48110 kct thang nang chinh q9e8h 20131127092957

Chương 5: THIẾT KẾ KẾT CẤU THÉP
Phần một: TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÉP KHUNG NÂNG

5.1. Chọn hình thức kết cấu.
Hình thức kết cấu : Khung là nơi chịu toàn bộ tải trọng của cơ cấu nâng , sàn đỡ và trọng
lượng của ô tô. Khung phải có kết cấu phù hợp với yêu cầu không gian cho phép . Khung là một
tổ hợp của các thép hình liên kết với nhau. Khung gồm 4 thanh biên lên kết với các thanh giằng
ngang.
5.2. Vật liệu chế tạo khung.
Chọn vật liệu chế tạo các thanh biên là thép hình chữ H 150x150x7.
Chọn vật liệu chế tạo các thanh giăng là thép ống tròn Þ 73x8 .

Kích
thước
danh
nghĩa
H
mm
150x150

KL1 m
Chiều dài

Kích thước mặt cắt ngang

mm
150

B

t1

mm
150

mm
7

t2
mm
10

r
mm
11

W
Kg/m
31.5

Mơmen
qn tính

Ix
cm4
1,640

Iy
cm4
563

Bán kính xoay

Modul tiết diện

ix

Zx

iy

cm
6.39

cm
3.75

cm3
219

Zy
cm3
75.1

5.3.Xác định vị trí tính toán - Các tải trọng và tổ hợp tải trọng tính toán
a, Các tải trọng và tổ hợp tải trọng tính toán
- Nguyên tắc chung về tính bền thang máy:
- Các chi tiết thang máy chia làm 2 nhóm:
Nhóm các chi tiết luôn luôn làm việc trong thời gian thang máy hoạt động.
Nhóm các chi tiết chỉ làm việc khi thang máy xảy ra sự cố.
* Khi tính toán các chi tiết ở nhóm thứ nhất thì phải tính đến khả năng làm việc của

chúng trong các trường hợp sau:
+Trường hợp 1: Tải danh nghóa
+Trường hợp 2: Thử tải thang máy để đưa vào sử dụng khi khám nghiệm kỹ thuật (vượt
tải 150÷200%)
+Trường hợp 3: Cabin kẹt trên ray dẫn hướng.
* Nguyên tắc chung tính bền thang máy dựa vào ứng suất cho phép
 
 max     n
n
Trong đó:
 max - ứng suất lớn nhất tác dụng lên chi tiết
   - ứng suất cho phép.

  n  - ứng suất nguy hiểm của vật liệu lấy theo giới hạn bền, giới hạn mỏi hoặc
giới hạn chảy trong từng trường hợp tính toán.
n- hệ số an toàn nhỏ nhất cho phép.
b, Các trường hợp tính toán:
61


dụng

Trường hợp 1: Khi có tải trọng danh nghóa tác dụng khi thang máy việc.
Qt= Q * kđ
Gt= Gb * kđ
Trong đó:
Qt - Tải trọng định mức Qt=2200 kg;
Gb – khối lượng cabin Gcab =6000 kg;
a - gia tốc chuyển động của cabin a=1,5 m/s2;
g - gia tốc trọng trường g=9,81 m/s2;

a
1,5
kd 1  1 
1,15 - hệ số động, được xác định theo công thức;
g
9,81
a
1,5
kd 1  1 
1,15
g
9,81
Qt = 22000 *1,15=25300 N
Gt = 6000 * 1,15=6900 N
Trường hợp 2: Khi sàn đỡ chịu tải trọng lúc khám nghiệm thang nâng để xin cấp phép sử
Qt= Q * kqt
Gt= Gb * Kqt

Trong đó:
kqt –hệ số quá tải.
Kqt = 1,5 - đối với thang máy dùng xích làm dây kéo.
Qt=33000 N
Gt=9000 N
5.4.Tính toán kiểm tra bền khung đỡ.
a, Sơ đồ lực tác dụng
Tính thanh biên, khung đỡ được tính toán theo phương pháp tính cột.

Px

Px

Pgt
Pđc

z

Px

x

Px Pgt
Hình 4.1: Sơ đồ tính cột.

