автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Исследование работы пролетного строения стальной конвейерной галереи иззамкнутой тонкостенной подкрепленной круглоцилиндрической оболочки

ДАЛЬНЕВОСТОЧНЫЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

ГГБ ОД

На правах рукописи

о 0Е8 ШЬ

САВВА Юрий Алексеевич

УДК 621.864.001.5

ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ СТАЛЬНОЙ КОНВЕЙЕРНОЙ ГАЛЕРЕИ ИЗ ЗАМКНУТОЙ ТОНКОСТЕННОЙ ПОДКРЕПЛЕННОЙ КРУГЛОЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ОБОЛОЧКИ

Специальность: 05.23.01 - Строительные конструкции,

здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Владивосток 19%

Работа выполнена в Хабаровском государственном техническом университете

Научный руководитель: кандидат технических наук, доцент

A.Н. Степаненко

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

B.И.Кулиш

кандидат технических наук, доцент Л. К. Борисенко

Ведущее предприятие: Хабаровское отделение Центрального

научно-исследовательского, проектного и конструкторско-технологического института легких металлических конструкций (ЦНИИПРОЕКТЛЕГКОНСТРУКЦИЯ)

Защита состоится 20 февраля 1996 г. в 10 часов на заседании ' специализированного совета К 064.01.04 при Дальневосточном государственном техническом университете. Г. Владивосток, проспект Красного Знамени, 66, ауд. С-807.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке университета.

Просим Вас принять участие в защите и направить Ваш отзыв в двух экземплярах по адресу: 690014, г. Владивосток, проспект Красного Знамени, 66, Ученый совет К 064.01.04 л

Автореферат разослан 20 января 1996 г.

Ученый секретарь специализированного совета

В. Т. Гуляев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Работа посвящена исследованию налряжен-но-дефармированкого состояния и разработке метода расчета подкрепленного круглоцилиндрического пролетного строения стальных конвейерных галерей (ПСГ), которые являются одним из наиболее распространенных видов транспортных коммуникаций на большинстве предприятий различных отраслей промышленности.

Начиная с семидесятых годов текущего столетия, в нашей стране и за рубежом получают распространение в практике проектирования и строительства стальные конвейерные галереи с пролетным строением (ПС) в виде цельнометаллической сгшошностенчатой конструкции - замкнутой тонкостенной подкрепленной коробки или оболочки, совмещающей функции несущей и ограждающей конструкций. Установлена значительная эффективность новых конструктивных форм ПС при определенных условиях расчетно-конструктивного, технологического и эксплуатационного плана.

Несмотря на довольно интенсивное использование в семидесятых годах в практике строительства ПСГ из подкрепленных цилиндрических оболочек высокой заводской готовности и известное многообразие общих теоретических решений, четкого и законченного метода расчета круглоцилиндрического ПСГ в опубликованной литературе на сегодня нет. Это определило актуальность проведения исследований.

Целью работы являются теоретические и экспериментально-расчетные исследования напряженно-деформированного состояния ПСГ из тонкостенной замкнутой подкрепленной круглоцилиндрической оболочки и разработка инженерного метода расчета.

На защиту выносятся:

- результаты выполненного теоретического исследования в виде предложений по расчетной модели, методу и последовательности расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах с учетом начальных несовершенств обшивки;

- способ инженерного расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах;

- результаты выполненных экспериментально-расчетных исследований работы на изгиб крупномасштабной модели круглоцилиндрического ПС стальной галереи;

- рекомендации по проектированию круглоцилиндрического ПСГ.

Научная новизна работы подтверждается:

- обоснованием расчетной модели с принятыми допущениями и разработанного на этой основе алгоритма расчета круглоцилиндри-ческого ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах с учетом начальных несовершенств обшивки;

- законченной методикой проектирования круглоцилиндрического ПСГ с одинаковой по поперечному сечению и длине толщиной обшивки;

- результатами экспериментально-расчетных исследований работы на изгиб крупномасштабной модели подкрепленного ПС из стальной круглоцилиндрической оболочки.

Практическая ценность работы. Разработан инженерный метод расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах, позволяющий отказаться от традиционных решений конвейерных галерей, что значительно снижает материалоемкость данных сооружений, трудоемкость изготовления и продолжительность их монтажа.

Внедрение результатов работы осуществлено по материалам НИР №21/87 (№ гос. регистрации 0187.0083432) Хабаровским отделением ЦНИИПроектлегконструкция при разработке типового альбома "Применение новых конструктивных форм в пролетных строениях транспортных галерей в условиях Дальнего Востока. Технические решения. Шифр 6980/19 ПИР" и проектировании 36 круглоцилиндрических конвейерных галерей на различных объектах Дальнего Востока, Крайнего Севера и Сибири.

Апробация работы. Основные результаты работы доложены и одобрены на научно-технических конференциях Хабаровского политех-• нического института (1988, 1989, 1991, 1992 гг.), на научно-технической конференции Хабаровского Дома техники и краевого 4 БНТО стройиндустрии (1989- г.), на научно-технической конференции Дальневосточного государственного технического университета (Владивосток, 1993..г.), на научно-технических конференциях Хабаровского государственного технического университета (1993, 1994'гг.), на технических советах Хабаровского отделения ЦНИИПроектлегконструкция (1988, 1992 гг.). . ¡

Публикации. По теме диссертации опубликовано 6 печатных работ. Результаты теоретических исследований отражены в отчете о НИР (тема №21/87, № гос. регистрации 0187.0083432).

