PHẦN TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÉP Trang 67 GIỚI THIỆU Các thép đònh hình thép liên kết với tạo nên kết cấu bản, sau kết cấu lại liên kết với tạo thành kết cấu chòu lực hoàn chỉnh gọi kết cấu thép Kết cấu thép phần chòu lực toàn cần trục, phần có tỉ trọng khối lượng lớn nhất, khoảng 60 ÷ 80% tổng khối lượng cần trục Cho nên việc tính toán kết cấu thép có ý nghóa quan trọng, đònh đến an toàn làm việc thân cần trục cấu khác Kết cấu thép cần trục luận án tính cho kết cấu thép cần vòi có dạng thép đònh hình dạng hộp cấu tạo từ thép đoạn dầm liên kết với mối ghép bulông hay hàn Các thông số vật liệu: Vật liệu kết cấu thép cần trục thép CT3 có đặc trưng tính sau: - Môđun đàn hồi kéo: E = 2,1.106 kG/cm2 - Môđun đàn hồi trượt: G = 0,81 106 kG/cm2 σ c = 2400 – 2800 kG/cm2 - Giới hạn chảy: σ b = 3800 – 4200 kG/cm2 - Giới hạn bền: - Độ dai va đập: ak = 50 – 100 J/ cm2 γ = 7,83 T/ m3 - Khối lượng riêng: ε = 21% - Độ dãn dài đứt: - Ứng suất cho phép lớn nhất: [σ ] = σ c n = 270 = 180 ( N / mm ) = 18 (KG/mm2) 1,5 Trang 68 Các trường hợp tải trọng tổ hợp tải trọng tính toán kết cấu thép: 1> Trường hợp tải trọng: Khi cần trục làm việc, chòu nhiều loại tải trọng khác tác dụng lên kết cấu Các tải trọng tác động thường xuyên không thường xuyên, theo qui luật không theo qui luật, tải trọng tónh động, tải trọng tác động theo phương thẳng đứng phương ngang… Từ phối hợp đa dạng loại tải trọng, người ta chia trường hợp tải trọng tính toán sau: a Trường hợp tải trọng I: Tải trọng bình thường trạng thái làm việc, phát sinh máy làm việc điều kiện bình thường Trường hợp dùng để tính bền chi tiết theo mỏi Các tải trọng thay đổi qui đổi thành tải trọng tương đương b Trường hợp tải trọng II: Tải trọng lớn trạng thái làm việc, phát sinh cầu trục làm việc điều kiện nặng Các tải trọng gồm lực cản tónh cực đại, tải trọng động cực đại mở (hoặc phanh) máy (hoặc cấu) đột ngột… Trường hợp dùng để tính chi tiết theo điều kiện bền tónh c Trường hợp tải trọng III: Tải trọng cực đại trạng thái không làm việc Các tải trọng tác dụng lên cầu chuyển tải gồm có: trọng lượng thân cầu chuyển tải, gió bão tác dụng lên cầu chuyển tải trạng thái không làm Trường hợp dùng để tiến hành kiểm tra độ bền kết cấu tính ổn đònh cần trục trạng thái không làm việc Trang 69 2> Bảng tổ hợp trường hợp tải trọng: Các trường hợp tải trọng Loại tải trọng I II III [σ ] = σ rk / n I [σ ] = σ c / nII [σ ] = σ c / nIII Tổ hợp tải trọng Ia Trọng lượng thân cấu kiện Trọng lượng hàng nâng Q có tính đến hệ số động ψ Ib IIa IIb III G G G G G ψ I ' Qtd Q ψ II Q Q _ _ _ _ Ftvqt _ _ αI _ αII _ _ _ PIIg PIIg PIIIg Lực quán tính khởi động hãm cấu thay đổi tầm với Ftvqt Góc nghiêng cáp treo hàng Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu - Tổ hợp Ia, IIa: hai tổ hợp tương ứng với trường hợp cần trục đứng yên, có cấu nâng làm việc, tính toán khởi động (hoặc hãm) cấu nâng cách từ từ (Ia) đột ngột (IIa) - Tổ hợp Ib, IIb: hai tổ hợp ứng với trường hợp cần trục đứng yên, khởi động (hoặc phanh) từ từ (Ib), đột ngột (IIb) cấu thay đổi tầm với - Tổ hợp III: cần trục không làm việc, chòu tác dụng tải trọng gió bão CHƯƠNG 1: TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÉP VÒI Trang 70 ξ 1.1 