Лукашук В.С. Нестандартное оборудование вагоносборочного производства. Конструкция, проектирование, расчет

Подождите немного. Документ загружается.

110

Замечание 6.1. Параметры начальных несовершенств формы составных

частей технологического узла (кривизна, неплоскостность, скручивание и

др.) принимают в соответствии со следующими документами:

 для деталей из листового и профильного проката — по данным соот-

ветствующих стандартов на прокат;

 для деталей и узлов собственного изготовления — по допускам фор-

мы, указанным на рабочих чертежах или в технических требованиях.

Замечание 6.2. Устранение начальных прогибов деталей при сборке

имеет смысл лишь в том случае, когда правильная форма детали сохра-

нится и в собранном технологическом узле или когда это необходимо для

наложения сварных швов (для устранения зазора в соединении). Это объяс-

няется тем, что начальные прогибы, как правило, находятся в области уп-

ругих деформаций. Следовательно, после снятия усилия закрепления деталь

примет исходную (или близкую к ней) форму, если ее не будут удерживать в

деформированном состоянии (по сравнению с начальным) образованные при

сборке соединения с другими деталями.

Например, в стенде для сборки торцовой стены вагона угловые стойки,

имеющие начальный прогиб в плоскости листов обшивки, целесообразно за-

креплять в трех точках. Будучи соединенными с листами обшивки даже на

прихватках, стойки сохранят прямолинейную форму.

Балки, закрепленные большим числом прижимов (четыре и более), с не-

которым приближением можно рассматривать как балки, нагруженные рав-

номерно распределенной по длине нагрузкой (рис. 6.2, в).

Составляющая силы прижатия Q

в этом случае определяется выражени-

ем







(4…5),(6.9)

где п — число прижимов.

Для определения составляющей Q

воспользуемся известной зависи-

мостью между деформацией и нагрузкой для балки на двух опорах, на-

груженной равномерно распределенной нагрузкой:





384







,(6.10)

где q — интенсивность распределенной нагрузки.

Остальные элементы выражения (6.10) имеют прежний смысл.

111

Интенсивность распределенной нагрузки представим в виде

=







.(6.11)

Объединив выражения (6.11) и (6.10) и выполнив преобразования, полу-

чим





384



5



.(6.12)

Окончательно при закреплении балки во многих точках в каждой из них

необходимо приложить силу

=



(4…5)+

384



5



.(6.13)

Во многих случаях прижимными элементами сборочного приспо-

собления устраняют отклонения формы поперечного сечения профиля

(см. рис. 6.1. б) — неплоскостность стенки, неперпендикулярность плос-

костей полки и стенки и др. Такая необходимость возникает чаще всего в

случаях, когда требуется устранить зазор в заклепочном соединении или

обеспечить допускаемый зазор в сварном соединении, а также когда полки

смежных деталей узла (например, продольных и поперечных балок рамы)

необходимо расположить в одной плоскости.

Форму поперечного сечения исправляют не на всей длине профиля, а

только в местах образования соединений деталей.

В рассмотренных случаях при определении потребных сил закрепления

деталей в выражение (6.1) необходимо добавить составляющую Q

(при-

ближенная величина), которая может быть определена из следующих усло-

вий.

При исправлении неплоскостности стенки ее можно представить как

двухопорную балку длиной ℓ (см. рис. 6.1, б), нагруженную силой по-

середине. Поперечное сечение такой балки будет иметь вид прямоугольника

высотой, равной толщине стенки профиля s. Ширину прямоугольника при-

нимают равной 40s (по 20s в обе стороны от точки приложения силы). При-

мерно такой участок стенки интенсивно сопротивляется изгибу при сосре-

доточенной силе.

Составляющая силы прижатия Q

в этом случае будет определяться фор-

мулой (6.7), только вместо параметра f

необходимо подставить значение

допуска плоскостности f

(см. рис. 6.1, б).

112

При устранении неперпендикулярности полки задача определения со-

ставляющей Q

решается аналогично, только выпрямляемый участок полки

рассматривается как консольная балка, нагруженная силой посередине.

В этом случае





48



5



где I — момент инерции поперечного сечения рассматриваемого участка

полки (полоса размерами 40s×s; s—толщина полки);

b — ширина полки профиля;

— величина требуемого линейного перемещения кромки профиля (см.

рис. 6.1, б).