Достоверность полученных результатов подтверждается сравнением теоретических разработок с результатами экспериментальных и расчетных (МКЭ на ЭВМ ЕС) исследований.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы из 172 наименований и 7 приложений. Она изложена на 231 странице машинописного текста, содержит 47 рисунков и 5 таблиц.

Работа выполнена на кафедре "Строительные конструкции" Хабаровского государственного технического университета.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность работы и необходимость проведения исследований, формулируется цель работы, отражается научная новизна и практическая значимость выполненных исследований.

В первой главе приведен краткий обзор конструктивных решений и определены условия применения ПСГ из круглых замкнутых тонкостенных цилиндрических оболочек, рассмотрены существующие методы расчета и перспективы их совершенствования для круглоцилиндричес-кого ПСГ, поставлены задачи исследования.

Первой страной, которая на практике начала применять в качестве ПС галерей и переходов цельнометаллические замкнутые круг-лоцилиндрические оболочки и профили "вагонного" типа, следует считать Польшу.

Опыт Польши использован в нашей стране. С 1973 года такие галереи начали проектировать специализированные проектные институты (ГПИ Днепрпроектстальконструкция, Механобрчермет, Ленинградское и Хабаровское отделения ЦНИИПроектстальконструкция и др.).

Анализ существующих конструктивных решений ПСГ из цилиндрических оболочек и условий их применения показали, что по характе-. ру работы и совокупности требований, предъявляемых к стальным конвейерным галереям, круглая форма поперечного сечения цилиндрического ПС является предпочтительной.

В первых исполненных проектах круглоцилиндрические ПСГ рассчитывались по элементарной тс-ории изгиба балок Позже для определения внутренних усилий использовалась методика расчета горизонтальных цилиндрических резервуаров. Данную методику довольно

сложно применять к расчет/ круглоцилиндрических конвейерных галерей из-за специфики их работы (наклон ПС, работа на кручение, разнообразные виды нагрузок и особенности их действия на ПС).

В "Пособии по проектирование конвейерных галерей (к СНиП 2.09.03-85)" приведены некоторые сведения по расчету бесстрингерного круглоцилиндрического ПСГ, подкрепленного только шпангоутами. Здесь не отражены особенности действия нагрузок на круглоци-линдрическое ПСГ, связанные с эксцентричным расположением ленточного конвейера в ПС, и работа ПС на кручение, не затрагиваются вопросы компоновки и подбора сечений основных элементов круглоцилиндрического ПСГ: обшивки и шпангоутов. Здесь не учитывается наклон ПС к горизонту. Обойдены вопросы устойчивости и дефэриа-тивности шпангоутов, обеспечения общей устойчивости и жесткости сооружения в целом. Совершенно не рассматривается расчет стрингерных круглоцилиндрических ПСГ, выполняемых из обшивки дной толщины и имеющих в сжатых зонах по длине пролета продольные,'ребра жесткости (стрингеры).

В заключении главы сформулированы задачи исследования:

1. Обосновать расчетную модель, принимаемые допущения и способы расчета для оценки прочности и устойчивости замкнутых тонкостенных гладких и подкрепленных круглоцилиндрических оболочек при различных силовых воздействиях на них применительно к ПСГ.

2. Разработать метод расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах.

3. Провести экспериментальные исследования работы круглоцилиндрического ПСГ на стальной крупномасштабной модели.

4. Получить картину напряженно-деформированного состояния крупномасштабной модели ПСГ на ЭВМ ЕС методом конечных элементов и сопоставить полученные данные с результатами теоретических и экспериментальных исследований

5. Дать рекомендации по проектированию круглоцилиндрических ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах.

Вторая глава посвящена теоретическому анализу данных о работе и методов расчета на прочность и устойчивость замкнутых тонкостенных круглоцилиндрических оболочек.

Исследованиям напряженно-деформированного состояния и устойчивости тонкостенных стержней-оболочек посвящено большое количество публикаций. Здесь следует отметить работы С.П.Тимошенко,

В. 3. Власова, В. Н. Беляева, А. к. Уланского, А. С. Вольмира, В. В. Ново-¡шл'^а, Л. И. Балабуха, А. Л. Гольденвейзера, Ю. Г. Одинокова, И. Ф. Обра; <ва, С.Н.Кана, И. А. Биргера, А. А. Курдюмова, В.И.Кулиша, И.Я.'Амиро, Я. Г.Пановко, 3. И. Григолюка, В. В. Кабанова, С.Д.Пономарева, Г. В. Бойцова, В. Т. Лизина, С. Е. Бирмана, Р. А. Ададурова, А. С. Авдонина, И. Б. Вахитова, Я. И. Короткина, 3. И. Бурмана, В. М. Стри-гунова, В. Г. Шагаева, А.Ф.Феофанова, А. И. Макаревского, Г. Н. Рудых, Д.Г.Злиашвили. Из зарубежных исследователей можно выделить работы Т. Кармана, Р.Леви, Ш.Вагнера и Ш.Саймона, Ш.Эбнера и Ш.Коллера, А.Ван дер Нойта, Н.Хоффа, П.Цикала, В.Шнелла, Дне. Аргириса.

Анализ данных работ позволил обосновать расчетнуо модель и откорректировать допущения, описывающие эту модель, сформировать алгоритмы расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах.

