Đồ án Hang máy chở người phục vụ cho nhà chung cư cao tầng với tải trọng định mức: 750 kg, vận tốc: 2 m/s; số tầng phục vụ: 17 tầng

ơ đồ kết cấu và kết quả tính toán dầm đỡ (IV) ta có sơ đồ tính toán và biểu đồ mômen cho dầm (III) như hình 2-7. Trang bảng phụ lục I-2 tài liệu [10], chọn thép hình chữ C có ký hiệu No20 với kích thước tiết diện như hình 2-7 và các thông số: A = 2340 mm2: Diện tích tiết diện; Wx = 152000 mm3: Mô men chống uốn đối với trục X; Wy= 20500 mm3: Mô men chống uốn đối với trục Y. a) b) Hình 2-7: a) Sơ đồ tính và biểu đồ mômen dầm đỡ bộ tời (III) b) Mặt cắt tiết diện dầm (III) Kiểm tra bền cho dầm theo công thức: =133,3 N/mm2. Ta có N/mm2. Như vậy dầm đỡ (III) được chọn thỏa mãn điều kiện bền cho phép. Đối với dầm đỡ (I), ta cũng có thể coi là dầm đơn giản gối tựa hai đầu tại điểm liên kết bulông bắt vào vách công trình. Tải trọng được truyền xuống dầm (I) từ dầm (II) và (III) qua gối đỡ bằng cao su. Từ sơ đồ kết cấu và tính toán ở trên ta có sơ đồ tính toán và biểu đồ mômen cho dầm đỡ (I) như hình 2-8. Trang bảng phụ lục I-1 tài liệu [10], chọn thép hình chữ I có ký hiệu No24 với kích thước tiết diện như hình 2-8 và các thông số: A = 3480 mm2: Diện tích tiết diện; Wx = 289000 mm3: Mô men chống uốn đối với trục X; Wy= 34500 mm3: Mô men chống uốn đối với trục Y. b) a) Hình 2-8: a) Sơ đồ tính và biểu đồ mômen dầm đỡ bộ tời (I) b) Mặt cắt tiết diện dầm (I) Kiểm tra bền cho dầm theo công thức: =133,3 N/mm2. Ta có N/mm2. Như vậy dầm đỡ (III) được chọn thỏa mãn điều kiện bền cho phép. Như vậy dầm đỡ bộ tời kéo là các thanh thép hình chữ I và C được chọn đều thỏa mãn điều kiện bền cho phép. §4 TÍNH CHỌN RAY DẪN HƯỚNG CABIN VÀ ĐỐI TRỌNG I. Tính chọn ray dẫn hướng cho cabin và đối trọng: Ray dẫn hướng được lắp đặt dọc theo giếng thang để dẫn hướng cho cabin và đối trọng chuyển động thẳng đứng dọc theo giếng thang. Ray dẫn hướng đảm bảo cho cabin và đối trọng luôn nằm ở vị trí thiết kế trong quá trình chuyển động đồng thời phải đủ độ cứng vững để giữ được trọng lượng của cabin và tải trọng trên ray khi bộ hãm bảo hiểm làm việc. Ray dẫn hướng gồm nhiều đoạn và được nối với nhau bằng các tấm ốp phía sau. Các tấm ốp này liên kết với chân ray bằng bulông. Ray được cố định vào kết cấu chịu lực của công trình thông qua các mố ray. Các mố ray được cố định vào vách giếng thang bằng vít nở và cách nhau từ 1,5 đến 3,5m tùy theo thiết kế và tính toán. Ray được kẹp vào mố ray bằng cóc kẹp ray, đảm bảo cho ray không bị biến dạng do lún công trình và dễ lắp đặt. Quá trình tính toán và chọn ray dẫn hướng được dựa theo các thành phần lực tác dụng lên ray dẫn hướng cabin và đối trọng. Các thành phần lực tác dụng lên ray dẫn hướng bao gồm: lực thẳng đứng tác dụng lên ray do phanh hãm an toàn gây ra khi phanh hãm cabin; lực ngang do tải trọng phân bố không đều lên sàn cabin; lực cản do ma sát giữa con lăn dẫn hướng với ray dẫn hướng… tuy nhiên lực cản do ma sát là rất nhỏ do đó ta có thể bỏ qua mà chỉ tính toán với hai thành phần lực còn lại. Ray dẫn hướng được tính chọn có cường độ chịu kéo giới hạn từ 370520 