Tính toán thiết kế cầu trục hai dầm

Tài liệu tham khảo Tính toán thiết kế cầu trục hai dầm

TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÉP CẦU TRỤC 2 DẦM

Trong ngành máy trục vận chuyển, phần kết cấu thép giữ vaitrò quan trọng và nó chiếm một tỷ trọng rất lớn trong khối lượngtoàn máy Riêng đối với các loại cầu trục, kết cấu thép có vai tròcòn quan trọng hơn Nó chẳng những dùng làm giá đỡ cho tất cả các

cơ cấu toàn máy mà còn là nơi chịu toàn bộ các loại tải trọng đặtlên

Đối với cầu trục một dầm, đặc biệt là loại cầu trục có khẩu độrất lớn như trên (L = 20 M) thì việc tính toán và lựa chọn phương ánchế tạo phần kết cấu thép đáp ứng đầy đủ tất cả các yêu cầu làmviệc là rất quan trọng

1 Các trường hợp tổ hợp tải trọng:

Tải trọng tính toán phần kết cấu thép cầu trục được phân chiathành các trường hợp tổ hợp tải trọng như sau:

Tải trọng

Tính theo độbền mỏi

Tính theo bền và ổn

Trọng lượng hàng nâng Q

có tính đến hệ số Kđ , I * Q K’đ*  II * Q Kđ *



qt P

hãm CCDC cầu trục P qt

hoặc palăng điện x

qt P

+ I b: Cầu trục di chuyển có hàng khi phanh từ từ

+ II b: Cầu tục di chuyển có hàng khi phanh đột ngột

+ II c:Cầu trục không di chuyển, palăng điện có hàng dichuyển và phanh palăng một cách đột ngột (dùng để tính toán kiểmtra dầm đầu của cầu)

2 Xác định các phần tử trong bảng tổ hợp tải trọng :

2.1 Trọng lượng bản thân của cầu trục:

Trọng lượng bản thân cầu trục bao gồm: trọng lượng phần kếtcấu thép, cơ cấu di chuyển cầu và thiết bị điện

2.3 Hệ số va đập khi di chuyển:

Dựa vào tốc dộ di chuyển cầu v =95 (m/ph) tra bảng [03], ta chọn hệ số va đập tính theo độ bền Kđ  1 Hệ số va đập khitính đến độ bền mỏi K’đ được tính theo Kđ như sau:

(4-12)-K’đ = 1 + 0.5*(Kđ -1) = 1

2.4 Hệ số động khi nâng hạ hàng

Hệ số động  được xác định qua công thức gần đúng như sau:

t

V

* ) m m ( J

* m

h c dc

Trong đó:

+ mc = 31600 (kG):Trọng lượng toàn bộ cầu trục

+ mh = 20000 (kG): Trọng lượng hàng nâng định mức

+ Vdc = 95 (m/ph)=1,58 (m/s)

+ t = 2 (s): Thời gian gia tốc (hoặc phanh hãm) cầu trục

1.58 (31600 20000) * 40850

* 2 P

* 2

4.1 Tính chọn sơ bộ tiết diện mặt cắt ngang của dầm chính.

4.1.1 Xác định mômen uốn lớn nhất theo phương thẳng đứng.

Trên dầm chính, cụm palăng di chuyển trên 4 bánh xe Đểbài toán được đơn giản ta xem như áp lực của các bánh xe tác dụnglên dầm là N1, N2 và khoảng cách giữa các tải trọng là b =220 (mm)(khoảng cách giữa tâm 2 bánh xe 2 bên là bằng nhau )

+ Phản lực tại gối tựa A.

b L

N x L

N N ) N N ( qL 2 1

)]

b x L (

* N ) x L (

* N qL 2

1 [

* L

1 R

2 2

1 2 1

2 1

2 A

2 1 2

2 1

2 2

2 1 2 1

2 A

x 1

qx 2

1 x L

N N x

* ) b L

N N N qL 2

1 (

qx 2

1 x

* ] b L

N x L

N N ) N N ( qL 2

1 [

qx 2

1 x

* R ) x ( M M

dM1



0 qx x L

N N 2 ) b L

N N N qL 2

1 ( dx

) x (

dM 2 1 2

2 1 1

N N 2 ( ) L

b 1 ( N N qL 2

N N 2

) L

b 1 ( N N qL 2

1 x

2 1

2 1

N N 2

) L

b 1 ( N N qL 2

1 x

2 1

2 1

N N 2 2

) L

b 1 ( N N qL 2

1 M

2 1

2 2

1

+ Lực cắt lớn nhất trên dầm chính xuất hiện tại gối tựa củadầm chính khi xe con di chuyển đến vị trí tận cùng của dầm chính(dầm đầu)

qL 2

1 L

b 1 N N



max A

R 31227,5 (kG)

