Luận án Cần trục tháp thiết kế 100 T.M

ực bám: Cơ cấu di chuyển cần phải được kiểm tra về lực bám sao cho đảm bảo hệ số an toàn bám nhất định để tránh hiện tượng trượt trơn của bánh xe trên đường ray. Quá trình trượt trơn xảy ra khi mở máy cơ cấu di chuyển. Muốn kiểm tra về lực bám trước hết ta phải xác định áp lực nhỏ nhất tác dụng lên cụm bánh xe trong quá trình lám việc của cần trục. Ta tính tải trọng tác dụng lên các cụm bánh xe khi cần trục không mang tải và có tầm với nhỏ nhất. Sơ đồ hình học để tính trọng tâm cần trục trong trường hợp này như hình bên. Tương tự như cách tìm trọng tâm trong trường hợp 1 hoành độ trọng tâm c” được xác định như sau: Hình 21: Sơ đồ điểm đặt trọng tâm cần trục Lực tác dụng lên các cụm bánh xe A hoặc B : Lực tác dụng lên các cụm bánh xe C hoặc D : So sánh lực tác dụng lên mỗi cụm bánh xe trong ba trường hợp trên ta thấy áp lực nhỏ nhất xảy ra ở cụm B trong trường hợp 2: Pmin = 48206N. Như vậy ta phải kiểm tra hệ số an toàn bám cho trường hợp cần trục mang vật nâng tối đa làm việc ở tầm với lớn nhất và mặt phẳng treo cần chứa. Đối với cần trục dẫn động riêng hệ số an toàn bám được kiểm tra theo công thức (3-50-1): Trong đó : G’d= Pmin= 48206N : tổng áp lực tác dụng lên bánh dẫn trong trường hợp bất lợi nhất. f= 0,015 : hệ số ma sát ổ lăn. 0,6 : hệ số kể đến sự phân bố tải trọng không đều giữa các bánh dẫn. W0t= 11314N : tổng lực cản tĩnh của cần trục trong trường hợp đang xét. j = 0,12: hệ số bám của bánh xe vào ray. Ta thấy kb = 1,123 > 1,1 Vậy đạt yêu cầu. 6.4) Quá trình mở máy và phanh: Mômen danh nghĩa của động cơ: Mômen mở máy trung bình của động cơ : Mômen do lực cản tĩnh gây ra trên trục động cơ : Với hdc = 0,85 : là hiệu suất của bộ truyền cơ cấu di chuyển. Thời gian mở máy di chuyển (3-53-1) : tm = + Trong đó : ∑(GiDi2)I= (Gi.Di2)rôto + (Gi.Di2)khớp = 1,95 + 3,75 = 5,7 Nm2 Moment mở máy yêu cầu cần có : Ta thấy mômen mở máy trung bình của động cơ lớn hơn mômen mở yêu cầu. Vậy động cơ đã chọn là hợp lí. Phanh : Moment phanh phải xác định xuất phát từ yêu cầu khi cần trục di chuyển trên đường ray trong mọi trường hợp sẽ không xảy ra trượt trơn trong thời kỳ phanh. Gia tốc hãm khi không có vật nâng tương ứng với tỉ lệ số bánh dẫn với tổng số bánh xe là 4/8 và hệ số bám j = 0,12 tra theo bảng (3-10-1) ta chọn j0phanh = 0,45m/s2. Thời gian phanh khi không có vật nâng : Với phanh đặt ở trục thứ nhất mômen phanh được xác định theo công thức (3-58-1) : Với W0t : là lực cản tĩnh khi không có vật nâng. Vì cần trục làm việc ngoài trời mà không có bộ phận hãm gió nên moment phanh phải kiểm tra về hãm giữ khi có tải trọng gió ở trạng thái không làm việc. Trong trường hợp này moment phanh phải đảm bảo điều kiện : - W02 : Lực cản do độ dốc của đường ray khi không có vật nâng. - W03 : Lực cản gió khi không có vật nâng. W30 = kk . q . F = 1,2 . 