Разработка стенда для вывешивания и сдвига рельсошпальной решетки

97

Сибирский государственный университет путей сообщения

Дипломный проект

по специальности «Подъемно-транспортные, строительные, дорожные машины и оборудование»

Тема: Разработка стенда для вывешивания и сдвига рельсошпальной решетки

Пояснительная записка

ДП.21.00.00.00 ПЗ

2010

Содержание

Введение

1 Анализ конструкций оборудования для вывешивания и сдвига рельсошпальной решетки

2 Разработка стенда

2.1 Геометрическая компоновка рабочего оборудования на раме

2.2 Расчет усилий вывешивания и сдвига бесстыкового пути

2.3 Конструирование элементов стенда

3 Порядок проведения работ

4 Экономический расчет

5 Охрана труда

Заключение

Список использованных источников

Приложение А Распечатка усилий в опасных сечениях стержней

Приложение Б Напряжения в узлах стержней

Приложение В Перемещение в узлах стержней

ВВЕДЕНИЕ

Для механизации балластировочных, щебнеочистительных и выправочно-подбивочных работ используют специализированные машины непрерывного и циклического действия. Одними из основных операций при выполнении указанных путевых работ, является подъемка и выправка пути, производимые с помощью специальных рабочих органов - подъемно-рихтующих устройств (ПРУ).

ПРУ позволяет производить вывешивание путевой решетки на высоту H_выв в продольном профиле, сдвиг на величину S_сдв в плане и перекос h_воз по уровню (возвышение небазового рельса над базовым в кривых участках пути) [4].

Технологический процесс подъемки и выправки путевой решетки представлен на рисунке 1.

Рисунок 1 - Технологический процесс подъемки и выправки путевой решетки

На балластировочных машинах (ЭЛБ-3МК, ЭЛБ-3ТС, МПП-5) подъемно-рихтовочное устройство производит вывешивание путевой решетки, для обеспечения подачи и разравнивания балласта под шпалами с помощью других рабочих органов.

На щебнеочистительных машинах (ЩОМ-4М, СЧ-600, СЧУ-800РУ) с помощью подъемно-рихтовочного устройства производится вывешивание решетки, для размещения под ней элементов щебнеочистительного оборудования. Кроме того, осуществляется постановка решетки в положение, обеспечивающее возможность пропуска других машин по реконструируемому пути.

На выправочно-подбивочных машинах (ВПО-3000, ВПО-З-3000, ВПР-1200, ВПР-02, ВПРС-500, ПМ-600, ВПМА-01) с помощью контрольно-измерительной системы происходит измерение положения путевой решетки и последующее формирование команд управления подъемно-рихтующим устройством, которое переместит и установит путевую решетку в требуемое (проектное) положение. Решетка в выправленном положении закрепляется посредством подачи балласта под шпалы и его уплотнения с помощью других рабочих органов машины.

Машины с путеподъемными и выправочными устройствами используют в комплекте с другими машинами или как самостоятельные средства. При работе в комплекте балластировочные и щебнеочистительные машины находятся в голове цепочки машин, а выправочно-подбивочные выполняют заключительные работы. К последним предъявляют более жесткие требования. Это связано с тем, что работы этих машин на заключительном этапе предшествуют открытию перегона для движения поездов [13].

Производительность машин, используемых при комплексной механизации путевых работ, определяется производительностью головной машины. В свою очередь для машин, у которых операции по перемещению решетки совмещены по времени с выполнением других операций, производительность определяется наиболее энергоемким процессом. Путеподъемные и выправочные устройства не должны снижать производительность машины. При современных технологиях она должна быть не ниже 2,5...3 км/ч для машин непрерывного и 0,3...0,5 км/ч для машин циклического действия. В случае выполнения работ только по смещению решетки производительность существенно повышается и составляет 5...10 км/ч и 1,5...2 км/ч соответственно для машин непрерывного и циклического действия.

На балластировочных и щебнеочистительных машинах путеподъемные устройства обеспечивают условия для эффективного выполнения основных операций (подведение балласта под решетку, его очистка). Здесь не требуются высокие скорости изменения положения решетки и высокая точность ее постановки в требуемое положение [4].

Рабочие скорости вывешивания и сдвига решетки составляют 0,005...0,01 м/с. С большей скоростью работают выправочные устройства, особенно на машинах циклического действия. Опыт эксплуатации машин непрерывного действия показывает, что скорости должны быть повышены до 0,015...0,03 м/с.

Важными параметрами для балластировочных машин являются величины вывешивания и сдвига решетки. Для современных условий производства работ они должны составлять 0,3....0,45 м. Увеличение вывешивания и сдвига дает возможность более эффективно использовать машины. Например, при производстве балластировочных работ, подъемку пути на требуемую высоту можно осуществить за один проход.

На выправочно-подбивочных машинах различают суммарные величины вывешивания и сдвига решетки и величины вывешивания и сдвига при выправке пути. Для более эффективного использования машин по выправке пути и расширения сфер их применения величины вывешивания решетки должны составлять 100...150 мм. Существенное сглаживание неровностей пути достигается уже при вывешивании решетки на 30...50 мм. Поэтому вывешивание и сдвиг решетки при выправке пути должны быть не менее 50 мм.

Наиболее жесткие требования к выправочным устройствам предъявляют по точности постановки решетки в требуемое положение и продолжительности отработки команд. Точность постановки решетки по уровню должна быть ±2 мм. Время отработки команд - 1,5...3 с.

Применение в балластировочных машинах автоматических систем с целью более точной постановки решетки в требуемое положение дает заметный эффект, если применяются устройства для закрепления решетки в смещенном положении.

Точность постановки решетки в требуемое положение во многом зависит от конструкции рельсовых захватов. Они должны обеспечивать надежный захват и удержание решетки на всех участках пути. Зона захвата рельса при этом должна быть минимальной длины.

1 АНАЛИЗ КОНСТРУКЦИЙ ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ВЫВЕШИВАНИЯ И СДВИГА РЕЛЬСОШПАЛЬНОЙ РЕШЕТКИ

По ряду важных технических показателей машины с путеподъемными и выправочными устройствами не полностью соответствуют производственно-техническим требованиям эксплуатационников. Основными причинами этого являются несовершенство конструкций устройств и недостаточно полная изученность процессов выправки пути. Такие показатели машин, как производительность и точность постановки решетки в требуемое положение, можно повысить за счет изменения компоновки узлов и привода механизмов выправочного устройства, совершенствования рельсового захвата и его подвески [4].

Для расширения сферы применения машин и более точной постановки решетки в требуемое положение на некоторых машинах путеподъемные устройства должны перемещаться вдоль фермы машины. Расположение ПРУ в пролете машины зависит от вида путевых работ. Так, путеподъемные устройства балластировочных и щебнеочистительных машин устанавливают в местах, где необходимо наибольшее вывешивание решетки, обеспечивающее работу других устройств (например, щебнеочистительного), или где требуемое вывешивание достигается наименьшей силой. Устройства выправки на выправочно-подбивочных и рихтовочных машинах располагают ближе к задней тележке с целью фиксации решетки в требуемом положении.