4.1.2 Xác định chiều cao của dầm.

Chiều cao của dầm ảnh hưởng lớn đến độ bền, độ cứng, độ ổnđịnh và tính kinh tế của nó Khi chiều cao của dầm tăng thì trọnglượng tấm thành (bản bụng) có tăng, song trọng lượng của tấm biên(bản cánh) lại được giảm đi tương ứng để đảm bảo mômen chốnguốn của dầm giữ nguyên Khi đó dầm sẽ có nhiều ưu điểm hơn dầmcó cùng môđun chống uốn nhưng chiều rộng bản cánh lớn

Chiều cao lớn nhất của dầm hmax hạn chế bởi điều kiện đểnhận được khối lượng dầm nhỏ nhất là Gmin Chiều cao nhỏ nhất củadầm hmin hạn chế bởi điều kiện độ võng của dầm (f) và thời gian tắtdao động (t)

Chiều cao tối ưu của dầm có thể xác định bằng tính toán Đểsử dụng hoàng toàn vật liệu của dầm: căn cứ vào mômen chốnguốn của dầm do tải trọng gây ra M để xác định mômen chống uốncần thiết của tiết diện dầm

max 18709200

11200 [ ] 1667

M W



   (cm3)Trong đó:

1

2500 ]

[ : cường độ tính toán gốc (vật liệu làthép CT3)

+ Mmax = 18709200 (kG.cm): Mômen uốn lớn nhất tại tiếtdiện nguy hiểm nhất

– Chiều cao của dầm hmax xác định theo điều kiện khối lượngcủa dầm là nhỏ nhất nhưng vẫn đảm bảo nhận được mômen chốnguốn của tiết diện W cần thiết.

Mômen quán tính của tiết diện (hình vẽ).

2 t b

3 t t

2 t b

3 t t b

h

* F 2 6

h

* 2

h

* F 2 12

h

* 2 J J

Vậy mômen chống uốn của dầm được xác định như sau:

h

* F 3

h

* 2

* 3

2

*

*

* 2 3

h

* h

W h

*

*

* 2

tĐể tìm chiều cao dầm tương ứng sao cho trọng lượng dầm lànhỏ nhất ta đạo hàm biểu thức (…) theo h và cho bằng 0 để tìm cựctrị

0 h

W 3

2

*

*

* 2 dh



   (cm)Chọn h = 167 (cm)

4.1.3 Xác định kích thước thành dầm.

Kích thước các bộ phận dầm tổ hợp, chiều dày của các tấm vàkích thước của dầm tổ hợp được chọn sơ bộ Sau khi đã chọn được

tiết diện dầm tổ hợp sẽ tiến hành kiểm tra theo các điều kiện độbền, độ cứng và độ ổn định của dầm.

Chiều cao thành dầm ht gần bằng chiều cao của dầm (ht  h).Để sử dụng tiết kiệm các thép tấm cán sẵn từ các nhà máy chế tạo,nên lấy chiều cao tấm thành là bội số của 10 (cm) Khi đó mức độhao phí vật liệu chế tạo sẽ ít

4.1.4 Xác định chiều rộng tấm biên.

Để đảm bảo ổn định tổng thể của kết cấu dầm ta nên chọn

105 3.5 30

4.2.1 Các tải trọng đặt lên dầm chính bao gồm:

– Trọng lượng bản thân dầm chính Gc = 21000 (kG) Như vậyphần tải trọng này là loại tải trọng phân bố dọc chiều dài dầmchính và có trị số:

2100

105 20

c

G q L

– Trọng lượng palăng điện: Gpl = 570 (kG)

– Trọng lượng hàng nâng có tính đến hệ số động khi nâng hạhàng  II:

ra mômen uốn cực đại tại x = 10 (m) là gần giữa dầm Để bài toánđược đơn giản và tính toán một cách gần đúng ta coi như trọnglượng của palăng và hàng là tải trọng tập trung có điểm đặt là điểmgiữa 2 trục bánh xe di chuyển palăng theo chiều dọc dầm chính.

Sơ đồ tính toán dầm chính khi palăng nâng cùng mã hàng ở vị trí bất lợi nhất là ngay giữa dầm như sau:

Hình:

Xác định phản lực tại các gối tựa:

L q 0 M

1 1 ( * ) (1580 * 20 6340 570) 19255

2 2

        (kG)– Ta lại có:

0 G G L

* q R

1 1 ( * ) (1580 * 20 6340 570) 19255

* 1 2 E

+ Môđun đàn hồi trượt: 

* 81 0 G

+ Giới hạn chảy: 

+ Giới hạn bền: 

+ Khối lượng riêng: 

Đặc trưng hình học của mặt cắt ngang của dầm chính.