NỘI LỰC VÒI TẠI TẦM VỚI LỚN NHẤT R max TỔ HP ΙΙ a Các thông số: β = 750 δ = 300 γ = 200 θ = 500 θ’ = 990 θ’’ =1140 a = 12,5 m b = 4,06 m Lv = 16,56 m Các lực tác dụng lên vòi gồm: A θ C θ' θ'' B Gv γ β Q δ RC RB SC  trọng lượng thân vòi: Gv = 9677 KG Trọng lượng thân vòi đặt A, B, C : GA = Gv cosθ + GAX = GA cos 60 ; + GAY = GA sin 60 GB = Gv cosθ’ + GBX = GB cos 220 + GBY = GB sin 220 GC = Gv cosθ’’ + GCX = GC cos 80 + GCY = GC sin 80 θ , θ’ , θ’’ : Góc hợp phương trọng lượng thân vòi với phương trọng tâm vòi qua điểm A, B, C Các góc : ; 22 ; góc hợp phương trọng tâm vòi qua điểm A , B , C với phương X tính toán Trang 71  trọng lượng hàng Q* = ψΙΙ.Q = 1,2.30000 = 36000 KG  lực căng cáp nâng hàng theo hướng cáp đặt đuôi vòi với puly dẫn hướng : Q * 36000 SH = a.η = 1.0,98 = 36734 KG Sơ đồ tính : GCy GCx GBy GBx B Qx SCx RCx SCy RCy RBy GAy GAx RBx C A Qy Theo sơ đồ ta có: + GAx = GA cos 60 = Gv cosθ.cos 60 = 9677.cos 500.cos 60 = 6186 KG + GAy = GA sin 60 = Gv cosθ.sin 60 = 9677.cos 500.sin 60 = 650 KG + GBx = GA cos 220 = Gv cosθ’.cos 220 = 9677.cos 990.cos 220 = -1404 KG + GBy = GA sin220 = Gv cosθ’.sin 220 = 9677.cos 990.sin 220 = -567 KG + GCx = GA cos 80 = Gv cosθ’’.cos 80 = 9677.cos 1140.cos 80 = -3898 KG + GCy = GA sin 80 = Gv cosθ’’.sin 80 = 9677.cos 1140.sin 80 = -548 KG + Qx = Q sin γ = 12313 KG + Qy = Q cos γ = 33829 KG + SCx = Sc cos δ = 18368 KG + SCy = Sc sin δ = 31813KG Trang 72 Xác đònh phản lực gối tựa: ∑MC = ⇔ ( Qy +GAy).Lv – (RBy+GBy).b = ⇔ RBy = (Qy + GAy ).Lv b − GBy = 141200 KG RBx = RB.cos β RBx = RB.sin β ⇒ R Bx = cot agβ R By RBx = 37834 KG ∑MB = ⇔ ( Qy +GAy).a + (GCy – RCy +-SCy).b = ⇔ RCy = (Q y + G Ay ).a b + GCy - SCy = 73794 KG RCx = RC.cos δ RCy = RC.sin δ ⇒ RCx R Cy = tagδ RCx = 42605 KG Dựa vào chương trình tính toán SAP, ta tính nội lực dầm biên vòi: Trang 73 GCy GBy GBx RBx SCx RCx SCy B RCy RBy GAy GAx C GCx 16733 A Qx 14733 19678 19678 Qy M(KGm) 82301 50866 24459 5207 Q (KG) 2198 117431 46371 93179 187585 Trang 74 140633 N (KG) TỔ HP ΙΙ b mặt phẳng đứng: lực tác dụng :  trọng lượng thân vòi: Gv = 9677 KG  trọng lượng hàng Q = 30000 KG  lực căng cáp nâng hàng theo hướng cáp đặt đuôi vòi với puly dẫn  hướng : Q 30000 SH = a.η = 1.0,98 = 30612 KG  lực quán tính tiếp tuyến thay đổi tầm với: Fqt = 0,1.Gv = 0,1.9677 = 967,7 KG Coi lực quán tính phân bố suốt chiều dài vòi: Fqt fqt = L = 58 KG/m v GCy Sơ đồ tính : GCx GBy GBx B GAy GAx RBy f qt A Qx RBx Qy Theo sơ đồ ta có: + GAx = 6186 KG + GAy = 650 KG + GBx = -1404 KG + GBy = -567 KG + GCx = -3898 KG + GCy = -548 KG + Qx = Q sin γ = 10261 KG + Qy = Q cos γ = 28191 KG Trang 75 C SCx RCx SCy RCy + SCx = Sc cos δ = 26511 KG + SCy = Sc sin δ = 15306 KG Xác đònh phản lực gối tựa: ∑MC = ⇔ ( Qy +GAy).Lv – (RBy+GBy).b + fqt.Lv.Lv/2 = ⇔ RBy = (Q y + G Ay ).Lv + f qt b RBx = RB.cos β RBx = RB.sin β ⇒ L2 v − G = 188876 KG By R Bx = cot agβ R By RBx = 78274 KG ∑MB = ⇔ ( Qy +GAy).a + fqt.( Lv.Lv/2 – b)+ (GCy – RCy +-SCy).b = ⇔ RCy = (Q y + G Ay ).a + f qt ( L2 v − b) + GCy - SCy = 74800 KG b RCx = RC.cos δ RCy = RC.sin δ ⇒ RCx R Cy = tagδ RCx = 43186 KG Dựa vào chương trình tính toán SAP, ta tính nội lực dầm biên vòi: Trang 76 Q y = 43886 ( kG ) : Lực cắt lớn tiết diện cần mặt phẳng nâng Scx : Momen tónh phần bò cắt bỏ trục X 1630 H  S xc = Fb ( H − δ b ) + Ft   = 37800.