đồ án môn học kết cấu thép

Kết Cấu Thép
I. Mở đầu
1.1 Giới thiệu chung
Nhìn chung thiết bị xếp dỡ hiện nay khá đa dạng ,nó đóng vai trò to lớn trong
sự phát triển của đất nước nó đa dạng về chủng loại phục vụ công tác xếp dỡ
hàng hóa ở cảng trong các công trình xây dựng trong đóng mới và sửa chữa tàu
Máy trục nói chung bao gồm các bộ phận chủ yếu như hệ thống động
lực ,hệ thống truyền động và thiêt bị công tác các cơ cấu điều khiển và kết cấu
thép trong đó kết cấu thép máy trục có vai tro to lớn hàng đầu quyết định đến
tính năng độ tin cậy làm việc và giá thành của máy
Nó là hệ thống giá đỡ đỡ toàn bộ cơ cấu thiết bị của máy đồng thời là
chi tiết cơ sở gắn các chi tiết bị của máy tạo thành một hệ thống máy hoàn chỉnh
thực hiện các chức năng xếp dỡ hàng hóa
Hình dạng kết cấu của kết cấu thép quyết định hình dạng kết cấu kích
thước tính công nghệ cũng như mỹ thuật của cần trục
Đảm bảo độ tin cậy làm việc của máy
Kết cấu thép có vai tro quyết định đến đến giá thành của cần trục so vói
các bộ phận khác của kết cấu thép chiếm khối lượng lớn
1.2 Giới thiệu về cổng trục thiết kế
Cổng trục là một loại cần trục kiểu cần có dầm cầu đặt trên các chân cổng với
các bánh xe di chuyển trên ray đặt ở trên mặt đât
Cổng trục có công dụng chung có sức nâng từ 3,2 đến 10T ,khẩu độ dầm
cầu 10 đến 40m ,chiều cao nâng 7 đến 10m
Cổng trục dùng để lắp rắp trong xây dựng có sức nâng từ 50 đên
100T,khẩu độ dầm đến 80m và chiều cao nâng lên tới 30m ,cổng trục dùng để
lắp ráp có tốc nâng di chuyển xe con di chuyển cổng trục nhỏ hơn so vơi cổng
trục có công dụng để lắp rắp có tốc độ nâng hạ 0,05 đến 0,1m/ph và tốc độ di
chuyển xe con và cổng 0,15m/ph cổng trục có công dụng chung dùng để xếp dỡ
hàng thể khối vật thể rời trong các kho bãi bến cảng hoặc nhà ga đường sắt cổng
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
1

trc dựng lp rp thit b mỏy múc v nhiu lnh vc khỏc c bit trong cỏc
cụng trỡnh nng lng v lp rp trong cỏc cụng trỡnh giao thụng thit b mang
hng thng s dng l múc treo hoc gu ngom hoc nam chõm in cng
trc chuyờn dựng thng c s dng trong cỏc cụng trỡnh thy in luyn kim
khai khoỏng
Thờng cổng trục dạng kết cấu hộp không có công son,một dầm .Ray di chuyển
thờng đăt ỏ phía trên và phía dới .Chân cổng trục thờng có một chân cứng và một
chân mềm .Chân mên có liên kết khới vói dầm cầu để đảm bảo cho kết cấu là
một hệ siêu tĩnh định ,nó có thể lắc quanh trục thẳng đứng để bù trừ các sai lệch
của kết cấu và đờng ray do chế tạo và lắp ráp và do ảnh hởng của biến dạng do
nhiệt độ .nh vậy chân mềm của cổng trục có tác dụng giảm masat ,giảm lực xô
ngang tranh khả ngăng kẹt bánh xe di chuyển .
*Đặc biệt do đặc trng của nghành Đóng Tàu mà một số Nhà Máy còn bố trí
thêm một cần trục quay cột cố định trên cầu có tác dụng nâng chuyển những
thiết bị dùng cho đó mới hoặc sủa chữa một con tàu nh vậy không phải sử dụng
thêm một số cần trục khác nh cần trục chân đế chiếm nhiều diện tích mà khó
thao tác trong qua trình lắp ráp hoặc xếp dỡ .Dạng cần trục đặt cố định trên càu
thờng tì thay đổi tàm voi bằng cơ cấu di chuyển xe con trên xe con có đặt cơ cấu
nâng hạ hàng
II. Ni dung
2.1 Phng phỏp tớnh toỏn kt cu thộp
Hin nay kt cu thộp c tớnh bng hai phng phỏp l trng thỏi gii
hn v tớnh theo ng sut cho phộp. Ngoi ra cũn cú phng phỏp tớnh theo xỏc
xut h hng ca kt cu.
- Phng phỏp tớnh theo trng thỏi gii hn : l phng phỏp tớnh toỏn
m bo cho kt cu khụng vt quỏ trng thỏi gii hn khin cho kt
cu khụng s dng c na.
- Phng phỏp tớnh theo ng sut cho phộp: da trờn c s xỏc nh h s
d tr bn ca kt cu.
ng ỡnh Phong- MXD51H