1000 . (4,55 + 7,65 + 2,808 + 9,84) = 29818N - - k= 1,2 : hệ số an toàn phanh. Với mômen phanh này ta chọn loại phanh má điện từ xoay chiều loại TKT 200 có moment phanh M0ph = 157N đảm bảo các yêu cầu trên. Bộ truyền: ta chọn bộ truyền cho cơ cấu di chuyển dựa trên hai yêu cầu đảm bảo công suất truyền 3,3Kw và tỉ số truyền chung iđc = 46,86. Từ đó ta chọn bộ truyền gồm hai phần: bộ truyền kín hai cấp và bộ truyền hở một cấp. Bộ truyền hở là bộ truyền bánh răng trụ một cấp gồm một cặp bánh răng ăn khớp có m = 10mm; Z1 = 53; Z2 = 21. Tỉ số truyền: Bộ truyền kín là hộp giảm tốc trục vít, bánh răng hai cấp ký hiệu TKT có tỉ số truyền i2 = 18,57. Hình 22: Sơ đồ động cơ cấu di chuyển cần trục 1. Hộp giảm tốc 2. Động cơ 3. Ổ bi 4. Các bánh xe chủ động 5. Bánh răng m = 10 ; z = 53 6. Bánh răng m = 10 ; z = 21 7. Ổ bi 8. Bánh răng m = 10 ; z = 53 9. Phanh Hình 23: Sơ đồ cần trục tháp lúc làm việc CHƯƠNG 7: TÍNH TOÁN KẾT CẤU KIM LOẠI Đối với cần trục tháp việc tính toán kết cấu thép rất phức tạp ta phải tính cho nhiều bộ phận như: cần, tháp, bàn quay, khung di chuyển … Ở đây chỉ giới hạn tính kết cấu thép cho cần và tháp còn bàn quay, khung di chuyển ta chọn theo cần trục tháp KB 100 của Nga. 1) Tính kết cấu cần: Các thông số cơ bản của cần: Chiều dài tổng cộng 18,5m gồm 4 đoạn lắp lại. Đuôi cần dài 4,195m Hai đoạn trung gian 4,91m. Đầu cần 4,485m Vật liệu làm các thanh biên trên, biên dưới là thép góc đều cạnh L70x70x7. Vật liệu làm các thanh giằng ngang, giằng chéo là thép góc đều cạnh L50x50x5 có [sb] = 3923Kg/cm2. Hệ palăng nâng cần a= 8; cáp Ỉ 18 Hệ palăng nâng vật a= 2; cáp Ỉ 16,5 Khối lượng cần + giá phụ = 1385Kg Khối lượng vật nâng lớn nhất 5000Kg Khối lượng móc câu và puli đầu cần 340Kg 1.1 Kiểm tra ổn định của cần: Theo sơ đồ mắc cáp vào đầu cần và cách lắp cần vào thân tháp ta có sơ đồ tính toán cần theo hình 24. Chiều dài tương đương tính toán lấy bằng chiều dài cần = 18500mm Tính độ mảnh của cần: Với thép góc đều cạnh của các thanh biên có các thông số (theo “sức bền vật liệu” [2]) diện tích mặt cắt ngang F = 9,42cm2, moment quán tính Jx= Jy= 43cm4 khoảng cách từ trọng tâm đến mép ngoài của cánh Z = 1,99cm. Moment chống uốn tính theo công thức [6-5-3] Bán kính quán tính ix = iy = 2,41cm Toạ độ từ trọng tâm tiết diện cắt ngang của cần (đoạn cần trung gian có tiết diện không đổi). Hình 24: Sơ đồ hình học của cần Gọi lx là độ mảnh của thanh biên đối với trục X0, ly là độ mảnh của thanh biên với trục Y0 ; Với m = 1: Hệ số l= 1850cm Để tính ta tính [5-15-3]: Độ mảnh tương đương tính theo công thức trong bảng (8-6-1) Trong đó: + F1, F2 là diện tích các cặp thanh biên với trục chung 1_1 và 2_2. Ở đây 4 thanh biên giốnh nhau nên F1= F2 = 9,42cm2 + Fb1, Fb2 diện tích tiết diện các thanh giằng ngang nằm trong các mặt phẳng thẳng góc với các trục 1_1 và 2_2 (diện tích mặt trên, mặt dưới và 2 mặt bên). 