Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OX: ROx = FZ= FZ.sinγ = 13529 N
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OY: ROy = Gtc– FZ.cosγ = 89021 N
Phản lực tổng hợp tác dụng lên khớp xoay tại O: �� = ���2 + ���2 = 90044 �
60 ROy = Gtc– FZ.cosγ = 75891 N
Phản lực tổng hợp tác dụng lên khớp xoay tại O: �� = ���2 + ���2 = 77256 �
4.2.1.8. Khi thùng nâng lên α = 35°
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OX: ROx = FZ= FZ.sinγ = 11903 N
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OY: ROy = Gtc– FZ.cosγ = 56816 N
Phản lực tổng hợp tác dụng lên khớp xoay tại O: �� = ���2 + ���2 = 58049 �
4.2.1.9. Khi thùng nâng lên α = 40°
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OX: ROx = FZ= FZ.sinγ = 7558 N
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OY: ROy = Gtc– FZ.cosγ = 41276 N
Phản lực tổng hợp tác dụng lên khớp xoay tại O: �� = ���2 + ���2 = 41962 �
4.2.1.10. Khi thùng nâng lên α = 45°
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OX: ROx = FZ= FZ.sinγ = 2562 N
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OY: ROy = Gtc– FZ.cosγ = 24525 N
Phản lực tổng hợp tác dụng lên khớp xoay tại O: �� = ���2 + ���2 = 24659 �
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OX: ROx = FZ= FZ.sinγ = 722 N
Phản lực tác dụng lên khớp xoay tại O theo phương OY: ROy = Gtc– FZ.cosγ = 20065 N
Phản lực tổng hợp tác dụng lên khớp xoay tại O: �� = ���2 + ���2 = 20078 �
4.2.2. Tính phản lực tác dụng lên khớp quay A
Hình 4-4 Lực tác dụng lên ống nâng ben
Để tính phản lực tại A, ta viết phương trình cân bằng ống nâng cho ống ben Tổng lực theo phương X:
∑ FX= 0
Hay: FAx– RZx= 0 Nên: RAx = FZx
62 Do đó ta có:
0 118439 142859 5 113304 128436 10 109505 117760 15 104666 109195 20 91149 91037 25 90044 86483 30 77256 64277 35 58049 41182 40 41962 21684 45 24659 6300 50 20078 1517
64
4.3. Xác định góc nâng nguy hiểm trong quá trình nâng thùng ben
Giá trị lực FZđã được tính ở chương 3 (xem bảng 3-2)
thép
Trong quá trình nâng ống ben, ống đẩy ra tất cả là 4 ống (1,2,3,4) có kích thước đo trên thực tế là:
Modul đàn hồi của thép: E = 2,15.105N/mm2
D1= 151 mm D2= 111 mm D3= 91 mm D4= 81 mm D4r= 75 mm
66
4.3.2. Moment quán tính chính trung tâm
Vì ống nâng ben là trụ tròn rỗng. Do đó ta có:
I1r =π(D1464− D24) =π(151464− 1114)= 18,068. 106mm4
I2r =π(D2464− D34) =π(111644− 914)= 4,085. 106 mm4
I3r =π(D3464− D44) =π(91464− 814)= 1,253. 106mm4
I4r =π(D4464− D4r4 )=π(81464− 754)= 0,559. 106 mm4
Khi thùng chưa nâng, các ống 1,2,3,4, lồng vào nhau tạo thành một ống trụ rỗng
I1 =π(D1464− D4r4 )=π(151644 − 754) = 23,967. 106mm4
Khi thùng xe nâng lên 5º, 10º thì ống nâng ben 2,3,4 lồng vào nhau thành một trụ rỗng
I2 =π(D2464− D4r4 )=π(111644 − 754)= 5,889. 106 mm4
Khi thùng xe nâng lên 15º, 20º, 25º, 30º thì ống nâng ben 3,4 lồng vào nhau thành một trụ rỗng
I3 =π(D3464− D4r4 ) =π(91464− 754) = 1,813. 106mm4 Khi thùng nâng lên 35º, 40º, 45º, 50º thì ống 4 nhô ra
4.3.3. Hệ số an toàn
Giả sử lực nénFZ đạt tới giá trị tới hạn FZ= Fth, thanh bị uốn cong và tiết diện ở tọa độ z có độ võng y(z) khác 0, ta có phương trình vi phân độ võng:
y’’(z) =－M EI
Ta có: M =Fth.y(z)
Nên: y’’(z).EI+Fth.y(z) = 0
=> y’’(z).EI+FEIth .y(z) = 0
Đặtα2= Fth
EI với α khác 0 doFth> 0 (1)
Do đó: y’’(z) + α2.y(z) = 0
Đây là phương trình vi phân cấp 2 thuần nhất có nghiệm tổng quát: y(z) = C1.cos(α.z ) + C2.sin(α.z)
Trong đó C1, C2 là các hằng số được xác định từ các điều kiện liên kết Tại khớp Z: z = 0 C1= 0 Độ võng: y(z) = 0 Do đó ta có : y(z) = C2.sin(α.z) Tại khớp A: z = Ltc
68 => α.Ltc= kπ (2) Do α khác 0 nên k = 1, 2, 3… Từ(1)& (2)ta được: ��ℎ = �2�2 ���2 . ��
Đây là điều kiện để độ võng y(z) khác 0, tức là điều kiện mất ổn định của ống nâng thùng ben.