(1630 − 15) + 24000 = 80,6.10 2 mm Jx : Momen quán tính tiết diện trục x, Jx = 5,228.1010 ( mm4 ) bxc : chiều rộng tiết diện bò cắt bcx = 2.δt = 2.15 = 30 ( mm ) τ QY = 43886.80,6.10 = 2,25 5,228.1010.30 (kG / mm ) - Ứng suất tiếp Qx gây τ QX = Q X S yc J y b yc Với : QX : Lực cắt lớn tiết diện cần mặt phẳng ngang QX = 5404,9 ( kG ) Syc : Momen tónh phần bò cắt bỏ trục y B + Ft ( B0 + δ t ) 1260 S yc = 37800 + 24000.(1190 + 15) = 52,73.10 S yc = Fb (mm ) J Y : Momen quán tính tiết diện trục y : JY =5.1010 byc : chiều rộng tiết diện bò cắt byc =2δb = 2.15 = 30 ( mm ) τ QX = Q X S yc J y b c y = 5404,9.52,73.10 = 0,2 5.1010.30 - Ứng suất tiếp momen xoắn gây τZ = M Z 70606247 = = 0,03 (kG / mm ) JZ 2,1.1010 - Ứng suất tương đương : Trang 119 ( kG / mm ) σ td = σ max + 3(τ QX + τ QY + τ Z ) = 4,912 + 3.(2,25 + 0,2 + 0,03) = 5,767 (kG / mm ) = 57,67 N / mm Víi thÐp 16Γ2AΦ : [σ] = 292,85 ( N/mm2 ) σtd < [σ] : tiết diện đủ bền Mặt cắt qua vò trí chốt kiên kết cần vòi - Tại vò trí đầu cần chủ yếu chòu nén xoắn Ta có : N Z = 115271 kG ; M Z = 70606247 kGmm * Diện tích tiết diện : Fb = Fb1 = Fb = B.δ b = 1080.10 = 10800 ( mm ) ⇒ Fb = 2.10800 = 21600 (mm ) Ft = Ft1 = Ft = H δ t = 420.50 = 21000 (mm ) ⇒ Ft = 2.21000 = 44000 ( mm ) F = ∑ Fi = Fb + Ft = 44000 + 21600 = 65600 (mm ) Momen quán tính chống xoắn tự tiết diện : J = γ 2.b h δ δ 4.F 4.(b.h) = =γ s b h b h b.δ + h.δ ∑δ δ + δ + δ + δ 2 Với : γ =1 : Hệ số hiệu chỉnh với dầm hàn Trang 120 b = B0 + 50 = 1080 + 50 = 1130 mm h = H0 +10 = 420 + 10 = 430 mm δ1 = 50 δ2 = 10 mm ⇒ J =γ 2.b h δ δ 2.710 2.469 2.15.50 =1 = 1,56.1010 b.δ + h.δ 710.15 + 569.50 (mm ) - Ứng suất pháp lớn sinh tiết diện : σ max = N F = 115271 = 1,45 kG / mm 79400 - Ứng suất tiếp momen xoắn gây τZ = M Z 35303000 = = 2,2 (kG / mm ) J 1,56.1010 - Ứng suất tương đương : 2 σ td = σ max + 3τ Z = 1,45 + 3.2,2 = 3,99 (kG / mm ) = 40 N / mm Víi thÐp 16Γ2AΦ : [σ] = 292,85 ( N/mm2 ) σtd < [σ] : tiết diện đủ bền Mặt cắt qua chốt đuôi cần Ta có : • Kích thước hình học mặt cắt * Ta có: Trang 121 Q X = 5404,9 (kG) M Z = 70606247 (kGmm) N Z = 131452 (kG) M Y = 93491441 (kGmm) Q Y = 40248 kG * Diện tích tiết diện: ⇒ Fb = Fb1 = Fb = B.δ b = 15.3300 = 49500 (mm ) Fb = 2.49500 = 99000 (mm ) ⇒ Ft = Ft1 = Ft = H δ t = 527.70 = 36890 (mm ) Ft = 2.36890 = 73780 (mm ) F = ∑ Fi = Fb + Ft = 99000 + 73780 = 172780 (mm ) * xác đònh momen quán tính tiết diện trục X Y - Xét biên : B.δ b3 3300.10 = = 8.10 (mm ) 12 12 B δ b 3300 3.10 = = = 2,9.1010 (mm ) 12 12 J x1 = J x = J y1 = J y Tònh tiến hệ trục (X1O1Y) (X2O2Y) hệ trục XOY với khoảng cách trục  X0 =  H + δ 527 + 10  b = = 287,5 (mm) Y0 = 2 Ta : J x01 = J x02 = J x + Y02 Fb = 8,5.10 + 287,5 2.443080 = 3,7.1010 J y01 = J y02 = J y + X 02 Fb = 2,9.1010 (mm ) (mm ) - Xét thành : δ t H 03 70.527 = = 1,1.10 (mm ) 12 12 δ H 70 3.527 = t = = 2,38.10 (mm ) 12 12 J x3 = J x4 = J y3 = J y Tònh tiến hệ trục (XO3Y3) (XO4Y4) hệ trục XOY với khoảng cách trục: Trang 122 B + δ t 3300 + 70  = = 1379 (mm) X =  2  Y0 = Ta được: J x01 = J x02 = J x + Y02 Ft = 1,1.10 + 1379 2.44800 = 8,6.1010 J y03 = J y04 = J y + X 02 Ft = 4,5.10 (mm ) ( mm ) - Xét toàn mặt cắt tiết diện ( = 2( J ) ( ) = 2.