Прочностной расчет подъемника для лодок и автомобилей

Нашей компанией были проведены прочностные расчеты нескольких вариантов конструкции подъемника для автомобилей и лодок (ТГУ ПГ—ПВ—5000—4) по эскизам, предоставленным заказчиком в нескольких вариантах нагрузок. Результаты расчета промежуточных конструкций согласовывались с представителем заказчика с целью определения путей совершенствования конструкции. Прочностной расчет металлоконструкции подъемника проводился с помощью модуля APM Structure3D, входящего в состав системы APM WinMachine, версия 9.3, разработки НТЦ АПМ. Был проведен статический расчет модели исходной конструкции подъемника для автомобилей, созданной в соответствии с эскизами (Рис. 1-5). Материал подъемника Сталь 3кп ГОСТ 380-94. Нагрузка на верхнюю платформу составляет 8 т в состоянии покоя - 4 автомобиля по 2 т (нагрузка на колесо – по 0,5 т). Нагрузка на нижнюю платформу 5 т (один автомобиль) только при спуске и подъеме. Величина перегруза за счет динамических воздействий при подъеме составит 20%. Подъем в вертикальном направлении осуществляется с помощью двух гидроцилиндров, крепящимся к наружным элементам каркаса верхней рамы в плоскости среднего сечения (Рис. 1). Для удержания платформ подъемника в горизонтальном положении применены компенсирующие блоки и тросы. Требуемая величина коэффициента запаса по текучести должна быть не ниже 1,5 — 1,6. В качестве настила на верхней площадке применены решетки из нержавеющей стали, выбранные заказчикам, которые безусловно выдерживают нагрузку от колес автомобилей и они не на прочность не рассчитываются. Для сохранения массогабаритных характеристик, при расчете такие решетки были заменены стальными пластинами, толщиной 5 мм, но на возникающие напряжения в таких пластинах внимание не обращалось. Поскольку, подъем в вертикальном направлении осуществляется с помощью гидроцилиндров, а стабилизация в поперечном направлении — с помощью компенсирующих блоков и тросов, препятствующих к смещению какого-либо края подъемника в вертикальном направлении при перекосе, то эти блоки и торсы фактически будут играть роль дополнительных опор, препятствующих смещению соответствующей части подъемника в вертикальном направлении. С другой стороны, тросы имеют возможность вытягивания, поэтому возможно некоторое «проседание» таких опор. С расчетной точки зрения такая опора. Строго говоря должна моделироваться с помощью упругого закрепления с известной жесткостью, но для тросов не существует надежной методики определения их жесткостных свойств. Поэтому было принято решение проводить два вида расчетов — при установке абсолютно жестких опор в местах компенсирующих блоков и второй, при отсутствии в этих местах опор в вертикальном направлении. Последний вариант соответствует провисанию тросов и появлению перекосов в конструкции подъемника от несимметрично приложенной нагрузки. Полностью этот вариант, скорее всего никогда не будет реализован, но и в этом, крайнем случае, конструкция подъемника должна будет выдержать приложенные к ней нагрузки. Конструкция верхней площадки выполнялась с помощью поперечных двутавров с уклоном полок № 12 по ГОСТ 2339-89 с шагом 812 мм. Последнее требование было обусловлено применением настила из решеток из нержавеющей стали, с выбранные заказчикам типоразмером. По периметру верхней площадки использовались следующие сечения: вдоль большей стороны — швеллер с уклоном полок № 18, а вдоль меньшей стороны — швеллер с уклоном полок № 16, оба по ГОСТ 8240-89. Первоначальная твердотельная модель верхней площадки изображена на Рис. 6. Нагрузка прикладывалась от 4-х автомобилей, располагаемых поперек верхней площадки, каждого массой по 2 тонны, причем наихудший вариант имеет