Hình:

– Chiều cao mặt cắt ngang của dầm: h = 1670 (mm)

– Chiều rộng tấm biên : Bt = 500 (mm)

– Bề dày tấm biên : bt  10 (mm)

– Bề dày tấm thành: bt  6 (mm)

– Đặc trưng hình học của tiết diện dầm hộp:

+ Mômen quán tính đối với trục X

JX = 181308 (cm4)+ Mômen quán tính đối với trục Y

JY = 53198 (cm4)+ Mômen chống uốn đối với trục X-X

WX = 5107.3 (cm3)+ Mômen chống uốn đối với trục Y-Y.

WY = 2876 (cm3)Áp dụng phương pháp tính theo ứng suất cho phép, ta kiểm trađộ bền dầm chính theo công thức sau:

1

X X

Vậy dầm thỏa điều kiện bền

4.3 Xác định nội lực trong dầm chính trong trường hợp tổ hợp tải trọng IIb:

Đối với trường hợp này, ta tiến hành tính toán di chuyển củacầu trục khi có hàng, tiến hành khởi động (hoặc hãm) cơ cấu dichuyển cầu một cách đột ngột Khi này sẽ xuất hiện tải trọng quántính tác dụng lên di chuyển, gây ra mômen uốn ngang dầm

4.3.1 Tính toán dầm bên (dầm đầu):

4.3.1.1 Kết cấu dầm đầu:

Tham khảo máy mẫu, ta chọn kết cấu dầm đầu là kết cấu kiểuhộp, được chế tạo bằng thép CT3 Dầm đầu được tạo thành do ghépcác tấm thép lại với nhau bằng phương pháp hàn

– Tiết diện mặt cắt ngang của dầm đầu như sau:

Hình:

+ Chiều cao dầm đầu: H = 250 (mm) = 25 (cm)

+ Chiều rộng dầm đầu: B = 150 (mm) = 15 (cm)

+ Bề dày các tấm thép chế tạo dầm: S = 10 (mm) = 1 (cm)

– Đặc trưng hình học của tiết diện mặt cắt ngang:

+ Mômen chống uốn theo phương x-x:

33 416 6

) 2 25 )(

2 15 ( 6

25

* 15 6

) 1

* 2 H )(

1 2 B ( 6

H

* B

+ Mômen chống uốn theo phương y-y:

67 289 6

) 2 15 )(

2 25

( 6

15

*

25 6

) 1

* 2 B )(

1

* 2 H

( 6

B

* H

4.4 Tải trọng tác dụng lên dầm đầu trong trường hợp trường hợp tải trọng II C :

Dầm đầu sẽ chịu các tải trọng theo phương thẳng đứng và theophương ngang như sau:

4.4.1 Tải trọng tác dụng theo phương thẳng đứng, bao gồm:

– Trọng lượng phần kết cấu thép dầm chính: Gdc = 31600(kG) – Trọng lượng palăng điện: Gpl = 570 (kG)

– Trọng lượng hàng nâng: Q = 20000 (kG)

4.4.2 Tải trọng tác dụng theo phương ngang:

– Khi palăng mang hàng di chuyển dọc theo dầm chính vớitoàn bộ tốc độ và phanh hãm palăng một cách đột ngột, lúc này sẽxuất hiện lực quán tính tác dụng lên dầm đầu theo phương ngang

– Lực quán tính xác định theo công thức sau:

t

V ) m m ( 2 J

* m

* 2 P

* 2

h pl X

Để tính toán lực tác dụng lên dầm đầu ta chỉ cần xét lực tácdụng lên mỗi dầm Trọng lượng hàng nâng định mức và trọng lượngpalăng điện: hai tải trọng này được đặt tại vị trí gây ra trạng tháinguy hiểm nhất cho dầm đầu là đặt gần sát một bên dầm Khi nàycó một dầm đầu chịu tải trọng lớn hơn nhiều lần so với dầm kia