27 : Hệ số qui định cho trường hợp tính toán cụ thể của cần kiểu dàn. Dựa vào kết cấu cụ thể của cần (bản vẽ kết cấu thép của cần) ta có được chiều dài của các thanh giằng ngang và các thanh giằng đứng. Xét các mặt cắt ngang vuông góc với trục 1_1 và 2_2 đi qua đường tâm của các thanh biên ta tính được diện tích các thanh giằng: Trong mặt phẳng vuông góc với trục 1_1: Fb1 = [(18,5x0,007x2) + (0,86x0,005x8)x2+ (1,4+1,34+1,25+1,2+1,1+1,07)x0,005 + (0,62+0,69+0,77+0,835+0,89+0,95)x0,005] = 1,33085m2 = 13088,5cm2 Trong mặt phẳng vuông góc với trục 2_2: Fb2 = [(18,5x0,007x2) + (0,86x0,005x8)x2 + (0,63+0,64+0,65+0,75+0,6)x0,005 + (0,57+0,62+0,67+0,82+0,81+0,81)x0,005]x2 = 1,2519m2 = 12519cm2 Độ mảnh giới hạn của kết cấu kim loại cần tra theo bảng [8-7-1] _ Trong mặt phẳng treo cần [lX-X] = 100. _ Trong mặt phẳng vuông góc [ly-y] = 180 Ta thấy: lxtđ < [lx-x], lytđ < [ly-y] Vậy cần thỏa mãn điều kiện ổn định trong cả hai mặt phẳng treo cần và mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần. 1.2 Kiểm tra độ bền của cần: Ta kiểm tra độ bền của cần trong 2 trường hợp làm việc nguy hiểm sau: Trường hợp 1: cần làm việc với tải trọng lớn nhất với tầm lớn nhất (bao gồm cả các tải trọng phụ tác dụng lên). Trường hợp 2: cần làm việc với tải trọng lớn nhất ở tầm với nhỏ nhất (bao gồm các tải trọng phụ tác dụng lên cần). 1.2.1 Kiểm tra độ bền của cần trong trường hợp 1: (góc nghiêng cần b = 200) Các thông số ban đầu: Chiều dài cần 18,5m Trọng lượng bản thân cần 14850N (Tính luôn khối lượng giá phụ và puli đầu cần). Góc nghiêng nhỏ nhất bmin= 200 a)_Tải trọng tạm thời tính theo công thức (8-50-1): PT = k2.Q + G3 = 1,2.50000 + 2400 = 62400N với Q, G3 : trọng lượng vật nâng và bộ phận mang; Q = 50000N; G3 = 2400N k2 = 1,2 : Hệ số điều chỉnh tính đến ảnh hưởng của lực quán tính khi chế độ làm việc trung bình. b)_Lực quán tính ngang do trọng lượng của vật nâng và bộ phận mang xuất hiện khi mở máy hay cơ cấu quay, lực này tập trung ở đầu cần (8-53-1). Png = 0,1.(Q + Gmóc) = 0,1.(50000 + 2400) = 5240N c)_Lực quán tính ngang do trọng lượng của cần xuất hiện khi mở máy hoặc phanh cơ cấu quay, lực này phân bố dọc theo chiều dài cần. G1ng = 0,1Gcần = 0,1.14850 = 1485N d)_Tải trọng gió ở trạng thái làm việc và không làm việc: tải trọng gió của cần phân bố đều trên toàn bộ chiều dài cần, tải trọng gió của vật: (tải trọng gió tính trong mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần) Pg/ng = 1,2.400 . 3,25 = 1560N Xem phần tính toán cơ cấu quay. Lực này tập trung tại trọng tâm vật. Pgc = Kk.q.Fc = 1,2 . 