2
- Phương pháp tính theo xác suất hư hỏng: dựa trên cơ sở xác suất hư
hỏng của kết cấu. phương pháp này cho phép tính tuổi thọ, độ tin cậy và
khả năng làm việc của kết cấu, tuy nhiên phương pháp này chưa được sử
dụng rộng rãi.
2.1.1 Tính theo phương pháp trạng thái giới hạn.
- Trạng thái tới hạn là trạng thái mà kết cấu không thỏa mãn các điều kiện
khai thác theo qiy định nhưng không đủ khả năng chịu lực hoặc biến
dạng quá mức. Tính theo phương pháp này nhằm đảm bảo cho kết cấu
không tiến tới trạng thái tới hạn trong suốt thời gian làm việc. Kết quả
tính của phương pháp khá chính xác , tiết kiệm vật liệu, nâng cao chất
lượng thiết kế, hạ giá thành chế tạo.
Cần xét tới hai trạng thái giới hạn.
- Trạng thái mất khả năng chịu lực của kết cấu.
- Kết cấu không thỏa mãn điều kiện làm việc bình thường, rung, biến
dạng quá mức.
Trạng thái giới hạn I là trạng thái giới hạn về khả năng chịu lực giới hạn
về độ bền độ ổn định và độ mỏi
Trạng thái giới hạn II là trạng thái giới hạn về biến dạng chuyển vị kết cấu
không được biến dạng và chuyển vị quá mức cho phép
Như vậy phương pháp trạng thái giới hạn là phương pháp tính toán kết
cấu thép khi nó không còn khả năng chịu lực nữa nghĩa là máy trục đã khai thác
thực tế khi đó ta muốn tính kết cấu thép của nó ta phải thống kê toàn bộ các
thông số như
Nhiệt độ môi trường thực tế hệ số quá tải về trọng lượng hàng khi nâng
hệ số quá tải do khởi động hoặc hãm đột ngột cơ cấu máy trục
2.1.2 Phương pháp ứng suất cho phép
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
3
Dựa trên cơ sở xác định hệ số dự trữ độ bền của kết cấu. Phương pháp

này chỉ được sử dụng khi chưa có số liệu thống kê đầy đủ các tải trọng tác dụng
lên kết cấu. Phương pháp này đã phát triển khá hoàn chỉnh, tuy nhiên phương
pháp này khi tính toán không xét đến sự chảy dẻo có thể có của kết cấu và coi
kết cấu mất khả năng chịu lực khi chỉ có 1 điểm của kết cấu ở trạng thái nguy
hiểm, trong khi các kết cấu vẫn còn khả năng chịu lực thêm, vì vậy độ chính xác
không cao gây lãng phí vật liệu.
2.1.2 Phương pháp ứng suất cho phép
Điều kiện bền phương pháp tính toán kết cấu thép dựa trên cơ sở qui
định dự trữ độ bền của vật liệu thông qua hệ số an toàn.
* Điều kiện giới hạn độ bền
Khi tính toán theo phương pháp ứng suất cho phép

σ

≤
[
σ
] =
n
0
σ
[
σ
]: ứng suất cho phép n của vật liệu chế tạo kết cấu
σ
0
: ứng suất giới hạn
n : hệ số dự trữ độ bền
* Điều kiện giới hạn về ổn định

σ

≤
[
σ
ođ
] =[
σ
].
ϕ
ϕ

≤
1 hệ số giảm ứng suất
* Điều kiện giới hạn độ bền mỏi

σ

≤
[
σ
rk
] =
δ
.[
σ
]
* Điều kiện về độ cứng
f
≤

[f]
f độ cứng tĩnh của kết cấu
[f] độ cứng cho phép của kết cấu
Vậy từ hai phương pháp tính trên ta chọn phương pháp ứng suất cho phép để
tính kết cấu thép cổng trục lí do là ta không thống kê các hệ số quá tải của cổng
trục đang thiết kế để có thể tính theo trạng thái giới hạn
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
4
2.2 Xác định kích thước và dạng liên kết của kết cấu thép
2.2.1 Khoảng cách giữa hai bánh xe trên cùng một ray B
Cơ sở B được chọn xuất phát từ điều kiện để trách hiện tượng kẹt bánh xe di
chuyển trên ray đảm bảo ổn định cho cổng trục 1 dầm làm việc ở trạng thái gió
bão
B
≥

4
L
=
4
5,14
= 3,625 m
2.2.2 Khẩu độ L = 14.5m =14500 mm
2.2.3 Chiều cao nâng hạ hàng H = 10m = 10000mm
2.2.4 Mặt cắt ngang dầm chính
Xác định hệ trục quán tính chính trung tâm X
C
CZ
C
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH

5
595,5
130
600
289,5
150
z1
x1
u1
z3
u3
x3
z2
x2
z4
x4
Mặt cắt ngang dầm trên có cấu tạo như hình vẽ
Thanh thép chữ I có các đặc trưng hình học sau
+ Diện tính mặt cắt F
I
=43,2.10
2
mm
2
+ Mômen chống uốn của tiết diện
W
x4
I
= 37,1.10
4

mm
3
W
z4
I
=4,15.10
4
mm
3
+Mômen quán tính của tiết diện
J
x4
I
=50,1.10
6
mm
4
J
z4
I
=2,6.10
6
mm
4
Xác định đặc trưng hình học mặt cắt của dầm trên
Vì mặt cắt có 1 trục đối xứng do vậy X
C
=0(C là trọng tâm mặt cắt dầm trên )
Zc =
F

xSo
xi
∑
44
∑
SO
4
i
x
4
: Tổng mômen tĩnh các mặt cắt 1
D
4 đối với trục O
4
X
4
+ Chọn hệ trục tọa độ ban đầu là X
4
O
4
X
4
(trọng tâm mặt cắt I)
+Xác định mômen tĩnh của mặt cắt số 1 đối với trục O
4
X
4
S
O4
X1

x
4
= F
1
.O
1
O
4
= 595,5.8.289,5 =1379178(mm
3
)
+Xác định mômen tĩnh của mặt cắt số 2 đối với trục O
4
X
4
S
O4
X2
x
4
=F
2
.O
2
O
4
=6008.546=2620800(mm
3
)
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH

6
+Xác định moomen tĩnh của mặt cắt số 3 đối với trục O
4
X
4
S
O4
X3
x
4
= F
3
.O
3
O
4
=595,5.8.289,5=1379178(mm
3
)
+Xác định moomen tĩnh của mặt cắt số 4 đối với trục O
4
X
4
S
O4
X4
x
4
= F
4

.O
4
X
4
= 0

⇒

∑
SO
4
i
x
4
= S
O4
X1
x
4
+ S
O4
X2
x
4
+ S
O4
X3
x
4
+ S

O4
X4
x
4
= 1379178 + 2620800 + 1379178 + 0
=5379156 (mm
3
)
F: Diện tính mặt cắt ngang của dầm chính
F = F
1
+ F
2
+ F
3
+ F
4
F1: Diện tích m/c số 1 : F
1
= 595,5.8 = 4764 (mm
3
)
F2:………………….2: F
2
= 600.8 = 4800 (mm
3
)
F3:………………….3: F
3
= 595,5.8= 4764 (mm

3
)
F4:………………….4: F
4
=F
I
=4320(mm
3
)
⇒
F = 4764 + 4800+ 4764+4320 = 18648 (mm
3
)
Vậy Zc =
18648
5379156
= 288,24 (mm)
Xác định mômen quán tính chính trung tâm
J
XC
= J
XC
1
+ J
XC
2
+ J
XC
3
+ J

XC
4
J
ZC
= J
ZC
1
+ J
ZC
2
+ J
ZC
3
+ J
ZC
4
J
XC
,J
ZC
: mômen quán tính của mặt cắt dầm chính đối với trục CX
C
và CZ
C
J
XC
1
, J
ZC
1

:mômen quán tính của mặt cắt số 1 đối với trục CX
C
và CZ
C
J
XC
2
, J
ZC
2
:mômen quán tính của mặt cắt số 2 đối với trục CX
C
và CZ
C
J
XC
3
, J
ZC
3
:mômen quán tính của mặt cắt số 3 đối với trục CX
C
và CZ
C
J
XC
4
, J
ZC
4

:mômen quán tính của mặt cắt số 4 đối với trục CX
C
và CZ
C
Xét mặt cắt số 1 trong hệ trục tọa độ u
1
o
1
v
1
Jo
1
u
1
=
12
5,595.8
3
=140784239,3(mm
4
)
Jo
1
v
1
=
12
8.5,595
3
= 25408(mm

4
)
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
7
Ju
1
v
1
= 0 (mômen quán tính ly tâm của mặt cắt 1 đối với trục u
1
o
1
v
1
)
Xoay hệ trục tọa độ u1o1v1 đi 1 góc 330
0

theo chiều ngược kim đồng hồ ta được
hệ trục tọa độ mới x
1
0
1
z
1
Jo
1
x
1
=

2
1111 vJouJo +
+
2
1111 vJouJo −
cos2.330
0
– Ju
1
v
1
sin2.330
0
=
2
254083,140784239 +
+
2
254083,140784239 −
cos2.330
0
-0.sin2.330
0
=105594531,5(mm
4
)
Jo
1
z
1

=
2
1111 vJouJo +
-
2
1111 vJouJo −
.cos2.330
0
+ Ju
1
v
1
sin2.330
0
=
2
254083,140784239 +
-
2
254083,140784239 −
.cos2.330
0
+ 0.sin2.330
0
=35215115,83(mm
4
)
Dời hệ trục x
1
o

1
y
1
về hệ trục x
c
cz
c
Jxc
1
= Jo
1
x
1
+zo
1
2
.F
1
= 105594531,5 + 1,2
2
.4764
=105601391,7 (mm
4
)
Jzc
1
= Jo
1
z
1

+ xo
1
2
.F
1
= 35215115,83+ 151,66
2
.4764
= 144790715,5 (mm
4
)
Xét mặt cắt số 2 trong hệ trục tọa độ x
2
0
2
z
2
Jo
2
x
2
=
12
8.600
3
= 25600(mm
4
)
Jo
2

z
2
=
12
600.8
3
= 144000000(mm
4
)
Jx
2
z
2
= 0 (Mômen quán tính ly tâm của mặt cắt 2 đối với hệ trục x
2
o
2
z
2
)
Dời hệ trục x
2
o
2
z
2
về hệ trục x
c
cz
c

ta được
Jx
c
2
= Jo
2
x
2
+ zo
2
2
F
2
= 25600 +257.76
2
.4800 = 2551329950 (mm
4
)
Jz
c
2
= Jo
2
x
2
+ xo
2
2
F
2