Sơ đồ xác định tải trọng do hàng và palăng đặt không đều lên 2 dầm

* N ) 2

b l L (

* N 2

L

* q L

* R 0

L

b 0 l L N L

b 0 l L N 2

L

* q

+ l = 0.8 (m): Khoảng cách từ tâm móc đến tâm ray dẫn

hướng dầm đầu

+ N1 = N2 = 10285 (kG): Aùp lực bánh xe của cụm palăng tácdụng lên dầm chính

+ b = 220 (mm) = 0.22 (m): Khoảng cách tâm của 2 bánh xe

di chuyển dọc cầu trục

Vậy áp lực theo phương thẳng đứng tác dụng lên dầm đầu RA

198 L

G q

dđ dđ

+ Tải trọng tác dụng theo phương ngang P max 373 19

qtp  (kG)

Với tải trọng tác dụng như vậy, sơ đồ tính dầm đầu trong trường hợp này như sau:

Hình:

* Xác định các phản lực R D , R E tại các gối tựa:

0 L

* R 2

L

* R 2

L q 0



1 1 ( * ) (59.6 * 20 31227,5) 3639.53

2 2

      (kG)– Giá trị momen uốn tại F:

* R 0

qtp YB

A

595 186 P

RYD  YE 

– Giá trị mômen uốn tại F:

6 217 1

3

* 6 59

* 8

1 2

1 3

* 595 186 L

* q 8

1 2

L

* R

YE

4.4.4 Kiểm tra bền dầm đầu:

Áp dụng phương pháp tính theo ứng suất cho phép, ta kiểm trađộ bền dầm chính theo công thức sau:

1

X

cm

kG 9 1412 67

289

21760 33

416

556970 W

M W M

Trong đó:

+ MX 5569.7 (kG.m) = 556970 (kG.cm)

1412 , nên dầm đầu thỏa mãn điều kiệnbền

4.5 Tính toán các kết cấu phụ của cầu trục:

4.5.1 Phương pháp bố trí gân tăng cứng thành dầm.

Đối với dầm hai thành (tiết diện hình hộp) để tăng cứng chotấm thành và các tấm biên, đồng thời tăng độ cứng chống xoắn tiếtdiện ngang của dầm: gân tăng cứng được bố trí là các vách ngăn.Các vách ngăn là các tấm thép được bố trí trong lòng của dầm hànvới các tấm thành và tấm biên

Các gân tăng cứng thành dầm sẽ chia tấm thành dầm thànhcác khoang nhỏ Khi mất ổn định cục bộ, các khong không ảnhhưởng lẫn nhau Vì vậy cần tiến hành kiểm tra ổn định cục bộ củacác khoang nhỏ được giới hạn bởi các gân tăng cứng và tấm biên:các khoang có hình chữ nhật, có kích thước tùy thuộc vào việc bố trícác gân tăng cứng thành dầm gọi là các tấm kiểm tra

+ Ở đây ta bố trí khoảng cách giữa các gân cơ bản (tấm kiểmtra) lấy theo kinh nghiệm l = 800 (mm) Tấm kiểm tra được giới hạnbởi hai gân đứng và hai tấm biên của dầm Hình dạng và kích thướccủa tấm kiểm tra có dạng:

358 5050

15

Hình:

+ Để tăng khả năng chống uốn theo phương ngang ta bố tríthêm các gân dọc Tùy vào chiều cao của thành dầm mà ta chọn bốtrí một gân dọc hay nhiều gân Ơû đây ta bố trí một cặp gân dọc lấytheo kinh nghiệm

4.5.2 Tính toán ổn định cục bộ của tấm thành.

Để kiểm tra ổn định cục bộ của bản thành dầm cần tiến hànhxác định ứng suất tới hạn của tấm kiểm tra (khoang) và hệ số dự trữổn định cục bộ

do lực cắt ngang Q gây ra:

– Nếu ảnh hưởng của mômen uốn có thể bỏ qua (Mu = 0), tấmkiểm tra chỉ chịu tác dụng của ứng suất tiếp ( XY) do lực cắt Q gâyra

– Ứng suất tiếp tới hạn của tấm kiểm tra được tính theo côngthức (5.87)-[03]:

kG 10

* b

* a

b 950 1250

kG 12500740 10

* 68

6 0

* 80

68

* 950 1250

– Ứng suất trong tấm do tải trọng ngoài (lực cắt) Q gây rađược tính theo công thức (5.89)-[03]

84

Vì    TH nên tấm thành ổn định

do mômen uốn M gây ra:

– Nếu ảnh hưởng của ứng suất tiếp có thể bỏ qua ( XY = 0),lực cắt ngang Q = 0, tấm kiểm tra chỉ chịu tác dụng của ứng suấtphẳng do mômen uốn M gây ra

– Ứng suất pháp tới hạn đối với dầm hai thành được tính theocông thức (5.87)-[03]:

kG 10

* h 7460

Trong đó:

+ h0 = 680 (mm) = 68 (cm): Chiều cao của thành dầm.