400 . 1,7 = 818N Pgv = Kk.q.Fv = 1,2 . 400 . 7 = 3360N Với: Kk = 1,2 : hệ số cản khí động học. q = 400N/m2 : áp lực gió; bảng 1-2-1. Fc = 4,98.sin200 = 1,7m2 (xem phần tính cơ cấu nâng cần). Fv = 7m2 (chọn sơ bộ theo trọng lượng vật) e)_Lực trong dây cáp treo vật: (đặt ở đầu cần) f)_Lực trong dây cáp treo cần : (xét trong mặt phẳng treo cần) Lấy tổng mômen đối với điểm A (hình 25) Xác định phản lực tại đuôi cần hay lực nén ở đầu cần: Trọng lượng cần phân bố đều theo chiều dài cần Þ tải trọng phân bố của trọng lượng cần: Với k1 = 1 hệ số chính khi vận tốc nâng < 60m/ph Phản lực ở đuôi cần bằng lực nén ở đầu cần Lực nén trong mỗi thanh biên dưới tác dụng của lực thẳng đứng. Với : a = 30 : góc giữa trục mặt trên (dưới) và trục cần. ab = 3,40 : góc giữa trục mặt bên với trục cần. Tính lực tác dụng của các tải trọng ngang: Các tải trọng ngang tác dụng trong mặt phẳng góc với mặt phẳng treo cần gồm có tải trọng gió, lực quán tính xuất hiện khi quay cần trục và thành phần ngang của tất cả các tải trọng xuất hiện khi cần trục nghiêng. Theo phương ngang cần bị ngàm ở đuôi cần. Moment gây ra do lực quán tính ngang của cần Moment gây ra do lực quán tính ngang của vật bộ phận mang và tải trọng của vật nâng theo phương ngang. M2max = 8600.17,384 = 149502Nm Moment gây ra do tải trọng gió của cần : M3max = 1560.0,5.17,384 = 13560Nm Tổng moment uốn ngang tác dụng lên cần Mv/ng = åMi = 12908 + 149502 + 13560 = 165970Nm Phản lực ngang dưới tác dụng của moment tựa do tổng tải trọng ngang sinh ra Mng là một cặp lực Với b0 = 1,4m là khoảng cách giữa 2 tấm bản lề. Lực nén lên thanh biên dưới: Tổng lực nén lên thanh biên dưới Sbå = Sb + Sb = 46774 + 59438 = 106212N Độ ổn định của thanh biên được kiểm tra theo công thức: Trong đó: F : diện tích của thanh biên j : hệ số giảm ứng suất cho phép [s] ứng suất cho phép lấy tương ứng với trường hợp phối hợp tải trọng. Vậy thanh biên dưới ở đoạn đuôi cần đủ bền. Phần giữa của cần là một khối chữ nhật chịu tác dụng của N và MUng và của mômen uốn M dưới tác dụng của trọng lượng bản thân và lệch tâm lực nén trong thanh biên xác định theo công thức: Trong đó b và h là khoảng cách giữa các đường tâm của các thanh biên trong mặt tương ứng: h = 740 – 1,9.2 = 736,2mm = 73,62cm b = 900 – 1,9.2 = 896,2mm M được xác định là giá trị mômen uốn của trọng lượng bản thân cần: Độ ổn định của thanh biên. Vậy thanh biên đã đủ bền. *Tính lực trong các thanh giằng: Ta chọn thép cho các thanh gằng là thép góc đều cạnh Lx50x50x5 co các thông số đặc trưng sau: Diện tích mặt cắt 4,8cm2 Moment quán tính Jx = Jy = 11,2cm4 Các thanh giằng của csc thanh chịu nén được tính theo lực ngang giả định, trị số của lực ngang giả định được các định theo công thức (8-71-1): S = 0,015Nmax Với Nmax là lực nén lớn nhất trong thanh đó. Ở đây, Nmax = Sb = 182714N S = 0,015 . 182714 = 2741N Lực trong các thanh giằng xiên. b1 = 50mm : bề rộng của thanh giằng. l1 = 1227,5mm : khoảng cách giữa 2 thanh giằng song song liên tiếp. a1 = 30,630 là góc ở giữa tạo bởi thanh giằng xiên và thanh đứng. Các thanh giằng xiên chịu nén được kiểm tra theo độ ổn định. Vậy thanh này đủ bền. - Lực tác dụng trong các thanh giằng đứng: V1 = P1/2 = 33646/2 = 16823N Các thanh giằng đứng chịu nén được kiểm tra độ ổn định: s = V1/ jF = 3894N/cm2 s < [s] = 39230N/cm2 Vậy thanh này đủ bền. Hình 25: Sơ đồ lực tác dụng lên cần và các biểu đồ mômen uốn khi góc nghiêng cần là 200 (βmin) 1.2.2 Trường hợp 2: khi cần trục làm việc với tải trọng lớn nhất, tầm với nhỏ nhất. (góc nghiêng cần b = 660) a)_Tải trọng tạm thời Pt = k2Q + Gmang = 1,2 . 50000 + 2400 = 62400N b)_Lực quán tính ngang do trọng lượng của cần trục xuất hiện khi mở máy và phanh cơ cấu quay: Gc/ng = 0,1Gc = 0,1 . 14850 = 1485N c)_Lực quán tính ngang do trọng lượng của vật nâng và bộ phận mang gây ra khi mở máy hoặc phanh cơ cấu quay: Png = 0,1(Q + Gm) = 0,1.(50000 + 2400) = 5240N d)_Tải trọng gió. Ở trạng thái làm việc và không làm việc tải trọng gió phân bố đều trên toàn chiều dài của cần. Tải trọng gió ta tính trong 2 mặt phẳng : mặt phẳng treo cần và mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần. - Trong mặt phẳng treo cần: tải trọng gió của cần Pg/c = Kk . q. F01 = 1,2 . 400 . 4,55 = 2184N Với F01 = 4,98.sin660 = 4,55m2 là diện tích chắn gió của cần trong mặt phẳng này Þ Pgv = 1,2 . 400 . 7 = 3360N Fv = 7m2 Tải trọng gió trong mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần : Pg/cng = Kk.q.F02 = 1,2.400.3,25 = 1560N Với F02 = 3,25m2 (xem phần tính toán cơ cấu quay) e)_Lực căng trong dây cáp treo vật (đặt ở đầu cần): f)_Lực trong dây cáp nâng cần. Lấy tổng moment đối với điểm A (hình 27) * Lực tác dụng của các tải trọng trong mặt phẳng treo cần: Muốn tính phản lực R ta phải tính các phản lực thành phần ngang RH và đứng RV. Phản lực RV ở đuôi cần bằng lực nén ở đầu cần. Lực nén trong mỗi thanh biên dưới tác dụng của tải trọng mặt phẳng treo cần. Với a = 30 : góc giữa trục cần và mặt trên (hay dưới) (xem hình 24). ab = 3,4 : góc giữa trục cần và mặt bên. Tính lực tác dụng của các tải trọng ngang : các tải trọng ngang tác dụng trong mặt phẳng thẳng góc với mặt phẳng treo cần gồm có tải trọng gió, lực quán tính ngang xuất hiện khi mở máy hoặc phanh cơ cấu quay và thành phần ngang của tất cả các tải trọng xuất hiện khi cần trục nghiêng. Theo phương ngang cần bị ngàm ở đuôi cần. Mômen uốn ngang gây ra bởi: Lực quán tính ngang do trọng lượng của kết cấu cần (M1). Lực quán tính do trọng lượng vật nâng và má câu và lực do