kết cấu kim loại máy trục

Tài liệu tham khảo kết cấu kim loại máy trục

) ( 27600 13800

2

) ( 13800 30

460

2

) ( 23800 11900

2

) ( 11900 10

1190

2

2 2

2 0

2 1

2

2 2

1

mm F

F F F

mm F

mm H

F F F

mm F

mm B

F F F

t b i t

t t

t t

b

b b

b b

= +

= +

* Xác định momen quán tính của tiết diện đối với trục X và Y

- Xét tấm biên :

) ( 10 14 , 0 12

10 1190 12

.

) ( 99167 12

10 1190 12

.

4 10

3 3

2 1

4 3

3 2

1

mm

B J

J

mm

B J

J

b y

y

b x

Tịnh tiến hệ trục (X 1 O 1 Y) và (X 2 O 2 Y) về hệ trục OXY với khoảng cách trục

10 460 2

0

0 0

δ

Ta được :

) ( 10 147

) ( 10 374 11900 235 99167

4 7

2 2 0 2 0

2 0

1

4 7

2 2

2 0 2 0

2 0

1

mm F

X J J

J

mm F

Y J J

J

b y

y

y

b x

x

x

= +

=

=

= +

= +

=

=

- Xét 2 tấm thành :

) ( 84375 12

460 30 12

.

) ( 10 375 , 3 12

460 30 12

.

4

3 0 3 4 3

4 7

3 3

0 4

3

mm

H J

J

mm

H J

J

t y

y

t x

Tịnh tiến hệ trục (XO 3 Y 3 ) và (XO 4 Y 4 ) về hệ trục OXY với khoảng cách trục:

30 1190 2

0

0 0

) ( 49218750 20460

0 99167

4 7

2 2 0 2 0

2 0

1

4 2

2 2 0 2 0

2 0

1

mm F

X J J

J

mm F

Y J J

J

b y

y

y

b x

x

x

= +

=

=

= +

= +

4 7

0 3

0 1

4 7

0 3

0 1

mm J

J

J

mm J

J

J

y y Y

x x X

= +

=

= +

=

Momen chống uốn của tiết diện đối với trục X

) ( 10 213 165

10

max

mm Y

10

max

mm X

2 5

max

max

/ 72

, 2 10 213

322188 114000

337480

mm KG W

M W

M F

N

X

X

Y Y

= +

=

+ +

c x d Qd

b J

S Q

.

.

= τ

Q : lực cắt lớn nhất tại tiết diện

75 330 (

210000

H F H

−

J x : Momen quán tính của tiết diện đối với trục x, J x = 352.10 7 ( mm 4 )

b x c : Chiều rộng tiết diện bị cắt

b c

x = 2.δt = 2.15 = 30 ( mm )

) / ( 16 , 4 30 10 352

10 04 , 55

7

6

mm KG

τ

- Ứng suất tương đương

2 2

2 2

2 max 3 2 , 72 3 4 , 16 7 , 7 KG/mm

td = σ + τ = + =

Vậy tiết diện mặt cắt thỏa mãn điều kiện bền

KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH

1- Kiểm tra ổn định dầm chính :

* Ổn định cục bộ dưới tác dụng ứng suất pháp do momen uốn M gây ra tại mặt cắt nguy hiểm :

- Đặc trưng hình học của dầm tại mặt cắt nguy hiểm :

J X = 352.10 7 mm 4

J Y = 376.10 7 mm 4

F = 51400 mm 4

63800

10

Độ mảnh của thanh :

1 , 61 8 , 234

16000 1

µ λ

5 , 6 51400

337480

mm N mm

=

σ

Dầm đủ ổn định

VII-: TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÉP CẦN

1- VỊ TRÍ TẦM VỚI LỚN NHẤT.

2 Các lực tác dụng lên cần:

 Trọng lượng bản thân cần phân bố đều theo chiều dài cần:

+ q cx = q c sinγ = 593.sin 30 0 =296.5 KG/m

+ q cy = q c cosγ = 593.cos 30 0 =513.5 KG/m

4

1 Các phản lực gối tựa:

Phản lực trong thanh răng R F

Q=- q cy z Z=0 ⇒Q=0 Z=18⇒Q=-9468 KG N= R B + q cx z+ S B

Z=0 ⇒N=206114KG Z=18⇒N=211586 KG +Xét mặt cắt (2-2) Mx=- q cy (z+18).(z+18/ 2)- R Fy z Z=0⇒Mx=-85212KG Z=5⇒Mx=0 Q=- q cy (z+18)+ R Fy

Z=0⇒ Q=-9468 KG Z=5⇒ Q=15727 KG N= R B + q cx (z+18) + S B + R Fx cosδ

Z=0 ⇒N=206114KG

Z =5⇒N=279845 K

TỔ HỢP ΙΙ b

1 Trong mặt phẳng thẳng đứng:

Các lực tác dụng :