Для малых углов параметр f

определяется выражением





=0,017

∆α



где Δα

max

— максимальное предельное отклонение углового размера (вер-

хнее или нижнее), град.

Приведенные выше подходы к определению сил, потребных для уст-

ранения отклонений формы поперечного сечения профиля базируются на

элементарной теории сопротивления материалов. Однако они позво-

ляют получить приемлемые для практики результаты. Применение бо-

лее сложных расчетных схем теории упругости дает примерно такие же зна-

чения сил.

Пример 6.1. Определить потребную силу закрепления поперечной балки рамы

вагона, выполненной из швеллера 20-В2 ГОСТ 5267.1-90 (рис. 6.3, а). Характери-

стики профиля: момент инерции J

= 2360 см

; J

= 327 см

; погонная масса

m = 28,7 кг/м. Длина балки L = 1350 мм.

Решение

Примем схему закрепления балки в соответствии с рис. 6.3, а (прижатие од-

ним прижимом в двух направлениях) и рис. 6.2, а (прижатие в двух точках). Вес

детали равен

=g,

где g — ускорение свободного падения (g ≈ 10 м/с

);

=10∙28,7∙1,35=387Н.

113

Рис. 6.3. Схемы закрепления балок рамы вагона:

а — поперечной; б — продольной

В рассматриваемой схеме закрепления балки можно принять, что горизон-

тальная и вертикальная силы прижатия равны, т.е. Q

= Q

. По выражению (6.4)

равнодействующая сил прижатия (сила, развиваемая прижимом) будет равна





48



5



Пример 6.2. Определить потребную силу закрепления верхней балки торцо-

вой стены пассажирского вагона, выполненной из швеллера 20-В2. Схема зак-

репления балки в соответствии с рис. 6.3, а и 6.2, б. Длина балки L = 3100 мм.

Начальная кривизна профилей в горизонтальной и вертикальной плоско-

стях по ГОСТ 5267.1-90 f

≤ 0,2 % длины профиля. Модуль упругости матери-

ала Е = 2∙10

МПа. Другие характеристики профиля по примеру 6.1.

Решение

По аналогии с примером 6.1 вес детали равен

=10∙28,7∙3,1=890Н.

В соответствии с выражением (6.5) составляющие Q

горизонтальной и вер-

тикальной сил прижатия будут равны:



г

=

в

∙5=

∙5∙890≈1,48кН.

По выражению (6.7) составляющие Q

горизонтальной и вертикальной сил

прижатия будут равны:

114



г

48∙2∙10



∙10



∙327∙10



∙0,002∙3,1

3,1



=6,53кН;



в

48∙2∙10



∙10



∙2360∙10



∙0,002∙3,1

3,1



=47,13кН.

В итоге горизонтальная и вертикальная силы прижатия будут равны:



=1,48+6,53=8,01кН;



=1,48+47,13=48,6кН.

Сила, развиваемая прижимом,

=







+





8,01



+48,6



=49,25кН.

Пример 6.3. Определить потребные силы закрепления боковой балки (об-

вязки) рамы вагона. Поперечное сечения балки — швеллер 20-В2. Схема закреп-

ления балки в соответствии с рис. 6.3, б и 6.2, в. Длина рамы L = 14000 мм; число

комплектов прижимов п = 7. Характеристики профиля по примерам 6.1 и 6.2.

Решение

Вес балки равен:

=10∙28,7∙14,0=4,02кН.

Составляющие Q

горизонтальной и вертикальной сил прижатия равны:



г

=

в

∙5=

∙5∙4,02=2,87кН.

По выражению (6.12) составляющие Q

горизонтальной и вертикальной сил

прижатия равны:



г

384∙2∙10



∙10



∙327∙10



∙0,002∙14

5∙7∙14



=0,07кН;



в

384∙2∙10



∙10



∙2360∙10



∙0,002∙14

5∙7∙14



=0,53кН.

Необходимые усилия закрепления балки в горизонтальном и вертикальном

направлениях соответственно равны:



=2,87+0,07=2,94кН;



=2,87+0,53=3,40кН.

115

6.2. Закрепление деталей в сборочно-сварочных стендах

6.2.1. Общие положения

В сборочно-сварочных стендах выполняют сборку технологических

узлов, а также полную или частичную сварку их. Следовательно, при

выборе потребных сил закрепления деталей в таких стендах кроме рас-

смотренного в п. 6.1 необходимо учитывать силы, возникающие в про-

цессе наложения и остывания сварных швов. Особенность выбора сил за-

крепления деталей в сборочно-сварочных приспособлениях заключается

еще и в том, что во многих случаях чрезмерно большие силы закрепления

деталей могут привести к снижению податливости сварной конструкции и

образованию усадочных трещин в швах при остывании сварного узла.