N/mm2 tương ứng với ứng suất giới hạn N/mm2 và tra theo bảng 7.1, 7.2 tài liệu [07] được đưa ra trong bảng sau: Ký hiệu b mm h mm k mm n mm c mm g mm f mm p mm y mm T 50/A 50.0 50.0 5.00 39.0 - - - 5.0 14.3 T 70-3/B 70.0 49.2 16.88 26.4 9.5 7.9 9.5 - 17.3 T 75-3/B 75.0 62.0 10.00 30.0 8.0 7.9 9.0 - 18.6 T 89/B 89.0 62.0 16.88 33.4 9.5 7.9 11.1 - 20.7 T 127-1/B 127.0 88.9 16.88 44.5 9.5 12.7 11.1 - 20.0 T 127-2/B 127.0 88.9 16.88 50.8 9.5 12.7 16.9 - 24.6 T 140-1/B 139.7 107.9 19.00 50.0 12.7 12.7 16.9 - 32.0 T 140-2/B 139.7 101.6 28.60 50.8 19.0 14.3 17.0 - 34.8 T 140-3/B 139.7 127.0 31.70 57.1 26.4 17.5 26.4 - 44.2 Bảng 2-1: Kích thước ray dẫn hướng Ký hiệu S .102mm2 q kg/m Jx .104mm4 Wx .104mm3 ix mm Jy .104mm4 Wy .104mm3 iy mm T 50/A 6.75 3.73 11.24 3.15 16.4 6.25 2.10 10.5 T 70-3/B 11.54 9.30 27.50 8.52 16.2 26.80 7.54 15.0 T 75-3/B 10.99 8.63 40.35 9.29 19.2 26.49 7.06 16.5 T 89/B 16.70 12.30 59.60 14.50 19.5 52.50 11.80 18.3 T 127-1/B 22.50 17.80 187.00 30.00 28.6 151.00 24.00 26.5 T 127-2/B 28.90 22.70 200.00 31.00 26.3 234.00 36.80 28.5 T 140-1/B 36.10 27.50 403.00 52.90 33.8 310.00 44.40 29.7 T 140-2/B 43.22 32.70 452.00 67.50 32.5 365.00 52.30 29.2 T 140-3/B 57.35 47.60 946.00 114.00 40.6 488.00 70.00 29.2 Bảng 2-2: Đặc tính kỹ thuật ray dẫn hướng Tra bảng 2.1, 2.2 ta chọn ray dẫn hướng cabin loại T 89/B với các số liệu: S = 1570 mm2: Diện tích tiết diện mặt cắt ngang; Wx = 14,6.103 mm3: Mô men chống uốn đối với trục X; Wy = 11,8.103 mm3: Mô men chống uốn đối với trục Y; Hình 2-9: Kích thước ray dẫn hướng Jx = 59,6.104 mm4: Mô men quán tính đối với trục X; Jy = 52,6.104 mm4: Mô men quán tính đối với trục Y; ix = 19,5 mm: Bán kính quán tính của tiết diện ray đối với trục X; iy = 19,3 mm: Bán kính quán tính của tiết diện ray đối với trục Y; e = 24,6 mm; l = 2500 mm: Khoảng cách giữa hai bản mã cố định ray dẫn hướng, lấy theo TCVN 3596.1998; c = 1,74: Hệ số uốn dọc, phụ thuộc vào độ mảnh của ray và được chọn theo bảng 8-2, tài liệu [07]; : Độ mảnh của ray; lod = 0,7l = 0,72500 = 1750 mm: Chiều dài quy đổi của một bước ray. Khi phanh hãm an toàn làm việc, kẹp chặt cabin trên ray tạo sẽ tạo ra một lực thẳng đứng tác dụng lên ray dẫn hướng cabin. Giá trị lực thẳng đứng Fd được tính theo công thức 7.16 tài liệu [07]: Fd = = = 13735 N; Trong đó: : Hệ số động học; amax = g: Gia tốc lớn nhất khi phanh hãm an toàn cabin làm việc, được lấy tương ứng với gia tốc rơi tự do. m = 2: Số ray dẫn hướng cabin. a) b) c) Hình 2-10: Sơ đồ tính ray dẫn hướng Sơ đồ tính cho một bước dầm ray dẫn hướng Biểu đồ mô men uốn dọc của ray dẫn hướng Lực thẳng đứng Fd có điểm đặt lệch với trọng tâm tiết diện mặt cắt ray một khoảng e, lực này gây ra mô men uốn dọc trong ray. Ta có sơ đồ phân bố lực tác dụng lên dầm (ray) và biểu đồ mô men trong một nhịp dầm như 2-10: Theo biểu đồ mô men, ta thấy tiết diện giữa dầm là nguy hiểm nhất, ứng suất uốn dọc sinh ra được tính theo công thức 7.14 tài liệu [07]: = = 26,8 N/mm2; Ta thấy ray có đủ độ bền khi chịu lực phanh Fd vì thỏa mãn điều kiện bền: N/mm2; Thành phần lực ngang tác dụng