tải trọng gió ngang của vật nâng M2. Lực gió của cần M2. Sơ đồ lực tác dụng lên cần (xem hình 27). M1max = Gc/ng.Lc/2.cos66 = 1485.9,25.cos66 = 5587Nm M2max = Png.Lc.cos66 = (5240+3360).18,5.cos66 = 64712Nm M3max = Pg/ng.Lc/2.cos66 = 1560.9,25.cos66 = 5869Nm Mu/ng = åMi = 5587+ 64712 + 5869 = 76159Nm Lực nén lên thanh biên dưới. Vậy tổng lực nên lên thanh biên dưới là: Sbå = Sb + Sb’ = 36481 + 27274 = 63755N Độ bền của thanh biên được kiểm tra theo công thức: Vậy thanh đủ bền. * Đoạn giữa cần là một khối hình chữ nhật chịu tác dụng của N và Mng và moment uốn M dưới tác dụng của trọng lượng bản thân và lệch tâm. Lực nén trong thanh biên được xác định theo công thức: Sb = N/4 + M/2h + Mng/2b (8-66-1) Khoảng cách giữa các đường tâm trong mặt phẳng tương ứng h = 736,2mm b = 896,2mm Hình 26: Tiết diện ngang của cần N = 145525N; Mng = 76159Nm. M được xác định là giá trị cực đại của moment uốn ngang do trọng lượng bản thân cần Độ bền của thanh biên được xác định theo công thức : s = Sb/jF = 11543N/cm2 s < [s] = 39230N/cm2 Vậy thanh đủ bền. Hình 27: Sơ đồ lực tác dụng lên cần và các biểu đồ mômen uốn khi góc nghiêng cần là 660 (βmax). * Tính lực trong các thanh giằng: Các thanh giằng hay tâm nối của các thanh chịu nén được tính theo công thức: S = 0,015.Nmax = 0,015.97858 = 1468N Lực trong các thanh giằng xiên: Lực trong các thanh đứng V = P/2 = 18020/2 = 9010N Kiểm tra các thanh giằng xiên chịu nén theo độ ổn định. s = D/jF = 2425N/cm2 s < [s] = 39230N/cm2 Vậy thanh giằng xiên đủ bền. Kiểm tra thanh đứng chịu nén theo độ ổn định s = V/jF = 2086N/cm2 s < [s] = 39230N/cm2 Vậy thanh đứng đủ bền Hình 28: Sơ đồ tính lực trong các thanh giằng đứng của cần. Hình 29: Sơ đồ tính lực trong các thanh giắng xiên của cần 2) Tính toán kết cấu tháp: Tháp gồm 3 đoạn lắp lại : đầu tháp, thân tháp, đuôi tháp. Có các kích thước như hình vẽ. Vật liệu làm các thanh biên là góc đều cạnh 100x100x10 có [s] = 39230n/cm2. Vật liệu làm các thanh giằng xiên và thanh giằng đứng là thép góc đều cạnh 70x70x10 có [s] = 39230N/cm2. Kiểm tra ổn định: Theo sơ đồ bố trí tháp trên cần trục và cách liên kết tháp vào bàn quay ta có sơ đồ xác định chiều dài tự do của tháp chịu nén như sau: (hình 30). Ơû đây ta xét trong mặt phẳng treo cần thì tháp bị ngàm tại B. Còn trong mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần thì tháp bị ngàm ở A. Sơ đồ với chiều dài tương đương tính toán lấy bằng hai lần chiều dài tháp (hình 30). L = 24,160 x 2 = 48,32m 2.1) Tính độ mảnh của tháp: Hình30: Sơ đồ kết cấu thân tháp Hình 31: Sơ đồ tính độ mảnh của tháp Với vật liệu là thép góc đều cạnh L100x100x10 có các thông số cơ bản như sau: Diện tích mặt cắt ngang F = 19,2cm2 Moment quán tính Jx = Jy = 179cm4 Bán tính quán tính ix = iy = 