= 144000000 + 0
2
.291,2 = 144000000 (mm
4
)
Xét mặt cắt số 3: trong hệ tọa độ : u
3
o
3
x
3
Jo
3
u
3
=
12
5,595.8
3
= 140784329,3( mm
4
)
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
8
Jo
3
v
3
=
12

5,595.8
3
= 25408(mm
4
)
Ju
3
o
3
=0 Mômen quán tính ly tâm của mặt cắt 3 với hệ trục u
3
o
3
v
3
đi một góc 30
0

theo chiều kim đồng hồ ta được hệ trục tọa độ mới x
3
o
3
z
3
Jo
3
x
3
=
2

3333 vJouJo +
+
2
3333 vJouJo −
cos2.30
0
-Jo3v3.sin2.30
0
Jo
3
x
3
=
2
254083,140784329 +
+
2
254083,140784329 −
cos 2.30
0
-0.sin2.30
0
=105594531,5(mm
4
)
Jo
3
z
3
=

2
3333 vJouJo +
-
2
3333 vJouJo −
cos2.30
0
+Jo3v3sin2.30
0
Jo
3
x
3
=
2
254083,140784329 +
-
2
254083,140784329 −
cos 2.30
0
+ 0.sin2.30
0
= 35215115(mm
4
)
Dời hệ trục tọa độ x
3
o
3

z
3
về hệ trục tọa độ x
c
cz
c
ta được
Jx
c
3
= Jo
3
x
3
+zo
3
2
.F
3
=10560191,7(mm
4
)
Jz
c
3
= Jo
3
z
3
+ xo

3
2
.F
3
= 144790715,5(mm
4
)
Xét mặt cắt số 4(m/c I) trong hệ trục x
4
o
4
z
4
Jo
4
x
4
= Jx
4
I
= 50,1.106(mm
4
)
Jo
4
z
4
= jz
4
I

= 2,6.10
6
(mm
4
)
Dời hệ trục x
4
o
4
z
4
về hệ trục x
c
cz
c
ta được
Jx
c
4
= Jo
4
x
4
+ zo
4
2
.F
4
= 501.10
5

+ 288,24
2
.4320
=409015525,6(mm
4
)
Jz
c
4
= 26.10
5
(mm
4
) = 26.105+ 0.2352
Vậy
Jx
c
= 10560191,7 + 2551329956 + 10560191,7 + 409015525,6
= 3171558205(mm
4
)
jz
c
= 144790715,5 + 144000000 + 144790715,5 + 26.10
5
=436181431(mm
4
)
+ Mặt cắt ngang dầm chân đỡ
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH

9
150
150
10
3420
1000
Hệ tọa độ quán tính chính trung tâm là xoy
Mômen quán tính của mặt cắt
Jx
c
=
12
150.150
3
-
12
130.130
3
= 18386666,67(mm
4
)
Jy
c
=
12
150.150
3
-
12
130.130

3
= 18386666,67(mm
4
)
Khoảng cách giữa các vách ngăn để tăng khả năng chống uốn và xoắn cục bộ
dầm trên ta bố trí them các vách ngăn trên suốt chiều dài của dầm
Ta chọn khoảng cách giữa các vách ngăn của dầm là
a = 2050(mm)
Ta chon khoảng cách giữa các vách ngăn của chân là :
a = 1000(mm)
2.3 Chọn vật liệu chế tạo cổng trục
Trong chế tạo kết cấu thép máy trục thường được sử dụng các loại vật liệu sau:
Thép cácbon gồm các loại sau :
- Thép cácbon thấp : %C <0,25%
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
10
- Thép cácbon trung bình :%C=0,25
÷
0,6%
- Thép cácbon cao:%0,6
÷
1,7%
Ngoài ra trong thép còn có các nguyên tố sau Cu,Ni,Mn,S,P
Thép hợp kim là thép trong đó các thành phần hợp kim như Al,Mn,Cu,Cr
Ưu điểm : khối lượng nhỏ tính chống gỉ tốt
Nhược điểm : giá thành cao
Kêt luận : ta chọn vật liệu thép cácbon trung bình cụ thể là thép CT3 có các
thông số sau
Môđun đàn hồi :E = 2,1.10
6

KG/cm
3
= 20,6.10
4
N/mm
2
Môđun đàn hồi trượt G = 0,81.10
6

Giới hạn chảy :
σ

ch
=2400
÷
2800 KG/cm
2
= 235,44
÷
279,68 N/mm
2
Độ dãn dài khi đứt
ε
= 21%
Khối lượng riêng
γ
= 7,83 T/m
3
= 7,68.10
-5

N/mm
3
Giới hạn bền
σ

b
= 3800
÷
4200KG/cm
2
= 3727,8
÷
412,02N/mm
2
Độ dãn dài va đập a
v
=70T/cm
2
= 6867N/mm
2
Kết cấu thép dầm trên va chân đỡ của cổng trục đều là dạng hộp do vậy ta chọn
các thép tấm đỡ để chế tạo cổng trục
Chiều dày:
δ
= 4
÷
100mm
Chiều rộng: B = 3600mm
Chiều dài : L= 5000
÷

18000mm
2.4 Xác định tải trọng và tổ hợp tải trọng
2.4.1 Bảng tổ hợp tải trọng tính toán kết cấu thép cổng
Ia Ib IIa IIb IIc
Trọng lượng thân cổng G
có tính đến hệ số va đập
kv,kv’
G Kv’G
G kvG
G
Trọng lượng xe con có tính
đến kv,kv’ Gxe Kv’Gxe Gxe kvGxe

Gxe
Trọng lượng của hàng kể
cả thiết bị mang hàng


ψ
I
Qtd Kv’Qtd
ψ
II
Q kvQ Q
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
11
Lực quán tính Pqt khi hãm
cổng trục hoặc Pqt khi
hãm xe con

- Pqt
-
Pqt
max
-
Lực sườn khi có sự di
chuyển lệch R -
R -
R

-
Lực xôngang H
H - H1 - -
Tải trọng gió
- -
Pg
II
Pg
II
Pg
II
Tổ hợp tải trọng
Tính theo mỏi [
σ
r
α
] =
I
r
rk

σ
, Tính theo độ bền và ổn định [
σ
] =
II
r
c
σ
Ia,IIa : Tổ hợp cổng đứng yên ,cơ cấu nâng ở vị trí giữa dầm và tiến hành nâng
hàng ứng với Ia khi nâng nửa tốc độ IIa khi nâng cả tốc độ
Ib,IIb: Là cổng trục di chuyển cơ cấu đứng yên ở vị trí giữa dầm
Ib : Khi khởi động (hãm) c
α
dc’ nửa tốc độ
IIb: Khi khởi động (hãm) c
α
dc’ cả tốc độ dùng để tính toán dầm trên
IIb là tổ hợp cổng trục đứng yên cơ cấu di chuyển xe con di chuyển đến vị trí
cuối hành trình và tiến hành phanh đột ngột
2.4.2 Xác định trị số phương chiều ,điểm đặt quy luật các lực tác dụng
trong bảng tổ hợp
2.4.2.1 Trọng lượng cổng trục G
Gd : trọng lượng của dầm trên G
d
= 2,4T = 23544 N
+ Trị số q
d
tren
=
20500

23544
= 1,22N/mm
+ Phương : Thẳng đứng trùng với phương hàng
+ Chiều: Hướng từ trên xuống dưới
+ Điểm đặt : Phân bố suốt đều trên chiều dài dầm trên
Gc = 2,25T = 22072,5(N)
Chọn Gc = Gc
Jmax
+ GcJ
min
= 22072,50 (N)
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
12
Gc
Jmax
=
3
2
Gc =
3
2
.22072,5 = 14715(N)
Gc
Jmin
=
3
1
Gc =
3
1

.22072,5 = 7357,5 (N)
Trị số qc
Jmax
=
2,13409
14715
= 0,4N/mm
qc
Jmin
=
2,13409
5,7357
= 0,2N/mm
+ Phương thẳng đứng
+ Chiều từ trên xuống
+ Điểm đặt : phân bố đều trên suốt chiều dài chân 36000mm trọng lương
dầm đỡ chân cổng
Gd
đỡchân
= 1,6 T =15696(N)
Trị số : qd
đỡchân
=
10400
15696
= 1,51N/mm
2.4.2.2. Trong lượng cơ cấu di chuyển cổng
Gdc = 300KG = 2943(N)
Trị số Gdc = 2943(N) cả cơ cấu di chuyển cổng trục
Quy luật tác dụng : ở mọi thời điểm

Kv : Hệ số va đập khi tính cổng trục theo độ bền và ổn định
Chon : kv = 1,02 (vdc<1m/s)
Kv’ :Hệ số va đập khi tính theo mỏi
Kv’= 1 + 0,5(kv- 1)= 1+ 0,5(1,02-1) = 1.01
⇒
ta có : Trị số của trọng lương bản thân của bảng trong bảng tổ hợp
+ Tổ hợp Ia : qd
tren
= 1,22N/mm
qc
Jmax
= 0,41 N/mm
qc
Jmin
= 0,2 N/mm
qc.
đ.chân
= 1,51N/mm
Gđ = 2943(N)
+ Tổ hợp IIb
Kv’ .Gc
(qd
tren
=1,28N/mm
2
,qc
Jmax
= 0,44N/mm
2
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH

13
qc
Jmin
= 0,202N/mm
qd
đ.chân
= 1,53N/mm
Gdc= 2972,43N)
+ Tổ hợp IIa
Gc(qd
tren
= 1,22N/mm,qc
Jmax
= 0,41N/mm,qc
Jmin
= 0.2N/mm
qc
đ.chân
= 1.51N/mm
Gdc=2943 N
+ Tổ hợp IIb
Gc.kv (qd
tren
= 1,22N/mm,qc
Jmax
= 0,418N/mm,qc
Jmin
= 0,204N/mm
Qcđ.chân = 1,54N/mm
Gdc = 3001,86N

+Tổ hợp IIc
Gc(qd
tren
= 1,15N/mm,qc
Jmax
= 0,41N/mm,qc
Jmin
= 0.2N/mm
qc
đ.chân
= 1.51N/mm
Gdc=2943 N
2.4.2.3. Trọng lượng xe con
+ Trị số : Gxe = 500Kg = 4905N
+ Phương: thẳng đứng trùng phương hàng
+ Chiều: từ trên xuống
+ Điểm đặt :tại trong tâm di chuyển xe con
+ Quy luật tác dụng :tại mọi thời điểm
Tổ hợp Ia : Gxc = 4905N
Tổ hợp IIa: Gxc = 4905N
Tổ hợp Ib: kv’.Gxc= 1,01.4905=4954,05N
IIb: kvGxc= 1,02.4905= 5003,1(N)
IIc : Gxc= 4905(N)
2.4.2.4 Trọng lượng của hàng Q=2000KG = 19620(N)
Trị số : Q= 19620(N)
+ Phương thẳng đứng
+ Chiều: hướng từ trên xuống
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
14
+ Điểm đặt : tại trọng tâm của hàng

+ Quy luật tác dụng :khi nâng hạ hàng di chuyển xe con có mang hàng
Xác định hệ số
ψ
I
,
ψ
II
,Qtd
ψ
I
: Hệ số động khi nâng hàng tính theo mỏi
ψ
I
= 1
±
0,025 Vn
V
n
= 20m/ph =1,3 m/s (CT 4.14a)
Vận tốc nâng :
ψ
I
= 1+ 0,025.1/3 = 1,008
+
ψ
II
: Hệ số động khi nâng hàng tính theo bền và ổn định
ψ
II
= 1+ 0,04Vn = 1+ 0,04.1/3= 1,013

Q
td
: Tải trọng tương đương của hàng
Q
td
=
ϕ
.Q
ϕ

≤
1: Hệ số thay đổi tải trọng

ϕ
=0,6
÷
0,7
⇒
chon
ϕ
= 0,7
Vậy Q
td
= 0,7.19620= 13734(N)
Kết luân :
Tổ hợp Ia :
ψ
I
.Q
td

= 1,008.13734=13843,87(N)
Ib: kv’.Q
td
= 1.01.13734= 13871,34(N)
IIa :
ψ
II
.Q =1,013.19620=1985,06(N)
IIb: kv.Q = 1,02.19620=20012,4(N)
IIc: Q = 19620(N)
2.4.2.5 Lực quán tính khi hãm cổng trục pqt
xe
khi hãm xe con
Pqt = pqt
đ.chân
+ pqt
Jmax
+ pqt
Jmin
+ pqt
dầm
+pqt
ccdc
Pqt
đ.chân
= Gđ.ah
ah = 0,5 m/s
2
gia tốc khi hãm cổng
pqt

đ.chân
= 2400.0,5 = 1200N
+Phương : dọc đường ray di chuyển cổng
+Chiều: ngược chiều chuyển đôngk khi phanh
+ Điểm đặt : trọng tâm trên của cầu
Lực quán tính của chân Gc
Jmax
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
15
pqt
Jmax
= Gc
Jmax
.ah= 0,5.
81,9
14715
= 750(N)
Phương: dọc đương ray di chuyển cổng
Chiều:ngược chiều chuyển đông khi phanh
Điểm đặt:tại trọng tâm của chân có Gc
Jmax

Lực quán tính dầm đỡ chân
pqt
đ.chân
= Gđ
đ.chân
.ah = 0,5.
81,9
15696

= 800N
Phương: dọc theo đương ray
Chiều: ngược chiều chuyển động khi phanh
Điểm đặt : Trọng tâm của dầm đỡ chân
* Lực quán tính cơ cấu di chuyển
pqt = G
dc
.ah =
81,9
2943
.0,5 = 150 (N)
+ Phương :Dọc theo đương ray
+ Chiều : Ngược chiều chuyển động khi phanh
+ Điểm đặt : Trọng tâm của cơ cấu di chuyển
* Lực quán tính của chân : Gc
Jmin
Pqt
Jmin
= Gc
Jmin
.ah = 0,5.
81,9
5,7357
= 375(N)
+ pqt
max
: Lực quán tính max khi di chuyển cơ cấu
Pqt
max
= 2pqt = 2.3275 = 6550 (N)

Để đảm bảo độ bám của bánh xe với đương ray thì
Pqt
max
= 6550(N)
≤

µ
.G
tr
= 0,2.42379,20 = 8475,84 (N)

µ
= 0,1
÷
0,2 hệ số bám của bánh xe với đường ray
G
tr
= 42379,20(N)
+ Lực quán tính khi hãm xe con pqtxe
Pqt
xe
= ( Gxe +Q ) .ah
xe
= ( 500+ 1000) .0,15 = 375 (N)
ah
xe
= 0,15 m/s
2
: gia tốc khi hãm xe con
2.4.2.6 Lực sườn khi có sự di chuyển lệch R

Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
16
Giả sử có WA > WB khi đó có sự di chuyển lệch
T =
2
WBWA −
WA,WB : Lực xuất hiện trên bánh xe khi xảy ra di chuyển lệch xác định gay ra
di chuyển lệch
Γ
Giả sử có 1 cơ cấu di chuyển không làm việc
Khi đó
WA= 0
WB = 2 T
3
/300 = 2.238000/300 = 1586,67
Với T
3
= 238.103 N/mm momen xoắn trên trục bánh xe
T = 1586,67/ 2 = 793,34 N

⇒
R =
B
TL
L(mm) : khẩu độ
B = 4625(mm) khoảng cách giữa hai bánh xe trên cung 1 ray
⇒
R =
4625
20500.34,793

=3516,43N
B
WB
WA
R
R
L
R
R
B
T
T


Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
17
2.4.2.7 Lực xô ngang H
Lực xô ngang do trọng lượng bản thân ,do tác dụng của trọng lượng bản thân
dầm trên làm cho liên kết giữa cầu trên và chân cổng dịch chuyển 1 đoạn t
t =
EJ
hqL
24
.2
2
=
3607729696.10.6,20.24
14000.20500.15,1.2
4
2