lên ray Fx1, Fx2, Fy do sự phân bố tải trọng không đều lên sàn cabin. Giả thiết lực phân bố không đều lên sàn cabin là tải trọng phân bố đều theo đường bậc nhất, với giá trị lực tập trung là Q ứng với khoảng lệch tâm ex = c/6; ey = b/6 so với tâm sàn cabin. Ta có sơ đồ phân bố tải trọng như 2-11: a) b) Hình 2-11: a) Sơ đồ tính lực ngang tác dụng lên ray dẫn hướng do tải trọng phân bố không đều b) Sơ đồ phân bố tải trọng lên mặt sàn Theo sơ đồ tính toán và áp dụng các công thức 7.11, 7.12, 7.13 tài liệu [07], giá trị các lực ngang được tính như sau: N; N; N. Các thành phần lực ngang này gây ra ứng suất lớn nhất tại mặt cắt giữa dầm ray tạo ra chuyển vị theo phương ngang. Chuyển vị (độ võng) lớn nhất theo phương ngang gây ra bởi các lực ngang tác dụng lên ray được tính theo công thức 7.19, 7.20 tài liệu [07] : = = 0,735 mm; = = 1 mm; Trong đó: E = 2,1.105 kg/mm2: Mô đun đàn hồi của vật liệu thép làm ray. Ta thấy , do đó ray được chọn thỏa mãn chuyển vị cho phép. Ứng suất lớn nhất trong ray được tính toán theo công thức 7.17, 7.18 tài liệu [07]: (N/mm2) N/mm2; (N/mm2) N/mm2; Như vậy ray được chọn thỏa mãn độ bền theo ứng suất cho phép. Theo kết cấu giếng thang, ta có tổng chiều cao giếng thang từ sàn hố thang đến đỉnh giếng thang là: H = 2,1 + 3,316 + 5,5 = 60,4m. Ứng với chiều dài mỗi đoạn ray là 5m thì tổng số đoạn ray dẫn hướng cabin mà ta cần phải lấy là n = = 24. Trong quá trình hoạt động của thang máy, ray dẫn hướng đối trọng chịu lực tác dụng không đáng kể do đối trọng di chuyển lên xuống theo phương thẳng đứng không dùng bộ hãm bảo hiểm an toàn. Do đó, ta có thể chọn ray dẫn hướng đối trọng có mặt cắt tiết diện nhỏ hơn so với ray dẫn hướng cabin. Tra bảng 1-1 ta chọn ray dẫn hướng cho đối trọng loại T 75-3/B với các kích thước hình học như sau: S = 1099 mm2: Diện tích tiết diện mặt cắt ngang; Wx = 9.29.103 mm3: Mô men chống uốn đối với trục X; Wy = 7.06.103 mm3: Mô men chống uốn đối với trục Y; Jx = 40.36.104 mm4: Mô men quán tính đối với trục X; Jy = 26.49.104 mm4: Mô men quán tính đối với trục Y; ix = 19.2 mm: Bán kính quán tính của tiết diện ray đối với trục X; iy = 16.5 mm: Bán kính quán tính của tiết diện ray đối với trục Y; Tổng chiều dài ray dẫn hướng đối trọng đúng bằng tổng chiều dài ray dẫn hướng cabin, ta lấy số thanh ray dẫn hướng đối trọng là n = 23 thanh. II. Tính toán bản mã cố định ray dẫn hướng: Bản mã ray dẫn hướng (mố ray) là chi tiết để cố định ray dẫn hướng cabin và đối trọng vào vách giếng thang như hình 2-12. Mố ray phải đủ bền để giữ được ray dẫn hướng không bị cong vênh hay biến dạng khi xuất hiện lực ngang tác động lên ray từ cabin. Do kết cấu công trình bằng bêtông vững chắc do đó mố ray được cố định vào vách giếng thang (02) bằng vít nở (01). Mố ray bao gồm có hai thanh thép hình (03) được hàn với nhau khi đã chỉnh khoảng cách giữa ray dẫn hướng (07) và con lăn dẫn hướng. Chân ray sẽ được cố định vào mố ray bằng cóc kẹp ray (06) nhờ bulông (04). Khi xuất hiện lực ngang từ cabin tác dụng lên ray dẫn hướng sẽ truyền lên mố ray sang kết cấu công trình. Với chiều cao của giếng