Расчетная модель круглоцилиндрического ПСГ принята в виде тонкостенной балки с замкнутым контуром поперечного сечения, состоящей из простых конструктивных элементов: обшивки, шпангоутов и стрингеров. Вводим следующие допущения:

1) действующие на ПСГ нагрузки в любом поперечном сечении обшивки по длине системы приводятся к известным внутренним усилиям: осевой силе, изгибающим момента).! и поперечным силам в двух направлениях, крутящему моменту;

2) контуры поперечных сечений обшивки по длине ПСГ считаются недеформируемыми в своей плоскости. Это обусловлено наличием определенного количества расчетных поперечных колец жесткости (шпангоутов), подкрепляющих обшивку по длине системы;

3) продольные относительные деформации в поперечных сечениях обшивки распределяются по закону плоскости. Это не относится к случаям подкрепленных поперечных сечений обшивки;

4) вследствие малой толщины обшивка ПСГ считается безмомент-ной, то есть продольные нормальные и касательные напряжения по толщине обшивки распределяются равномерно;

5) шпангоуты работают только в окружном направлении на сжатие (растяжение), изгиб и срез;

6) стрингеры работают на центральное сжатие. При наличии местных сил на длине стрингера возможна его работа на поперечный изгиб в радиальном направлении;

7) напряжения в элементах ПСГ определяются законом Гука.

Считается, что обшивка, шпангоуты и стрингеры не теряют устойчивости (общей и местной).

Предложены схемы расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах.

В первом случае последовательность расчета следующая:

1) назначаем радиус поперечного сечения R и пролет галереи L;

2) определяем нагрузки и внутренние усилия в элементах ПС;

3) из выражения критического нормального напряжения при сжатии замкнутой гладкой круглоцилиндрической оболочки

б£г = Kj-Et/R (1)

с учетом предлагаемого коэффициента устойчивости оболочки

К,, - [1/(2«)] |/( 100t/R)3 (2)

определяем предварительную толщину t обшивки ПС;

4) по критическому касательному напряжению при кручении на. участке между шпангоутами замкнутой круглоцилиндрической оболочки

ter = 0.78К (Et/R) AiлГ (3)

и задаваемому коэффициенту устойчивости оболочки при сдвиге

К = 0,72 - 0,00032 R/t (4)

вычисляем требуемый шаг шпангоутов 1В ;

5) из формулы критического касательного напряжения при кручении замкнутой подкрепленной круглоцилиндрической оболочки длиной L

= 1.72Е /iL/W [Iic/(l,Rt,L)]5 „ (5)

находим требуемый момент инерции составного шпангоута 11с ' ,>

6) с учетом предварительно подобранных величин назлачаем толщину обшивки, шаг шпангоутов и .их сечение, определяем геометрические характеристики поперечного сечения ПС;

7) при необходимости уточняем нагрузки и внутренние усилия в элементах ПС;

8) проверяем прочность и устойчивость шпангоута;

• 9) проверяем общую и местную устойчивость подкрепленного круглоцилиндрического ПС;

10) оцениваем жесткость ПС.

Во втором случае последовательность расчета следующая:

1) назначаем пролет, радиус и толщину обшивки ПС;

2) определяем нагрузки и внутренние усилия в элементах ПС;

3) из (1) с учетом (2) определяем приведенную толщину Ц обшивки ПС в продольной направлении, заменяя t на tj ;

4) из (3) с учетом (4) и из (5) определяем шаг шпангоутов и требуемый момент инерции поперечного сечения составного шпангоута;

5) проверяем прочность и устойчивость шпангоута;

6) по значению критического нормального напряжения при сжатии круглоцилиндрической панели

б£г - E[3,6(t/lc)z + 0,1 t/R] (6)

отыскиваем требуемый шаг стрингеров 1с ;

7) из условия tj- t + (7) назначаем требуемую площадь поперечного сечения стрингера ;

8) из (1) с учетом (2) оценкой местной устойчивости сжатых зон ПСГ определяем границы установки стрингеров;

9) проверяем прочность и устойчивость стрингера;

10) проверяем устойчивость панели круглоцилиндрического ПС между стрингерами, на участке между шпангоутами и на всем пролете;

11) оцениваем жесткость ПС.

В формулах (1)-(7) Е - модуль упругости материала оболочки.

В третьей главе приводится метод расчета круглоцилиндрического ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах. Все решения представлены удобными для практического применения в инженерной практике формулами.

В общем случае на ПСГ действуют нагрузки постоянные, длительные технологические и атмосферные, кратковременные технологические и атмосферные, особые технологические и сейсмические. •

Особенности действия нагрузок на круглоцилиндрическое ПСГ проявляются в следующем: опирание рам конвейера может осуществляться на пол или непосредственно на шпангоуты, при этом вертикальные оси конвейера и ПС могут не совпадать. Конвейерная лента может располагаться несимметрично относительно рамы конвейера.

, При расчете шпангоута нагрузку от веса конвейера, груза на ленте и других воздействий прикладываем в точках опирания рамы конвейера или балки пола на шпангоут в виде сосредоточенных сил, направленных по радиусам и касательным к оси шпангоута. Приводят-

ся формулы для данных сил в случаях симметричного и несимметричного расположения конвейера в ПС и конвейерной ленты относительно рамы конвейера.

Снеговую нагрузку в зоне ее действия при расчетах шпангоута представляем сосредоточенными силами в виде проекций на радиус и касательную к оси шпангоута.

При определении балочных усилий в круглоцилиндрическом ПСГ снеговую нагрузку принимаем погонной равномерно распределенной.

