Little power consuming Trunch working body Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 621.879

МАЛОЕНЕРГОЄМНИЙ ТРАНШЕЙНИЙ РОБОЧИЙ ОРГАН

А.М. Холоденко, пошукам, КНУБА

Анотація. Описано конструкцію торцевого робочого органа високошвидкісної дії і процес його взаємодії з розроблюваним середовищем. Наведено переваги запропонованого робочого органа перед традиційними конструкціями.

Ключові слова: будівництво, відривання траншей, низькоенергоємний робочий орган, “статичне" руйнування, динамічне руйнування, високі швидкості навантаження, хвилі деформацій, навісне обладнання.

Вступ

Значний обсяг в будівництві, сільському господарстві, меліорації та інших галузях народного господарства займають роботи з відривання траншей і каналів. Такі роботи виконуються одноківшевими та багатоківшевими екскаваторами, а також спеціалізованими каналокопачами (меліоративними).

Однак застосування перелічених машин в деяких випадках недоцільне і навіть неможливе з кількох причин, які можуть бути поділені на часткові і принципові. До перших відносяться мала маневреність і великі габаритні розміри, що не дозволяє використовувати ці машини в умовах населених пунктів, на присадибних ділянках, поблизу автомобільних доріг і залізниць. В той же час траншейні роботи в перелічених умовах в останні роки виконуються у все зростаючих обсягах, що пов’язано з розвитком індивідуального житлового і дачного будівництва, газифікацією і телефонізацією сільських місцевостей, прокладанням водоводів.

Принципові причини полягають в загальній ма-лоефективності існуючих землерийних машин, що обумовлюється їх малим ККД, великими ене-рговитратами, малою питомою продуктивністю. Це є наслідком, по-перше, „статичного” руйнування ґрунту, при якому зусилля на робочий орган передається через низку механізмів-тяговий, ходовий, напірний тощо і, по-друге, необхідністю застосування в більшості конструкцій машин для руйнування і транспортування ґрунту окремих робочих органів, що підвищує загальну енергоємність і металоємкість машин.

Підвищення продуктивності машин досягають за рахунок збільшення потужності двигунів та маси машин [1]. Інший шлях удосконалення землерийної техніки полягає в збільшенні енергетичного впливу на середовище розробки за рахунок збі-

льшення швидкості навантаження масиву ґрунту та створення в масиві перед робочим органом граничного напружено-деформованого стану, що відповідає умові руйнування породи. Цей процес має назву-динамічне руйнування ґрунтів. Умовам руйнування ґрунту, відповідно переліченим вище вимогам, відповідають машини з робочими органами високошвидкісної дії-фрези, кільцеві, дискові, шарошечні, бури, ударні та ін. Методи розрахунків таких робочих органів базуються на теорії динамічного руйнування робочих середовищ.

Мета і постановка задачі

В Київському національному університеті будівництва і архітектури розроблені нові принципи роботи землерийної техніки, що дозволили створити перші зразки машин з продуктивністю (питомою) 18-20 м3/год на 1 кВт потужності, в той час як у кращих зарубіжних машинах цей показник не перевищує 5. При цьому маса машини зменшується в 4-6 разів, а в деяких випадках на порядок [2].

Переваги конструкції

Основні з цих принципів формулюються таким чином:

1. Формування орієнтованих високих швидкостей навантаження. Як результат - збільшення продуктивності машин, зменшення їх металоємкості і зниження енергоємності руйнування. Найбільший ефект досягається за рахунок концентрації та одночасності прикладення сил у визначених точках масиву. При цьому лінії дії сил повинні перетинатися на оптимальній глибині руйнування. Орієнтовані високі швидкості взаємодії робочого органа з ґрунтом легко створюються за рахунок імпульсного, частоударного, віброударного безперервного навантаження, що при незначному заглибленні робочого органа дозволяє одержати значну регульовану глибину руйнування. Всі види швид-

кісного навантаження можуть бути створені не тільки за рахунок приводу, а і за рахунок правильного розміщення руйнуючих елементів на швидкісних робочих органах.