Также, от расположения ПРУ зависит точность постановки решетки при входе машины в кривую и при выходе из нее.

На балластировочных машинах, вследствие большой загрузки балластом передней части решетки, напряжения в рельсах выше, чем в той части, которая находится за захватом. Поэтому путеподъемное устройство целесообразно располагать не по центру свободного пролета, а со смещением к задней тележке. Соотношение расстояний между передней тележкой и захватом l₁ и между захватом и задней тележкой l₂ рекомендуется принимать l₁ : l₂ = 1 : 0,83.



Рисунок 2 - Схема расположения ПРУ в пролетах машин

а - двухпролетный балластер; б - выправочно-подбивочно-рихтовочная машина

Путеподъемные устройства работают с опиранием на ферму машины или на балластную призму (рисунок 3).

Рисунок 3 - Виды опор ПРУ

а - ПРУ с опорой на ферму машины; б - ПРУ с опорой на балластную призму

На машинах применяют маятниковые (рисунок 4) и консольные подвески (рисунок 5) рельсовых захватов с электромеханическим и гидравлическим приводами.

При электромеханическом приводе в многочисленных соединениях элементов устройства появляются износовые зазоры. Кроме того, для предотвращения заклинивания подвески захватов при переносе решетки предусмотрены технологические зазоры между контактными роликами механизма сдвига и вертикальной тягой. В электромагнитных рельсовых захватах имеется зазор между ребордой опорно-рихтующего ролика и головкой рельса.

Высокая инерционность системы и наличие многочисленных зазоров снижают точность постановки решетки в требуемое положение и вызывают необходимость снижения рабочей скорости машины.

С целью повышения быстродействия системы на выправочно-подбивочных машинах непрерывного действия используют реверс-редукторы с электромагнитными муфтами. В электромагнитных захватах применяют специальные рихтующие ролики. Применение гидропривода повысило эффективность работы выправочных и путеподъемных устройств.

Рисунок 4 - Кинематическая схема ПРУ ВПО-3000

1, 10 - параллелограммная подвеска; 2 - указатель; 3, 8, 14 - червячный редуктор подъема и сдвига; 4, 7, 13 - реверс-редуктор; 5, 6, 12, 16 - электродвигатель; 9, 25 - ходовой ролик; 11 - каретка; 15 - ходовой винт; 17 - червячный редуктор рихтующих роликов; 18 - двуплечий рычаг; 19, 28, 29 - направляющая; 20 - рихтующий ролик; 21, 23 - электромагнит; 22 - опорный ролик; 24 - поперечная балка; 26 - упорный каток; 27 - квадрат; ЭМП, ЭМЛ, ЭМТ - электромагнитные муфты реверса и тормозов

Используемые на машинах маятниковые и консольные подвески рельсовых захватов имеют и другие недостатки. Так, при маятниковой подвеске (по типу ВПО-3000) изображенной на рисунке 4, механизм сдвига решетки расположен по высоте на значительном расстоянии от рельсового захвата. Это увеличивает время выбора зазоров и мощность на сдвиг и вывешивание решетки. Более удачной является подвеска на машине ВПО-3-3000, кинематическая схема которой приведена на рисунке 6. Консольная подвеска захватов по типу ВПР-1200 работает эффективно лишь при малых величинах вывешивания и сдвига решетки (30...50 мм).

Важным узлом в путеподъемных и выправочных устройствах является рельсовый захват. На машинах применяют в основном электромагнитные (рисунок 7) и роликовые (рисунок 8) захваты. От надежности захвата и удержания решетки в процессе работы существенно зависит производительность и точность постановки решетки в требуемое положение. При сбросе захватом решетки требуется дополнительное время на перезарядку рабочих органов и устранение перекосов решетки. В результате снижаются производительность и точность постановки решетки.



Рисунок 5 - Кинематическая схема ПРУ ВПР-02

1 - гидроцилиндр подъема пути; 2 - вертикальная направляющая; 3 - кронштейн; 4 - гидроцилиндр привода захватов; 5 - балансир; 6 - захватные ролики; 7 - рихтующий гидроцилиндр

Рисунок 6 - Кинематическая схема ПРУ ВПО-3-3000

1 - гидроцилиндр подъема пути; 2 - реактивный кронштейн; 3 - гидроцилиндр сдвига пути; 4 - электромагнитные роликовые захваты; 5 - рихтующие ролики; 6 - траверса; 7 - центральная балка; 8 - шарнирный узел крепления центральной балки и реактивного кронштейна

Сброс решетки электромагнитным захватом происходит по нескольким причинам. На пути с асбестовым балластом происходит налипание металлических включений к магниту. Электромагнитное поле рассеивается, подъемная сила захвата уменьшается. Необходима очистка пространства в зоне рельса от балласта.

Рисунок 7 - Электромагнитный рельсовый захват

1 - электромагнитная катушка; 2 - опорный ролик; 3 - корпус электромагнита

Рисунок 8 - Роликовый рельсовый захват

1 - гидроцилиндр привода захвата; 2 - рихтующий ролик; 3 - захватный ролик

Одной из причин сброса решетки является также неравномерность нагрузок на катушки по длине захвата. При изгибе решетки наибольший ее прогиб смещается в сторону более длинного свободного пролета и практически может находиться вне рельсового захвата. В результате задние катушки нагружаются больше, чем передние и это способствует отрыву от рельса всего магнита. Отрыву захвата способствует также неравномерность зазоров по его длине между нижней пластиной магнита и головкой рельса. По концам захвата они больше, чем в середине. Выравнивание нагрузок на катушки и равномерность зазоров можно обеспечить использованием секционных рельсовых захватов небольшой длины. При односекционном захвате эти недостатки можно устранить применением одноконсольного захвата. Консоль у захвата должна быть только с задней стороны.

Отрыв захвата от рельса происходит также вследствие неудачной конструкции подвески корпуса захвата к поперечной балке. Усилие на перемещение захвата вдоль рельса передается в верхней части его корпуса. При увеличении сопротивления перемещению захвата (особенно на стыках) создается дополнительный момент, разворачивающий магнит в вертикальной плоскости относительно переднего ролика. Это способствует отрыву захвата от рельса. Указанный недостаток можно устранить присоединением подвески к нижней части его корпуса. При такой конструкции существенно уменьшается момент, разворачивающий магнит. С этой же целью можно использовать захват с несимметричным расположением катушек относительно его подвески. Повышает надежность работы электромагнитного захвата также использование дублирующих рельсозахватных роликов.

Роликовые захваты используются в основном на машинах циклического действия. Они приводятся в действие при остановке машины во время рабочего цикла. В настоящее время делается попытка использования этих захватов на машинах непрерывного действия. Однако разработанные конструкции имеют ряд недостатков. В частности, не отработана конструкция, надежно удерживающая решетку в вывешенном состоянии при проходе рельсовых стыков. Не предусмотрены устройства для регулировки зазоров между роликами и рельсами в случае использования машин на путях с различным типом рельсов или при износе роликов. Как и в электромагнитных захватах, наиболее нагруженными являются ролики со стороны меньшего свободного пролета. В конструкции захвата должны быть предусмотрены устройства, выравнивающие нагрузки по его длине на захватных и рихтующих роликах. Нагрузки на один захватный ролик находятся в пределах 25...30 кН, на рихтующий ролик - 10...15 кН [10].

Надежность работы роликов зависит от их конструкции и взаимного расположения. Для свободного прохода захватами кривых участков пути и наибольшего вывешивания решетки с меньшим усилием необходимо захватывать рельс на небольшой длине. Однако сближение роликов может привести к тому, что оба комплекта захватных роликов будут находиться на рельсовой накладке. Надежность захвата и удержания решетки при этом резко снижается.

Конструкции захватов должны обеспечивать возможность прохода машиной кривых участков пути и участков с изменением ширины колеи, без заклинивания роликов. Особенно это важно в устройствах с электромеханическим приводом [4].

Следует отметить, что усовершенствование захватов делается с учетом типа машины и условий производства работ. Так, многосекционные захваты целесообразно применять на машинах с большими свободными пролетами (балластировочные и щебнеочистительные машины). На машинах с малой базой захваты должны быть небольшой длины и иметь дублирующие элементы.

2 РАЗРАБОТКА СТЕНДА

2.1 Геометрическая компоновка рабочего оборудования на раме

Основу стенда составляет удлиненная рама грузовой платформы (рисунок 9), состоящая из двух боковых балок и двух хребтовых изготовленных из двутавра № 60 с переменным по высоте сечением.

Рисунок 9 - Грузовая платформа

Длина рамы стандартной платформы была увеличена на 10250 мм и составляет 23650 мм, для того чтобы обеспечить базу стенда L_м=19950 мм.

ПРУ взято с выправочно-подбивочной машины ВПР-02 и смонтировано с опорой на раму стенда Кинематическая схема ПРУ представлена на рисунке 5.

Как уже говорилось в аналитическом обзоре, расположение подъемно-рихтовочного устройства в пролете путевых машин зависит от типа машины и ее назначения. У щебнеочистительных и балластировочных машин ПРУ расположено в середине пролета, а у выправочно-подбивочных машин ПРУ находится ближе к задней тележке. Схема компоновки подъемно-рихтовочного устройства на раме стенда изображена на рисунке 10.



Рисунок 10 - Общая схема компоновки лабораторного стенда

Проектируемый мной в дипломном проекте лабораторный стенд будет иметь переднюю стационарную тележку и заднюю перемещаемою вдоль рамы стенда.

Задняя тележка фиксируется в одном из трех возможных положений, для этого на раме стенда дополнительно находятся еще две шкворневых балки. При максимальной базе платформы L_м = 19950 мм, ось ПРУ находится в середине пролета как у щебнеочистительных и балластировочных машин. При минимальной базе платформы L_м =14570 мм, ось ПРУ расположена на расстоянии 4595 мм, что равнозначно расположению ПРУ у машины ВПР-02.

2.2 Расчет усилий вывешивания и сдвига бесстыкового пути

2.2.1 Расчет усилий вывешивания

2.2.1.1 Расчетный случай №1

Исходные данные: длина защемленного рельса в пролете стенда L: 18,1м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой передней тележки а_р : 9,05 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой задней тележки b_p: 9,05 м; величины вывешивания путевой решетки H_выв , м: 0,01; 0,05; 0,1; 0,15; 0,2; 0,25.

Расчетная схема изображена на рисунке 11.

Рисунок 11 - Расчетная схема №1 к определению усилия вывешивания РШР

Суммарное усилие вывешивания Р_сум , Н [10]:

, (1)

где Р - основное усилие вывешивания путевой решетки Р, Н [10]; Р_доп - дополнительное усилие вывешивания путевой решетки Р_доп , Н [10].

, (2)

где q - погонное сопротивление подъему путевой решетки q, Н/м [10]; Е - модуль упругости рельсовой стали, Н/м² [10]; I_x - момент инерции поперечных сечений двух рельсов относительно главных горизонтальных осей, I_х = м⁴ [10].

, (3)

где q_пр - погонный вес путевой решетки, q_пр = 6500 Н/м [10]; q_б - погонное сопротивление балласта подъему, q_б = 9500 Н/м [10]; к - коэффициент, зависящий от типа верхнего строения пути, к = 196 Н/м [10].

 Н/м.

Н.

, (4)

где к_д - поправочный коэффициент, к_д = 1,2 [10]; дополнительные изгибающие моменты М_да и М_дб , [10].

, (5)

, (6)

где Р_пр - продольное усилие растяжения двух рельсовых нитей, Н [10]; - угол поворота рельсов, рад [10].

, (7)

.

, (8)

где М₁ - реактивный изгибающий момент , [10]; R₁ - реактивное усилие, Н [10].

, (9)

, (10)

.

.

.

.

Реактивное усилие R₂, Н [10]:

, (11)

Н.

Расчет усилий вывешивания рельсошпальной решетки по формулам (1) - (11) при различных величинах H_выв сведен в таблицу 1.

Таблица 1 - Усилия вывешивания РШР при величине L=18,1 м

Величина вывешивания решетки Hвыв, м	0,05	0,1	0,15	0,2	0,25
Погонное сопротивление подъему q, Н/м	15990,2	15980,4	15970,6	15960,8	15951
Основное усилие подъема решетки Р, Н	168376,8	191953,7	215530,5	239107,4	262684,2
Реактивное усилие R1 , Н	-60522,9	-48645,8	-36768,7	-24891,5	-13014,4
Реактивное усилие R2 , Н	-60522,9	-48645,8	-36768,7	-24891,5	13014,4
Граничный реактивный момент M1 , Н м	-55593,2	1983,1	51627,2	105237,3	158847,5
Угол поворота рельсов ?в, рад	0	0	0	0	0
Продольное усилие растяжения Рпр, Н	86328	184428	282528	380628	478728
Дополнительный изгибающий моментМда, Н м	4316,4	18442,8	42379,2	76125,6	119682
Дополнительный изгибающий момент Мдб, Н м	4316,4	18442,8	42379,2	76125,6	119682
Дополнительное усилие подъема Рдоп, Н	1144,7	4890,9	11238,7	20188	31738,9
Суммарное усилие вывешивания Рсум, Н	169521,5	196844,6	226769,2	259295,4	294423,1

Вывод: из расчетов, приведенных в таблице 1, видно, что при базе платформы 19950 мм, подъемно-рихтовочное устройство сможет произвести вывешивание решетки на величину меньше 200 мм при максимальном усилии на штоках гидроцилиндров вывешивания - 250 кН.

2.2.1.2 Расчетный случай №2

Исходные данные: длина защемленного рельса в пролете стенда L: 15,41 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой передней тележки а_р: 9,05 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой задней тележки b_p: 6,36 м; величины вывешивания путевой решетки H_выв , м: 0,01; 0,05; 0,1; 0,15; 0,2, 0,25.

Расчетная схема изображена на рисунке 12. Расчет усилий вывешивания рельсошпальной решетки сведен в таблицу 2.

Расчет усилий вывешивания Р_сум произведен по формулам (1) - (11) и сведен в таблицу 2.