3,05cm Khoảng cách từ trọng tâm đến mép ngoài của cánh Z = 2,83cm Gọi lx và ly là độ mảnh của toàn thanh biên đối với trục x-x, y-y. Ta có: ; Với m = 1; ltđ = 48,32m Để tính i0x và i0y ta tính các trị số Jxt , Jyt moment quán tính đối với hệ trục Oxy. Độ mảnh tương đương tính theo công thức trong bảng (8-6-1) Trong đó F1 và F2 : diện tích thiết diện cặp thanh biên với trục chung 1-1 và 2-2. Trong trường hợp 4 thanh biên giống nhau thì F1 = F2 = 19,2cm2 Fb1, Fb2 : diện tích các thanh giằng ngang nằm trong các mặt phẳng thẳng góc với các trục 1-1 và 2-2 (trục 1-1 nằm trong mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần, trục 2-2 nằm trong mặt phẳng treo cần). Hệ số 27 qui định cho trường hợp tính toán cụ thể đối với tháp kiểu dàn. Dựa vào kết cấu cụ thể của tháp ta tính các diện tích Fb1 và Fb2. Fb1 = {[21,96x0,01x2] + [(0,9+1,1+1,27+1,48+1,6+1,45+2.1,4).0,007] + [1,5x10x0,07] + [(0,9+0,52+0,7+1,02+0,95+1,5+1,42+1,22+1,35.3).0,007]}.2 = 1,445m2 Fb2 = {[21,96x0,01x2] + [(1+1,67+1,6+1,5+1,4+1,4+1,48+1,6+1,45).0,007] + [1,5x10x0,07] + [(0,65+0,82+1+1,4+1,22+1,4+1,35.3).0,007]}.2 = 1,43m2 Độ mảnh giới hạn của kết cấu kim loại tháp. Trong mặt phẳng treo cần [lX-X] = 100. Trong mặt phẳng vuông góc [lY-Y] = 180. Ta thấy : lXtđ < [lX-X] lYtđ < [lY-Y] Vậy tháp đảm bảo điều kiện ổn định trong cả 2 mặt phẳng x-x và y-y. 2.2) Kiểm tra độ bền của tháp : Ta kiểm tra độ bền cho hai trường hợp. - Trường hợp 1 : khi cần làm việc với tải trọng lớn nhất ởù tầm với lớn nhất và có cả tải trọng phụ tác dụng lên cần và tháp. Khi tính toán ta xem như tháp không bị biến dạng trong mặt cắt ngang. - Trường hợp 2 : khi cần làm việc với tải trọng lớn nhất ở tầm với nhỏ nhất có cả các tải trọng phụ tác dụng lên cần và tháp. Trường hợp 1 : Xét trong mặt phẳng treo cần lực tác dụng lên tháp bao gồm : Phản lực N do cần gây ra ở đuôi cần, lực căng cáp, Sc, Sv trọng lượng bản thân tháp và cabin. Tải trọng gió tác dụng lên tháp và cabin. Các số liệu ban đầu : các kích thước và số đo các góc cho trên hình 32. Lực nén do cần gây ra : N = 194438N Sv = 32500N Sc = 146249N Trọng lượng tháp và cabin Gt = 39360 + 3800 = 43160N Hình 32: Sơ đồ tính lực tác dụng lên tháp Tải trọng gió tác dụng lên tháp và cabin trong mặt phẳng treo cần. Pg = kk.q.(Ft + Fcb) = 1,2.400.(7,442 + 2,808) = 4920N (xem cách tính ở phần cơ cấu di chuyển) Tải trọng gió tác dụng lên tháp phân bố đều lên toàn bộ chiều dài của tháp (hình 32). Trong mặt phẳng treo cần tháp vừa chịu nén và vừa chịu uốn. Ta tính phản lực tại gối A: (hình 32) Phản lực ở chân tháp bằng lực nén ở đầu tháp : R = N Lực nén trong mỗi thanh biên của tháp dưới tác dụng của lực thẳng đứng Ta tính moment uốn của tháp trong mặt liên kết giữa thân tháp và đuôi tháp (hình 32). Hình 