2. Перерозподіл енергетичного потоку. Робочий орган повинен мати свій двигун, а не одержувати енергію від головного двигуна за рахунок системи передач і трансмісій з дуже низьким ККД.

3. Формування перед робочим органом ослаблених зон, які створюються за рахунок втомлюючих деформацій при багатоциклічних навантаженнях.

4. Руйнування ґрунту способом відривання для забезпечення зменшення енергоємності процесу.

5. Зменшення енергоємності руйнування ґрунту за рахунок вирізання елемента забою без його суцільного вирізання.

6. Поєднання в одному робочому органі функцій руйнування і транспортування ґрунту.

Деякі із перелічених принципів закладені в конструкцію траншейного робочого органа дисково-кільцевого типу, який може використовуватись як навісне обладнання на трактори і одноківшеві екскаватори і як робочий орган землерийного механізованого інструменту (рис. 1).

кладання яких приводить до утворення напруг, що перевищують границю міцності ґрунту на стиск, за рахунок чого і відбувається руйнування ґрунту в проміжках між рядами концентрично розміщених зовнішніх та внутрішніх ґрунторуй-нуючих елементів.

Результати досліджень

З метою визначення раціональних конструктивних параметрів і режимів роботи представленого робочого органа були проведені лабораторні дослідження його роботи. Досліди проводились на стенді з застосуванням тензометричної апаратури, яка фіксувала зусилля подачі, потужність розробки ґрунту, а також швидкість подачі та частоту обертання робочого органа [3]. Досліджуваний робочий орган було виконано у натуральному розмірі, що забезпечую цілковиту вірогідність одержаних результатів.

Експерименти підтвердили працездатність і достатньо витоку ефективність такого робочого органа.

Для визначення області оптимальних значень факторів для двох параметрів оптимізації Рпод -зусилля подачі та Е - енергоємності були побудовані графіки рівнів значень зусилля подачі та енергоємності розробки ґрунту, від найбільш значущих факторів (рис. 2).

Рис. 1. Дисковий торцевий робочий орган землерийної машини: 1 - ніж; 2 - різальний елемент; 3 - центральний напрямний ніж; 4 -диск; 5 - транспортуючий елемент; 6 - опора

Робочий орган становить диск 4, на поверхні якого концентрично розміщені різальні 1, 2 та метальні 5 елементи. Різальні елементи 2 утворюють внутрішнє кільце, а ножи 1 з транспортуючими елементами 5 та опорами 6 - зовнішнє кільце елементів. Ножи зміщені назад відносно руйнуючих елементів внутрішнього кільця. В центрі диска розміщений центральний напрямний ніж. Завдяки високій швидкості різання при зануренні зубців в масив виникають хвилі деформацій, на-

Рис. 2. Графіки зміни зусилля подачі (1), енергоємності (2), теоретичних залежностей (3) та (4), (5) та (6) - обмеження, між якими лежить область оптимальних значень факторів, де Х1- кут нахилу бічних граней різців, Х2 - щільність ґрунтового масиву, МПа; Х3 - висота різальних елементів, мм; Х4 -частота обертання робочого органа, хв-1; Х5 - швидкість подачі робочого органа, м/с

Висновки

Література

Наведена конструкція робочого органа при роботі в міцних ґрунтах має такі переваги:

- суміщення руйнування і транспортування ґрунту одним робочим органом, що зменшує метало-ємкість і енергоємність машини;

- завдяки концентричному розміщенню різально-метальних елементів (відсутності їх взаємо перекриття по радіальних напрямках) грунт руйнується вирізанням кілець, а не по всій площі забою, а невирізані кільця ґрунту руйнуються завдяки динамічному стиску від накладання хвиль деформацій, що зменшує енергоємність процесу;

- завдяки відсутності однорадіальних ліній різання забезпечується неодночасність вступу до різання руйнуючих елементів, розміщених не на одному радіусі, що зменшує динамічність процесу.

