Методика расчёта монтажной и ремонтной оснастки

на фундамент

Pв =10Gоkпkд(1+0,6 D tg ϕ0 H0 )=

=10 120 1,1 1,1 (1+0,6 2,4 0,4220)=1496 кН,

где ϕ0 – угол наклона тормозной оттяжки к горизонту (находят через tg ϕ0 = (H0 +hф)l0 = (20 +0,8)50 = 0,42 по прил.

12 ϕ0 =23°).

5. Рассчитываем ось шарнира:

1) находим максимальный изгибающий момент в оси шарнира, задаваясь расстоянием между опорными проушинами основания шарнира (рис. 18, а) lпр =30 см и количество косынок, приваренных к корпусу колонны, nк = 6

Mш = Pвlпр(4nк )=1496 30(4 6)=1870 кН см;

2) определяем минимальный момент сопротивления поперечного сечения оси шарнира

Wш = Mш (m 0,1R)=1870(0,85 0,1 230)=95,7 см3; 3) подсчитываем минимальный диаметр оси шарнира

6. Рассчитываем опорные проушины основания шарнира для начального момента подъёма колонны:

3) находим изгибающий момент в проушине принимая длину консоли aп = 30 см

Mп = Pгaп nп =1162 30 7 = 4980 кН см; 4) определяем минимальный момент сопротивления сечения проушины

Wп = Mп(m 0,1R)= 4980(0,85 0,1 210)= 279 см3; 5) подсчитываем длину опорной части проушины

lп = 6Wп δп = 6 279 1,8 =30,5 см,

принимаем lп =35 см;

6) проверяем прочность сварного шва крепления опорной проушины к основанию шарнира:

= 53 МПа <0,85 150 =127,5 МПа,

где lш = 2lп −1 = 2 35 −1 =69 см.

7. Аналогичным образом рассчитываем косынки, соединяющие опорную часть колонны с осью шарнира в момент

посадки колонны на фундамент:

1) проверяем косынки на срез, задаваясь размерами hк =6 см и δп = 2 см:

3) находим изгибающий момент в косынке, задаваясь размером b =50 см с учётом длины консоли у крайних косынок шарнира

Mк = Pвb nк =1496 50 6 =12467 кН см; 4) определяем минимальный момент сопротивления сечения косынки

Wк = Mк (m 0,1R)=12467(0,85 0,1 210)= 698 см3; 5) подсчитываем длину опорной части косынки

lк = 6Wк δк = 6 698 2 = 45,8 см,

принимаем lк =50 см.

6) проверяем прочность сварного шва крепления косынок к основанию колонны:

= 57,4 МПа <0,85 150 =127,5 МПа,

где lш = 2lк −1 = 2 50 −1 =99 см.

РАСЧЁТ ЯКОРЕЙ

Для закрепления различных элементов такелажа: вант, полиспастов, оттяжек, некоторых видов подъёмнотранспортных машин, в частности лебёдок, применяются якоря. В зависимости от конкретных условий на монтажной площадке, а также величины нагрузок применяются различные типы якорей: инвентарные наземные и полузаглублённые, заглублённые или горизонтальные, свайные.

В каждом конкретном случае выбирается наиболее целесообразный тип якоря и производится расчёт его основных элементов, обеспечивающих надёжную работу при воздействии на якорь расчётных монтажных нагрузок.

РАСЧЁТ НАЗЕМНЫХ ИНВЕНТАРНЫХ ЯКОРЕЙ

Расчёт якоря этого типа состоит в определении его массы, обеспечивающей устойчивость якоря от сдвига и опрокидывания (рис. 19).

1. Определяем суммарную массу железобетонных массивов, обеспечивающую устойчивость якоря от сдвига, т

G = 0,1(N1 f + N2 )kус ,

где N1 и N2 – горизонтальная и вертикальная составляющие усилия в тяге N , кН, при угле наклона тяги к горизонту α ; N1 = N cosα, N2 = N sinα; f – коэффициент трения скольжения якоря по грунту; kус – коэффициент запаса устойчивости якоря от сдвига, kус =1,5 .