Trong đó:
Px - lực tác dụng của xích lên kết cấu thép.
Pgt - trọng lực của hộp giảm tốc
Pđc - trọng lực của động cơ điện
Px - được tính theo các trường hợp tải trọng của thang máy.
62


Qt  Gt 25300  6900

8050 N
4
4
Qt  Gt 33000  9000

10500 N
+ Trường hợp thứ hai : Px 

4
4
Pđc = 1600 N
Pgt = 2000N
Trên sơ đồ lực nhận thấy đây là cột chịu nén uốn lệch tâm . Nhưng các lực P x khi dơiø về
tâm thì chúng bị triệt tiêu các momen uốn.Các lực P x chỉ gây nén dúng tâm xuống cột . Chỉ còn
thành phần Pđc và Pgt gây ra uốn và nén lệch tâm cột.
Tiết diện chịu nén lệch tâm.
+ Trường hợp thứ nhất : Px 

Mx
My

P

x

Hình 4.2: Cột chịu nén lệch tâm.

b, Tính bền các thanh biên :
Thanh biên được tính bền theo công thức, (7-51), [05]:
 

N Mx My


  
Fth Wx Wy

Trong ño:ù

   ch  240 80 N / mm 2
n

3

- ứng suất cho phép;

 ch - giới hạn chảy  ch =240N/mm2;
n- hệ số an toàn n =2÷3;
N – lực nén;
Fth – diện tích thực chịu nén;
Mx – momen uốn theo trục x-x; Wx momen chống uốn theo trục x-x;
My – momen uốn theo trục y-y; Wy momen chống uốn theo trục y-y;
Lực nén tác dụng lên kết cấu :
N = 4Px + Pñc +Pgt = 4 * 8050 + 2000 + 1600 = 35800 N
Diện tích thực chịu neùn :
Fth = 4 * F = 4 * 39.1 = 156.4 cm2
F = 39.1 cm2 - diện tích mặt cắt thép chữ H;
Momen uốn theo trục y-y:
M y  Pdc  2.Pgt e

Trong đó:
e = 137cm - khoảng cách lệch tâm của Pdc và Pgt so với tâm;
63


M y 1600  2.2000 *137 767200Ncm

Momen choáng uoán theo trục y-y:

Wy 

2J y
h

Xác định đặc trưng hình học của tiết diện: Tiết diện có 2 trục x-x và y-y là trục đối xứng
nên x, y đồng thời là trục quán tính trung tâm.
Tính Jy:
Ta có: F1 = F2 = F3 = F4 = 39.1 cm2 .
J x 4 J 1x ( vì J 1x  J x2  J x3  J x4 )

J 1x b 2 F  J xF1 284.52 * 39.1  1728 3166491cm4
J y 4 J 1y ( vì J 1y  J y2  J y3  J y4 )

J 1y a 2 F  J yF1 92.52 * 39.1  562 335111cm 4
J y 4 * 335111 1340444cm4

Wy 

2 J y 2 * 1340444

4590cm3
h
584

 

35800 767200

395 N / cm 2 3.95 N / mm 2

156.4
4590

So saùnh :      . Vậy thép chọn đủ điều kiện bền.
b, Tính thanh biên theo điều kiện ổn định:
Ngoài việc kiểm tra bền của khung cần phải kiểm tra về độ ổn định của khung . Khi
chiều dài của thanh lớn yếu tố quyết định an toàn của nó là độ ổn định .
Công thức tính độ ổn định của cột có tiết diện không đổi theo công thức (7.55), [05].
M
N
M
 x  y   
Fng Wx Wy

Trong đó :
 - hệ số khi uốn dọc của các cấu kiện chịu nén .
N – lực nén
Fng – diện tích nguyên của mặt cắt không kể các giảm yếu.
Mx – momen uốn theo trục x-x; Wx momen chống uốn theo trục x-x.
My – momen uốn theo trục y-y; Wy momen chống uốn theo trục y-y.
Xác định hệ số : Hệ số  phụ thuộc vào độ mảnh  (7-1), [05]
l
l
  tt 
r
r
Trong đó :
ltt – chiều dài tính toán của thanh, l - chiều dài hình học của thanh.
r - bán kính quán tính của tiết diện, (7.3), [05]
r

J
Fn

 - hệ số chiều dài tính toán ,  = 2
Độ mảnh của thanh biên ứng với trục x-x :
l.
834.86 * 2
x 

11.7
Jx
3166491
Fn
156.4
Độ mảnh của thanh biên ứng với trục y-y :
64


y 

l.
834.86 * 2

18
Jy
1340444
156.4
Fn

Cột gồm có 4 thanh biên và dùng bản giằng , độ mảnh tương đương (7.13), [05] :
td  2max  2x  2y

Trong đó:
max - độ mảnh lớn nhất của các thanh tương ứng với một trong các trục chính,
max ( x , y );
td  182  182  11.7 2 28

Từ độ mảnh tra bảng (7.1), [sbvl] có  = 0,95.
Kiểm tra độ bền ổn định của khung.
 