место, когда оба колеса одного из автомобилей располагаются точно по поперечной балке. Результаты статического расчета верхней платформы этой конструкции при наличии опор в вертикальном направлении в местах компенсирующих блоков, приведена на Рис. 7. На этом рисунке приведена карта максимальных напряжений в поперечных сечениях верхней платформы. В наиболее характерных местах поставлены выноски. Видно, что максимальный уровень напряжений на поперечной балке из двутавра с уклоном полок № 12 по ГОСТ 2339-89 от двух сил составляет 148,6 МПа, что вполне допустимо с учетом требуемого коэффициента запаса. С другой стороны, был выявлен концентратор напряжений на участке между средними поперечными балками и средними вертикальными стойками. Уровень напряжений в этом месте составляет 360,6 МПа, а по характеру распределения напряжений в поперечном сечении (Рис. 8) видно, что имеет место кручение. Для того, чтобы устранить это явление, имеет смысл сместить центральные стойки от центра на 96 мм в сторону края, таким образом, чтобы он соединялся с поперечными балками в одной точке. Кроме того, для уменьшения изгибных напряжений целесообразно поставить в этом месте дополнительный раскос, на расстоянии, например 500 мм с каждой из сторон. В качестве раскоса можно взять прямоугольную трубу 80х40х3 ГОСТ 12336-66 (поз. 5 на Рис. 6). Проведенный статический расчет для доработанного варианта конструкции верхней платформы показывает, что конструкция получилась вполне работоспособной. На Рис. 9 показана карта напряжений для верхней платформы подъемника. Аналогичный проверочный расчет, проведенный при отсутствии опор в вертикальном направлении (возможностью перекоса от неравномерно распределенной нагрузки на верхней платформе), показывает, что уровень напряжений сильно не изменяется и остается в допустимых пределах (Рис. 10). Конструкция нижней площадки (Рис. 11) первоначально выполнялась с помощью каркаса из четырех продольных балок и поперечных с шагом 1 м, выполненных из швеллера с уклоном полок № 16 ГОСТ 8240-89 (поз. 2), в средней части которого установлены балки 4 имеющие сечение двутавра с уклоном полок № 12 по ГОСТ 2339-89. Первоначальная ориентация сечения была установлена в соответствии с Рис. 12.
Нижняя площадка по замыслу проектировщиков должна покрываться рифленым стальным листом, толщиной 3 мм. Размеры стального листа в промежутках между опорными балками составляет 1000х1500 мм и приложение нагрузки 1500 кгс от колеса автомобиля приводит к появлению недопустимого уровня напряжений в пластине, превышающего 1500 МПа. Предложенная заказчиком установка крестообразных ребер жесткости из пластин толщиной 4 мм и шириной 50 мм на каждой из пластин между опорными балками привела к снижению уровня напряжений до 700 - 750 МПа при попадании колеса между ребрами жесткости и 240 - 250 МПа при попадании на ребро жесткости, что тоже не является допустимым. В таких условиях представителем заказчика было предложении установить три дополнительные продольных швеллера с одновременной установкой крестообразных ребер жесткости из пластин толщиной 4 мм и шириной 50 мм на каждой из пластин между опорными балками. Наиболее опасный случай имеет место, когда происходит перекос платформы за счет несимметрично приложенной нагрузки от автомобиля и провиса тросов стабилизации платформы в горизонтальном положении. В этом случае были выявлены два участка конструкции, в которой возникающие напряжения превышают допустимые. Фрагмент карты напряжений с проблемными участками приведен на Рис. 13. При обсуждении данной проблемы с представителем заказчика было принято решение:
1. Удлинить раскос от стойки до следующего узла стержней нижней платформы с сохранением того же сечения раскоса.