Для якорей с металлическими рамами опытным путём полученные значения коэффициента трения f для разных грунтов в случае приложения усилия к якорю под наиболее выгодным углом α = 27°40':

для песка сухого утрамбованного ……………………. 0,785 – 0,835 для чернозёма плотного сырого ……………………… 0,895 – 0,955

для получернозёма сырого ……………………………. 0,990 – 0,995

Если рама якоря, не имеющая шипов или упорных стенок из швеллеров, устанавливается на твёрдом покрытии, то коэффициент трения скольжения выбирается из данных, приведённых в прил. 10; при установке бетонных массивов

непосредственно на грунт коэффициент трения скольжения принимается равным 0,5.

Ц.Т

N

якоря от опрокидывания, kу.о =1,4 ; a – плечо опрокидывающего момента от усилия N в тяге, м ( a =bsinα).

Пример 22. Рассчитать инвентарный наземный якорь, установленный на плотном сыром чернозёме, для крепления полиспаста с усилием N = 210 кН, наклонённого к горизонту под углом 40° (рис. 19).

Решение.

1. Определяем величины горизонтальной и вертикальной составляющих усилий в полиспасте N :

N1 = N cosα =210 0,766 =161 кН;

N2 = N sinα =210 0,643 =135 кН.

2.Находим общую массу, обеспечивающую устойчивость его от сдвига

G = 0,1(N1 f + N2 )kу.о = 0,1(1610,925 +135) 1,5 = 46,4 т.

3.Выбираем бетонные блоки размером 1,5 × 1 × 1,35 м и массой g =4,5 т и определяем их необходимое количество

m =G g = 46,4 4,5 =10,3 шт.

Принимаем количество блоков m =12 шт., тогда масса якоря G =mg =12 4,5 =54 т.

4. Принимаем размер опорной рамы для укладки блоков в плане 4,2 × 5 м и, зная, что плечо b составляющей половину длины рамы ( b = 2,1 м), определяем плечо

a=bsin α = 2,1 0,643 =1,4 м.

5.Проверяем устойчивость якоря от опрокидывания:

10Gb > kу.оNa ;

10 54 2,1 =1134 кН м >1,4 210 1,4 =412 кН м.

Это неравенство свидетельствует об устойчивости якоря от опрокидывания.

РАСЧЁТ ПОЛУЗАГЛУБЛЁННЫХ ЯКОРЕЙ

Такие якоря состоят из железобетонных блоков массой по 7,5 т, размером, как правило, 900 × 900 × 4000 мм, часть из которых заглубляется в грунт. Тяга крепится к заглублённым блокам. Длинная грань заглублённых блоков располагается перпендикулярно грузовой канатной тяге.

Особенностью расчёта якоря этого типа в отличие от наземного является наличие дополнительного сопротивления сдвигу от силы реакции грунта на переднюю упорную стенку бетонного массива, что позволяет снижать массу якоря.

Расчёт полузаглублённого якоря сводится к проверке якоря на отрыв от грунта вертикальной составляющей усилия, действующего на якорь, определению удельного давления на стенку котлована гранью заглублённого блока от горизонтальной составляющей усилия, действующего на якорь, и сравнению этого давления с допустимым. Расчётное удельное давление должно быть меньше допустимого, что обеспечивает отсутствие сдвига грунта, а значит и якоря.

Проверка якоря на сдвиг не выполняется, так как сдвигающее усилие компенсируется реакцией на якорь стенки котлована.

Также не требуется проверка якоря на опрокидывание. Это объясняется тем, что опрокидывающий момент, создаваемый тяговым канатом, закреплённым за самый нижний заглублённый блок, значительно меньше удерживающего от массы якоря. Кроме того, якорь, состоящий из блоков, не связанных между собой жёстко, не является монолитной конструкцией.

Полузаглублённый якорь рассчитывается следующим образом (рис. 20).

Рассмотрим порядок расчёта якорей этих типов с анкерами из брёвен или стальных труб. Расчёт облегчённых заглублённых якорей. При расчёте заглублённых якорей определяются:

–устойчивость якоря от вырывания при действии вертикальных сил;

–давление на грунт от горизонтальных сил;

–сечение элементов якоря.