33: Các biểu đồ mômen uốn của tháp Với Så là hợp lực tác dụng tại đầu tháp theo phương vuông góc với trục tháp trong mặt phẳng treo cần. M3max = Så.l = 83102.20,61 = 1712732 N.m M2max = N.lrd.cos20 = 194438.13,39.cos20 = 2446513N M1max = Pg.l/2 = 4920.20,61/2 = 50700N Tổng mômen uốn tác dụng lên mặt liên kết giữa thân tháp và đuôi tháp (hình 32). M = M1max – M2max + M3max = 1712732 – 2446513 + 50700 = -683081N.m Tính mômen chống uốn của tháp tại mặt cắt ngang đi qua thân tháp. Với thép góc đều cạnh 100x100x10 có các thông số đặc trưng sau : Diện tích mặt cắt ngang : F = 19,2cm2 Khoảng cách từ trọng tâm đến các cạnh Z = 2,83cm Moment quán tính Jk = Jy = 179cm4 Chọn Oxy là hệ trục trung tâm của mặt cắt ngang. Moment quán tính chính trung tâm Mômen chốnh uốn Ưùng suất uốn tại mặt cắt ngang đi qua thân tháp Đối với chế độ làm việc trung bình ứng suất cho phép [s] = 160N/mm2 = 160.106N/m2 Vậy sMAX < [s] điều này thoả mãn. Ta xét trường hợp thân tháp chịu lực quán tính xuất hiện khi mở máy và phanh cơ cấu di chuyển. Ta xem lực này phân bố lên toàn bộ chiều dài tháp. Mômen lực này gây ra tại mặt liên kết giữa thân tháp và đuôi tháp. Mqt = Fqt . l/2 = 3067 . 20,61/2 = 31605 Nm Ta xem moment lực này cùng chiều với moment lực tổng để kiểm tra độ bền. Tổng moment lực uốn gây ra tại mặt liên kết giữa thân tháp và đuôi tháp (hình 32) Må = Mt + Mqt = 683081 + 31605 = 714686 Nm Ưùng suất uốn tại B smax = Må/W = 714686/5169.10-6 = 138,3.106N/m2 Trong trường hợp phối hợp tải trọng với chế độ làm việc trung bình [s] = 180N/mm2 = 180.106N/m2 smax < [s] Vậy tháp đủ bền trong mặt phẳng treo cần. Tính độ bền tháp trong mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng treo cần Trường hợp 1 : khi cần làm việc với tải trọng lớn nhất ở tầm với lớn nhất và có cả các tải trọng phụ tác dụng lên cần và tháp. Trong mặt phẳng này lực tác dụng lên tháp gồm : Lực gió xô ngang, lực quán tính của tháp và cabin sinh ra khi mở máy hoặc phanh cơ cấu quay, mômen uốn ngang gây ra do tải trọng của cần, mômen này đặt tại đuôi cần. Trong mặt phẳng này tháp bị ngàm tại mặt phẳng liên kết giữa thân tháp và đuôi tháp (hình 32). Tải trọng gió tác dụng lên tháp theo phương ngang. Pg = Kk.q.F = 1,2 . 400 . 6,812 = 3270N Với F = 6,812 là diện tích chắn gió của tháp (xem phần tính toán cơ cấu quay). Lực này phân bố trên toàn bộ chiều cao tháp. Lực quán tính do trọng lượng tháp sinh ra khi mở máy hoặc phanh cơ cấu quay. Pqt = Gt/g.wq/tq Với Gt = (3800 + 39360) = 43160N : là trọng lượng của tháp và cabin wq = 0,7.2p/60 = 0,07rad/s : là vận tốc góc khi quay. Tq = 1,3(s) thời gian mở máy cơ cấu quay. Pqt = 43160/9,8 . 0,07/1,3 = 248N Lực này phân bố đều trên toàn bộ chiều cao tháp. Hình 34: Sơ đồ lực tác dụng lên tháp và biể