2. Выполнить перемычку между вертикальными центральными стойками из более прочного сечения. По согласованию с представителем заказчика было решено использовать швеллер с уклоном полок № 18 по ГОСТ 8240-89. Кроме того, требовалось добавить в конструкцию оси, длинной 80 мм, диаметром 40 мм, на конце которой будут установлены ролики, перемещающиеся по двум направляющим швеллерам в вертикальном направлении. Фрагмент карты напряжений для оси диаметром 40 мм, приведен на Рис. 14. Был увеличен диаметр оси опоры ролика до 60 мм, но в этом случае с повышением его жесткости увеличиваются напряжения в балке раскоса выше допустимых значений (Рис. 15). Просмотр напряжений в сечении раскоса показывает, что ориентация сечения стержня раскоса ориентирована неоптимально, и его необходимо развернуть на 90 градусов (Рис. 16). Поворот сечения этого стержня показывает, что все равно уровень напряжений достигает 220 МПа и требуется замена этого сечения на более прочное. Данные раскосы были заменены на прямоугольную трубу 100х70х4 по ГОСТ 12336-66, но и это сечение требуется развернуть на 90 градусов. Была проведена дополнительная проверка путем замены сосредоточенной силы от давления колеса автомобиля на пластину нижней горизонтальной платформы на распределенную, эквивалентной сосредоточенной. Уровень напряжения при этом снизился, по сравнению с сосредоточенной примерно в полтора раза. С учетом всех этих доработок получается конструкция вполне работоспособная при указанных нагрузках как и при стабилизирующем в горизонтальном направлении элементов тросовой системы, так и при ее отсутствии. Карта напряжений полной конструкции подъемника в наиболее неблагоприятном варианте отсутствия тросовой системы и несимметричной нагрузки от автомобиля на нижней платформе, изображена на Рис. 17. На этом рисунке видно, что максимальные напряжения в конструкции подъемника имеют место в точке давления колеса автомобиля, массой 6 тонн, расположенного на нижней платформе, причем этот максимум 189,2 МПа имеет место на ребре жесткости пластины нижней платформы. Коэффициент запаса по текучести для этого случая составляет 1,23, что несколько занижено, т.к. рассматриваются напряжения от сосредоточенной силы, а реально имеет место распределенная нагрузка на площади контакта колеса с пластиной платформы. Был проведен расчет напряжений от приложения распределенной нагрузки к пластинам нижней платформы. Замена сосредоточенной нагрузки от колеса автомобиля на распределенную показало, что уровень напряжений в пластинах нижней платформы снизился до 80 МПа. Распределение суммарных перемещений в конструкции подъемника приведено на Рис. 18. Видно, что максимальные перемещения (без учета направления перемещения) от несимметрично приложенной нагрузки от автомобиля на нижней платформе составят около 28 мм. Проведенные расчеты на устойчивость различных вариантов конструкции показывает, что наименьший коэффициент запаса, равный 5,9 , имеет место, когда нагрузка от автомобиля приложена к нижней платформе. Форма потери устойчивости для этого случая приведена на Рис. 19. Заказчиком была предложена конструкция нижней платформы из 2-х частей: два продольных швеллера с уклонами полок № 16 по ГОСТ 8240-89, а поперек через метр будут лежать швеллера с уклонами полок № 14 по ГОСТ 8240-89, причем по краям – одинарные, а в середине – двойные. Пластины будут иметь толщину 3 мм, но они будут иметь ребра жесткости, и поперек между поперечными стержнями и вдоль, примерно через 500 мм. Нагрузка на такую половину нижней платформы будет от колес автомобиля, общей массой 6 тонн. Фрагмент расчетной твердотельной стержневой модели конструкции половины нижней платформы изображен на Рис. 20. На Рис. 21 – изображен настил из пластин (вид снизу), который будут опираться на эти стержни. Стержни на этом рисунке показаны тонкими, чтобы не мешать просмотру пластин. На Рис. 22 приведен фрагмент карты напряжений возникающих в этой половинке платформы от колес автомобиля. Карта напряжений построена не недеформированной конструкции. Видно, что максимальные напряжения возникают в ребрах жесткости пластин, и максимальная величина не превышает 120 МПа. Дополнительно проводился расчет проушины крепления штока гидроцилиндра к раме верхней платформы. Размеры конструкции согласовывались с представителями заказчика. Твердотельная модель конструкции, выполненная из пластин, изображена на Рис. 23. Проушина выполнена из пластин толщиной 16 мм, ребра жесткости — из пластин, толщиной 5 мм. К оси, вставляемой в отверстия проушины, приложена нагрузка 7 тонн, опора установлены на передней и задней краях горизонтальной пластины. Карта напряжений, возникающих в элементах проушины приведена на Рис. 24. Видно, что максимальный уровень напряжений не превышает 110 МПа. Максимальная величина перемещений в элементах проушины составляет 25 мкм. По просьбе заказчика был дополнительно проведен прочностной расчет конструкции подъемника, у которого ограждение верхней части боковой стороны слева поднято до уровня, соответствующего положению ограждения на торцевых сторонах подъемника. Проведенный прочностной расчет такой конструкции показывает, что подъем нижней части ограждения (с левой стороны по ходу автомобиля при въезде его через торцевую часть на нижнюю платформу) не вызывает значительного перераспределения напряжений в стержнях металлоконструкции подъемника (Рис. 25). Из этого рисунка следует, что максимальный уровень напряжений в конструкции без смещения ограждения составляет 189,2 МПа (Рис. 17), а после смещения эта величина даже несколько снизилась и составляет 188,9 МПа (Рис. 25), причем в обеих случаях максимум приходится на пластины нижней платформы.