Рисунок 12 - Расчетная схема №2 к определению усилия вывешивания РШР

Рисунок-12. Расчётная схема №3.для определения усилий вывешивания

Таблица 2 - Усилия вывешивания РШР при величине L=15,41 м

Величина вывешивания решетки Hвыв, м	0,01	0,05	0,1	0,15	0,2	0,25
Погонное сопротивление подъему q, Н/м	15998,1	15990,2	15980,4	15970,6	15960,8	15951
Основное усилие подъема решетки Р, Н	135554,8	169155,5	211156,4	253157,3	295158,2	337159
Реактивное усилие R1 , Н	-49391,5	-31019,8	-187385,3	14909,7	37874,5	60839,2
Реактивное усилие R2 , Н	-135580	-170542,3	-217081,6	266772,7	319615,5	375609,9
Граничный реактивный момент M1 , Н м	-36238,3	33407,9	-20202,2	207523,6	294581,4	381639,3
Угол поворота рельсов ?в, рад	-0,019	-0,028	-0,673	-0,048	-0,059	-0,069
Продольное усилие растяжения Рпр, Н	7848	86328	184428	282528	380628	478728
Дополнительный изгибающий момент Мда, Н м	1446,9	25838,2	1058199,9	165722,5	277911,2	418240,9
Дополнительный изгибающий момент Мдб, Н м	-883,2	-10808,3	-712259,4	-44301,8	-65681,8	-90133,9
Дополнительное усилие подъема Рдоп, Н	25,2	1386,8	5925,3	13615,4	24457,3	38450,9
Суммарное усилие вывешивания Рсум, Н	135580	170542,3	217081,6	266772,7	319615,5	375609,9

Вывод: из расчетов, приведенных в таблице 2, видно, что при базе платформы 17260 мм, подъемно-рихтовочное устройство сможет произвести вывешивание решетки на величину меньше 150 мм при максимальном усилии на штоках гидроцилиндров вывешивания - 250 кН.

2.2.1.3 Расчетный случай №3

Исходные данные: длина защемленного рельса в пролете стенда L: 12,72 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой передней тележки а_р: 9,05 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой задней тележки b_p: 3,67 м; величины вывешивания путевой решетки H_выв , м: 0,01; 0,05; 0,1; 0,15; 0,2, 0,25.

Расчетная схема изображена на рисунке 13. Расчет усилий вывешивания рельсошпальной решетки Р_сум произведен по формулам (1) - (11) и сведен в таблицу 3.

Рисунок 13 - Расчетная схема №3 к определению усилия вывешивания РШР

Таблица 3 - Усилия вывешивания РШР при величине L=12,72 м

Величина вывешивания решетки Hвыв, м	0,01	0,05	0,1	0,15	0,2	0,25
Погонное сопротивление подъему q, Н/м	15998	15990,2	15980,4	15970,6	15960,8	15951
Основное усилие подъема решетки Р, Н	148548	247019,8	370109,5	493199,2	616288,9	739378,6
Реактивное усилие R1 , Н	-73520,2	-60547,1	-44330,8	-28114,5	-11898,2	4318,1
Реактивное усилие R2 , Н	18573,1	104171,6	211169,6	318167,6	425165,7	532163,8
Граничный реактивный момент M1 , Н м	-109026,4	-55666,3	11033,8	77733,9	144433,9	211134,1
Угол поворота рельсов ?в, рад	0,003	0	-0,004	-0,008	-0,012	-0,016
Продольное усилие растяжения Рпр, Н	7848	86328	184428	282528	380628	478728
Дополнительный изгибающий момент Мда, Н м	-231,8	4298,7	25168,2	63042,3	117920,7	189802,8
Дополнительный изгибающий момент Мдб, Н м	172,5	4323,6	15715,5	33999,8	59176,6	91246,3
Дополнительное усилие подъема Рдоп, Н	25,661	1983,7	8475,8	19476,3	34985,2	55002,5
Суммарное усилие вывешивания Рсум, Н	148573,7	249003,5	378585,3	512675,5	651274,1	794381,1

Вывод: из расчетов, приведенных в таблице 3, видно, что при базе платформы 14570 мм, подъемно-рихтовочное устройство сможет произвести вывешивание решетки на величину около 50 мм при максимальном усилии на штоках гидроцилиндров вывешивания - 250 кН.

2.2.2 Расчет усилий сдвига

2.2.2.1 Расчетный случай №1

Исходные данные: длина защемленного рельса в пролете стенда L: 18,1 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой передней тележки а_р: 9,05 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой задней тележки b_p: 9,05 м; величины сдвига путевой решетки S_сдв , м: 0,01; 0,03; 0,06; 0,09; 0,12; 0,15.

Расчетная схема изображена на рисунке 14.

Рисунок 14 - Расчетная схема №1 к определению усилия сдвига РШР

Суммарное расчетное усилие сдвига путевой решетки Q_сум , Н [10]:

, (12)

где Q - расчетное усилие на сдвиг путевой решетки, Н [10]; Q_доп - дополнительное усилие сдвига путевой решетки в плане , Н [10].

, (13)

где - опытный коэффициент учитывающий повышение поперечной жесткости путевой решетки, обусловленное скреплениями рельсов со шпалами, для железобетонных шпал и рельсов Р65, [10]; Е - модуль упругости рельсовой стали, [10]; - момент инерции поперечного сечения двух рельсов относительно вертикальной оси,

м⁴ [10].

, (14)

где к_д - поправочный коэффициент, [10]; ,- дополнительные изгибающие моменты, .

, (15)

, (16)

где - дополнительное продольное усилие растяжения, Н [10]; - угол поворота поперечного сечения рельса в горизонтальной плоскости, рад [10].

, (17)

где F - площадь поперечного сечения одного рельса Р65, м² [10].

.

, (18)

где - граничный реактивный момент, [10]; - граничное реактивное усилие, Н [10].

, (19)

, (20)

.

.

.

.

.

.

Н.

Расчет усилий сдвига путевой решетки по формулам (12) - (20) при других величинах S_сдв сведен в таблицу 4.

Таблица 4 - Усилия сдвига РШР при величине L=18,1 м

Величина сдвига решетки Sсдв , м	0,03	0,06	0,09	0,12	0,15
Расчетное усилие сдвига Q, H	8880,9	17761,9	26642,9	35523,9	44404,9
Продольное усилие растяжения Рпр, Н	20567,7	82270,7	185109	329082,8	514191,9
Граничное реактивное усилие R1 , Н	4440,5	8880,9	13321,5	17761,9	22202,5
Граничный реактивный момент M1 , Н м	20093,2	40186,4	6027964,568	80372,8	100466,1
Угол поворота рельсов ?г , рад	0	0	0	0	0
Дополнительный изгибающий момент Мда, Н м	617	4936,2	16659,8	39489,9	77128,8
Дополнительный изгибающий момент Мдб, Н м	617	4936,2	16659,8	39489,9	77128,8
Дополнительное усилие сдвига Qдоп, Н	163,6	1309,1	4418,1	10472,5	20454,1
Суммарное усилие сдвига Qсум, Н	9044,6	19071	31061	45996,4	64858,9

Вывод: из расчетов, приведенных в таблице 4, видно, что при базе платформы 19950 мм, подъемно-рихтовочное устройство сможет произвести сдвиг решетки на величину 150 мм при максимальном усилии на штоках гидроцилиндров вывешивания - 170 кН.