При расчете стрингера снег учитываем в виде погонной нагрузки, приходящейся на наиболее нагруженный элемент.

Ветровую нагрузку при расчете шпангоута представляем сосредоточенными силами, нормальными к контуру, с угловыми координатами точек приложения, изменяющимися,через я/12 (15°).

При определении балочных усилий в круглоцилиндрическом ПСГ ветровую нагрузку принимаем погонной линейно распределенной.

При возможной потере местной устойчивости обшивки от касательных напряжений в стрингерном ПСГ шпангоут дополнительно нагружается сосредоточенным, радиально направленным, опорным давлением стрингера, формула для которого приведена в данной работе.

В поперечном сечении обшивки наклонного круглоцилиндрического ПСГ действуют продольное усилие N , изгибающие моменты М„ли и поперечные усилия 0Х и 0у в двух плоскостях, а также кру ящий момент

В наклонном ПСГ получена формула для дополнительного крутящего момента, вызываемого неодинаковыми поворотами опорных сечений ПС вокруг его продольной оси при ветровом воздействии. Получены формулы дополнительных изгибающих моментов, действующих в поперечных сечениях обшивки ПСГ, от продольных составляющих вертикальных сосредоточенных сил и снеговой нагрузки.

В обшивке круглоцилиндрического ПСГ от балочных поперечных сил и крутящих моментов возникают сдвигающие погонные силы, определяемые известными формулами, а при передаче нагрузки от шпангоутов появляются местные сдвигающие погонные усилия, формулы которых предложены для конкретных нагружений шпангоута.

В шпангоуте возникают внутренние усилия от сосредоточенных сил стоек рамы ленточного конвейера или поперечных балок пола, нагруженных полезной нагрузкой, от местного действия снеговой нагрузки и давления ветра в виде изгибающих моментов, продольных

и поперечных сил и сдвигающего погонного усилия, формулы которых пр/ зедены в рассматриваемой работе.

^ От общего балочного изгиба круглоцилиндрического ПСГ любой нагрузкой в шпангоутах выявлены дополнительные внутренние усилия оболочечного эффекта: изгибающий момент, продольная и поперечная силы и сдвигающее погонное усилие.

При потере местной устойчивости обшивки стрингерного ПСГ в шпангоуте появляются дополнительные внутренние усилия от опорного давления стрингеров, аналогичные усилиям от местных сосредоточенных сил.

'' Стрингер в круглоцилиндрическом ПСГ работает преимущественно на осевое сжатие, но возможна работа стрингера на поперечный изгиб. При обеспеченной устойчивости обшивки внутренние усилия в стрингере при изгибе определяются известным способом с учетом коэффициентов упругости обшивки. Выявлено, что для стальных обшивок круглоцилиндрической формы толщиной 4...6 мм и радиусом 1150... 1610 мм коэффициенты упругости не превышают 0,02. В этом случае изгибными усилиями в стрингере можно пренебречь.

При необеспеченной устойчивости обшивки на стрингер действует внешняя погонная нагрузка, вызывающая существенные внутренние усилия, в связи с чем рекомендуется не допускать потери местной устойчивости обшивки круглоцилиндрического ПСГ.

Для круглоцилиндрического ПСГ получены формулы, определяющие

требуемую толщину обшивки при сжатии и сдвиге:

-

- 1,706 /(Ми/Е)8 (1 /Я)5 ; (8)

о

^ = 1,868 /{[Ч + Мкр/(2Ю + й^лЯ/2]/(КхЕ)' . (9)

Для предварительных расчетов рекомендуем следующие формулы:

19/-

= 0,71 /(чЬ2/Е)8/Р5 : (10)

о

= пг,0441/(^1 ]*\\т . (Ш

В (8)-(11) М„ - максимальный изгибающий момент в поперечном сечении круглоцилиндрического ПСГ от общего (балочного) изгиба; д -

расчетная погонная нагрузка на круглоцилиндрическое ПСГ; р" - по-

Ф

гонное сдвигающее усилие между шпангоутом и обшивкой.

При назначении толщины обшивки меньше требуемой необходимы стрингеры для обеспечения ее устойчивости.

При известных I или Ц найден максимальный шаг шпангоутов:

1, - (0,78К^Е/т^,ах )2 уШ /Я . (12)

Для предварительных расчетов рекомендуем принимать

1, - [К Е^ЛгчШ8 тГ . (13)

Шаг шпангоутов увязывается с шагом опор ленточного конвейера или другого технологического оборудования ПСГ и принимается не более 6 м и не более 41? .

Из условий обеспечения прочности и общей устойчивости шпангоута, как сжато-изогнутого стержня, и общей устойчивости подкрепленного круглоцилиндрического ПСГ получены формулы требуемых момента инерции 1,с и радиуса инерции 1,с составного шпангоута, необходимые при компоновке и подборе сечения.

Из условия обеспечения местной устойчивости круглоцилиндри-ческой панели обшивки при сжатии получен шаг стрингеров:

lc = 1.9tV(6/E) - 0,1 t/R , (14)

где б - нормальное напряжение в рассматриваемой зоне обшивки круглоцилиндрического ПСГ.

Из условия обеспечения местной устойчивости сжатой части обшивки стрингерного круглоцилиндрического ПСГ получен центральный угол, охватывающий зону усиления обшивки:

= arccos[KcEtIred/ (M^R2) ] . (15)

где Ired - редуцированный момент инерции поперечного сечения стрингерного круглоцилиндрического ПСГ.