( 2,9.10 ) J X = J x01 + J x03 = 3,7.1010 + 8,6.1010 = 24,6.1010 JY + J y03 y1 10 ) + 2,83.10 = 6,0.1010 (mm ) ( mm ) Momen chống uốn tiết diện trục Y WY = JY 6.1010 = = 4,1.107 X max 1436 (mm3 ) - Ứng suất pháp lớn sinh tiết diện : N σ max = σ max = F + MX Wx + MY Wy 131452 93491441 + = 1,73 + 2,28 = 4,01 kG / mm 175760 4,1.10 Momen quán tính chống xoắn tự tiết diện : J = γ 2.b h δ δ 4.F 4.(b.h) = =γ s b h b h b.δ + h.δ ∑δ δ + δ + δ + δ 2 Với: γ =1 : Hệ số hiệu chỉnh với dầm hàn b = B0 + 15 = 3300 + 70 = 3370 mm h = H0 +15 = 527 + 10 = 5375 mm δ1 = 10 δ2 = 70 ⇒ J =γ 2.b h δ δ 3370 537 10.70 =1 = 3,45.1010 b.δ + h.δ 3370.10 + 537.70 - Ứng suất tiếp QY gây : Trang 123 ( mm ) τ QY QY S xc = J x bxc Q y = 40248 ( kG ) : Lực cắt lớn tiết diện cần mặt phẳng nâng Scx : Momen tónh phần bò cắt bỏ trục X 590 H  S xc = Fb ( H − δ b ) + Ft   = 86160.(590 − 15) + 89600 = 7,5.10 2 mm Jx : Momen quán tính tiết diện trục x, Jx = 24,6.1010 ( mm4 ) bxc : Chiều rộng tiết diện bò cắt bcx = 2.δt = 2.80 = 160 ( mm ) τ QY = 42248.7,5.10 = 0,08 24,6.1010.160 (kG / mm ) - Ứng suất tiếp Qx gây τ QX = QX S yc J y byc Víi : QX : Lực cắt lớn tiết diện mặt phẳng ngang QX = 5404,9 ( kG ) Syc : Momen tónh phần bò cắt bỏ trục y B + Ft ( B0 + δ t ) 2872 S yc = 86160 + 89600.(2678 + 80) = 3,7.10 S yc = Fb (mm ) J Y : Momen quán tính tiết diện trục y : JY =6,0.1010 byc : Chiều rộng tiết diện bò cắt byc =2δb = 2.15 = 30 ( mm ) τ QX = Q X S yc J y b c y = 5404,9.3,7.10 = 1,1 6.1010.30 - Ứng suất tiếp momen xoắn gây ra: Trang 124 ( kG / mm ) τZ = M Z 70606247 = = 0.02 (kG / mm ) 10 JZ 3,45.10 - Ứng suất tương đương : σ td = σ max + 3(τ QX + τ QY + τ Z ) = 4,012 + 3.(1,1 + 0,08 + 0,02) = 4,51 (kG / mm ) = 45,1 N / mm [σ] = 180 ( N/mm2 ) σtd < [σ] : tiết diện đủ bền ξ2.5 KIỂM TRA MỐI GHÉP HÀN Phần kết cấu thép nâng cao cấu tạo từ thép liên kết với mối ghép hàn, mối hàn chạy dọc theo mép biên thành Mối hàn dầm chòu ứng suất tiếp lực cắt lực dọc gây ra, chòu ứng suất tác dụng momen uốn N = 2424840 ( N / mm ) Qx = 15632 ( N ) Qy = 117012 ( N ) Mux = 472086142 ( Nmm ) Muy = 735298381 ( Nmm ) Trang 125 Chiều cao mối hàn hh = mm Chiều dài mối hàn ∑lh = 7260 mm - Ứng suất tiếp lực dọc gây ra: τ1 = N hh ∑ l h = 2424840 = 111,333 (N/mm2) 3.7260 - Ứng suất tiếp lực cắt gây ra: τ2 = Qx + Q y hh ∑ l h = 15620 + 117012 =6,09 (N/mm2) 3.7260 - Ứng suất pháp mômen uốn gây ra: σ = M ux + M uy 472086142 + 735298381 =45,81 (N/mm2) W 26353800 β hh ∑ l h 1.3.7260 W = = =26353800 (mm3) 6 = - Ứng suất tổng sinh mối ghép: σ = σ + 3(τ + τ ) = 45,812 + 3(111,333 + 6,09) =128,47 (N/mm2) - Độ bền tính toán mối hàn: [σ ] h = 0,9.[σ ] =0,9.180=162 (N/mm2) Với hệ số 0,9 tra từ bảng (3.2)[05] Vậy mối hàn đảm bảo điều kiện bền ξ2.6 KIỂM TRA MỐI GHÉP BULÔNG Để đảm bảo khả chòu lực độ tin cậy cao suốt trình làm việc, ta sử dụng loại bulông có cường độ cao Loại bulông làm từ thép hợp kim 40X, sau gia công nhiệt Giống loại buông thường (bulông thô), độ xác bulông có cường độ cao không cao, bulông làm từ thép có cường độ cao nên ta vặn đai ốc chặt (bằng cờ lê lực) làm cho thân bulông chòu kéo gây lực ép lớn lên chi tiết ghép Mối ghép chòu lực N, Mx, My Do đó, ứng suất bulông lắp ráp xác đònh sau: σ bl = M y x1 M y N + x 1+ n.F J x1 J y1 + M ux =472086142 ( Nmm ) Trang 126 + M uy =735298381 ( N / mm ) + N =2424840 ( N / mm ) + J x =4,477.10 10 ( mm ) + F =128200 ( mm ) + J y =7,4615 1010 ( mm ) + n=56 bulông Lấy tọa độ bulông xa (960,780) để kiểm tra bền: σ bl = 2424840 472086142.780 735298381.960 + + =18,02 (N/mm2) 56.128200 4,477.1010 7,4615.10 - Ứng suất có kể đến tải trọng tính toán bulông: σ tt = ( k + k1 ).σ bl = (1,5 + 1,5).18,02 = 54,06 (N/mm2) ≤ [σ ] Trong đó: + k0=1,3 ÷ 1,5: hệ số dự trữ để mối nối không bò tách tải trọng động + k1=1,4 ÷ 1,5: hệ số tính đến phân bố ứng suất không bulông Vậy mối ghép đảm bảo điều kiện bền CHƯƠNG 3: TÍNH ỔN ĐỊNH CẦN TRỤC Theo qui đònh an toàn, tất máy trục di động kiểu cần phải thiết kế chế tạo đảm bảo đứng vững không bò lật 3.1 Tính đứng vững cần trục có vật nâng: Trang 127 Hình 8.1: Sơ đồ tải trọng tác dụng lên cần trục - Hệ số đứng vững có vật nâng, tức tỉ số mômen trọng lượng tất phận cần trục với mômen vật nâng gây cạnh lật, có tính đến tất tải trọng phụ (gió, lực quán tính ảnh hưởng độ nghiêng lớn cho phép mặt đường), phải không nhỏ 1,15 Khi tính với tải trọng làm việc lớn (không tính tất tải trọng phụ) hệ số đứng vững có vật nâng phải không nhỏ 1,4 - Đối với cần trục phải tiến hành kiểm tra đứng vững có vật cho trường hợp tính toán - Phép tính tiến hành cho trường hợp cấu nâng cấu quay đồng thời làm việc cần vò trí bất lợi Trong mặt phẳng treo vật có tải trọng sau tác dụng : Q :Trọng lượng vật nâng Qm :Trọng lượng phận mang vật Gc :Trọng lượng cần ' Gq :Trọng lượng phần quay (không kể cần) G :Trọng lượng phần không quay cần trục Pqt : Lực quán tính khối lượng vật nâng xuất thời kì mở máy phanh cấu nâng Plv, P1c, P1q :Lực li tâm vật nâng với phận mang vật, cần phần quay, xuất quay cần trục Wv , Wc , Wct : Lực gió tác dụng lên diện tích chòu gió vật nâng, cần cần trục (không kể cần) Ta xét trường hợp cần trục nâng hàng tầm với lớn L = 30 (m), ứng với tầm với sức nâng Q = 30 (T) 3.1.1 Hệ số đứng vững có vật, có tính đến ảnh hưởng tất tải trọng phụ: Trang 128 - Kiểm tra theo công thức: kv = M f − M c − M m − M qt − M lt − M lt' − M g Mv > 1,15 (4-1) [5] Ở : • Mv - Mômen lật vật nâng gây ra: Mv = Q.(L - l) (4-2) [5] Trong đó: + L = 30 (m) : Tầm với cần (đo mặt phẳng ngang khoảng cách từ vật đến trục quay cần trục) + l = 2,2 (m) : Khoảng cách từ trục quay cần trục đến cạnh lật + Q = 30 (T) : Tải trọng vật nâng => Mv = 30 x (30 – 2,2) = 834 (T.m) • Mf - Mômen phục hồi cần trục mặt nghiêng: ' Mf = G q (l + lq – H2.sinα) + G.l.cosα (4-4) [5] Trong đó; ' + Gq = 277 (T) : Trọng lượng phần quay (không kể trọng lượng cần) + l = 2,2 (m) : Khoảng cách từ trục quay cần trục đến cạnh lật + lq = 2,3 (m) : Khoảng cách từ tâm phần quay tới tâm quay cần trục + H2 = 12,5 (m) : Khoảng cách từ mặt đến tâm phần quay + α = 1,2o : Góc nghiêng mặt nền, lấy theo [4] cần trục chân đế + G = 68 (T) : Trọng lượng phần không quay cần trục => Mf = 277 x (2,2 + 2,3 – 12,5 x sin1,2o) + 68 x 2,2 x cos1,2o = 1324 (T.m) • Mc - Mômen lật trọng lượng cần: Mc = Gc.(lc – l) (4-5) [5] Trong đó: + Gc = 25 (T) : Trọng lượng thiết bò cần + lc = 8,5(m) : Khoảng cách từ trọng tâm cần đến trục quay cần trục + l =2,2 (m) : Khoảng cách từ trục quay cần trục đến cạnh lật => Mc = 25 x (8,5 – 2,2) = 117,5 (T.m) • Mm - Mômen lật trọng lượng phận mang vật: Mm = Qm.(L – l) (4-6) [5] Trong đó: + L = 30 (m) : Tầm với cần (đo mặt phẳng ngang khoảng cách từ vật đến trục quay cần trục) + l = 2,2 (m) : Khoảng cách từ trục quay cần trục đến cạnh lật Trang 129 + Qm = 1,5 (T) : Trọng lượng phận mang vật => Mm = 1,5 x (30 – 2,2) = 41,7 (T.m) • Mqt - Mômen lật lực quán tính vật nâng phận mang vật: M qt = Pqt ( L − l ) = Q + Qm v h (4-7) [5] g t Trong đó: + Q = 30 (T) : Tải trọng vật nâng + Qm = 1,5 (T) : Trọng lượng phận mang vật + g = 9,8 (m/s ) : Gia tốc trọng trường + vh = 0,25 (m/s) : Vận tốc hạ Vh = 1,5.vn = 1,5 x 10 = 15 (m/ph) = 0,25 (m/s) + t = 10 (s) : Thời gian khởi động phanh cấu nâng 30 + 1,5 025 ⇒ M qt = × = 0,08(T m) 9,8 10 • Mlt : Mômen lật lực li tâm vật: v Mlt = P1 H (4-8) [5] Trong đó: v + P1 (T) : Lực li tâm vật nâng với phận mang vật P1v = mi w Ri (4-20) [5] Trong đó: - Gi = 31,5 (T) : Trọng lượng vật nâng phận mang vật - Ri = 30 (m) : Khoảng cách từ tâm vật nâng tới tâm quay cần trục - ω = 0,16 (rad/s) : Vận tốc góc quay 2.π Vq × π × 1,5 = 0,16( rad / s ) 60 60 31,5 ⇒ P1v = × 0,16 × 30 = 2,4(T ) 9,8 ω= = + H = 20 (m) : Chiều cao nâng vật => Mlt = 2,4 x 20 = 48 (T.m) • M lt' - Mômen lật lực li tâm cần, có tính đến mômen phục hồi lực li tâm phần quay: Gc nq2 l c Gq' nq2 l q ' M lt = H1 − H (4-9) [5] 900 900 Trong đó: + nq = 1,5 (vòng/phút) : Vận tốc quay cần trục Trang 130 + Gc = 25 (T) ' q + G = 277 (T) : Trọng lượng thiết bò cần : Trọng lượng phần quay (không kể trọng lượng cần) + H1 = 25,5 (m) + H2 = 12,5 (m) + lc = 8,5 (m) + lq = 2,3 (m) : Khoảng cách từ mặt đến trọng tâm cần : Khoảng cách từ mặt đến trọng tâm phần quay : Khoảng cách từ trọng tâm cần đến trục quay cần trục : Khoảng cách từ tâm phần quay tới tâm quay cần trục 25 ×1,5 × 8,5 277 × 1,5 × 2,3 ' ⇒ M lt = × 25,5 − × 12,5 = 6,4(T m) 900 900 • Mg - Tổng mômen lật lực gió: Mg = Wv.H + Wc.h1 + Wct.h2 (4-10) [5] Trong đó: + Lực gió tác dụng lên vật nâng: Wv = q.Fv = 25 x 18 = 450 (kG) + Lực gió tác dụng lên hệ cần: Wc = q.Fc = 25 x 23,3 = 582,5 (kG) + Lực gió tác dụng lên cần trục: Wct = q.Fct = 25 x 102 = 2550 (kG) + H = 30 (m) : Khoảng cách từ mặt đến điểm đặt lực gió tác dụng lên vật nâng + h1 = 33 (m) : Khoảng cách từ mặt đến điểm đặt lực gió tác dụng lên cần + h2 =7,8 (m) : Khoảng cách từ mặt đến điểm đặt lực gió tác dụng lên cần trục ⇒ Mg = 450 x 30 + 582,5 x 33 + 2550 x 7,8 = 52612,5 (kG.m) = 52,6 (T.m) - Vậy ta có: 1324 − 117,5 − 41,7 − 0,08 − 48 − 6,4 − 52,6 ⇒ kv = = 1,27 834 kv = 1,27 > 1,15 Vậy cần trục ổn đònh 3.1.2 Hệ số đứng vững có vật, không tính đến ảnh hưởng tải trọng phụ: - Tính cho trường hợp cần trục vò trí bất lợi nhất, đầu cần có treo vật nâng, cấu không làm việc Kiểm tra theo công thức: k v' = M f − Mc − Mm Mv ≥ 1,4 (4-11) [5] Trong đó: Trang 131 + Mv = 834 (T.m) : Mômen lật vật nâng gây + Mf = 1324 (T.m) : Mômen phục hồi cần trục mặt nghiêng + Mc = 117,5 (T.m) : Mômen lật trọng lượng cần + Mm = 41,7 (T.m) : Mômen lật trọng lượng phận mang vật ⇒ k v' = 1324 − 117,5 − 41,7 = 1,4 834 ' - Ta có: k v = 1,4 Vậy cần trục ổn đònh 3.2 Tính đứng vững cần trục vật nâng: - Đối