M
N
35800
767200
 y 

407 N / cm 2 4.07 Nmm 2
Fng Wy 0,95 * 156.4
4590

So saùnh :      . Vậy thép chọn đủ điều kiện bền
5.5. Tính toán và kết cấu thanh giằng ngang.
Khi tính toán thanh giằng thì thanh giằng được tính dưới tác dụng của lực ngang quy ước.
Đối với thanh làm bằng thép các bon thấp (7-19), [05] :
Q = 20 F = 20 * 41.8 = 836 N
Trong đó :
F – diện tích tiết diện của thanh biên cm2 ;
Q – lực ngang quy ước kG;

Các thanh ngang trong khung tính như các thanh chịu kéo và nén với các lực tác dụng (726), [05]:
N

Q Q
 N
m 2

Trong đó :
m – số mắt lưới trong hai mặt phẳng song song.
N

Q Q 836
 
418 N
m 2
2

Kiểm tra thanh biên theo điều kiện bền:
 

N
  
F

 

N
418

38 Ncm2 0.38 Nmm2

F 10,9

Trong đó :

   ch ;
n

 ch - giới hạn chảy  ch =240N/mm2;
n- hệ số an toàn n =2÷3;
   ch  240 80 N / mm2
n
3
So sánh :      . Vậy thép chọn đủ điều kiện bền.
5.6. Tính toán kết cấu dầm đỡ động cơ, hộp giảm tốc.
Dầm đỡ động cơ và hộp giảm tốc được chọn là dầm chữ U-125x65 .
Sơ đồ tính dầm đỡ .
65


P =1600N

P

dc

gt

P

gt

2845

5690

Mz

Hình 4.3: Sơ đồ tính dầm đỡ hộp giảm tốc và động cơ.

Lực tác dụng lên dầm:
Trong lượng của hộp giảm tốc Pgt = 2000 N;
Trọng lượng của động cơ điện Pdc = 1600 N;
Momen uốn tại tiết diện nguy hiểm : Mu = 4552000 Nmm;
Kiểm tra bền dầm:
M
  max   
Wx
Trong ño:ù

   ch
n

 ch - giới hạn chảy  ch =240N/mm2;
n- hệ số an toàn n =2÷3;

   ch  240 80 N / mm2
n

3

Momen choáng uoán Wx 67.8 cm3 = 67800mm3


4552000
67    80 N/mm2
67800

Vậy kết cấu thỏa mãn điều kiện bền.
5.7.Tính toán liên kết chân cột.
Xác định kích thước bản chân đế.
a, Chiều rộng bản đế: Chọn từ điều kiện cấu tạo.
B b  2 t  2C

Trong đó:
b – bề rộng tiết diện cột, b = 15 cm;
 - Chiều dày tấm đế ,  = 1.2 cm;
C – đoạn đưa ra congxon của bản đế, C = 3 cm;
 B b  2 t  2C 15  2 * 1.2  2 * 3 23.4cm

Choïn B = 28 cm .
b, Chiều dài bản đế: Chiều dài bản đế xác định theo công thức

66


L

N

2.B.Rn .mcb


N

2
.
B
.
R
n .mcb


2


6M
 
B
.
R
n .mcb


Trong đó:
N – lực nén trong cột, N =895 daN;
M – momen uốn trong cột, M = 19180 daNcm ;
B – chiều rộng bản đe;
Rn – Cường độ chịu nén tính toán của be tông móng . Rn = 90;
mcb – hệ số tăng Rn khi nén cục bộ , mcb = 1,5;
L

895

2 * 28 * 90 * 1.5

2

895
6 * 19180


5.6

 
28 * 90 * 1.5
 2 * 28 * 90 * 1,5 

Choïn L = 30 cm
c, Chiều dày bản đế:

1

3

4

Hình 4.4: Liên kết chân cột.

Chiều dày bản đế xác định theo công thức :
 

6.M max
(cm)
R.

Trong đó:
Mmax – momen uốn lớn nhất trong các momen , Mi;
R – cường độ chịu kéo của thép;
 - hệ số điều kiện làm việc của cột;
Ứng suất lớn nhất của bê tông móng dưới bản đế.
N 6M
895
6 *19180
 max 
 2 

5.5 daN.cm
BL BL
28 * 30 28 * 302
Momen Mmax chọn từ momen của các phần:
a. Momen (1):
1
1
M 1  . max .C 2  * 5.5 * 3 8.25 Ncm
2
2

b. Momen (3):
2

M 3  . max .a2 1,32 * 5.5 * 202 2904 Ncm
c. Momen (4):
2

M 4  . max .a1 1,33 * 5.5 * 7.52 411Ncm
 

6.M max
6 * 2904

2.1cm
R.
2100 * 1

Vậy chọn chiều dày bản chân đế bằng 2 cm.

67