thang H=60m và khoảng cách giữa hai mố ray l =2,5m thì số mố ray mỗi bên cần phải xác định là: n = = = 24. Hình 2-12: Kết cấu bản má cố định ray dẫn hướng Vít nở Vách giếng thang Bản mã thép L3030 Bulông kẹp ray Tấm lót Cóc kẹp ray Ray dẫn hướng Từ kết quả phần tính ray, ta có các thành phần lực ngang lớn nhất tác dụng lên ray là Fx = 356N, Fy = 554 N. Do đầu mố ray cố định vào vách giếng thang bằng vít nở và siết chặt bằng bulông do đó ta có thể coi liên kết ở đầu mố này là liên kết ngàm, ta có sơ đồ tính toán cho một mố ray như hình 2-13 và biểu đồ nội lực như hình 2-14: b) a) Hình 2-13: a) Sơ đồ tính toán bản mã cố định ray dẫn hướng b) Mặt cắt tiết diện bản mã Theo sơ đồ tính toán và biểu đồ nội lực ta thấy rằng mố ray chịu uốn và xoắn đồng thời dưới tác dụng của lực ngang Fx còn dưới tác dụng của lực ngang Fy thì mố ray chịu uốn và nén đồng thời. Theo sơ đồ tính mố ray, ta thấy tiết diện mố ray ngàm vào vách là tiết diện nguy hiểm nhất. Tính bền cho tiết diện nguy hiểm theo điều kiện bền: = N/mm2. Hình 2-14: Các biểu đồ nội lực My: Mômen uốn theo phương y Mxoan: Mômen xoắn Mx: Mômen uốn theo phương x N: Lực dọc Ta có: = = 16,5 N/mm2; = 3,26 N/mm2; Trong đó: Wx = mm3: Mômen chống uốn đối với trục X; Wy = mm3: Mômen chống uốn đối với trục Y; Wxo=bh2=0,26725072 = 3271mm3: Mômen chống xoắn của tiết diện, = 0,267: hệ số được lấy theo tỷ lệ b/h tra theo bảng 6-2 tài liệu [10]; A = 2507 = 1750 mm2: Diện tích tiết diện mặt cắt ngang mố ray. Vậy: = = 18,05 N/mm2 Ta thấy tiết diện bản mã thỏa mãn điều kiện bền. §5 TÍNH TOÁN BỘ HẠN CHẾ TỐC ĐỘ: Dầm đỡ Công tắc điện Thanh gạt công tắc Lẫy giữ quả nặng Thanh đẩy quả văng Puly Hạn chế hành trình Trục đỡ puly Khung bộ hạn chế tốc độ Quả văng Hạn chế hành trình Lò xo đẩy Vỏ bộ hạn chế tốc độ Cáp Quả nặng kẹp cáp Giá đỡ kẹp cáp Lò xo điều chỉnh kẹp cáp Bộ hạn chế tốc độ là một loại thiết bị đảm bảo an toàn cho thang máy khi cabin vượt quá tốc độ cho phép hoặc đứt cáp. Thông qua hệ thống tay đòn tác động lên bộ hãm bảo hiểm để dừng cabin tựa trên các ray dẫn hướng. Theo 9.3.1 TCVN 6396.1998, giá trị cho phép của tốc độ hạ cabin đạt giá trị bằng 115% vận tốc định mức và phải nhỏ hơn m/s. Khi tốc độ hạ cabin đạt tới giá trị v =2,6 m/s thì bộ hạn chế tốc độ sẽ làm việc, phát động bộ hãm bảo hiểm làm việc kẹp giữ cabin trên ray dẫn hướng. Bộ hạn chế tốc độ làm việc theo nguyên lý của phanh ly tâm. Hình 2-15: Sơ đồ cấu tạo của bộ hạn chế tốc độ Theo sơ đồ cấu tạo hình 2-15, ta thấy trục (08) được gắn cứng với khung (09) bằng đai ốc. Trên trục có lắp puly (06) bằng ổ bi để có thể quay tự do quanh trục 08. Hai quả văng (10) gắn trên puly liên kết với nhau bằng thanh đẩy (05) có hạn chế hành trình (07). Một đầu thanh gắn quả văng (10) có gắn lò xo chịu nén (12) với thân puly, đẩy quả văng (10) có xu hướng vào trục quay (08). Cáp hạn chế tốc độ (14) vắt qua puly (06) và treo thiết bị căng cáp đặt dưới hố thang, được kẹp chặt vào cabin. Khi cabin hạ quá vận tốc cho phép, quả văng (10) tách ra xa trục quay (08) khi lực li tâm của quả văng thắng được lực nén của lò xo (12) và ngắt