В сборочно-сварочном стенде могут действовать следующие силы:

а) силы, необходимые для удержания изделия от деформирования в

процессе сварки и последующего остывания, в том числе и силы, возни-

кающие при остывании и усадке сварных швов;

б) усилия, необходимые для предварительного деформирования из-

делия с целью предупреждения остаточной сварочной деформации (если

это необходимо);

в) локальные усилия для подгибки деталей при сварке с целью их

плотного прижатия к соседней детали и устранения местных зазоров (в

случае необходимости).

Общий принцип определения сил, перечисленных в пункте «а», сво-

дится к следующему. Теоретическим расчетом (по методам теории сва-

рочных деформаций) или экспериментально (на опытных образцах из-

делия) определяются форма и размеры остаточных сварочных дефор-

маций изделия. После этого расчетным путем по методам, приведен-

ным ниже, определяются усилия и моменты, которые необходимо при-

ложить к изделию, чтобы предупредить образование этих деформаций в

стенде.

В зависимости от типа сварных узлов вагонов можно выделить три ос-

новные группы сборочно-сварочных стендов: стенды для листовых

конструкций — полотнищ обшивки стен и обечаек котлов цистерн; для

сварных балок — тавровых, двутавровых, швеллерных, коробчатых; стен-

ды для рамных конструкций.

116

Рис. 6.4. Деформация листового полот-

нища в виде выпучины

Рис. 6.5. Угловая деформация листов

типа «домик»

6.2.2. Усилия в стендах для листовых конструкций

Для листовых полотнищ основными видами сварочных деформаций

являются: местные выпучины, не доходящие до краев листов (рис. 6.4);

перемежающиеся выступы и впадины цилиндрической формы (волнис-

тость); угловая деформация в виде так называемого «домика» по оси сты-

кового шва (рис. 6.5); скручивание. Деформации волнистости и скручи-

вания листов значительно легче устранимы, чем выпучины или «доми-

ки», и соответственно требуют зна-

чительно меньших усилий. Поэто-

му в дальнейших расчетах следует

учитывать главным образом те ре-

активные усилия, которые могут

возникнуть на прижимах стенда в

результате образования выпучин и

«домиков» под действием усадоч-

ных сил.

В стендах для сборки и сварки

полотнищ из листов, как правило,

закрепляют лишь кромки сваривае-

мых листов в большом числе доста-

точно близко расположенных то-

чек, то есть обеспечивают прижа-

тие листов к основанию стенда

равномерно распределенной по

длине кромки нагрузкой (напри-

мер, с использованием клавишных

прижимов, см. рис. 4.25).

Как правило, эти реактивные усилия значительно превосходят силы,

необходимые для закрепления листов при сборке их в полотнище и опре-

деленные по методике, изложенной в п. 6.1.

Исходя из изложенного, рекомендуется следующий подход к расчету

потребных сил закрепления листов в стендах для сборки и сварки полот-

нищ:

 определение потребных сил для предупреждения образования выпу-

чин листов;

 определение потребных сил для предупреждения угловых дефор-

маций типа «домик»;

 выбор большей величины силы прижатия и проверка узла на отсут-

ствие образования усадочных трещин;

117

 если имеется опасность образования трещин в сварных швах, то оп-

ределение максимально допустимой силы прижатия листов, при которой

трещинообразование отсутствует.

Круглую выпучину листов (см. рис. 6.4) можно рассматривать как изо-

гнутую пластину с жестко закрепленным контуром. Для определения про-

гиба такой пластины под действием равномерно распределенной по по-

верхности нагрузки воспользуемся известным выражением

=





64С

,(6.14)

где f — прогиб в центре пластины;

q — интенсивность распределенной по площади пластины нагрузки;

r — радиус выпучины;

C = Eδ

/12(1 – μ

) — цилиндрическая жесткость пластины;

Е — модуль упругости;

δ — толщина пластины;

μ — коэффициент Пуассона.