2.2.2.2 Расчетный случай №2

Исходные данные: длина защемленного рельса в пролете стенда L: 15,41 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой передней тележки ПРУ а_р: 9,05 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой задней тележки b_p: 6,36 м; величины сдвига путевой решетки S_сдв , м: 0,01; 0,03; 0,06; 0,09; 0,12; 0,15.

Рисунок 15 - Расчетная схема №2 к определению усилия сдвига РШР

Расчетная схема изображена на рисунке 15. Расчет усилий сдвига рельсошпальной решетки по формулам (11) - (19) при других величинах S_сдв и сведен в таблицу 5.

Таблица 5 - Усилия сдвига РШР при величине L=15,41 м

Величина сдвига решетки Sсдв , м	0,01	0,03	0,06	0,09	0,12	0,15
Расчетное усилие сдвига Q, H	5263,6	15790,9	31581,8	47372,8	63163,7	78954,6
Продольное усилие растяжения Рпр, Н	3152,7	28375,1	113500,3	255375,8	454001,4	709377,1
Граничное реактивное усилие R1 , Н	1949,7	5849,1	9008,4	17547,3	1949,7	1949,7
Граничный реактивный момент M1 , Н м	8114,2	24342,5	40570,8	73027,5	32672,5	39370,3
Угол поворота рельсов ?г , рад	-0,003	-0,008	-0,001	-0,025	0,092	0,118
Дополнительный изгибающиймомент Мда, Н м	109,5	2957,5	4167,1	79846,8	-323285,4	-648927,5
Дополнительный изгибающий момент Мдб, Н м	-23,29	-628,9	6274,4	-16977,3	319959,6	637227
Дополнительное усилие сдвига Qдоп, Н	10,1	273,5	1736,4	7384,1	17503,2	34185,9
Суммарное усилие сдвига Qсум, Н	5273,8	16064,4	33318,2	54756,9	80666,9	113140,5

Вывод: из расчетов, приведенных в таблице 3, видно, что при базе платформы 17260 мм, подъемно-рихтовочное устройство сможет произвести вывешивание решетки на величину 150 мм при максимальном усилии на штоках гидроцилиндров вывешивания - 170 кН.

2.2.2.3 Расчетный случай №3

Исходные данные: длина защемленного рельса в пролете стенда L: 12,72 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой передней тележки ПРУ а_р: 9,05 м; расстояние от оси ПРУ до ближайшей точки защемления рельса колесной парой задней тележки b_p: 3,67 м; величины сдвига путевой решетки S_сдв , м: 0,01; 0,03; 0,06; 0,09; 0,12; 0,15.



Рисунок 16 - Расчетная схема №4 к определению усилия сдвига РШР

Расчет усилий сдвига путевой решетки по формулам (11) - (19) при других величинах S_сдв сведен в таблицу 6.

Таблица 6 - Усилия сдвига РШР при величине L=12,72 м

Величина сдвига решетки Sсдв , м	0,01	0,03	0,06	0,09	0,12	0,15
Расчетное усилие сдвига Q, H	15406,8	46220,4	92440,9	138661,3	184881,7	231102,1
Продольное усилие растяжения Рпр, Н	4627,3	41645,5	166582,1	374809,6	666328,2	1041137,9
Граничное реактивное усилие R1 , Н	3107,5	9322,6	18645,2	27967,8	37290,4	46613
Граничный реактивный момент M1 , Н м	11606,9	34820,9	69641,8	104462,8	139283,8	174104,7
Угол поворота рельсов ?г , рад	-0,009	-0,028	-0,057	-0,085	-0,114	-0,142
Дополнительный изгибающиймомент Мда, Н м	443,1	11962,2	95662,7	322666,9	764194,3	1490946
Дополнительный изгибающий момент Мдб, Н м	-114,6	-3094,9	-24745,5	-83437,1	-197514,8	-385113,9
Дополнительное усилие сдвига Qдоп, Н	21,3	574,2	4593,4	15502,7	36747,1	71771,7
Суммарное усилие сдвига Qсум, Н	15428,1	46794,6	97034,3	154163,9	221628,8	302873,9

Вывод: из расчетов, приведенных в таблице 6, видно, что при базе платформы 14570 мм, подъемно-рихтовочное устройство сможет произвести сдвиг решетки на величину между 90 и 120 мм при максимальном усилии на штоках гидроцилиндров вывешивания - 170 кН.

2.3 Конструирование элементов стенда

2.3.1 Прочностной расчет боковых и хребтовых балок рамы стенда

Исходные данные: материал: сталь 09Г2; тип сечения: двутавр №60; усилие вывешивания решетки Р_выв: 150 кН; усилие сдвига Q_сдв: 170 кН.

Цель расчета: проверка несущей способности боковых и хребтовых балок.

Рисунок 17 - Расчетная схема для базы стенда 19950 мм



Рисунок 18 - Расчетная схема для базы стенда 17260 мм

Рисунок 19 - Расчетная схема для базы стенда 14570 мм

h - высота сечения, м; h₁ - расстояние между полками, м; b - ширина сечения, м; t_ст - толщина стенки, м; t_п - толщина полки, м; 1, 2, 3 - рассматриваемые в расчете точки

Рисунок 20 - Сечение рамы

Металлоконструкция стенда была спроектирована и рассчитана в программе APM WinMachine. Результаты расчетов приведены в Приложениях А и Б.

На металлоконструкцию действуют реакции от усилий вывешивания и сдвига рельсошпальной решетки, а также вес конструкции.

Вес металлоконструкции стенда G_п, Н:

, (21)

где m_мк - масса металлоконструкции, m_мк = 10600 кг; g - ускорение свободного падения, g = 9,8 м/с².

Н.

Расчет на прочность металлоконструкции стенда произведен по методу допускаемых напряжений.

Из Приложений А и Б были выбраны наиболее нагруженные стержни, их расчет приведен ниже. Расчетные схемы приведены на рисунках 17 - 19.

2.3.1.1 Проверка прочности сечения стержня Rod57

Таблица 7 - Исходные данные для стержня Rod57

Продольное усилие N, Н	Поперечное усилие Qу, Н	Поперечное усилие Qx, Н	Момент кручения Т, Н м	Изгибающий момент Му, Н м	Изгибающий момент Мх, Н м
-105192,73	-9142,98	-24310,09	-951,838	16813,796	99509,169



Рисунок 21 - Геометрические характеристики сечения стержня Rod57

Условие прочности [5]:

, (22)

где - эквивалентные напряжения, МПа [5]; - допускаемые напряжения, МПа [5].

, (23)

где - суммарные нормальные напряжения, МПа [5]; - суммарные касательные напряжения, МПа [5].

, (24)

где - предел текучести стали, =305 МПа [3]; n₀ - коэффициент запаса прочности стали, n₀=1,4 [3].

МПа.