công tắc (02) cắt điện động cơ và mạch điều khiển nhờ thanh gạt (03), đồng thời lẫy gạt (04) làm việc tách quả nặng (15) để kẹp chặt cáp. Cáp hạn chế tốc độ dừng lại trong khi cabin vẫn đi xuống sẽ làm cho bộ hãm bảo hiểm làm việc, kẹp giữ cabin trên ray dẫn hướng. Lò xo nén (17) đẩy giá đỡ kẹp cáp (16) nhằm tạo ra độ trượt cho cabin khi phanh hãm làm việc. Phân tích sơ đồ cấu tạo và nguyên lý hoạt động ta có sơ đồ tính toán bộ hạn chế tốc độ như hình 2-16. Theo sơ đồ tính toán ta thấy khi làm việc quả văng chị tác dụng của trọng lực P, lực nén lò xo Fx , lực li tâm Flt . Do trục quay được đặt nằm ngang do đó lực nén lò xo khi làm việc tùy thuộc vào vị trí của quả văng so với mặt phẳng ngang đi qua tâm trục quay. Theo sơ đồ ta thấy Fx đạt giá trị lớn nhất khi quả văng ở vị trí bên dưới, xét cân bằng mô men cho quả văng đối với điểm O1là tâm trục chốt quả văng: ; (5.1) Từ biểu thức (5.1) ta nhận thấy Fxmax khi l2max, nghĩa là l2 vuông góc với đường thẳng đứng. Như vậy, vị trí đặt vấu ngắt công tắc động cơ tương ứng với vị trí của quả văng khi đạt Fxmax. w 63o Hình 2-16: Sơ đồ tính toán bộ hạn chế tốc độ Trong đó, các kích thước bộ hạn chế tốc độ và khối lượng quả văng được lấy sơ bộ và tham khảo thiết bị của thang máy có sẵn P11.CO.60/5F của hãng Nippon: Dp = 300 mm: Đường kính puly; rv =115 mm: Khoảng cách từ trục quay tới tâm quả văng; l1 = 120 mm; l3 = 60 mm; l2 = 115sin63o = 100 mm; P = mg = 1,59,81 = 14,7 N; (rad/s): Vận tốc góc giới hạn; N; N; Ta tiến hành tính toán lò xo nén như sau: Đường kính của lò xo được tính từ điều kiện biến dạng khi xoắn, áp dụng công thức 9.16 tài liệu số [7]: ; Chọn : Tỷ số giữa đường kính trung bình của lò xo và đường kính dây lò xo; : Hệ số độ cong, được tra theo biểu đồ 9.7 tài liệu [7]; =476 N/mm2: Ứng suất khi xoắn N/mm2: Ứng suất bền của vật liệu làm lò xo; Do đó ta có: mm; Chọn d = 4 mm; Đường kính trung bình của lò xo là: D = mm; Chiều dài làm việc của lò xo: Llv = (0,30,5)Dp = 0,35300 = 105 mm; Khe hở nhỏ nhất giữa các vòng khi lò xo làm việc là: mm; Bước làm việc của lò xo là: t = d + = 8 mm; Số vòng làm việc của lò xo là: z = vòng; Chiều dài toàn bộ lò xo khi nén là: Ln = dz = 48 = 32 mm; Lò xo có dẫn hướng, tỷ số là hợp lý. Như vậy, lò xo nén dùng cho bộ hạn chế tốc độ được thiết kế với các thông số: Chiều dài: L = 105 mm, đường kính trung bình: D = 27 mm, đường kính dây lò xo: d = 4 mm; số vòng lò xo: z = 13,25 vòng. Thiết bị căng cáp của bộ hạn chế tốc độ có công dụng đảm bảo cho cáp không bị xoắn trong quá trình làm việc và có đủ độ căng để truyền lực ma sát. Sơ đồ cấu tạo như hình 2-17. Theo sơ đồ cấu tạo của thiết bị căng cáp: khung (05) được gắn cứng với ray dẫn hướng cabin. Đối trọng (06) được treo vào trục (02) của puly căng (03) và di chuyển theo phương đứng theo khung (05) nhờ ngàm trượt (09). Công tắc (08) được gắn vào khung (05) nhằm ngắt động cơ dẫn động và mạch điều khiển nhờ hạn chế hành trình (07) khi hành trình đối trọng (06) vượt quá giá trị cho phép hoặc đứt cáp hạn chế tốc độ. Đường kính puly căng cáp (03) bằng đường kính puly của bộ hạn