В первом приближении для стрингерного круглоцилиндрического ПСГ с обеспеченной и необеспеченной местной устойчивостью панелей обшивки рекомендуем принимать

if0 - arccos [ßrtKcERt2 / (qL2) ] . л(16)

Из условия обеспечения общей устойчивости получен треС рмый радиус инерции составного стрингера:

= 0, 3\щ\/б/Ё~/(2п) . (17)

Для оценки прочности и устойчивости элементов подкрепленного круглоцилиндрического ПСГ получены все необходимые геометрические

характеристики поперечного сечения ПС в бесстрингерном и стрингерном вариантах. Для стрингерного ПСГ при определении геометрических характеристик рассмотрены два состояния обшивки: обеспеченная и необеспеченная устойчивость в панелях между стрингерами. При необеспеченной устойчивости обшивки учтена неравномерность, распределения нормальных напряжений по ширине панели между стрин- ' герами путем введения в сжатую зону стрингерной части галереи ре-. '' Аукционного коэффициента:

где б£г,1 - определяем по (6) с учетом переменного шага стрингеров; бс, - нормальное напряжение в 1-ом стрингере, определяемое методом последовательного приближения.

Получены формулы для вычисления геометрических характеристик редуцированного поперечного сечения стрингерного круглоцилиндри-ческого ПСГ (сечения с частично выключившейся из работы обшивкой в сжатых зонах между стрингерами).

Исчерпание несущей способности обшивки круглоцилиндрического ПСГ может произойти по прочности или местной устойчивости (в сжатой зоне) от действия нормальных или касательных усилий, а так' же от одновременного их действия.

Проверку прочности обшивки подкрепленного круглоцилиндрического ПСГ ведем согласно СНиП II-23-81* "Стальные конструкции", как сжато-изогнутого в двух плоскостях стержня кольцевого поперечного сечения, с учетом особенностей действия нагрузок на наклонное круглоцилиндрическое ПСГ и внутренних усилий, возникающих при этом.

Местную устойчивость обшивки бесстрингерного ПСГ на длине между шпангоутами обеспечиваем следующими соотношениями:

<Ъах < <£г : •Стах < С : б,/с£г + (Г,/т£г)г < 1. . (19)

Местную устойчивость обшивки стрингерного ПСГ в панели между стрингерами обеспечиваем следующими условиями: '

. блах < б£г ; т^ах < т£г ; 6\ /б£г + (х,Л*г)г < 1. (20)

В И9)-(20) бгаах и т^ах - соответственно наибольшие нормальные и касательные напряжения в обшивке круглоцилиндрического ПСГ; бх и Г) - нормальные и касательные напряжения в обшивке от действующих

(18)

I

- 14 -

в рассматриваемом поперечном сечении усилий; б£г и т£г определяем по;.(-Я. и (3); б£г - по (6); т£г = Е[5и/1с)2 + О, П/И.

Прочность шпангоута круглоцилиндрического ПСГ при действии в его поперечных сечениях продольного, изгибающего и перерезывающего усилий проверяем как внецентренно сжатого (растянутого) стержня по СНиП 11-23-81* с учетом особенностей работы шпангоута и действия нагрузок на него.

Общую устойчивость шпангоута обеспечиваем соблюдением условия: б, < , (21) где б, - нормальное напряжение в сечении шпангоута с максимальным

изгибающим моментом; б£г - 2Е(1ЩС/К)г . (22)

При отсутствии местной нагрузки и обеспеченной устойчивости прилегающей обшивки стрингер работает и рассчитывается как центрально сжатый стержень. Определяющей при этом является проверка общей устойчивости, которая выполняется при соблюдении условий:

бс = N,/¿2 < ; бс = ^/(фА^) < Пу^Лп , (23)

где - Е[2я1с1р/(0,31,))г ; (24)

Ф - коэффициент продольного изгиба центрально сжатых элементов,

зависящий от гибкости стрингера ХсТр » 0,31ш/1стр ; (25)

;*:.! ' 1С1р - радиус инерции поперечного сечения профиля стрингера отно-^ : сительно его центральной оси, параллельной касательной к срединной поверхности обшивки у стрингера.

Обеспечение общей устойчивости подкрепленного круглоцилиндрического ПСГ регламентируем следующими условиями:

Аах < «?«)„,„; < т^; б1/[(?с6г)т1п + (^/О2 <1. (25) й;. где (б£г)т|П " минимальное критическое нормальное напряжение об-

шивки, соответствующее общей потере устойчивости конструктивно ; ¡[; ортотропного ПСГ и принимаемое из следующих соотношений:

|;]г б^г, 1 - [1,9КсЕ/(Н11)]^в1с ; (26)

¡|-: . б^6г;2 - И.ЭКсЕЛВЦ)!!/^" ; (27)

. т£р - критическое касательное напряжение обшивки, соответствующее

общей потере устойчивости конструктивно ортотропного ПСГ при сдвиге и вычисляемое по (5) с учетом (4).

Изгибную жесткость подкрепленного круглоцилиндрического ПСГ : .

предлагаем оценивать как балки кольцевого сечения с неизменяемым : |

контуром поперечного сечения известным способом. При этом макси- .' ; I мальный прогиб принимаем не превышающим величины Ь/250. ¡| ;

Деформации контуров промежуточных шпангоутов круглоцилиндри- I : ческого ПСГ предлагаем ограничить величиной (1/500)И для обеспе- ц чения неизменяемости контуров поперечных сечений обшивки. • |.