Расчёт выполняется в следующем порядке:

1. Проверяем устойчивость якоря при действии вертикальных сил (рис. 21, а) 10Gг +T > kуN2 ,

Рис. 21. Расчётные схемы заглублённого облегчённого якоря

где Gг – масса грунта котлована, т; T – сила трения анкера о стенку котлована, кН; kу – коэффициент устойчивости якоря: kу = 3 ; N2 – вертикальная составляющая усилия в тяге якоря, кН.

Эти величины могут быть найдены по следующим формулам:

якоря, кН, с учётом коэффициентов перегрузки и динамичности; α – угол наклона грузовой тяги якоря к горизонту. 2. Определяем удельное давление на грунт от действия горизонтальных сил (МПа)

σг = N1 (ldnη)≤[σг],

где d – диаметр анкера, см; n – количество брёвен или труб, соприкасающихся со стенкой котлована; η – коэффициент уменьшения допускаемого давления, учитывающий неравномерность смятия (принимается равным 0,25); [σг ] –

допускаемое удельное давление на грунт данной категории при расчётной глубине заложенного анкера, МПа; принимается по ранее рассмотренной группе грунтов.

3. Анкер на прочность может рассчитываться для двух случаев: якорь с одной тягой и с двумя тягами (рис. 21, б). В якорях с бетонными анкерами грузовые тяги привариваются к балкам, заложенным по всей длине бетонного массива, и расчёт на прочность таких анкеров обычно не выполняется. Ниже приводятся расчёты для анкеров с одной и двумя тягами.

Якорь с одной тягой. Определяем максимальный изгибающий момент в анкере, кН см

M = ql 2 8 = Nl 8 ,

где q – равномерно распределённая нагрузка на анкер, q = Nl .

Находим требуемый момент сопротивления сечения анкера в целом, см3

Wтр = М(m 0,1R),

где m – коэффициент условия работы, m =0,85 ; R – расчётное сопротивление анкера, работающего на изгиб (для брёвен R =13 МПа, для труб R определяется по прил. 2 для прокатной стали).

В зависимости от выбранного материала определяем сечение анкера, взяв его из одного или нескольких брёвен или труб. Сечение анкера из стальных труб подбирается по прил. 7 так, чтобы суммарный момент сопротивления сечения Wx

был ближайшим большим к Wтр . Для анкера из брёвен определяем их диаметр по формуле n ,

l

Рис. 25. Расчётные схемы монтажных мачт

– для вертикальной мачты с одним полиспастом, подвешенным на консоли (рис. 25, б)

N =10Gоkпkд +10Gг.пkп +10Gмkп + Sп + Sн.в + Sр.в ;

– для вертикальной мачты с одним полиспастом, направленным к мачте под углом (рис. 25, в)

N= Pпkпkд cosβ+10Gг.пkп +10Gмkп + Sп + Sн.в + Sр.в ;

–для наклонной мачты с одним полиспастом, подвешенным на консоли (рис. 25, г)

N =10Gоkпkд cos β+10Gг.п cos β+5Gмkп cos β+ Sп + Sн.в + Sр.в ,

где Gо – масса поднимаемого оборудования, т; Gг.п – масса грузового полиспаста, т (получается путём расчёта); Gм – масса мачты, т (определяем вначале ориентировочно): для трубчатой мачты, используя прил. 15, подбираем сечение стальной трубы, а по прил. 7 находим массу 1 м трубы g т для этого сечения Gм = g тH ; для решётчатой – в зависимости от Gо и H по формуле Gм = (0,002...0,005)G0 H , для схемы подъёма (рис. 25, в) Gм = (0,0002...0,0005)1,5PпH ; Pп – усилие в грузовом полиспасте, кН (находится расчётом); Sп – усилие в сбегающей ветви полиспаста, кН (определяется

задаёмся); Pн.в – усилие первоначального натяжения вант (определяется по прил. 17); α – угол наклона вант к горизонту (не более 45°); β – угол наклона мачты к вертикали (назначают в зависимости от необходимого вылета мачты l (рис. 25, г)); Sр.в – сжимающее усилие от рабочей задней ванты, кН, которое найдется:

– для вертикальной мачты с консольной подвеской полиспаста и с полиспастом, направленным под углом к мачте, по формуле

Sр.в = Pр.в sin α ;

–для наклонной мачты путём графического построения (рис. 25, г) или исходя из следующих соотношений:

