Инженерная оптимизация смесительного и валкового оборудования. Клинков А.С - 12 стр.

UptoLike

ВУЗ: 

ТГТУ | Тамбов

Составители: 

Рубрика: 

+
⋅
⋅⋅
=+=τ
ω
ωω
6
6
3
4
3кр
max
1018
6,46107,32
hJ
SM
J
hM
k
E
82,11106,2776,84
66,461033,4
1052,81018,64
11
66
=+=
⋅⋅
⋅⋅⋅
+
МПа.
Нормальное напряжение в сечении
С
участка
ЕС
(14):
.МПа08,192
1033,4
667010058,9
110
106,348
1035,9
70
102,37
10376,26
11
6
6
6
6
6
4
maxmaxmax
=
⋅
⋅⋅
+
⋅
⋅
+
+
⋅
⋅
=
ω
++=σ
ω
J
B
x
J
M
y
J
M
y
y
x
x
C
Перенапряжение составляет 1,08%, что вполне допустимо.
Напряжения в клиновой плите в сечении
А
участка
DA
(15) для опасной точки
К
0
(
х
= 165⋅10
-3
м;
у
= 40⋅10
-3
м), φ =
14º составили
.МПа110;0;МПа6,10
;МПа2,46;МПа91,10;МПа56,88
321
−=σ=σ=σ
−
=
τ
−
=
σ
−
=
σ
xyxx
Эквивалентные напряжения по IV теории прочности (15):
.МПа66,115)110)(6,10()110(6,10
22
31
2
3
2
1
IV
=−−−+=σσ−σ+σ=σ
Прогиб (16) в точке
D
(центр изгиба)
.мм0315,0=
D
y
Максимальный вертикальный прогиб нижнего затвора на краю опоры в точке
К
(17):
.м10656,0606,00508,0
3
кр
и
max
−
⋅=+=+=
M
K
M
K
K
yyy
Здесь
и
M
K
y
– составляющая максимального прогиба от изгиба;
кр
M
K
y
– составляющая максимального прогиба от
кручения.
Как видно из полученных данных, в наиболее неблагоприятных условиях как по напряжениям, так и по прогибам
находится опорная площадка нижнего затвора:
;МПа08,192
max
=σ
C
.м10656,0
3
max
−
⋅=
K
y
Необходимо заметить большую разницу прогибов опоры в точках
D
и
К
, отличающиеся более чем на порядок.
Это объясняется тем, что центр изгиба опоры и линия действия нагрузки (с.л.) (рис. 2)
е
0
отстоят друг от друга на
значительном расстоянии, что вызывает возникновение большого крутящего момента от силы
F
относительно центра
изгиба, приводящего к резкому увеличению прогиба на краю опоры в точке
К
. Поэтому при проектировании
подобного типа конструкций необходимо стремиться к уменьшению расстояния
е
0
.
Для подтверждения приведённой инженерной методики расчёта нижнего затвора было проведено исследование
НДС методом конечных элементов (МКЭ) [4]. За расчётную схему принята реальная конструкция нижнего затвора,
состоящая из опоры, шарнирно-закреплённой с валом и клиновидной прямоугольной в плане плиты, закреплённой в
направляющей раме и поддерживающей опору. Нагрузка в виде распределённого равномерного давления
р
= 4,0 МПа
действует на верхнюю часть опоры нижнего затвора по площадке размером
)мм(800300×=×
ba
(см. рис. 2).
Результаты расчёта по максимальным расчётным напряжениям по IV теории прочности и прогибам по МКЭ в
наиболее опасных точках нижнего затвора:
– для опоры
;м106,0,МПа189
3MKЭ
max
MKЭ
max
−
⋅==σ
KC
y
разница по приведённой методике для этой точки составляет
соответственно 1,5% и 13%;
– для клиновидной плиты по МКЭ
;МПа110
MKЭ
=σ
ЭА
разница составляет 4,8%;
– для кронштейна в месте сопряжения его с опорой в сечении
М
напряжения по МКЭ составило
;МПа120
MKЭ
ЭМ
=σ
разница 6,25%.
Следует отметить, что при выборе расчётной схемы были изменены конструктивные и геометрические параметры
заводского варианта (рис. 6,
а
): уменьшены размеры высоты и толщены кронштейнов соответственно на 23 и 75%, а
также выполнены с обеих сторон сквозные окна. Места сопряжений кронштейнов и опоры имеют плавные переходы
по радиусу
R
(рис. 6,
б
). Все это позволило снизить металлоёмкость конструкции на 30% и уменьшить концентрацию
напряжений в местах сопряжения почти в 1,5 раза. При этом максимальные напряжения и прогиб находятся в допустимых
пределах значений для данного материала,
.м107,0][,МПа190][
3−
⋅==σ
y
Полученные результаты подтверждают правильность выбора расчётной схемы нижнего затвора и инженерных
методов расчёта, принятых при исследовании НДС нижнего затвора резиносмесителя ДРС-140.
Предлагаемая методика может быть использована на предварительных этапах проектирования подобных типов
конструкций.

Страницы