В четвертой главе обобщены результаты- экспериментально-расчетных исследований работы стальной крупномасштабной модели заик-нутого тонкостенного подкрепленного круглоцилиндрического ПС на изгиб. : '

Целью экспериментально-расчетных исследований являлось изучение напряженно-деформированного состояния и опытно-расчетная ) • проверка допущений предлагаемого метода расчета круглоцилиндри- . ческого ПСГ на крупномасштабной стальной модели. При этом ставились следующие задачи:

- получить экспериментально и расчетом картину напряженного состояния обшивки в зонах чистого и поперечного изгиба;

- исследовать экспериментально и расчетом работу промежуточного шпангоута при изгибе опытной модели; - . . ; .

- выявить экспериментально и расчетом деформативност^ обшив- '(,"< ки и контура промежуточного шпангоута при работе опытной модели '■{';' на изгиб;

- - сравнить экспериментально и расчетом изгибную жесткость ПС на крупномасштабной опытной модели;

- оценить местную устойчивости обшивки опытной модели при изгибе; ! ^

- сопоставить результаты экспериментально-расчетных исследо- ; ваний с данными теоретических расчетов по предлагаемой методике . /,•; для крупномасштабной опытной модели круглоцилиндрического ПСГ при работе на изгиб.

Опытный образец представлял собой крупномасштабную стальную модель ПС галереи в виде замкнутой тонкостенной подкрепленной круглоцилиндрической оболочки, выполненной из листа толщиной ! 1=0,8 мм с внутренним диаметром 0=600 мм. Пролет модели 6 м с ; длиной консоли 1,2 м.

Промежуточные шпангоуты приняты из стального прокатного уголка 45*5 с шагом 1, =1,2. м. Опорные шпангоуты выполнены из

стального листа толщиной t- 6 мм сварными таврового сечения. Сопряжение опорных и промежуточных шпангоутов с обшивкой осуществлено прерывистыми сварными угловыми швами.

Соотношения геометрических размеров крупномасштабной опытной модели (L/D « 10, R/t - 375, 1,/R - 4) соответствуют соотношениям реальных стальных круглоцилиндрических ПСГ (L/D = 8. ..20, R/t - 200. .. 400, 1./R-2. ..4).

Соотношения изгибных жесткостей промежуточных шпангоутов и обшивки, опорных и промежуточных шпангоутов опытной модели (Elt/Elo6 -5.55*103, EIonVEI.-iee) также отвечают реальным проектным величинам.

Испытательная установка состояла из подвижной и неподвижной стальных седловых опор и горизонтально установленной опытной модели с шарнирно подвешенными к вертикальным полкам промежуточных шпангоутов симметрично середины пролета грузовыми поддонами, загружаемыми 20-килограммовыми чугунными гирями.

Для оценки напряженного состояния обшивки экспериментальной модели в двух ее сечениях в зонах чистого и поперечного изгиба на наружной поверхности по периметру было наклеено с постоянным шагом по 24 прямоугольных розетки тензорезисторов.

Внутренние усилия в восьми сечениях двух исследуемых шпангоутов фиксировались четырьмя тензорезисторами, ориентированными вдоль элемента по два на каждой полке уголка.

Для оценки деформативности обшивки и контуров промежуточных шпангоутов в зонах чистого и поперечного изгиба было установлено по четыре вертикальных и горизонтальных прогибомера: по два в исследуемых точках во взаимно перпендикулярных направлениях. Для выявления изгибной жесткости опытной модели круглоцилиндрического ПС на остальные шпангоуты, включая и опорные, также были установлены прогибомеры.

Испытательная нагрузка к опытной модели прикладывалась ступенями: первая - 2,45 кН; вторая - 3,92 кН; третья - 4,41 кН и четвертая - 4, 90 кН.

Экспериментальные исследования проводились в. два этапа с 15-минутной выдержкой нагрузки каждой ступени.

Первый этап - это исходное состояние опытной модели, "оснащенной" приборами. В этом состоянии опытная модель подвергалась трехкратным испытаниям. При этом, каждый раз "нулевые" показания

по прогибомерам, соответствующие незагруженному состоянию модели, "сбивались" путем изменения положения подвижных шкивов приборов. После завершения испытаний первого этапа модель инверсировалась в седловых опорах на 180° и проводились еще три испытания по методике первого этапа.

После завершения последнего (третьего) испытания второго этапа (без разгрузки до "нуля"), для получения величины критической нагрузки, соответствующей моменту потери местной устойчивости обшивки, осуществлялось догружение экспериментальной модели испытательной нагрузкой ступенями по 0,1 кН с визуальным контролем за состоянием конструкции.

Общий вид проведения испытаний крупномасштабной опытной модели круглоцилиндрического ПС галереи представлен на рисунке.

Для расчетных исследований экспериментальной модели использован пакет прикладных программ АПЖБК "ЛИРА"» реализущий два конечных элемента: для обшивки - прямоугольный плоский конечный элемент оболочки (тип КЭ41), для шпангоутов - пространственный рамный стержень (тип КЭ5).

Круглоцилиндрическая обшивка опытной модели заменялась вписанной в нее многоугольной призматической оболочкой с числом конечных элементов по периметру, равным 24. По длине модели членение обшивки на конечные элементы осуществлялось так, чтобы иметь два исследуемых поперечных сечения: в зонах чистого и поперечного изгиба.