1. Фомін А.В., Холоденко А.М. Зниження енерго-

ємності розробки вузьких траншей // Науково практичні проблеми моделювання та прогнозування надзвичайних ситуацій / Зб. наукових статей. - К.: МНС України, КНУБА. -1999. - Вип. 2. - С. 113-117.

2. Техніка руйнування і транспортування робо-

чих середовищ / В.Л. Баладінський, О.М. Лівінський, С.В. Кравець, М.Ч. Яцкевич. -К.: МП “Леся”, 2001. - 230 с.

3. Холоденко А.М. Експериментальне визначення

параметрів дискового робочого органа диференціальної дії // Гір. буд. дор. та мелио-рат. машини. Респ. міжвід. наук.-техн. зб.: КНУБА. - 1999. -Вип. 55. - С.45-48.

Рецензент: Л.В. Назаров, професор, д.т.н.,

ХНАДУ.

Стаття надійшла до редакції 14 січня 2005 р.

УДК 624.073.11:539.371

РАСЧЕТ БЕТОННЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ КОЛОНН В СТАЛЬНОЙ ОБОЙМЕ НА СИЛОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ

Э.Д. Чихладзе, профессор, д.т.н.,

А.Г. Кислов, доцент, к.т.н., А.В. Игнатенко, ассистент, ХНАДУ

Аннотация. Рассматривается сталебетонная цилиндрическая колонна кольцевого сечения при силовых воздействиях. Исследуется напряженно-деформированное состояние колонны с учетом трехосного напряженного состояния бетона; определяются контактные силы между бетонным ядром и стальной обоймой; оценивается несущая способность колонны.

Ключевые слова: колонна, стальная обойма, бетонное ядро, силы контактного воздействия.

Введение

Использование бетонных цилиндрических колонн в стальной обойме экономически выгодно и целесообразно при больших нагрузках и ограниченных размерах сечений. К таким конструкциям относятся опоры мостов, колонны станций метрополитенов и др.

Цель и постановка задачи

В работе рассмотрена цилиндрическая сталебетонная консольная колонна, находящаяся под

действием равномерно распределенной нагрузки интенсивностью q и собственной массы (рис.1, а). Отнесем конструкцию, изображенную на рисунке, к коротким колоннам. Это позволяет нам не принимать во внимание изгибающие моменты в поперечных сечениях, возникающие вследствие продольного изгиба. Будем учитывать нелинейность деформирования бетона, работающего в условиях объемного напряженного состояния. Предельные значения среднего напряжения ст и

инварианта 51 определяем в соответствии с критерием прочности А.В. Яшина [1]. Пользуясь этой

методикой, рассчитываем также значения параметров деформирования бетона E и V.

Принимаем, что стальная обойма защищена от потери местной и общей устойчивости. Критерием наступления предельного состояния считаем достижение стт по Мизесу [2]. Работу ядра и обоймы в продольном направлении принимаем совместной. Исходя из этого условия определяем долю напряжения, воспринимаемую ядром (qb) и сталью (qst).

Рис. 1. Расчетная схема колонны и ее элементов: а - сталебетонная колонна; б - бетонное ядро радиусом Ш bet; в - стальная обойма радиусом Ш st

Реализация задачи

Для оценки напряженно-деформированного состояния сечения колонны раскрываем контакт между бетоном и сталью. В качестве неизвестных принимаем силы контактного взаимодействия. Для их определения в каждом сечении z = ht

(рис. 1, б, в) используем условие равенства перемещений на границе контакта:

X [5ь (^) -5Л (ЭТь„ )]-

Lur _ь (Шье, ) - ur _st (^et ) J = 0

(1)