, (25)

где А - площадь сечения, м² [5] ; I_х - момент инерции относительно главной центральной оси х-х, м [5]; у - расстояние от главной центральной оси х-х до рассматриваемой точки, м [5]; I_у - момент инерции относительно главной центральной оси у-у, м⁴ [5] ; х - расстояние от главной центральной оси у-у до рассматриваемой точки, м [5].

, (26)

где b - ширина сечения, b=0,19 м [5]; t_п - толщина полки, t_п = 0,0178 м [5]; h₁ - расстояние между полками, h₁=0,264 м [5]; t_ст - толщина стенки, t_cт=0,012 м [5].

м².

, (27)

где h - высота сечения, h=0,3 м.

м⁴.

, (28)

м⁴.

, (29)

где - касательные напряжения от действия поперечной силы Q_y, МПа [5];

- касательные напряжения от действия поперечной силы Q_х, МПа [5]; - касательные напряжения от действия момента кручения М_кр, МПа [5].

, (30)

где - статический момент отсеченной части, м³ [5]; b_x - ширина рассеченной части, м [5].

, (31)

где А_отс - площадь отсеченной части сечения для рассматриваемой точки, м² [5]; у_с - расстояние от оси х-х до центра тяжести отсеченной части, м [5];.

Схемы для определения статического момента приведены на рисунках 21 и 22.



Рисунок 22 - Схема к определению статического момента для точки 2

Рисунок 23 - Схема к определению статического момента для точки 3

, (32)

где h - высота рассматриваемого сечения, м [5]; у - расстояние от главной центральной оси х-х до рассматриваемой точки, м [5].

Касательные напряжения , так как величина действующего момента кручения М_кр в рассматриваемых стержнях имеет весьма малое значение.

2.3.1.2 Расчет эквивалентных напряжения для точки 1

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0,15 м, x = 0,095 м:

МПа.

Статический момент по формуле (31) S_отс=0 при А_отс = 0.

Касательные напряжения по формуле (32) при t_ст=0,012 м, h=0,3 м, y=0,15 м:

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29) МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

2.3.1.3 Расчет эквивалентных напряжения для точки 2

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0,132 м, х=0,006 м:

МПа.

Площадь отсеченной части:

м².

Статический момент по формуле (31) при у_с=0,1411м:

м³.

Касательные напряжения по формуле (30) при м,

МПа.

Касательные напряжения по формуле (32) при t_ст=0,012 м, h=0,3 м, y=0,15 м:

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29):

МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

2.3.1.4 Расчет эквивалентных напряжения для точки 3

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0 м, х=0,006 м:

 МПа.

Площади отсеченных частей:

м²; м².

Статический момент по формуле (31) при у_{с 1}=0,1411 м; у_{с 2}=0,066 м:

м³.

Касательные напряжения по формуле (32) при м:

МПа.

Касательные напряжения по формуле (33) при t_ст=0,012 м, h=0,3 м, y=0:

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29):

МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

В результате расчетов, выяснилось, что самая нагруженная точка 1.

Проверка выполнения условия прочности (22):

.

Условие прочности соблюдается.

2.3.1.5 Расчет эквивалентных сечений

Опасные сечения, сходные по геометрическим параметрам с сечением стержня Rod57 рассчитаны по формулам (22) - (32).

Расчетные схемы для соответствующих значений базы платформы изображены на рисунках (17) - (19). Максимальные усилия в стержнях взяты из Приложения А и приведены в таблице 8. Результат расчетов сведен в таблицу 9.

Таблица 8 - Максимальные нагрузки в стержнях

База платформы, мм	№стержня	Продольная силаN, Н	Поперечная силаQy, Н	Поперечная силаQх, Н	Момент кручения Т, Н	Изгибающий моментМу, Н м	Изгибающий моментМх, Н м
19950	Rod 255	-165042,34	145698,02	43840,19	-170,081	15908,952	104908,623
	Rod 256	165601,65	-122180,82	42870,2	-54,389	15790,903	17669,732
	Rod 60	106781,8	3998,43	-21633,22	-350,903	16476,509	-2350,193
	Rod 7	-20948,75	10451,56	9440,72	-117,110	13000,354	-36412,762
	Rod 19	4337,22	35802,81	10555,23	-116,439	14248,421	-87636,728
	Rod 42	-4077,96	16541,56	10554,4	-115,248	14247,396	-60584,774
	Rod 31	20865,7	-11253,67	9424,35	-106,613	12373,128	-29522,795
17260	Rod 8	-27803,68	23481,7	12457,97	-104,609	-16968,97	-59521,467
	Rod 20	9653,56	34670,43	13612,46	-113,933	18418,393	-81600,983
	Rod 43	-9180,53	15523,11	13611,44	-115,655	18417,137	-55092,658
	Rod 32	27594,71	-5211,29	12439,18	-114,529	16516,358	-20730,946
14570	Rod 153	-32552,78	39017,92	14042,31	-107,930	16850,350	-68720,585
	Rod 151	26433,39	35250,03	22106,31	-122,770	21796,373	-76632,068
	Rod 149	-25997,98	25128,07	22096,52	-121,130	21790,087	-55007,484
	Rod 147	32351,75	-1518,03	14030,34	-113,574	9085,604	-10073,357