Промежуточный шпангоут, очерченный по окружности, заменялся правильным многоугольником, вписанным в эту окружность, с числом конечных элементов, равным 24. При этом, центральный угол элемента многоугольника равнялся it/12 (15°). ---

Проведенное сравнение теоретических (вычисленных по предлагаемому методу расчета), расчетных (определенных МКЗ на -ЭВМ)' и экспериментальных (полученных испытанием крупномасштабной опытной модели) данных позволяет констатировать:

1. Характер распределения экспериментальных и расчетных продольных нормальных напряжений в исследуемых поперечных сечениях обшивки опытной модели соответствует теоретическому распределению б2~, которое подчиняется закону плоскости. При этом и максимально нагруженные и наиболее удаленные по вертикали точки об-

Рис. Общий вид проведения испытаний опытной крупномасштабной стальной — ----------------ппппртнпгп стиоения галереи

шивки в исследуемых поперечных сечениях опытной модели при максимальном уровне нагрузки имеют значения экспериментальных и расчетных напряжений меньше теоретических : в зоне чистого изгиба сжимающие - на 7.. . 17% и растягивающие - на 7... 14%, в зоне поперечного изгиба сжимающие б2 - на 8... 11% и растягивающие б2 - на 9... 21%.

2. Характер распределения экспериментальных и расчетных касательных напряжений х в исследуемом сечении обшивки зоны поперечного изгиба опытной модели соответствует балочной эпюре г , которая отвечает теоретическому расчету. Максимальное превышение экспериментальных х над теоретическими составляет 12%, а теоретические и расчетные г практически совпадают: в максимально напряженной точке поперечного сечения обшивки различие не превышает 3%.

3. Нормальные кольцевые напряжения бр, выявленные в обшивке при экспериментально-расчетном исследовании, имеют небольшие величины: при максимальной нагрузке на опытную модель в наиболее нагруженных точках исследуемых поперечных сечений обшивки они составляют 4... 6% от уровня соответствующих продольных нормальных напряжений б2. При оценке напряженного состояния обшивки их можно не учитывать, считая обшивку круглоцилиндрического ПС галереи не работающей в окружном направлении.

4. Экспериментально-расчетные исследования показали работу промежуточного шпангоута только в его плоскости ( в окружном направлении). При этом в исследуемых поперечных сечениях шпангоута возникают продольная сила N. изгибающий момент М*, действующий в плоскости шпангоута, и перерезывающее усилие Ц,, соответствующее моменту М„. Экспериментальные значения изгибающего момента Ц,, действующего из плоскости шпангоута, в исследуемых поперечных сечениях шпангоута оказались небольшими: они составляют 6.. . 13% от изгибающего момента М*. При оценке напряженного состояния промежуточного шпангоута круглоцилиндрического ПС галереи изгибающие моменты можно не принимать во внимание.

5. Наблюдается удовлетворительное совпадение экспериментальных, расчетных и теоретических величин продольной силы N в исследуемых поперечных сечениях промежуточного шпангоута. Разброс экспериментальных и теоретических значений продольной силы N для растянутых сечений шпангоута составляет 6...36%, для сжатых сечений - 13...28%. Экспериментальные силы N несколько лучше согласу-

ются с теоретическими величинами N по сравнению с расчетными N. Максимальное расхождение экспериментальных и теоретических N достигает 36%, а экспериментальных и расчетных - 47%.

6. Теоретические, расчетные и экспериментальные изгибающие моменты М„ имеют близкое совпадение в соответствующих поперечных сечениях промежуточного шпангоута. Величины экспериментальных Мх несколько ниже их теоретических и расчетных значений, а расчетные Мк несколько меньше их теоретических величин: экспериментальные М,, составляют 76. ..92% от теоретических М„ ; соотношения расчетных и теоретических М, лежат в пределах 91...100%.

7. Теоретические и расчетные поперечные силы Ц, в исследуемых сечениях промежуточного шпангоута близко соответствуют друг другу: максимальное расхождение составляет 7%.

8. Характер распределения экспериментальных вертикальных прогибов по длине пролета опытной модели соответствует теоретическому и расчетному законам. Эксприментальные, расчетные и теоретические вертикальные перемещения исследуемых точек обшивки и промежуточных шпангоутов опытной модели линейно зависят от нагрузки.

9. Величины теоретических вертикальных прогибов исследуемых точек опытной модели лежат между соответствующими экспериментальными и расчетными значениями. Максимальные экспериментальные вертикальные прогибы верхней и нижней точек поперечного сечения модели в середине пролета превышают соответствующие теоретические значения на 4,3% и 10,9% и расчетные - на 18& и 17,5%. Максимальные расчетные вертикальные прогибы опытной модели в середине пролета составляют 88,47 и 94,4% от максимальных теоретических прогибов соответственно для верхней и нижней точек поперечного сечения.

10. Экспериментально-расчетные исследования выявили деформации контуров обшивки и промежуточных шпангоутов опытной модели, но величины их достаточно малые, что позволяет при оценке напряженно-деформированного состояния круглоцилиндрического ПС галере& считать контуры поперечных сечений обшивки по длине пролета неде-формируемыми в своей плоскости при обеспечении надлежащей жесткости и количества промежуточных шпангоутов.

11. Максимальные экспериментальные деформации обшивки в сечении посередине пролета опытной модели равны (1/2380..1/3030)Б0(

Шо6- внутренний диаметр контура обшивки). Расчетные деформации контура обшивки в середине пролета опытной модели составляют 88... 903& от максимальных экспериментальных деформаций. Максимальные экспериментальные деформации контуров нагруженных промежуточных шпангоутов составляют 86... 93% от соответствующих деформаций обшивки в середине пролета опытной модели. Соответствующие расчетные соотношения лежат в пределах 82... 89%.