где P – усилие, приложенное к оголовку мачты, кН, без учёта влияния нерабочих вант:

–для вертикальной мачты P =10G0kпkд +10Gг.пkп + Sп ;

–для наклонной мачты P =10G0kпkд +10Gг.п.kп +5Gмkп ; Pр.в – усилие в рабочей задней ванте, кН:

–для вертикальной мачты с консольной подвеской полиспаста

Pр.в = Pea + Pн.в ;

– для вертикальной мачты с полиспастом, направленным под углом к мачте

Pр.в = Pп sin βsin γ ;

– для наклонной мачты

Pр.в = Pla ;

e – эксцентриситет подвески полиспаста, м, равный расстоянию от оси мачты до точки подвески полиспаста (0,2…0,9 м);

увеличением угла наклона мачты β и может быть найден из следующего соотношения:

β, α – углы между мачтой и полиспастом, мачтой и рабочей задней вантой (рис. 25, в) определяются расчётом. Определение изгибающего момента в мачте. Изгибающий момент определяется для мачт с консольной подвеской

полиспаста, когда суммарная сжимающая нагрузка не совпадает с продольной осью мачты, а также для наклонных мачт, изгибаемых под действием собственной массы.

Оба типа этих мачт подвергаются внецентренному сжатию, которое характеризуется одновременным воздействием на них продольного сжимающего усилия и изгибающего момента. Симметрично нагруженная вертикальная мачта работает на центральное сжатие, и изгибающий момент в ней отсутствует. Мачта с одним полиспастом, закреплённым на консоли в случае крепления рабочей задней ванты ко второй консоли, расположенной диаметрально, является симметрично нагруженной, и изгибающий момент в ней также отсутствует.

Изгибающие моменты (кН см) подсчитываются для следующих случаев:

– для вертикальной мачты с консольной подвеской полиспаста: в месте крепления полиспаста

M0 = (10Gоkпkд +10Gпkп + Sп )e ;

в среднем сечении мачты на высоте 2/3 от её основания

Mср = 2(10Gоkпkд +10Gпkп + Sп ) e3 ;

–для наклонной мачты с консольной подвеской полиспаста:

в месте крепления полиспаста

M0 = (10Gоkпkд cosβ+10Gпkп cosβ+ Sп )e −10Gмkпl8 ;

в среднем сечении мачты на высоте 2/3 от её основания:

M ср = 2(10Gоkпkд cosβ +10Gпkп cosβ + Sп )e 3 −10Gмkпl 8 ;

– для наклонной мачты при креплении полиспаста и задней рабочей ванты за симметрично расположенные консоли (изгибающий момент только от собственной массы мачты)

M=10Gмkпl8 .

Втом случае, если сбегающая ветвь полиспаста проходит внутри мачты, как это часто встречается в решётчатых мачтах, усилие в ней Sп при подсчёте изгибающего момента не учитывается.

Расчёт трубчатых мачт. Симметрично нагруженная мачта, работающая на центральное сжатие. Выполнив расчёты по определению минимальной высоты мачты H и суммарного сжимающего усилия N , как было указано выше, приступаем к расчёту поперечного сечения мачты и проверки её на устойчивость. Эта часть расчётов выполняется в следующем порядке.

1. Определяем требуемую площадь поперечного сечения мачты, см2

Fтр = N(ϕ0m 0,1R),

где ϕ0 – коэффициент продольного изгиба (ориентировочно назначается равным для стальной трубы ϕ0 = 0,4 ); m – коэффициент условий работы (прил. 5), для монтажных мачт m =0,9 ; R – расчётное сопротивление при сжатии для прокатной стали (прил. 2); для стали класса С38/23 R =210 МПа.

2. Находим расчётную длину мачты, м

Hм =µH ,

где µ – коэффициент приведения расчётной длины (прил. 16). Для монтажной мачты µ=1.

3. По таблице ГОСТ (прил. 7) подбираем сечение стальной трубы (наружный диаметр и толщину стенки), определяя площадь сечения F т ≥ Fтр (см2) и радиус инерции rт (см).

4. Определяем гибкость мачты

λ = Hм r т ≤[λ],

где [λ] – предельная гибкость (прил. 13), для трубной мачты [λ]=180 .