где иг_ь (^), иг_м (^) - радиальные перемещения на границе от вертикальной нагрузки соответственно в бетонном ядре и стальной обойме; [8ь (ЭТь„) -8st(^й)] - разность перемещений в радиальном направлении точек обоймы ядра от единичной силы; Xi =1 (рис. 1, б, в). В силу осевой симметрии задачи контактные силы Xi зависят только от координаты г . Эти силы определяются только для сечений 2 < к, поскольку в нижнем сечении отсутствуют радиальные перемещения. Опишем методику определения перемещений, входящих в уравнение (1). Напряжения в рассматриваемой задаче распределяются симметрично относительно центральной оси 2 , перпендикулярной плоскости сечения. Составляющие касательно напряжения тг0 и т0г обращаются в

нуль вследствие симметрии. Касательное напряжение тгг также может быть принятым равным нулю, если предположить, что поверхность поперечного сечения колонны после деформации остается перпендикулярной всем продольным волокнам [3]. Если р% - масса единицы объема колонны, то объемные силы при действии вертикальной распределенной нагрузки (рис.1, а) равняются

х = у = о, г = рё

и дифференциальные уравнения равновесия принимают вид [5]

^ + СТ^1 = 0; (2)

дг г

дст 2

dz

= Pg'

где р - плотность материала, g - ускорение свободного падения.

Составляющие напряжения как функции от перемещений имеют вид [3]

. Г dur ur duz і dur

ar = Xl —^ + -!- + —^ l+ 2ц—r-у dr r dz J dr

. Г dur ur duz і ur

CTe=^^^ + +^ l+2ц;

у or r oz J r

. Г dur ur duz і duz

az = Xl —- + — + —- l + 2ц—-

у dr r dz J dz

az = q+Pgz .

Здесь X, ц - коэффициенты Ляме:

(3)

(4)

(З)

(6)

X = -

Ev

ц = -

E

(1 + v)(1 - 2 v) 2(1 + v)

Введем для удобства обозначения

P1 =

X

P2 =

X + 2ц

4ц(Х + ц) 4ц(Х + ц)

вз =

X

X + 2ц

в4 =

1

2(X + ц)

В бетонном ядре перемещение Ыг должно удовлетворять следующим граничным условиям:

при r = 0 ur ь = 0;

при z = h ur _ ь (^bet) =0;

при 2 < h ar ь (^bet) = 0.

(7)

Решение задачи (3) - (6), полученное аналогично [4], имеет вид:

и (г) = + £ь(£) 1

Ыг _ Ь\г) 1\(г 2( г )•

где

1

12(Юь*)

Сь (2) 1<л = —

2ц

Р2Р3 +^Г

д (12(г)

дг I г

?Ь |Рэ(1 - 2цр,) - 2ц--^(^

дг У г

/ (г) = | гР^г, /2 (г) = | гр2йг.

(8)

(9)

1г=^-Ье,

Соответствующие напряжения имеют вид

= «2 (^Ъе1 ), «22 = «2 ) , а2(г) = -2Ц / г \

«31 = «3 Ъе4 ), «32 = «3 (я, ), (15)

«3(г) = Ч;

Р3(1 - 2цв1) - 2ц-

дг I г

. (16)

Соответствующие значения напряжений стг получим, подставив (12) в (3)

СТг я, Чя

рз(1 - 2цв1) - 2ц—

дг I г

+С, (2) • 2ц| Р2Р3 + |- Р^))-^ В, (2)

(17)

стг ь = Чь | Р3(1 -2ЦР1) -2I 1 +

дг I г

+Сь (2)2ц| р2р3 +

д ( /2(г)

дг I г

(10)

Параметры деформирования, входящие в (7)-(10) относятся к бетонному ядру.

Перемещения в стальной обойме должны удовлетворять таким граничным условиям

при г = к Ыг_(^Ье4) = Ыг_) = 0 (11)

при 2 = к стг „ (^Ье.) = стг „ ) = 0-

Параметры деформирования, входящие в (11) -(17), относятся к стальной обойме.