= 4,2mm
q = 1,15N/mm :lực phân bố do trọng lượng dầm
L = 20500: khẩu độ
h = 14000 : chiều cao cổng
E= 20,6.10
4
N/mm
2
: mô đun đàn hồi của vật liệu
Jp = Jxc +Jzc = 3607729696 mm
4

(môđun quán tính của mặt cắt dầm trên )
L
h
T/2
T/2
2.8 Tải trọng gió Pg
II
Độ lớn Pg
II
= 83,6.10
5
.39,2.10
-5
+29,7.10
5
.3.10
6
= 4168,12 N

qg
II
=
22000
12,4108
= 0,189N/mm
Phương : song song mặt nước
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
18
Chiều :hướng bất lợi nhất đối với trạng thái làm việc của cần trục.
Điểm đặt : phân bố đều trên bề mặt chắn gió của dầm
3. Xác định nội lực
Kiểm tra dầm trên
Xác định nội lực trong kết cấu thép dầm trên
Các tải trọng tác dụng lên kết cấu thép cổng trục ứng với tổ hợp IIb cầu di
chuyển cơ cấu đứng yên ở vị trí giũa dầm.
Các tải trọng tác dụng lên kết cấu thép cổng trục ứng với tổ hợp IIb
Trọng lượng bản thân cổng trục
Trọng lượng dầm trên qd trên = 1,22N/mm
Trọng lượng chân : Jmax = qc
Jmax
= 0,448N/mm
Jmin = qc
Jmin
= 0,204N/mm
Trọng lượng dầm đỡ chân : qd đỡ chân = 1,54N/mm
Trọng lượng di chuyển cổng : Gdc = 3001,86(cả 2 bên)
Gxe = 5003,1 (N)
Q = 20012,21(N)
Trọng lượng của hàng và xe con gây lên áp lực tác dụng lên dầm là P

A
,P
B
Gxe
PA
PB
Q
130
270
Pqd
ccdc
(max) = 2pqt
ccdc
= 2.150 = 300 (N)
R = 3127,59(N) lực sường khi có sự di chuyển
T = 793,34 (N) (lực gây ra sự di chuyển lệch )
qg
II
= 0,189 ( tải trọng gió )
sơ đồ tính nội lực dầm trên
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
19
L=20500
400
PB = 4502,79N
PA= 8004,96N
Qg = 0,189
4. Kiểm tra độ bền
Từ bảng tính toán kết quả ta tinh được mômen uốn tổng tại các mặt cắt là:
M

1
=
22
8432684069,673804 +
= 8432953,94N/mm
M
2
=
22
1121356008245219 +
= 112438322,8N/mm
M
3
=
22
4139086069,673804 +
= 41396344 N/mm
M
4
=
22
551878128245219 +
= 55800342,56N/mm
Và so sánh với các mômen uốn tại mặt cắt có giá trị M
2
và M
3
= 0 thì ta thấy
mômen uốn tổng max là
M

2
= 112438322,8(Nmm)
Ngoài ra còn T = 4174665,5(Nmm) mô men xoắn
Kêt luận : Mặt cắt có các trị số là mặt cắt nguy hiểm nhất trên dầm chính

σ
=
F

Jzc
M 2
.
xki
+
Jxc
M 3
.
zki

M
2
,M
3
:Mômen uốn theo phương x và z
M
2
=8245219 Nmm
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
20
M

3
= 112135600 Nmm
Mômen xoắn trên mặt cắt này là :
T = 4174665,5 Nmm
Ưng suất do mô men xoắn T gây ra là

τ
ρ
=
ρ
J
T
.
ρ
J
ρ
: Mô men quán tính độc cực của mặt cắt ngang dầm trên với trọng tâm mặt
cắt
J
ρ
= Jxc +Jzc = 317148265 + 43618431 = 3215166696 Nmm

ρ
=
22
kiki
ZX +
khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt đến điểm cần tính ứng suất
tiếp
Xét điểm K

1
trên mặt cắt :
zc
c
xc
296,85
K1
K2
K3
438,24
420,86

σ

a
k1
=
±

Jzc
M 2
.
1Xk

±

Jxc
M 3
.
1Zk

Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
21
=
436181431
8245219
-
3171548265
112135600
= 8,99N/mm
2

τ
ρ
k1
=
τρ
T
.
ρ

k1
=
3215166696
5,4174665
.
22
76,25385,296 +
=0,919N/mm
2
Vì trạng thái ứng suất tại điểm k1 là trạng thái ứng suất phẳng theo lý thuyết 3

có:

σ

td
k1
3
=
2121
)(4)(
kk
u
στσ
+
=
22
419,0.499,8 +
= 9N/mm
2

≤
[
σ
] = 100N/mm
2

⇒
thỏa mãn điều kiện bền
Xét điểm k2 trên mặt cắt :
σ

u
k2
=
±

Jzc
M 2
.
2xk

±

Jxc
M 3
.
2zk
=
436181431
8245219
.7,65 +
3171548265
112135600
.
36,420−
= 0,63N/mm
2
σ
τ
k2
=

ρ
J
T
.
ρ
k2
=
3215166696
5,4174665
.
22
36,42065,7 +
= 0,5458(N/mm
2
)
Theo lý thuyết bền 3 ta có :