chế tốc độ. Khối lượng đối trọng được tính dựa theo điều kiện đảm bảo cáp không trượt trên rãnh puly hạn chế tốc độ: Hình 2-17: Sơ đồ cấu tạo của thiết bị căng cáp hạn chế tốc độ Cáp hạn chế tốc độ Trục đỡ puly Puly căng cáp Vít liên kết đối trọng Khung thiết bị Đối trọng Hạn chế hành trình Công tắc điện Ngàm dẫn hướng Lỗ kẹp ray Theo công thức Ơle, hệ số ma sát tính toán giữa cáp và rãnh puly phải đảm bảo điều kiện: ; (4.2) Trong đó: : Góc ôm của cáp lên puly; : Tỷ số lực căng cáp; Qd: Khối lượng của đối trọng. Giá trị 400N là lực phát động bộ hạn chế tốc độ làm việc, được lấy theo 9.3.5 TCVN 6396.1998; Ta thiết kế puly rãnh tròn có xẻ rãnh, áp dụng công thức 2.7 tài liệu [02] ta tính hệ số ma sát tính toán: ; thay vào biểu thức 4.2 ta có: N; Vậy khối lượng cần thiết của đối trọng là 58 kg; Ta chọn khối lượng của đối trọng là 60 kg; §6 TÍNH TOÁN BỘ HÃM BẢO HIỂM Để tránh cho cabin rơi tự do trong giếng thang khi xảy ra hiện tượng đứt cáp hoặc cabin hạ với tốc độ vượt quá giá trị cho phép. Khi đó bộ hạn chế tốc độ sẽ tác động lên bộ hãm bảo hiểm để dừng và giữ cabin trên ray dẫn hướng. Bộ hãm bảo hiểm được thiết kế với hai nêm tác động hai bên với lò xo nén đẩy hai nêm sang hai bên tạo ra khe hở giữa nêm và ray khi thang máy hoạt động bình thường. Hình 2-18: Sơ đồ cấu tạo bộ hãm an toàn cabin Vỏ bộ hãm Lò xo nén Thanh cứng Má tĩnh Dẫn hướng nêm Bi đũa Nêm (má động) Dẫn hướng lò xo Thanh đẩy nêm Cấu tạo của bộ hãm bảo hiểm như hình 2-18, gồm một thanh cứng hình chữ U bao quanh má tĩnh có thể chịu được lực nén từ má động khi phanh hãm an toàn làm việc. Thanh dẫn hướng lò xo (08) cùng với lò xo nén (02) làm cho má tĩnh (04) luôn có xu hướng tách ra xa ray nhằm tạo khoảng cách giữa ray và nêm (07). Bi đũa (06) biến ma sát trượt giữa nêm và má tĩnh thành ma sát lăn để phanh hãm tác động nhanh hơn. Lực phát động bộ hãm bảo hiểm làm việc từ cáp của bộ hạn chế tốc độ khi cabin đi xuống vượt quá tốc độ cho phép hoặc đứt cáp được lấy theo 9.3.5 TCNV 6396.1998: F=200 N cho mỗi bên nêm hãm an toàn. Khi lực F tác dụng, bộ hãm làm việc, cabin và tải trọng được kẹp giữ trên ray dẫn hướng tạo ra các phản lực N1, N2, T1,T2 . Ta có sơ đồ tính toán như 2-19. Hình 2-19: Sơ đồ tính toán bộ hãm bảo hiểm Xét cân bằng một nêm theo phương thẳng đứng ta có: F + T2 – T1cos– N1sin = 0 (6.1) N1cos - T1sin - N2 = 0 (6.2) Trong đó: T1 = N1f1: Lực ma sát giữa nêm và vỏ bộ hãm an toàn; T2 = N2f2: Lực ma sát giữa nêm và ray dẫn hướng cabin; f1=tg1: Hệ số ma sát giữa nêm và vỏ bộ hãm an toàn; f2=tg2: Hệ số ma sát giữa nêm và ray dẫn hướng cabin; : Góc nêm; N1, N2: Lực pháp tuyến tác dụng lên nêm. Từ (6.1) và (6.2) ta có: N1= T2 (6.3) Thay vào (7.1) ta có: = 0 Suy ra: F= (6.4) Quá trình tự hãm của nêm phải được thực hiện khi cabin vượt quá tốc độ cho phép hoặc rơi tự do với trọng lượng (Q+Mcb)g, ma sát giữa ray dẫn và nêm phải đảm bảo lực ma sát: 2T2 =3500 (N); (6.5) Thay vào (6.4) ta có: F (6.6) Bộ hãm làm việc và phải giữ cabin ở trạng thái treo, khi đó lực F=0 và biểu thức (6.6) trở thành: 0 hay: . (6.7) Sau khi biến đổi bất phương trình