Khi k = 1,2,3… ta nhận được nhiều giá trị Fth khác nhau, ở đây ta cần Fth nhỏ nhất và với giá trị đó ống nâng thùng ben dê mất ổn định, dê bị phá vỡ kết cấu nhất. Nên: k = 1 và I = Imin Suy ra: ��ℎ ��� = ��2 �� 2 . �� Xác định hệ số an toàn kc: kc= Fth FZ = π2.E.Imin Ltc2.FZ Đặt: h(α) = Imin Ltc2.FZ
Ta thấy hệ số an toàn chỉ phụ thuộc vào h(α).
Khi thùng xe nâng từ 0º đến 50º ở góc nâng nào mà h(α) nhỏ nhất thì hệ số an toàn ở đó nhỏ nhất (nguy hiểm nhất).
Tính h(α) khi xe nâng từ 0º đến 50º
4.3.3.1. Góc α = 0°
h(α) = I1
h(α) = I2 Ltc2.FZ = 1,11.10-5 mm2/N 4.3.3.3. Góc α = 10° h(α) = I2 Ltc2.FZ = 0,92.10-5 mm2/N 4.3.3.4. Góc α = 15° h(α) = I3 Ltc2.FZ = 0,28.10-5 mm2/N 4.3.3.5. Góc α = 20° h(α) = I3 Ltc2.FZ = 0,23.10-5 mm2/N 4.3.3.6. Góc α = 25° h(α) = I3 Ltc2.FZ = 0,21.10-5 mm2/N 4.3.3.7. Góc α = 30° h(α) = I3 Ltc2.FZ = 0,23.10-5 mm2/N 4.3.3.8. Góc α = 35°
70 4.3.3.9. Góc α = 40° h(α) = I4 Ltc2.FZ = 0,16.10-5 mm2/N 4.3.3.10. Góc α = 45° h(α) = I4 Ltc2.FZ = 0,47.10-5 mm2/N 4.3.3.11. Góc α = 50° h(α) = I4 Ltc2.FZ = 1,73.10-5 mm2/N
0 1746,15 142859 23,967.10 5,5.10 5 2034,7 128436 5,889.106 1,11.10-5 10 2328 117760 5,889.106 0,92.10-5 15 2426,15 109195 1,813.106 0,28.10-5 20 2920,64 91037 1,813.106 0,23.10-5 25 3125,2 86483 1,813.106 0,21.10-5 30 3506,4 64277 1,813.106 0,23.10-5 35 3793,1 41182 0,559.106 0,09.10-5 40 4074,2 21684 0,559.106 0,16.10-5 45 4349 6300 0,559.106 0,47.10-5 50 4616,56 1517 0,559.106 1,73.10-5
72
Hình 4-8 Đồ thị biểu thị mối liên hệ giữa h(α) và góc nâng α
Kết luận:
Từ đồ thị ở hình 4-8 ta thấy h(α) lúc này là nhỏ nhất khi góc nâng α = 35°. Góc nâng nguy hiểm trong quá trình thùng ben được nâng lên mà khi đó hệ số an toàn có giá trị nhỏ nhất lúc α = 35º.