Интенсивность распределенной нагрузки представим как q = Q/πr

где Q — сосредоточенная сила (сила прижатия). Подставив полученное

выражение в формулу (6.14) и приняв μ = 0,3, после преобразования по-

лучим

=

18δ







.(6.15)

Так как приведенные выше расчетные формулы действительны только

в пределах упругости, то необходимо проверить, не выходят ли напряже-

ния в металле за предел упругости (или близкий к нему предел текучести)

при изгибе пластины под действием равномерно распределенной нагруз-

ки.

Наибольшее напряжение в центре пластины

σ=





(1+μ).(6.16)

После подстановки q = Q/πr

и μ = 0,3 получим

σ=

0,15



.(6.17)

118

Если в выражение (6.17) подставить вместо Q ее значение из формулы

(6.15), то напряжение выразится следующей формулой:

σ=

2,8δ





.(6.18)

По этой формуле можно проверять напряжения в пластине без пред-

варительного определения силы Q, т.е. по исходным данным (по размерам

выпучины). Если окажется, что σ по формуле (6.18) превышает предел теку-

чести, то искомое усилие прижимов следует ограничить величиной [Q], ко-

торую можно найти из выражения (6.17), подставив в него вместо σ значе-

ние предела текучести σ

[]=



0,15

.(6.19)

где [Q] — максимально допустимая сила закрепления листов.

Определенное по формулам (6.15) и (6.19) усилие в реальных зажимных

устройствах неравномерно распределяется по всей площади выпучины, а

прилагается по двум параллельным линиям (например, клавишным), распо-

ложенным близко к ее диаметру вдоль свариваемых кромок.

Расчетная нагрузка на единицу длины каждой кромки будет



4

=4,5









,(6.20)

где р

— расчетная погонная нагрузка на каждую кромку листа, необхо-

димая для предупреждения выпучин.

Если же σ > σ

, и поэтому расчет ведется исходя из допускаемой на-

грузки [Q], определяемой выражением (51), то допускаемая погонная на-

грузка на кромку листа будет равна

[р

[]

4



0,6

.(6.21)

Пример 6.4. Определить усилие на зажимах стенда для сборки и сварки по-

лотнища обечайки котла цистерны по следующим исходным данным: толщина

листов δ = 10 мм; материал листов — сталь 09Г2Д с пределом текучести

= 310 Н/мм

; модуль упругости материала Е = 2,1∙10

МПа; деформация листов

по рис. 6.4 r = 550 мм; f = 15 мм (установлены экспериментально).

119

Решение

По формуле (6.20) интенсивность расчетной распределенной по длине кромки

нагрузки будет равна

=4,5∙0,015∙2,1∙10



∙10



(0,01/0,55)



=85,2кН/м.

Соответствующее напряжение изгиба определим по формуле (6.18):

σ = 2,8 ∙ 0,015 ∙ 2,1 ∙ 10

∙ 10

∙ 0,01/0,55

= 291,5 Н/мм

, что меньше предела теку-

чести для рассматриваемого материала.

Рассмотрим схему расчета усилий, необходимых для предотвращения

угловых деформаций типа «домик» (см. рис. 6.19). В этом случае шов

подвергается изгибу под действием момента М = р

ℓ, где р

— погонная

нагрузка на кромку листа от зажимного устройства, необходимая для пре-

дупреждения угловых деформаций; ℓ — расстояние от кромки листа до

оси зажима. При малом расстоянии ℓ от оси стыка до прижима и при дос-

таточно жестком закреплении свариваемых кромок в металле шва могут

появиться напряжения выше предела текучести с опасностью образования

трещин. Поэтому выбор усилия на зажимах следует ограничивать услови-

ем, чтобы в сварном шве или прилегающих зонах под действием этого

усилия не могли образоваться напряжения выше заданного предела, на-

пример, предела текучести σ

В соответствии с этим условием максимально допустимый изгибаю-

щий момент, приходящийся на единицу длины кромки листа, будет равен

[М]=σ

,(6.22)

где [М] = [р

] — допускаемый изгибающий момент ([р

] — допускаемая

погонная нагрузка);

W = δ

/6 — погонный момент сопротивления (δ —толщина листа).

Подставив указанные выражения для изгибающего момента и момента

сопротивления в формулу (6.22), после преобразования получим

[р



6ℓ

.(6.23)

Пример 6.5. Определить максимально допустимое усилие на зажимах стенда

для сборки и сварки полотнища (исходные данные по примеру 6.4) при рас-

стоянии от кромки листа до линии приложения усилия ℓ = 30 мм.