12. Экспериментальная критическая нагрузка на опытную модель, соответствующая моменту потери местной устойчивости обшивки, оказалась на 25, 3% выше теоретической критической нагрузки, рассчитанной по предлагаемой в данной работе методике.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Анализ конструктивных решений цилиндрических ПСГ и условия их применения показали перспективность использования тонкостенных замкнутых подкрепленных цельнометаллических оболочек в качестве ПС конвейерных галерей, из которых предпочтительной является круглоцилиндрическая форма.

2. При формировании метода расчета круглоцилиндрического ПСГ использована балочная теория расчета замкнутых подкрепленных цилиндрических оболочек с определенными допущениями, позволившая получить простые и надежные способы оценки прочности, устойчивости и жесткости рассматриваемой конструкции.

3. Разработан инженерный метод расчета, позволяющий проектировать круглоцилиндрические ПСГ в бесстрингерном и стрингерном вариантах и содержащий ряд специфических особенностей:

- отражены все рабочие состояния круглоцилиндрического ПС, п^' сущие конвейерным галереям, нагруженным статическими нагрузками сжатие (растяжение), изгиб, кручение;

- выявлены особенности действия нагрузок на круглоцилиндри-ческое ПС, связанные с непосредственным опиранием рам конвейера на шпангоуты, с эксцентричным расположением конвейера в ПС и конвейерной ленты относительно конвейера.

- учтена специфика работы круглоцилиндрического ПС, как наклонного прямолинейного элемента, и возникающие при этом дополнительные внутренние усилия в обшивке от ветрового' воздействия на все сооружение и от вертикальных местных нагрузок, приложенных к

шпангоутам: сосредоточенных сил и снеговой нагрузки;

- рассмотрены вопросы компоновки и подбора сечений обшивки шпангоутов и стрингеров. Для стрингерного круглоцилиндрическог ПСГ рассчитана ширина зоны усиления сжатой части обшивки стринге рами;

- получены геометрические характеристики поперечных сечени стрингерного круглоцилиндрического ПСГ при обеспеченной и необес печенной устойчивости обшивки в панелях между стрингерами;

- решены вопросы обеспечения общей устойчивости и жесткост промежуточного шпангоута;

- предложены формулы, оценивающе общую устойчивость ; подк репленного круглоцилиндрического ПСГ.

4. Экспериментально-расчетные исследования крупномасштабно опытной модели подтвердили принятые допущения и возможность ис пользования балочной теории расчета замкнутых подкрепленных ци линдрических оболочек для разработки инженерного метода расчет круглоцилиндрического ПСГ при обеспечении надлежащей жесткости количества элементов подкрепления.

5. Методика определения нагрузок на элементы круглоцилиндри ческого ПСГ и усилий в них, способы расчета на прочность и устой чивость этих элементов и ПС в целом позволяют проектировать опти мальные по расходу материала ПС с обшивкой постоянной или пере менной толщины на статические нагрузки при любых пролетах и шири не ленты конвейера.

6. Материалы приложений можно использовать как рекомендаци по проектированию круглоцилиндрического ПСГ непосредственно дл назначения сечений обшивки, шпангоутов и стрингеров и для компо новки шпангоутов и стрингеров при пролетах конвейерных галере 24, 36, 48 м и ширине ленты конвейера до 1000 мм.

ПУБЛИКАЦИИ ПО РАБОТЕ

1. Степаненко А.Н., Савва Ю. А. Алгоритм расчета пролетног строения галереи из подкрепленной круглоцилиндрической оболочк // Тезисы докладов XXIII научно-практической конференции профес сорско-преподавательского состава. Хабаровск: Хабар, политехи ин-т. 1988. - С. 175.

2. Савва Ю.А., Степаненко А.Н. Усилия в элементах пролетного строения подкрепленных галерей кругового очертания // Тезисы докладов XXIII научно-практической конференции профессорско-преподавательского состава. Хабаровск: Хабар, политехи, ин-т. 1988. -С. 176.

3. Савва Ю. А. Компоновка и подбор сечения элементов пролет--ного строения подкрепленных галерей кругового очертания // Моделирование и расчеты на прочность инженерных сооружений в условиях Дальнего Востока и Крайнего Севера: Сборник научных трудов. Хабаровск: Хабар, политехи, ин-т. 1989. - С. 36-42.

4. Савва Ю.А. Геометрические характеристики сечений пролетного строения подкрепленных галерей кругового очертания // Совершенствование строительных конструкций для условий Дальнего Востока: Сборник научных трудов / Под ред. В. М. Бояркина. Хабаровск: Хабар, политехи, ин-т. 1991. - С. 87-91.

5. Савва 0. А. Напряженно-деформированное состояние элементов легкого пролетного строения подкрепленных галерей кругового очертания // Моделирование и расчеты на прочность искусственных сооружений: Сборник научных трудов I Под ред. В.К. Булгакова. Хабаровск: Изд-во Хабар, гос. тех. ун-та, 1993. - С. 47-54.

6. Степаненко А.Н., Савва Ю. А. Дополнительный изгиб в вертикальной плоскости наклонного пролетного строения галереи (ПСГ) от вертикальной местной нагрузки на его шпангоуты // Прогрессивные строительные конструкции для условий Дальнего Востока: Сб. научн. тр. Хабаровск: Изд-во Хабар, гос. техн. ун-та, 1994. - С. 17.

¿А