kc =π2. E. Imin Ltc2. FZ =
π2. 2,15. 105. 0,559. 106
37932. 41182 = 1,95
Trong suốt quá trình thùng xe đổ cát nâng lên từ 0º đến 50º thì tại góc nâng nguy hiểm nhất α = 35º có hệ số an toàn kccủa ống nâng ben đạt giá trị nhỏ nhất mà vẫn lớn hơn 1. Do đó, tại điểm nguy hiểm nhất này ống nâng vẫn đảm bảo hoạt động bình thường mà không bị phá hủy. Như vậy, tại các điểm khác vẫn hoạt động tốt.
Ở đây ta kiểm tra độ bền ống nâng thùng ben khi xe chở quá tải 80%. Chúng ta tính được hệ số an toàn kc = 1,95 thì vẫn còn an toàn cho ống thùng ben. Nhưng
ben là cát ướt thì lúc này lực tác dụng lên ống nâng thùng ben sẽ tăng lên… các yếu tố này chúng ta chưa xét đến.
Bởi vậy để đảm bảo an toàn cho ống nâng thùng ben khi chở hàng bắt buộc chỉ được phép chở đúng tải để đảm bảo an toàn và không vi phạm pháp luật.
74
CHƯƠNG 5: KẾT LUẬN VÀ ĐỀ NGHỊ
5.1. Kết luận
Qua hơn 5 tháng tìm hiểu, khảo sát và tìm tòi nghiên cứu thông qua các nguồn tài liệu từ sách vở, trên internet, trên thư viện,…. và sự giúp đỡ tận tình của thầy GVC. MSc. Đặng Quý dành cho chúng em, cùng với đó là sự quan tâm giúp đỡ của bạn bè, sự động viên từ phía gia đình. Cuối cùng thì đề tài nghiên cứu“TÍNH TOÁN KIỂM
TRA ỐNG NÂNG THÙNG XE KHI XE CHỞ QUÁ TẢI” của chúng em đã hoàn
thành hết các yêu cầu và vấn đề được đặt ra trong đề tài.
Đề tài của chúng em sau khi hoàn thành sẽ cung cấp cho người đọc hiểu và biết được cách kiểm tra đối với một ống nâng thùng ben thông qua việc tính toán dựa trên các công thức không quá phức tạp một cách đơn giản nhưng vô cùng hiệu quả để đánh giá khả năng chống chịu của ống nâng thùng ben trong trường hợp xe chuyên chở một khối lượng quá tải. Từ đó có những sự lựa chọn khi vận hành chuyên chở khối lượng trên xe một cách hợp lý.
5.2. Đề nghị
Trong quá trình nghiên cứu, do thời gian có hạn cũng như một vài khó khăn khách quan và giới hạn đề tài chỉ dừng lại ở vấn đề nghiên cứu tính toán kiểm tra ống nâng thùng ben với loại xe ô tô tải tự đổ có cơ cấu nâng hạ đơn giản, cụ thể là là cơ cấu ben đầu. Còn đối với loại xe có trang bị cơ cấu thanh đòn chịu lực hay còn gọi là ben càng chữ A, ben bụng thì việc phân tích lực phức tạp hơn rất nhiều, chính vì thế nên chưa có đủ điều kiện để đi sâu vào nghiên cứu mô hình như thế. Nếu sau này có điều kiện phát triển tiếp thì đề tài này sẽ đi sâu tập trung vào tính toán kiểm tra cơ cấu loại ben càng chữ A này.
Qua tính toán kiểm tra cơ cấu mà chúng em đã chọn thì khi xe chở quá tải 80% thì hệ số an toàn kc= 1,95 ống nâng ben vẫn không vấn đề gì. Nếu kể thêm một số yếu tố ảnh hưởng khác như là điều kiện mặt đường, điều kiện gió mà khi trong quá trình tính toán ta đã bỏ qua thì trong quá trình vận hành sẽ rất dê ảnh hưởng xấu đến xe thậm chí bị phá hủy kết cấu của chúng.