với cần trục làm việc trời, phép tính đứng vững có vật, phải tính đến tính đứng vững thân cần trục Nghóa xét đến trường hợp cần trục không làm việc, chòu tải trọng gió cần đặt với góc o nghiêng lớn ( β = 82 ), vò trí bất lợi mặt nghiêng nền) - Hệ số đứng vững thân tỉ số mômen phục hồi trọng lượng tất phận cần trục với mômen lật gió trạng thái không làm việc Theo qui đònh an toàn hệ số phải lớn 1,15 - Hệ số đứng vững thân cần kiểm tra theo công thức: M of k o = o > 1,15 (4-13) [5] Ml Ở đây: o • M l - Mômen lật cần trục lực gió trạng thái không làm việc M lo = W2.h2 + W3.h3 (4-14) [5] Trong đó: + Lực gió tác dụng lên cần: W2 = q’.Fc = 1150 x 23,3 = 26795 (N) + Lực gió tác dụng lên cần trục: W3 = q’.Fct = 1150 x 102 = 117300 (N) q’: p lực gió trạng thái không làm việc, lấy theo bảng (1-3) [5] + h2 = 38 (m) : Khoảng cách từ mặt đến điểm đặt lực gió tác dụng lên cần + h3 = 7,8 (m) : Khoảng cách từ mặt đến điểm đặt lực gió tác dụng lên cần trục o => M l = 26795 x 38 + 117300 x 7,8 = 1933150 (N.m) = 193,3 (T.m) o • M f - Mômen phục hồi trọng lượng phận cần trục Trang 132 M of = Gp.(l – lp – h’.sin α ) – Gt.(lt – l + h’’.sin α ) + Gk.(l - h.sin α ) + Gc.(lc – l – h2.sin α ) Trong đó: + Gp = 85 (T) : Trọng lượng phận phần quay cần trục có trọng tâm phía bên phải cạnh lật + Gt = 118,5 (T) : Trọng lượng phận phần quay cần trục có trọng tâm phía bên trái cạnh lật + Gk = 67 (T) : Trọng lượng phần không quay cần trục + Gc = 25 (T) : Trọng lượng cần + α = 1,2o : Góc nghiêng mặt nền, lấy theo [6] cần trục chân đế + lc = 7,4 (m) : Khoảng cách từ trọng tâm cần đến trục quay cần trục + l =2,2 (m) : Khoảng cách từ trục quay cần trục đến cạnh lật + lp = 2,1(m) :Khoảng cách từ trọng tâm phần bên phải đến trục quay cần trục + lt = 5,5 (m) : Khoảng cách từ trọng tâm phần bên trái đến trục quay cần trục + h2 = 38 (m) : Khoảng cách từ mặt đến trọng tâm cần + h = 2,4 (m) : Khoảng cách từ mặt đến trọng tâm phần không quay + h’ = 12,5 (m) : Khoảng cách từ mặt đến trọng tâm phần bên phải cần trục + h’’= 5,8 (m) : Khoảng cách từ mặt đến trọng tâm phần bên trái cần trục o => M f = 85 x (2 – 2,1 – 12,5 x sin1,2 o) - 18,5 x (5,5 – 2,2 + 5,8 x sin1,2o) + 67 x (2,2 – 2,4 x sin1,2o) + 25 x (7,4 – 2,2 – 38 x sin1,5o) = 445,6 (T.m) - Vậy ta có: 445,6 ko = = 2,3 193,3 ko = 2,3 > 1,15 Vậy cần trục ổn đònh Trang 133 [...]... 1.5.4 Kiểm tra ổn đònh thanh 3 : * Ổn đònh dưới tác dụng lực kéo : Ta có : Trang 100 N / mm 2 σ= 886253,85 = 52 N / mm 2 ≤ [σ ] = 285,7 17044 N / mm 2 Vậy thanh 3 đủ ổn đònh theo kéo CHƯƠNG 2: TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÉP CẦN ξ 2.1 VỊ TRÍ TẦM VỚI LỚN NHẤT TỔ HP ΙΙ a 1 Các thông số: δ = 470 γ = 300 2 Các lực tác dụng lên cần: a = 18 m b=5m Lc = 23 m RA qcx qcy RFy a δ Ro' γ b Trang 101 o Ro'' RB qcx  Trọng... qc.sinγ = 700.sin 300 =350 KG/m + qcy = qc.cosγ = 700.cos 300 =606 KG/m  Phản lực tại chốt liên kết cần và vòi: RB = R 2 Bx + R 2 By = 47120 KG M (KGm) 3 Các phản lực gối tựa:  Phản lực trong thanh răng RF Q(KG)  Phản lực gối tựa tại chốt đuôi cần Ro’ , Ro’’ Ta tính đïc nội lực của cần thông qua phần mềm tính toán SAP o' γ o'' b 98172 21149 u 47120 10908 18119 59522 N (KG) 62822 66267 Trang 102 ... cáp nâng hàng theo hướng cuốn cáp đặt tại đuôi vòi với puly dẫn hướng : Q 30000 SH = a.