trên ta nhận được: (6.8) Trong thực tế giá trị góc nêm thường trong khoảng 6o đến 7o. Giả thiết rằng bộ hãm an toàn được bôi trơn, khi đó hệ số ma sát giữa nêm và vỏ bộ hãm f1có thể lấy giá trị: f1 = 0,1. Hệ số ma sát f2 có thể chọn sao cho thỏa mãn biểu thức (6.8): f2 = 0,3 và f1 = 0,1 thì suy ra ; và 11o; f2 = 0,25 và f1 = 0,1 thì suy ra ; và 8o20’; f2 = 0,22 và f1 = 0,1 thì suy ra ; và 6o45’; Ta lấy giá trị f2 = 0,22; f1 = 0,1; 6o45’ Với F = 200 N ta tính được giá trị lực ma sát T2 theo biểu thức (6.4): F=, suy ra: ==7800N; Ta thấy T2 thỏa mãn biểu thức (6.5). Thay giá trị T2 vào các biểu thức (6.2), (6.3) ta có: N1= T2 = 7800 = 36088 N N2 = N; T1 = N1f1 = 360880,1 = 3608,8 N. Để xác định diện tích bề mặt nêm của bộ hãm an toàn, ta áp dụng công thức tính bền cho vật liệu làm nêm theo điều kiện áp lực cho phép: 0,3 (6.9) Với A: diện tích bề mặt nêm; = 60 N/mm2: Áp lực cho phép của thép làm nêm, tra theo bảng 19, tài liệu [04]. Ta có: A = 1970 mm2. Từ đó ta chọn tiết diện A = 3375 = 2475 mm2. Khi phanh hãm làm việc tạo ra phản lực tác dụng lên thanh chữ U của vỏ bộ hãm theo phương ngang làm cho thanh chữ U có xu hướng giãn ra. Tuy nhiên do yêu cầu cấu tạo và đặc điểm làm việc của bộ hãm phải đảm bảo thanh chữ U không bị biến dạng khi chịu lực tác dụng từ nêm, vì vậy thanh phải đảm bảo tuyệt đối cứng. Theo kết cấu của bộ hãm, ta thấy thành phần lực ngang tác dụng lên thanh chữ U là N2 có điểm đặt tại tâm của má tĩnh. Ta có sơ đồ tính toán và tiết diện cho thanh chữ U như hình 2-20, 2-21. Theo sơ đồ tính toán ta vẽ được biểu đồ nội lực trong thanh khi chịu lực tác dụng N2 theo phương ngang như hình 2-21: Theo sơ đồ tính toán và biểu đồ nội lực trên, ta kiểm tra bền cho thanh theo điều kiện bền ứng suất cho phép tại tiết diện nguy hiểm nhất tại chân ngàm: N/mm2. Hình 2-20: Sơ đồ kết cấu thanh chịu lực hình chữ U của bộ hãm Với A = 16100 = 1600 mm2: Diện tích tiết diện thanh; Wx = mm3: Mômen chống uốn của tiết diện thanh; N/mm2: Ứng suất bền cho phép của vật liệu thép 45 tôi cải thiện, tra theo bảng 3-8, tài liệu [04]; Ta thấy N/mm2. Vậy thanh thỏa mãn điều kiện bền. Điều kiện đảm bảo bộ hãm làm việc an toàn có tính đến biến dạng của thanh là không đáng kể, thanh chữ U phải đảm bảo tuyệt đối cứng. Biểu đồ mômen uốn Mx Theo sơ đồ tính toán, ta phải đảm bảo chuyển vị theo phương ngang tại tiết diện đặt lực trên thanh phải nhỏ hơn giá trị cho phép [y]= 0,1mm. Biểu đồ lực dọc N Theo phương trình vi phân độ võng: Hình 2-21: Sơ đồ tính toán thanh cứng chịu lực hình chữ U của bộ hãm an toàn = (6.10) Với: Mx(z) = - N2z Tích phân hai lần liên tiếp phương trình 1 theo z ta có: (6.11) . (6.12) Độ võng tại tiết diện ngàm là bằng 0, từ (6.11) và (6.12) ta có: y”(l) = 0 y(l) = 0 mm. Tại tiết diện đặt lực(z = 0), độ võng của thanh là lớn nhất. Từ (6.12) ta thấy độ võng của thanh là: y = C2 = 0,035mm là không đáng kể. Do đó độ cứng của thanh thỏa mãn điều kiện về độ võng cho phép ymm. §7 TÍNH TOÁN CỤM CABIN VÀ ĐỐI TRỌNG I. Tính toán khung cabin: Khung cabin được hợp bởi 3 bộ phận chính: dầm treo cabin, dầm đỡ sàn cabin, thanh