Таблица 9 - Результаты расчетов

№ стержня	Рассматриваемая точка сечения	Суммарные нормальные напряжения	Касательные напряжения	Касательные напряжения	Суммарные касательные напряжения	Эквивалентные напряжения
Rod 255	1	191,7	0	1,91	1,91	191,8
	2	110,8	37,5	2,14	39,6	39,6
	3	21,2	45,7	3,83	49,5	88,4
Условие прочности выполняется: 191,7 МПа < 217,9 МПа
Rod 256	1	106,6	0	1,87	1,87	106,7
	2	36,4	31,4	2,09	33,5	68,5
	3	21,3	38,3	3,74	42,1	75,9
Условие прочности выполняется: 106,6 МПа < 217,9 МПа
Rod 60	1	88,9	0	0,944	0,944	88,9
	2	17,6	0,771	1,056	1,83	17,8
	3	15,6	0,94	1,89	2,83	16,3
Условие прочности выполняется: 88,9 МПа < 217,9 МПа
Rod 7	1	94,5	0	0,412	0,412	94,6
	2	36,8	2,69	0,461	3,15	37,2
	3	5,72	3,28	0,824	4,1	9,11
Условие прочности выполняется: 94,5 МПа < 217,9 МПа
Rod 19	1	151,2	0	0,488	0,488	151,2
	2	79,4	9,2	0,515	9,73	81,2
	3	4,84	10,3	0,975	11,3	20,1
Условие прочности выполняется: 151,2 МПа < 217,9 МПа
Rod 42	1	124,9	0	0,461	0,461	124,9
	2	56,3	4,3	0,515	4,77	56,9
	3	4,85	6,27	0,975	7,24	13,5
Условие прочности выполняется: 124,9 МПа < 217,9 МПа
Rod 31	1	87,7	0	0,436	0,436	87,7
	2	28,1	1,94	0,488	2,42	28,4
	3	6,04	2,36	0,872	3,23	8,24
Условие прочности выполняется: 87,7 МПа < 217,9 МПа
Rod8	1	137,9	0	0,61	0,61	137,9
	2	50,6	4,61	0,678	5,29	51,4
	3	8,61	5,62	1,21	6,83	14,6
Условие прочности выполняется: 137,9 МПа < 217,9 МПа
Rod20	1	167,9	0,664	0,664	0,664	167,9
	2	70,5	8,01	0,743	8,75	72,1
	3	6,99	9,76	1,33	11,1	20,4
Условие прочности выполняется: 167,9 МПа < 217,9 МПа
Rod43	1	150,8	0	0,664	0,664	150,8
	2	55,4	4,72	0,743	5,47	56,2
	3	6,99	5,76	1,33	7,09	14,1
Условие прочности выполняется: 150,8 МПа < 217,9 МПа
Rod32	1	104,9	0	0,61	0,61	104,9
	2	23,4	0,343	0,677	1,02	23,5
	3	8,46	0,418	1,21	1,63	8,91
Условие прочности выполняется: 104,9 МПа < 217,9 МПа
Rod153	1	160,7	0	0,869	0,869	160,7
	2	63,3	8,9	0,972	9,87	65,6
	3	10	10,9	1,74	12,6	23,9
Условие прочности выполняется: 160,7 МПа < 217,9 МПа
Rod151	1	189,6	0	1,073	1,073	189,6
	2	77,2	9,68	1,2	10,9	79,5
	3	10,9	11,8	2,15	13,9	26,5
Условие прочности выполняется: 189,6 МПа < 217,9 МПа
Rod149	1	175,4	0	1,07	1,07	175,4
	2	64,7	7,32	1,2	8,52	66,4
	3	10,9	8,92	2,15	11,7	22,1
Условие прочности выполняется: 121,2 МПа < 217,9 МПа
Rod147	1	121,2	0	0,869	0,869	121,2
	2	28,6	1,95	0,972	2,92	29
	3	9,99	2,38	1,74	4,11	12,3

Вывод: расчеты показывают, что прочность боковых и хребтовых балок рамы в рассматриваемых сечениях достаточна.

2.3.1.6 Проверка прочности сечения стержня Rod211

Таблица 10 - Максимальные усилия в стержне Rod211

Продольное усилие N, Н	Поперечное усилие Qу, Н	Поперечное усилие Qx, Н	Момент кручения Т, Н м	Изгибающий момент Му, Н м	Изгибающий момент Мх, Н м
145325,8	-74261,9	-27000,75	31,4	15506,135	303142,386



Рисунок 24 - Геометрические характеристики сечения стержня Rod211

Рисунок 25 - Схема к определению статического момента для точки 2

Рисунок 26 - Схема к определению статического момента для точки 3

Площадь сечения по формуле (26):

м².

Момент инерции относительно главной центральной оси х-х по формуле (27):

м⁴.

Момент инерции относительно главной центральной оси у-у по формуле (28):

м⁴.

2.3.1.7 Расчет эквивалентных напряжения для точки 1

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0,3 м, x=0,095 м:

МПа.

Статический момент по формуле (31) S_отс=0 при А_отс = 0.

Касательные напряжения по формуле (32) при t_ст=0,012 м, h=0,6 м, y=0,3 м:

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29) МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

2.3.1.8 Расчет эквивалентных напряжения для точки 2

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0,282 м, х = 0,006 м:

МПа.

Площадь отсеченной части:

м².

Статический момент по формуле (31) при у_с=0,291м:

м³.

Касательные напряжения по формуле (30) при м:

МПа.

Касательные напряжения по формуле (32) при t_ст=0,012 м, h=0,6 м, y=0,282 м:

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29):

МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

2.3.1.9 Расчет эквивалентных напряжения для точки 3

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0 м, х=0,006 м:

МПа.

Площади отсеченных частей:

м²; м².

Статический момент по формуле (31) при у_{с 1}=0,291 м; у_{с 2}=0,141 м:

м³.

Касательные напряжения по формуле (30) при м:

МПа.

Касательные напряжения по формуле (32) при t_ст=0,012 м, h=0,6 м, y=0:

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29):

МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

В результате расчетов, выяснилось, что самая нагруженная точка 1.

Проверка выполнения условия прочности (22):

.

Условие прочности соблюдается, т.к. в металлоконструкции машин допускается превышение допускаемых напряжений на 5%. В данном случае превышение напряжений составляет 2,6 МПа, что составляет 1,19%.

2.3.1.10 Проверка прочности эквивалентных сечений

Максимальные усилия в рассматриваемых стержнях взяты из Приложения А и сведены в таблице 11

Таблица 11 - Максимальные усилия в стержнях

База платформы, мм	№ стержня	Продольная сила N, Н	Поперечная сила Qy, Н	Поперечная сила Qх, Н	Момент кручения Т, Н	Изгибающий момент Му, Н м	Изгибающий момент Мх, Н м
19950	Rod 209	262671,56	-43378,06	-38010,15	31,687	25246,176	-235392,396
	Rod 207	-263328,77	-33375,21	-38011,61	32,330	25247,478	-152626,651
	Rod 205	-144492,37	-5294,56	-27002,8	34,074	12844,988	-34289,368

Опасные сечения, сходные по геометрическим параметрам с сечением стержня Rod211 рассчитаны по формулам (21) - (31). Максимальные усилия в стержнях приведены в таблице 11. Результат расчетов сведен в таблицу 12.

Таблица 12 - Результат расчетов

№ стержня	Рассматриваемая точка сечения	Суммарные нормальные напряжения	Касательные напряжения	Касательные напряжения	Суммарные касательные напряжения	Эквивалентные напряжения
Rod 209	1	210,6	0	3,31	3,31	210,6
	2	97,3	4,69	3,51	8,19	98,3
	3	26,7	6,96	6,62	13,6	35,6
Условие прочности выполняется: 210,6 МПа < 217,9 МПа
Rod 207	1	195,9	0	3,31	3,31	195,9
	2	83,5	3,61	3,51	7,12	84,4
	3	26,8	5,36	6,62	11,9	33,9
Условие прочности выполняется: 195,9 МПа < 217,9 МПа
Rod 205	1	93,4	0	2,34	2,34	93,4
	2	25,9	0,572	2,49	3,064	26,4
	3	13,5	0,849	4,71	5,56	17,9
	Условие прочности выполняется: 93,4 МПа < 217,9 МПа

Вывод: расчеты показывают что прочность боковых и хребтовых балок рамы в рассматриваемых сечениях достаточна.

2.3.2 Прочностной расчет поперечных балок рамы стенда

Исходные данные: материал: сталь 09Г2; тип сечения: квадратная труба 150 х 8; усилие вывешивания решетки Р_выв: 150 кН; усилие сдвига Q_сдв: 170 кН.

h - высота сечения, м; t - толщина стенки, м; 1, 2 - рассматриваемые в расчете точки.