η = 1.0,98 = 30612 KG  lực quán tính tiếp tuyến khi thay đổi tầm với: Fqt = 0,1.Gv = 0,1.9677 = 967,7 KG Coi lực quán tính là phân bố đều trên suốt chiều dài vòi: Fqt fqt = L = 58 KG/m v Sơ đồ tính : GAy GAx RBx RBy f qt A Qx GCx GBy GBx B Qy Theo sơ đồ trên ta có: + GAx = 9571 KG + GAy = 1006 KG + GBx = -7350 KG... là Gg và Gc (a.b.C g − G g − G c ).T Rg= b 2 C + (G + G )(1 + C c ) = 3306 KG c g c Cg Trang 78 (4.6) [04] T a − Rg b Mc = 1 + Gg = 35135 KG Gc Gg Mg = G Mc = 17568 KG c Dựa vào chương trình tính toán SAP, ta tính được nội lực của vòi trong mặt phẳng ngang : Mg Mc T T+Rg b a 4940 5290 Rg 2710 2824 + - Q (KG) 28803 17585 + 63938 Mu (KGm) Trang 79 ξ 1.2 NỘI LỰC VÒI TẠI TẦM VỚI TRUNG BÌNH R 1 Các thông... cáp nâng hàng theo hướng cuốn cáp đặt tại đuôi vòi với puly dẫn hướng: Q 30000 SH = a.η = 1.0,98 = 30612 KG  lực quán tính tiếp tuyến khi thay đổi tầm với: Fqt = 0,1.Gv = 0,1.9677 = 967,7 KG Coi lực quán tính là phân bố đều trên suốt chiều dài vòi: Fqt GCy fqt = L = 58 KG/m v Sơ đồ tính : GBx B GAy GAx RBx RBy f qt A Qx GCx GBy Qy Theo sơ đồ trên ta có: + GAx = 8335 KG + GAy = 876 KG + GBx = -4621... = -1867 KG + GCx = -6776 KG + GCy = -952 KG Trang 83 C SCx RCx SCy RCy + Qx = Q sin γ = 22981 KG + Qy = Q cos γ = 19283 KG + SCx = Sc cos δ = 36460 KG G + SCy = Sc sin δ = 4477 KG G C S R G G SAP, R S tính được nội lực trong dầm chính và các thanh Dựa vào chương trình ta R B R biên củ a vò i : G f Cy Cx Cx Cx By Bx Bx Cy Cy By Ay qt A GAx 11643 130599 13360 Qx M(KGm) Qy 130599 201642 238269 167145 8077... = 9677 KG  trọng lượng hàng Q* = ψΙΙ.Q = 1,2.30000 = 36000 KG  lực căng cáp nâng hàng theo hướng cuốn cáp đặt tại đuôi vòi với puly dẫn hướng : Q * 36000 SH = a.η = 1.0,98 = 36734 KG Trang 85 Sơ đồ tính : GCy GCx GBy GBx B Qx SCx RCx SCy RCy RBy GAy GAx RBx C A Qy Theo sơ đồ trên ta có: + GAx = GA cos 60 = Gv cosθ.cos 60 = 9677.cos 60.cos 60 =9571 KG + GAy = GA sin 60 = Gv cosθ.sin 60 = 9677.cos... 80 = Gv cosθ’’.sin 80 = 9677.cos 1590.sin 80 = -1257 KG + Qx = Q sin γ = 35863 KG + Qy = Q cos γ = 3138 KG + SCx = Sc sin δ = 32128 KG + SCy = Sc cos δ = 17809 KG Trang 86 Dựa vào chương trình SAP, ta tính được nội lực trong dầm chính và các thanh biên của vòi: GCy GCx GBy GBx B GAy GAx Qx 4325 RBx RBy 4136 A C SCx RCx SCy RCy 12635 12635 Qy 68754 32457 3237 M(KGm) 2836 Q (KG) 6383 16902 7246 28057... = 9677 KG  trọng lượng hàng Q* = ψΙΙ.Q = 1,2.30000 = 36000 KG  lực căng cáp nâng hàng theo hướng cuốn cáp đặt tại đuôi vòi với puly dẫn hướng : Q * 36000 SH = a.η = 1.0,98 = 36734 KG Trang 80 Sơ đồ tính : GCy GCx GBy GBx B Qx SCx RCx SCy RCy RBy GAy GAx RBx C A Qy Theo sơ đồ trên ta có: + GAx = GA cos 60 = Gv cosθ.cos 60 = 9677.cos 300.cos 60 =8335 KG + GAy = GA sin 60 = Gv cosθ.sin 60 = 9677.cos... -8946KG + GCy = -1257 KG + Qx = Q sin γ = 29886 KG G + Qy = Q cos γ = 2615 KG G C S R G G R S + SCx = Sc sin δ = 32128 KG R B + SCy G= Sc cos δ = f17809 RKG 5624 A DựaG và o chương trình SAP, ta 93547 tính được nội lực trong dầm chính và các thanh 7458 Q M(KGm) biên củQa vòi: 93547 Cy Cx Cx Cx By Bx Bx Cy Cy By Ay qt Ax x y 171245 220369 154783 6325 2321 171245 Q (KG) 7464 101257 15241 18472 59012 N