đứng khung cabin như hình 2-22.c. Ba bộ phận này liên kết với nhau bằng bulông bắt chặt và có thể coi là các liên kết ngàm, do đó khi tách dầm tính toán ta có thể coi các dầm là dầm đơn giản có đặt lực tác dụng và mô men tại hai gối tựa hai đầu dầm. Ngoài ra còn có các bộ phận khác liên kết với khung cabin như: con lăn dẫn hướng, thanh giằng sàn cabin, bộ hãm an toàn cabin, vách cabin, trần cabin…Tải trọng tác dụng lên sàn cabin và truyền lực xuống dầm đỡ sàn qua các tấm đệm bằng cao su, tuy nhiên để đơn giản trong tính toán ta có thể coi tải trọng tác dụng lên dầm là phân bố đều. Tham khảo kết cấu của thang máy có sẵn P11.CO.60/5F của hãng Nippon ta chọn tiết diện của dầm treo cabin (hình 2-22.b), dầm đỡ sàn cabin (hình 2-22.b), thanh đứng khung cabin (hình 2-22.a). Khung được làm từ vật liệu tôn dập vừa đảm bảo độ cứng vừa có khối lượng nhỏ. 06 X 01. Hãm an toàn 02. Dầm đỡ cabin 03. Sàn cabin 04. Thanh giằng 05. Thanh đứng 06. Dầm treo cabin 05 04 03 02 01 c) O Y Z b) a) Hình 2-22: Kết cấu khung cabin Mặt cắt tiết diện thanh đứng (05) Mặt cắt dầm treo (06) và dầm đỡ cabin (02) Kết cấu khung cabin Chọn hệ trục không gian 0XYZ như hình vẽ, tiến hành tính toán các đặc trưng hình học tiết diện như sau: Đối với thanh đứng khung cabin: Diện tích tiết diện: A = 2470 + 1824 = 1288 mm2; Mô men tĩnh: S = 247035 + 18242 = 21056 mm3; Tung độ trọng tâm: yc = mm; Mô men quán tính đối với trục x: Jx = = 3,3.105 mm4; Mô men quán tính đối với trục y: Jy = = 2.106 mm4; Mô men chống uốn đối với trục x: Wx = = mm3; Đối với dầm treo và dầm đỡ sàn cabin: Diện tích tiết diện: A = 2430 + 2524 + 21704 + 1924 = 2784 mm2; Mô men tĩnh: S = 212055 + 2208168 + 268085 + 7682 = 224224 mm3; Tung độ trọng tâm: zc = mm; Mô men quán tính đối với trục x: Jx = = 7,9.106 mm4; Mô men quán tính đối với trục z: Jz = = 2,6.106 mm4; Mô men chống uốn đối với trục x: Wx = = mm3; Khung cabin được tính toán dựa vào lực và mô men tác dụng lên các bộ phận của khung cabin trong các điều kiện làm việc khác nhau của thang máy. Thông thường khung cabin được tính trong 3 trường hợp: khi làm việc bình thường, khi bộ hãm bảo hiểm cabin làm việc và khi cabin tác động lên giảm chấn. Để đơn giản, ta phân tích một số đặc điểm sau: Ứng suất sinh ra trong dầm treo cabin do tổng tải trọng tác dụng lên dầm. Quy dầm treo cabin về dầm cơ bản gối tựa hai đầu thì ứng suất sinh ra và độ võng của dầm được tính theo công thức 10.1, 10.2 tài liệu [07]: ; (7.1) ; (7.2) Với N: Tải trọng tác dụng lên dầm; l: Chiều dài dầm; E: Mô đun đàn hồi của vật liệu làm khung cabin; Jx: Mô men quán tính đối với trục x của tiết diện dầm. Giá trị độ võng không được lớn hơn l/1000. Khi cabin đi tới vị trí thấp nhất sẽ tác động lên giảm chấn một lực được tính theo công thức 10.3 tài liệu [07]: F = (Q + Mcb)(g +amax); (7.3) Với amax được lấy tương đương với gia tốc trọng trường g; Phản lực F tác dụng lên dầm đỡ sàn cabin gây ra ứng suất trong dầm với giá trị được tính theo công thức 10.4 tài liệu [07]: ; (7.4) Với d: Khoảng cách giữa hai con lăn dẫn hướng cabin; Thanh đứng khung cabin chịu