+  = 6 (mm) = 0.6 (cm): Chiều dày tấm thành

* 68

6 0

* 7460

– Hệ số ổn định cục bộ khi tính theo phương pháp ứng suấtcho phép được tính theo công thức (5.88)-[03]

) 5 1 2 1 ( n 26 8 01 703

Vì    TH nên tấm thành ổn định

4.5.2.3 Ổn định cục bộ của tấm thành khi chịu tác dụng đồng thời của ứng suất tiếp và ứng suất pháp.

– Điều kiện đảm bảo ổn định:

1 1212 0 12500740

68 84 5808

01

1 1

n

2 TH

2 TH

Vậy tấm thành đảm bảo điều kiện ổn định

4.5 3 Tính toán ổn định của tấm biên.

– Đối với tấm biên trên có thể được khảo sát như một tấm tỳ 4phía: hai phía tỳ lên hai tấm thành và hai phía tỳ lên các gân tăngcứng của dầm (là hai vách ngăn) Tấm đang khảo sát chịu ứng suấtnén phân bố đều theo hai phía Ứng suất tới hạn của tấm biên trênđược xác định theo công thức (5.106)-[03]

kG 10

* b 700

Trong đó:

+ bt  10 ( mm )  1 ( cm ): Chiều dày tấm biên trên

+ b = 400 (mm) = 40 (cm): Bề rộng của tấm biên trên

* 40

1 700

+ Điều kiện ổn định cục bộ khi tính theo phương pháp TTGH(5.96)-[03]

kG 1

703 nên tấm biên trên đảm bảođiều kiện ổn định

– Đối với tấm biên dưới của dầm, do palăng di chuyển ở bảncánh dưới của dầm có thể gây mất ổn định cho tấm biên nên ta cầnkiểm tra ổn định Theo công thức (5.106)-[03] ta tính như sau

kG 10

* b 700

Trong đó:

+ bd  20 ( mm )  2 ( cm ): Chiều dày tấm biên dưới

+ b = 500 (mm) = 50 (cm): Bề rộng của tấm biên dưới

* 50

2 700

+ Điều kiện ổn định cục bộ khi tính theo phương pháp TTGH(5.96)-[03]

kG 1

703 nên tấm biên dưới đảm bảođiều kiện ổn định

4.5.4 Tính toán kiểm tra bền mối ghép bulông:

Do những thành tựu về hàn mà phương pháp liên kết bằngbulông ngày càng ít được sử dụng Liên kết bulông được sử dụngtrong các cấu kiện lắp ráp Ngoài ra còn sử dụng cho các liên kết sửdụng trong thời gian ngắn Việc liên kết các kết cấu thép của cầu

trục chịu tải trọng động và dao động hay dùng bulông tinh vàbulông có độ bền cao, đảm bảo cho mối nối có độ tin cậy lớn.

Mối ghép bulông liên kết giữa dầm chính và hộp đầu chỉ chịukéo do trọng lượng bản thân dầm chính, trọng lượng palăng điện,trọng lượng hàng và thiết bị mang hàng, cùng với các tải trọng độngphát sinh khi nâng hạ hàng và di chuyển palăng khi có hàng

Để đảm bảo khả năng chịu lực và độ tin cậy cao trong suốtquá trình làm việc, ta sử dụng loại bulông có cường độ cao 8.8 Loạibulông này được làm từ thép hợp kim 40X, sau đó được gia côngnhiệt Giống như các loại buông thường (bulông thô), độ chính xáccủa bulông có cường độ cao không cao, nhưng do bulông được làmtừ thép có cường độ cao nên ta có thể vặn đai ốc rất chặt (bằng clê

đo lực) làm cho thân bulông chịu kéo và gây lực ép rất lớn lên cácchi tiết ghép

Các bulông được bố trí như sau:

– Các bulông được bố trí như hình vẽ Các bulông chịu lựcxiết ban đầu là V Ttrong suốt quá trình làm việc, tải trọng ngoàitác dụng lên bulông chỉ theo một phương duy nhất là phương dọctrục bulông, do đó chỉ gây cho bulông tình trạng chịu kéo Tổng lựckéo lớn nhất tác dụng lên mối ghép bulông N được xem như phảnlực của dầm chính tác dụng lên dầm đầu hay chính là phản lực tạigối tựa A

3 7094 R

N



Trong đó :

+   1 1: hệ số điều kiện làm việc của kết cấu

+  N kbl: khả năng chịu kéo của một bulông, xác định nhưsau:

  N kbl  A thbl * R kbl (3.15)-[03]Trong đó: