцпи моста крана Правильно выбранные конструктивные схемы и сечения элементов металлоконструкций обеспечивают в процессе эксплуатации их прочность, жесткость и устойчивость. Металлоконструкции машин оказывают влияние на долговечность и надежность работы механиз- Рис. 49. Типы сварных соединений мов и машин в целом. Поэтому при конструировании грузоподъемных машин необходимо обращать особое внимание на методы расчетов, виды сварки и технологичность изготовления конструкций, экономию металла, удобство при обслуживании и ремонте. В настоящее время металлоконструкции кранов изготовляют только сварными. Проектирование металлоконструкций выполняют после определения нагрузок, основных размеров и весов как металлоконструкций, так и механизмов и узлов. В соответствии с Правилами Госгортехнадзора [101 при разработке конструкций сварных соединений необходимо руководствоваться следующим: конструкция сварных соединений должна предусматривать возможность удобного доступа для выполнения швов и их контроля. Стыковые швы по возможности должны иметь доступ для выполнения сварки с обеих сторон; угловые швы тавровых соединений в сечении, как правило, должны иметь вогнутое или плоское очертание поверхности с плавным переходом к основному металлу; наибольшая высота углового шва d не должна превышать 0,7 sly где Sj — толщина наиболее тонкого из соединяемых элементов (рис. 49, а); угловые швы допускаются с обеих сторон элемента, если его толщина в 1,5 раза превышает высоту шва d (рис. 49, б). При толщине элемента менее указанной швы должны быть смещены один относительно другого на расстояние I ^ 2 (рис. 49, б); прерывистые швы на элементах кранов, подверженных коррозии (краны, предназначенные для работы на открытом воздухе, в химических цехах и т. п.), не допускаются; в соединениях несимметричных профилей швы следует размещать так, чтобы их общий центр тяжести совпадал с центром тяжести привариваемого профиля (в проекции), если это невозможно, необходимо учесть напряжения, вызванные эксцентриситетом; выполнение клепаных и сварных соединений в одном узле не допускается. Сварные соединения необходимо выполнять следующими электродами: при ручной сварке конструкционных малоуглеродистых сталей — электродами качества не ниже Э-42 (ГОСТ 9467—75); при -----S-I-- ВидЬ^-е ручной сварке конструкций, эксплуатируемых при температурах ниже минус 20°С, — электродами качества не ниже Э-42А (ГОСТ 9467—75). При автоматической и полуавтоматической сварке под слоем флюса — электродной проволокой Св-0,8Г (ГОСТ 2246—70); 5050
<*500 Кг-2000
Л*
ЦэеЗэ Рис. 51. Концевая балка
Рис. 50. Могг крана со сплошными балками
при ручной сварке конструкционных среднеуглеродистых и низколегированных сталей — электродами качества не ниже Э-50А (ГОСТ 9467—75); при автоматической и полуавтоматической сварке — электродной проволокой Св-08ГА с флюсами. Расчет моста крана выполняем для сплошной и решетчатой главных балок. 1. Расчет металлоконструкции моста со сплошными балками. Мост рассчитываемого крана со сплошными балками состоит из двух главных балок прямоугольной формы, сваренных из стального листа (рис. 50). Главные балки прикреплены к концевым, в которые вмонтированы ходовые колеса моста (рис. 51). Кроме того, к мосту крепят вспомогательные поперечные и продольные балки, на которых размещен механизм передвижения крана. Мост оборудуют перилами и настилом. В торцах концевых балок устанавливают буфера. Исходные данные: длина моста L — 16,5 м; база крана В — = 4,5 м, колея тележки /Ст = 2 м.^база тележки b — 1..6 м. Конструкция моста сварная. Материал мЪста ВМСтЗ кп (ГОСТ 380—71). Расчетные нагрузки. Если принять, что колеса тележки одинаково нагружены, то подвижная нагрузка, передаваемая на рельс одним колесом, при работе крана с номинальным грузом 129
Pi
^»Т+Т = 1.2
(228)
4 1 4 — 1*Л—4--h— = 4950 кгс,
12 500 , 4800
где k динамический коэффициент, учитывающий инерционные силы при подъеме и опускании груза, kA = 1,1; 1,2; 1,3 — соответственно для легкого, среднего и тяжелого режимов работы. При допущении, что механизм передвижения моста равномерно нагружает одну из балок, распределенная нагрузка от собственного веса половины двухбалочного моста и механизма передвижения °.50м + ом
5000 + 2200 16,5
■kc =
Я* =
1,1= 480 кгс/м, (229)
где 0,5Ga — собственный вес половины сварного коробчатого двухбалочного моста (без концевых балок), приближенно 0,5GM = 5000 кгс (рис. 52); Смех — вес механизма передвижения крана, приближенно Смех = 2200 кгс; kc — коэффициент, учитывающий толчки при движении крана; kc= 1,0 при vk ^ 1 м/с, kc — 1,1 при 1,5 м/с>: vK > 1,0 м/с; kc = 1,2 при 3 m/c^vk > 1,5 м/с. Сосредоточенная нагрузка от веса кабины с электрооборудованием Р2 = kcGK = 1,1 • 2000 = 2200 кгс, где GK = 2000 кгс — вес кабины с электрооборудованием. Механизм передвижения моста с центральным приводом, расположенный на поперечных консольных балках, присоединенных к главной балке, скручивает ее моментом (230)
Mi = Смехом = 2200 • 0,75 = 1650 кгс • м. Согласно расчету (табл. 37) ускорения крана при пуске и торможении составляют Рис. 52. Кривые для определения веса металлических конструкций (из стали СтЗ) половин сварных коробчатых двухбалочных мостов (без концевых балок) для кранов среднего режима работы грузоподъемностью: а — Q — 5 ... 50 тс; б — Q = 75 ... 250 тс (по данным Ленинградского завода ПТО им. С. М. Кирова н завода «Сибтяжыаш»)
II 17 Я 29 Lh 6
0,25 м/с2 и 0,50 м/с2, а при резком пуске или торможении принимают удвоенное ускорение, т. е. 0,5 м/с2 и 1,0 м/с2. Из условия сцепления колес с рельсами максимальное ускорение «шах <Ф£^ = 0,2.9,81 \ = = 0,981 м/с2. (231) Таким образом, при резком торможении От.max = 0,981 м/с2. Распределенная поперечная инерционная нагрузка в горизонтальной плоскости, возникающая при резком торможении моста, «    0,5GM + G мех    _ 5000 + 2200 лпо. .. . (ja = 2J" Дт. шах    ®т- max 9 81*16 5 * *    КГС/М, Сосредоточенная инерционная поперечная нагрузка в горизонтальной плоскости от веса кабины при резком торможении Р„ 1 = j аг.тах = • 0,981 = 200 Кгс.    (233) Сосредоточенная инерционная поперечная нагрузка в горизонтальной плоскости от веса тележки с грузом при резком торможении моста n Gt + Q    4800+ 12 500 Л Л01 ос. Ри2 = —2j- aT. max = -3^8!-°’981 = 864 КГС' Ускорения тележки при пуске и торможении составляют 0,1 м/с2 и 0,25 м/с2 (табл. 32). При резком пуске или торможении тележки ускорения могут быть 0,2 м/с2 и 0,5 м/с2. Исходя из условия сцепления колес с рельсами, ускорение может достигнуть величины 0,981 м/с2. Следовательно, при резком торможении тележки От. шах = 0,5 м/с2. Сосредоточенная продольная инерционная нагрузка в горизонтальной плоскости при резком торможении тележки с грузом D GT + Q    4800+ 12 500 ЛС Риз — 2g т- тах —-2 • 981 * 1 — КГС. Выбор размеров сечений главной балки. Высота главной балки прямоугольной формы с замкнутым контуром для средней части моста Я = (в---A)L=(A ••• А) 16 500= 1030... 825 мм. Принимаем Я — 900 мм Высота балки у опоры Я1 = (0,6...0,7)Я = (0,6...0,7)900 = 540...630 мм. Принимаем Ях = 600 мм. Длина скосов Lc = (0,1...0,2)L = (0,1...0,2) • 16 500 = 2 000 мм. Ширина верхнего и нижнего горизонтальных листов В = (0,5...0,33)Я = (0,5...0,33)900 = 450...297 мм. Кроме того, ширина горизонтальных листов должна удовлетворять условию d L 16 500 п гуп В>т==~т~ = 330 мм- Принимаем В = 350 мм. Для предварительного расчета принимаем толщину вертикальных стенок CTj= 6 мм, а верхний и нижний пояса из листа толщиной 62 = = 8 мм (рис. 53). Основные характеристики предварительно выбранных сечений. Координатные оси х — х и у — у проводим через центры тяжестей сечений, расположенных на одинаковых расстояниях от поясов и вертикальных стенок. Если сечение главных балок состоит из листов различной толщины или из разных прокатных профилей, т. е. сечение не имеет одной или двух осей симметрии, то его центр тяжести находится из выражения X ■*< , 1 °°| _А-| 1

Рис. 53. Поперечные сечения главной балки моста: а— в середине пролета; 6 — около опоры
где Б5 — сумма статических моментов сечений отдельных элементов относительно оси хг — хи см3; 2F — сумма площадей сечений тех же элементов, см2. Основное сечение. Площади сечений: верхних и нижних листов Fx = 2 • 35 • 0,8 = 56 см2; вертикальных стенок F2 = 2 • 88,4 X х 0,6 = 106 см2. Площадь всего сечения F — 162 см2. Моменты инерции сечения относительно оси х — х: поясов Jix = 2    + 35 • 0,8 (44,2 + 0,4)2] = 111 400 см4, стенок I О0,6 - 88,43 со АОЛ 4 J2х — 2 ■■ ■ ^2 • — 68 080 см4. Общий момент инерции сечения Jx — 180 480 см4. Момент сопротивления сечения относительно оси х — х: Г, = - = = 4011 см3. х 2\ 45 Момент инерции сечения относительно оси у — у. поясов , О0,8 * 353 с<717„..4 J\y = 2- ^.....= 5717 см4, стенок hy = 2[88,4'2¥-3 + 88.4 • 0.6 (15,5 + 0,3)?] = = 26 483 см4. Общий момент инерции сечения Jy = 32 200 см4. Момент сопротивления сечения относительно оси у — у Wy =    2^200 = 1840 см3. Сечение около опоры. Площадь сечения верхних и нижних листов Fi = 56 см2; вертикальных стенок F2 = 2 • 58,4 • 0,6 = 70 см2. Площадь всего сечения F = 126 см2. Моменты инерции сечения относительно оси х — х: поясов ju = 2 [ 35 '°’83- + 35 • 0,8 (29,2 + 0,4)2] = 49 068 см4, стенок J2x = г0'6^’43 = 19 918 см4. Общий момент инерции сечения Jx = 68 986 см4. Момент сопротивления сечения относительно оси х — х ну    2 * 68986 o'tAn Wf = TTi== 60 = 2300 см- Моменты инерции сечения относительно оси у — у: поясов г п 0,8 • 353 С7|7 , J\y = 2 —— = 5717 см4, стенок J2y = 2 J58,4,’/’63 + 58,4 • 0,6 (15,5 + 0,3)2] = 17 496 см4. Общий момент инерции сечения Jy = 23 213 см4. Момент сопротивления сечения относительно оси у — у Wy = ^ = 2’23352!3 = 1326 см3. Главную балку рассчитываем для наиболее неблагоприятного случая нагружения при одновременном резком торможении моста и тележки, загруженной номинальным грузом. Кроме того, эта же балка нагружена весом от механизма передвижения моста и от кабины. Момент, скручивающий главную балку относительно сси О — О (рис. 54), МКр = qnLe -j- РИ\13 -f- Mi — Р= 44 • 16,5 • 15 -f-+ 200 • 160 + 165 000 — 864 • 35 = 177 650 кгс • см. (235) При изменении направления усилий q„ и Ри2 момент, скручивающий главную балку относительно оси О — О, Мкр = РувЬг “Ь — (JhLc — Рui/з == 864 х X 35 + 165 ООО — 44 х X 16,5 • 15—200-160 = = 152350 кгс • см. Рис. 54. Схема к расчету скручивающих моментов
Первое значение скручивающего момента принимаем расчетным. Максимальные изгибающие моменты главной балки определим в вертикальной и горизонтальной плоскостях от постоянных и подвижных нагрузок. Известно, что максимальный момент от двух связанных между собой подвижных нагрузок будет в сечении балки под левым колесом в тот момент, когда середина пролета совпадает с серединой расстояния между нагрузкой Рх и равнодействующей R", т. е. расстояние между серединой главной балки и нагрузкой Pi имеет значение 4-. Реакции в опорах главной балки в вертикальной плоскости: от постоянных нагрузок (рис. 55, а) 480 • 16,5?
2200(16,5-2,25)-
= 5860 кгс;
. 480 • 16,5?
2200 • 2,25
= 4260 кгс;
16,5
P2(L-lK)+^r
pslK-i
Яв =
Ra =
я6и
от подвижных нагрузок (рис. 55, б) * •«(¥-# Яв =-т---_-- 4710 кгс; = 5190 кгс, L    16,5 /к = 2,25 м, b — 1,6 м. Значения изгибающих моментов: М“ = Rb    = 4710(i|5 _ -Ь§) = 36973 кгс ' м; Рис. 55. Схемы к расчету главной балки & ви «ГПТ ТТПТ11 1 ипншггп ж" ■ л А т TITttk 1+- t * тг , " Ъь
11 1 п гг и | у\ 111 Г! 11 >1 П111 L ЛПТПгк R- V!1 *• ь/г *ттТГШ
а н б — соответственно от постоянных и подвижных яагруаок в вертикальной плоскости; в и е — соответственно ст т.ерцнонпых постоянных и подвижных нагрузок в горизонтальной плоски:ти; -d—ст скручивающего момента = 5860 (-!|5 — т) — 2200 (т — Т ~ 2>25) — _1»(1М_^,= 188Икгс.м. Максимальный изгибающий момент в сечении /—I от нагрузок в вертикальной плоскости Мг = М/ + М" = 18892 + 36973 = 55865 кгс • м. Реакции в опорах главной балки (рис. 55, в, г) в горизонтальной плоскости: PH1    200(16,5 - 2,25)+ Явг --:-— --—---- 536 кгс; 44 • 16,5?
PHilK + -f~ 200 . 2,25- Rkr =
= 390 кгс; 16,5
2-°.5Р„4т + т) Цтг + т) Rat--^-— = *16,5 “ 453 кгс- Значения изгибающих моментов: м; = Явг (у -4) = 411 - х) = 3226 кгс ’ Мг-Rir (т-т)-'>*'(т-т-'«)-т(т-т),“ _ 536 (!£» _ J£) _ 200 (if» _ I* - 2,25) - Ц - '*)' = = 1732 кгс • м. Максимальный момент в сечении I—I от действия нагрузок в горизонтальной плоскости М2 = М'2 + М"2 = 1732 + 3226 = 4958 кгс • м. Нормальные напряжения при изгибе в сечении I — /от действия нагрузок в вертикальной плоскости (комбинация нагрузок А) 01 ~ wr
5 586 500 4011
= 1393 кгс/см2 < [ст]А = 1600 кгс/см2,
где [а] = 1600 и 1800 кгс/см2 — допускаемое нормальное напряжение для стали ВМ СтЗкп при комбинации нагрузок Л и 5 (табл. 38). Таблица 38 Допускаемые напряжения а для сталей при расчете на растяжение и сжатие Режим работы крана Комбинация нагрузок о кгс/см* для сталей СтЗ, СтЗкп, ВСтЗ, М16С ЮХГСНД, 10ХСНД, 15ХСНД Нормальные напряжения при изгибе в сечении / — I от действия нагрузок в горизонтальной плоскости Мг 495 800    . 2 <У9 = ~ = = 269 кгс/см2. Максимальные нормальные напряжения при изгибе в сечении j_/от действия вертикальных и горизонтальных нагрузок (комбинация нагрузок Б) Omax = Oi + = 1393 + 269 = 1662 < [<г]Б = 1800 кгс/см2. (236) Сечение главной балки около опоры рассчитываем по касательным напряжениям, возникающим от действия поперечной силы и скручивающего момента. Максимальная поперечная сила в опорном сечении будет возникать тогда, когда тележка с номинальным грузом находится в крайнем положении около опоры В. Расстояние между равнодействующей R и опорой В составляет = 1,5 м. При действии нагрузок: в вертикальной плоскости 2/>i (L-/1) + /’2(L-/*) + ^- Rb max “    “ £ 2 - 4950(16,5- 1,5) + 2200(16,5—2,25) + 480 * l6’5- -= 14 860 кгс; —    16,5 в горизонтальной плоскости Pn2(L-l1) + P„l(L-lK) + \- Rbf max--£ 864 (16,5 - 1,5) + 200 (16,5 - 2,25) + - —-гг-?-- 1320 кгс. Статический момент половины сечения главной балки около опоры относительно оси х — х Sx = 35 ■ 0,8 • 29,6 + 2 • 29,2 • 0,6 • 14,6 = 1340 см3. Касательные напряжения в опорном сечении (около оси х — л:) Т* = % = 68 986.‘213о!б = 241 КГС/СМ2 < [Т]А = 960 кгс/см2’ <237> где Q — R.b max — поперечная сила, кгс; b = 2 • 0,6 см — толщина двух вертикальных стенок; МА = 0,6 [о]А = 960 кгс 'см2 — допускаемые касательные напряжения при комбинации нагрузок А. Касательные напряжения в опорном сечении от действия скручивающего момента, воспринимаемого двумя концевыми балками, т =    - Мк* - 177 650 = до кгс'см* 2 2W 2 • 2F6 ~ 2 • 2 • 1871 • 0,6 *    ’ где F — 31,6 • 59,2 = 1871 см2 — площадь прямоугольника, ограниченного осями, проходящими через середины стенок и поясов. A-A


1 A B C D E F G H I J K L M N O P Q R S T U V W X Y Z 
А Б В Г Д Е Ж З И К Л М Н О П Р С Т У Ф Х Ц Ч Ш Щ Э Ю Я