Напряжение ст0 в обеих задачах получаем из условия равновесия (2)

дстг

сте = г -г- + СТг .

дг

(18)

Для определения перемещений 5Ь и 5Й от радиальной нагрузки Хі = 1 решаем систему уравнений закона Гука (3), (4) с учетом стг = 0. В результате получаем

Поскольку в обойме ЭТЪе4 < г , решение (3) -(5), (11) имеет вид [4]

гиг = А( 2 )у + В( 2), (19)

1

ся,(2) I гр2йг - ч, I грА + А,(2)

. (12)

Подставив выражение (12) в граничные условия (11), получаем значения констант интегрирования

В (г )|г=к = 0,

с*(г)|г=к = * ) Л(ЭТ*)] (13)

I2(^st)

-----«3

В (2) |2<Н =-

(14)

С, (2 )|

«21В( 2 )я, + «31

«11 = «1 (^Ъе! ) «12 = «1 (Ий ) «1 (г) = 2Ц(Р2Р3 +

дг I г

где А(2), В(2) - неизвестные константы интегрирования.

Определим константы в бетонном ядре. Используем во всех выражениях механические характеристики бетона. Из (19) в силу ограниченности перемещения при г = 0 следует ВЬ (2) = 0, т.е.

иЬг = АЬ (2)-.

(20)

Константу АЬ (2) определяем из условия стг (ЭТЬе4) = 1 (сжимающие напряжения считаем положительными). Подставив выражение (20) в (3), получим

Е

стг =--------------------------------АЬ (2) = -1,

г 2(1 -V) Ь

А ( . 2(1 -V) Ь (1 -V)

АЬ (2) =-------- ----, иЬг =-----------— г , (21)

Е Е

1

2

и

«

«

8ь = иЬг (^Ъе4) = -

(1 -V) Е

^Ъе».

Определим константы в обойме. Используем во всех выражениях механические характеристики стали. Из (19) следует

Подставив значения перемещений (8), (12), (19), (23) в уравнение (1), найдем контактную силу Хі в каждом сечении 2 = кі и несущую способность колонны.

Вывод

ияг = А,(2)г + Вя,(2)1 ■ (22)

2г

Подставив (23) в (3), после преобразований получим

Е А.М-: ЕВ"<г)

2(1 -V)

1 + V г

Для определения А(2), В(2) используем граничные условия

Отсюда

аг (^Ъе4) = -1, аг (^Ъе4) = 0.

А. (2) = 1 -V ^

В, (2) =

1+v

е -этЪе,

Таким образом, для единичного перемещения

8я = ияг (ЭТЪе!) получаем

(эт2-этЪе») е

(1 -V) «Ъе, + (1 + V)

. (23)

Разработан математический аппарат, позволяющий оценить несущую способность цилиндрических сталебетонных колон при силовых воздействиях.

Литература

1. Яшин А.В. Теория деформирования бетона при

простом и сложном нагружениях // Бетон и железобетон. - 1986. - №8. - С.39-42.

2. Чихладзе Э.Д., Арсланханов А.Д. Расчет стале-

бетонных элементов прямоугольного сечения на прочность при осевом сжатии // Бетон и железобетон. - 1993. - №3. - С. 13-15.

3. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости

/ Пер.с англ. - М.: Наука, 1975. - 576 с.

4. Чихладзе Э.Д., Веревичева М.А., Жакин И.А.

Расчет бетонных цилиндрических колонн на силовые и температурные воздействия // Зб.наукових праць „Ресурсоекономні матеріали, конструкції, будівлі та споруди”. -2003. -Вип.9. - С.359-365.

5. Тихонов А.Н., Самарский А.А. Уравнения ма-

тематической физики. - М.: Наука, 1972. -73 с.

Рецензент: А.Л. Шагин, профессор, д.т.н.,

ХГТУСА.

Статья поступила в редакцию 19 января 2005 г.