Рисунок 27 - Сечение поперечной балки

2.3.2.1 Проверка прочности сечения стержня Rod177

Таблица 13 - Исходные данные для стержня Rod177

Продольное усилие N, Н	Поперечное усилие Qу, Н	Поперечное усилие Qx, Н	Момент кручения Т, Н м	Изгибающий момент Му, Н м	Изгибающий момент Мх, Н м
826,28	-112090,98	-103401,97	2496,069	19179,242	24469,752

Рисунок 28 - Геометрические характеристики сечения

Площадь сечения А, м²:

, (33)

где h - высота сечения, h=0,15 м; t - толщина стенки, t=0,008 м.

м².

Моменты инерции относительно главных центральных осей I_х и I_у м⁴:

, (34)

м⁴.

2.3.2.2 Расчет эквивалентных напряжения для точки 1

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0,075 м, x = 0,075 м:

МПа.

Касательные напряжения , МПа:

, (35)

где b - расстояние между стенками, b=0,142 м; y - расстояние от горизонтальной оси х-х до рассматриваемой точки, y=0,075 м.

МПа.

Касательные напряжения рассчитаны по формуле (30) при b_x=2t=0,016 м:

.

Касательные напряжения , МПа:

, (36)

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29):

МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

2.3.2.3 Расчет эквивалентных напряжения для точки 2

Суммарные нормальные напряжения по формуле (25) при y=0 м, х=0,075 м:

МПа.

Рисунок 29 - Схема к определению статического момента

Площади отсеченных частей:

м².

м².

Статический момент по формуле (31) при у_с1=0,071м, у_с2=0,034м:

м³.

м³.

м³.

Касательные напряжения по формуле (30) при м:

МПа.

Касательные напряжения по формуле (35) при b=0,142 м, y=0:

.

Касательные напряжения по формуле (36):

МПа.

Суммарные касательные напряжения по формуле (29):

МПа.

Эквивалентные напряжения по формуле (23):

МПа.

В результате расчетов, выяснилось, что самая нагруженная точка 1.

Проверка выполнения условия прочности (22):

226,4 МПа > 217,9 МПа.

Условие прочности соблюдается, т.к. в металлоконструкции машин допускается превышение допускаемых напряжений на 5%. В данном случае напряжения превышают на 8,5 МПа, что составляет 3,9%.

2.3.2.4 Проверка прочности эквивалентных сечений

Таблица 14 - Максимальные нагрузки в стержнях

№ стержня	Продольная сила N, Н	Поперечная сила Qy, Н	Поперечная сила Qх, Н	Момент кручения Т, Н	Изгибающий момент Му, Н м	Изгибающий момент Мх, Н м
Rod 176	35713,19	-22335,33	-12042,44	-221,439	6840,504	24568,793
Rod 175	-32973,87	15231,19	-12112,64	587,806	6822,876	-16998,083
Rod 139	3547,89	-12559,52	23660,26	-998344,29	13197,838	14201,142
Rod 140	238,56	-57257,1	82663,57	-5509,96	15318,196	14154,841
Rod 138	-2757,7	6184,6	23786,9	-1668,535	13240,038	-7039,849

Опасные сечения, сходные по геометрическим параметрам с сечением стержня Rod177 рассчитаны по формулам (22) - (32). Максимальные усилия в стержнях взяты из приложения А и приведены в таблице 14. Результат расчетов сведен в таблицу 15.

Таблица 15 - Результаты расчетов

№ стержня	Рассматриваемая точка сечения	Суммарные нормальные напряжения	Касательные напряжения	Касательные напряжения	Касательные напряжения	Суммарные касательные напряжения	Эквивалентные напряжения
Rod 176	1	161,6	4,19	0	0,617	4,802	161,9
	2	41,4	0	11,1	0,617	11,7	46,01
Условие прочности выполняется: 161,6 МПа < 217,9 МПа
Rod 175	1	123,9	4,21	0	1,64	5,85	124,3
	2	40,7	0	7,56	1,64	9,19	43,7
Условие прочности выполняется: 123,9 МПа < 217,9 МПа
Rod 139	1	134,9	8,22	0	2,78	11,01	136,3
	2	65,4	0	6,23	2,78	9,01	67,2
Условие прочности выполняется: 134,9 МПа < 217,9 МПа
Rod 140	1	144,4	28,7	0	15,4	44,1	163,3
	2	75,1	0	28,4	15,4	43,8	106,7
Условие прочности выполняется: 99,9 МПа < 217,9 МПа
Rod 138	1	99,9	8,27	0	4,65	12,9	102,4
	2	65,4	0	3,069	4,65	7,72	66,8

Вывод: расчеты показывают что прочность боковых и хребтовых балок рамы в рассматриваемых сечениях достаточна.

2.3.3 Проверка жесткости боковых и хребтовых балок рамы стенда

Исходные данные: номера стержней в месте максимального прогиба и их узлов, а также величина максимального перемещения в пролете взяты из Приложения В и приведены в таблице 16.

Таблица 16 - Исходные данные

№ стержня	№ узла	Расстояние L, мм	Перемещение f, мм
Rod57	87	17100	37
Rod 255	86		24,2
Rod 256	85		18,6
Rod 60	84		3,71
Rod 57	87	14410	27,5
Rod 255	86		17,5
Rod 256	85		12,9
Rod 60	84		0,727
Rod 57	48	11720	16,5
Rod 255	114		9,95
Rod 256	115		6,34
Rod 60	84		1,98

Цель расчета: проверка жесткости рамы стенда.

Условие расчета: в APM WinMachine установлено, что на раму стенда воздействуют самые неблагоприятные нагрузки при вывешивании путевой решетки на 20 мм и сдвиг на 150 мм. Усилие вывешивание 150 кН, усилие сдвига 170 кН.



Рисунок 30 - Расчетная схема

Проверка жесткости заключается в сравнении допустимого прогиба с относительным расчетным прогибом.

Условие жесткости:

, (37)

где f - максимальный прогиб, м; L - расстояние между заделками балки, м; - относительный прогиб; - допускаемый прогиб, 0,005.

Результаты расчетов приведены в таблице 17.

Таблица 17 - Результаты расчетов

№ стержня	Расстояние L, мм	Перемещение f, мм
Rod57	17100	37	0,0022	0,0022 < 0,002
Rod 255		24,2	0,0014	0,0014 < 0,002
Rod 256		18,6	0,0011	0,0011 < 0,002
Rod 60		3,71	0,0002	0,0002 < 0,002
Rod 57	14410 14410	27,5	0,0019	0,0019 < 0,002
Rod 255		17,5	0,0012	0,0012 < 0,002
Rod 256		12,9	0,0009	0,0009 < 0,002
Rod 60		0,727	0,00005	0,00005 < 0,002
Rod 57	11720	16,5	0,0014	0,0014 < 0,002
Rod 255		9,95	0,0008	0,0008 < 0,002
Rod 256		6,34	0,0005	0,0005 < 0,002
Rod 60		1,98	0,0002	0,0002 < 0,002

Вывод: из таблицы 17 видно, что относительный прогиб меньше допускаемого, следовательно, жесткость балок рамы достаточна.

3 Порядок проведения работ на стенде

1. Провести инструктаж по технике безопасности со студентами под их личную роспись.

2. Перед началом работы, учитель обязан осмотреть и проверить техническое состояние узлов и деталей стенда и убедиться в их исправности.