σ
td3
k2
=
22
5458,0.463,0 +
= 1,65N/mm
2

≤
[
σ
] = 160N/mm

2
Vậy phân tố 2 thỏa mãn điều kiện bền
Tương tự như vậy ta kiểm tra phân tố k3
σ
u
k3
= 16,72 N/mm
2


σ
τ
k3
=
ρ
J
T
.
ρ
k3
=
96,32151666
5,41746665
.
22
24,4385,0 +
= 0,575N/mm
2

⇒

σ
td3
k3
=
2
3
23
).(4)(
k
T
k
u
τσ
+
=
22
)575,0.(4)72,16( +
= 16,76
≤
[
σ
]
=160N/mm
2
⇒
k3 thỏa mãn điều kiện bền
Kiểm tra dầm chữ I
Theo phương dọc trục dầm Y – Y biến dạng a - a
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH

22
P
a
a
y
y
Theo phương dọc trục dầm X- X biến dạng b – b
x
x
z
c
c
b
b
1
2
Khi đó ứng suất kéo max ở tấm biên dưới xuất hiện tại các phân tố
- Phân tố 1 tiếp giáp giữa tấm biên và tấm thành
- Phân tố 2 ở thớ dưới và đầu tự do của bản cánh
+ Ứng suất tại phân tố của tiết diện tiếp giáp giữa bản cánh và bản thành bị
uốn trong mặt phẳng xoz

τ
x
t
= k
1
.
2
t

p
(1) công thức (3.11) – T4
+Phân tố tiếp giáp gữa bản cánh và bản thành trong mặt phẳng yoz
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
23

σ
y
t
= k
1
.
2
t
p
công thức 3.12
+Tiết diện đầu tự do của bản cánh trong mặt phẳng yoz

σ
y
= k
3
.
2
t
p
công thức 3.13
k1,k2,k3 là hệ số phụ thuộc vào tỷ số

ζ

= c/b = 34,5/65 = 0,5307
Tra theo đồ thị f(
ζ
) ta được
k
1
= 1,41
k
2
= 0,74
k
3
= 0,65
t = 10 mm chiều dày của bản cánh
t
tb
= 0,85t = 8,5mm chiều dày trung bình của bản cánh
⇒
P = 8004,96 N áp lực của bánh xe tác dụng lên bản cánh dưới của dầm chữ I
τ
x
t
= 1,41.
2
10
96,8004
= 112,89N/mm
2
σ
y

t
= 0,74.
2
10
96,8004
= 59,24 N/mm
2
σ
y
= 0,52.
2
5,8
96,8004
= 41,63N/mm
2
Ứng suất uốn chung trên mặt cắt dầm chữ I do các tải trọng gây ra là:

σ
u
= 25,8 N/mm
2
Vậy ứng suất tương đương trên mặt cắt dầm chữ I là :

td
σ
=
xuyuy
x
τσσσστ
).()(

22
+−++

≤
[
σ
]
=
87,112).8,2524,59()8,2524,59()87,112(
22
+−++
= 101,85N/mm
2

≤
160 N/mm
2
= [
σ
]
Tại đầu tự do của bản cánh :
td
σ
= (
uy
σσ
+
)
≤
[

σ
] = 160 N/mm
2
= (41,63 +25,8) = 67,43 N/mm
2

≤
[
σ
] = 160 N/mm
2
Vây dầm chữ I thỏa mãn điều kiện làm việc
Kiểm tra ổn định của dầm khi chịu uốn :
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
24

σ
=
uon
uon
W
M

≤

ϕ
o
.[
σ
]

ϕ
o
hệ số giảm ứng suất cho phép khi kiểm tra ổn định tổng thể
(cho dầm chữ I)
Tra bảng 3.15 ta được
ϕ
o
= 0,85 (nội suy )
σ
= 25,8 N/mm
2

≤
0,85.160 = 136 N/mm
2
Vậy dầm chữ I thỏa mãn điều kiện ổn định
KL: Dầm trên của cổng trục đảm bảo khả năng làm việc
5. Xác định nội lực trong kết cấu thép chân cổng
Kết cấu thép chân cổng được tính theo tổ hợp IIc ,cổng đứng yên xe con di
chuyển đến cuối dầm và tiến hành phanh đột ngột
5.1 Các tải trọng tác dụng lên kết cấu thép chân cổng ứng với tổ hợp IIc
Trong lượng bản thân cổng
Gc (qd
tren
= 1,15N/mm.qc
Jmax
= 0,41N/mm
qc
Jmin
= 0,2N/mm

qc.
đ.chân
= 1,51N/mm
qc = 2943N)
+ Trọng lượng xe con Gxe = 4905N
+ Trọng lượng hàng : Q = 19620N
+ Lực quán tính khi phanh xe con p
qt
xe
= 375(N)
+ Tải trọng gió : qg
II
=
22000
12,4168
= 0,2 N/mm
5.2 Sơ đồ tính kết cấu thép chân cổng
Áp lực do trọng lượng hàng và xe con tác dụng lên dầm trên là :
P
A
=
4
xe
G
+
400.2
270.Q
=
4
4905

+
400.2
270.19620
= 7859,25N
P
B
=
4
xe
G
+
400.2
130.Q
=
4
4905
+
400.2
130.19620
= 4414,5 N
Đặng Đình Phong- MXD51ĐH
25