 Trọng lượng bản thân cần phân bố đều theo chiều dài cần:

Các phản lực gối tựa:

 Phản lực trong thanh răng R F

 Phản lực gối tựa tại chốt đuôi cần R o’ , R o’’

6

17677 8372 29827 75352

N (KG)

Q (KG)

M x (KGm)

R o'' a

f qt

176547

221064 186015

313787

Z=0 ⇒N=176547KG Z=18⇒N=186015 KG

+Xét mặt cắt (2-2) Mx=- q cy (Z+18).(Z+18/ 2)- R F sin 50 0 Z+ Fqt.(Z+18).(Z+18)/ 2

Z=0⇒Mx=-75352 KG Z=5⇒Mx=0 Q=- q cy (Z+18)+ R F sin 50 0 Z+ Fqt.(Z+18).

Z=0⇒ Q=-17677 KG Z=5⇒ Q=29827 KG N= R B + q cx (z+18) + S B + R F cos50

Z=0 ⇒N=186015KG

Z =5⇒N=313787 K

2 Trong mặt phẳng ngang:

Các lực tác dụng :

 tải trọng gió phân bố đều theo phương ngang:

P g c = P c F c

P c : áp lực gió lên cần.

P c = q 0 n.c.η.β (Kg/m 2 )

c : hệ số khí động học , c = 1,4 ( bảng 1.7 [1] ).

η : hệ số quá tải, tính theo phương pháp ứng suất cho phép η =1

β : hệ số động lực, β = 1

F c : diện tích chắn gió của cần, F c =30 m 2

P g c = 945 KG

q g =

c

c g

Phản lực tại chốt chân cần

2 Các lực tác dụng lên cần:

 Trọng lượng bản thân cần phân bố đều theo chiều dài cần:

2 Các phản lực gối tựa:

Phản lực trong thanh răng R F

Q=- q cy z Z=0 ⇒Q=0 Z=18⇒Q=-7020 KG N= R B + q cx z+ S B

Z=0 ⇒N=153355KG Z=18⇒N=161725 KG

+Xét mặt cắt (2-2) Mx=- q cy (z+18).(z+18/ 2)- R Fy z Z=0⇒Mx=-63180KG Z=5⇒Mx=0 Q=- q cy (z+18)+ R Fy

Z=0⇒ Q=-13609 KG Z=5⇒ Q=11609 KG N= R B + q cx (z+18) + S B + R Fx cosδ

S B

68130

13609

7020 11660 153355

161725 171345

1 Trong mặt phẳng thẳng đứng:

Các lực tác dụng :

 Trọng lượng bản thân cần phân bố đều theo chiều dài cần:

+ q cx = q c sinγ = 593.sin 50 0 =454 KG/m

+ q cy = q c cosγ = 593.cos 50 0 =381 KG/m

10

 Phản lực tại chốt liên kết cần và vòi:

1 Các phản lực gối tựa:

 Phản lực trong thanh răng R F

Các phản lực gối tựa:

 Phản lực trong thanh răng R F

 Phản lực gối tựa tại chốt đuôi cần R o’ , R o’’

Z=0 ⇒N=131654KG Z=18⇒N=137234 KG

+Xét mặt cắt (2-2) Mx=- q cy (Z+18).(Z+18/ 2)+ R F sin 65 0 Z- Fqt.(Z+18).(Z+18)/ 2

Z=0⇒Mx=-73029 KG Z=5⇒Mx=0 Q=- q cy (Z+18)- R F sin 65 0 Z+ Fqt.(Z+18).

Z=0⇒ Q=15371 KG Z=5⇒ Q=13476 KG N= R B + q cx (z+18) + S B + R F cos65

137234 148353

13476 8115 15371 73029

γ δ

 Trọng lượng bản thân cần phân bố đều theo chiều dài cần:

3 Các phản lực gối tựa:

 Phản lực trong thanh răng R F

 Phản lực gối tựa tại chốt đuôi cần R o’ , R o’’

3 Các phản lực gối tựa:

Phản lực trong thanh răng R F

Q=- q cy z Z=0 ⇒Q=0 Z=18⇒Q=-1890KG N= R B + q cx z+ S B

Z=0 ⇒N=54550KG Z=18⇒N=65314 KG

Z=0⇒ Q=-3664 KG Z=5⇒ Q=3139 KG N= R B + q cx (z+18) + S B + R Fx cosδ

Z=0 ⇒N=66293KG

Z =5⇒N=68283 KG

TỔ HỢP ΙΙ b

1 Trong mặt phẳng thẳng đứng:

Các lực tác dụng :

14

 Trọng lượng bản thân cần phân bố đều theo chiều dài cần:

2 Các phản lực gối tựa:

 Phản lực trong thanh răng R F

 Phản lực gối tựa tại chốt đuôi cần R o’ , R o’’

64979 66526 69516

Z=18⇒Q=-2985KG N= R B + q cx Z+ S B

Z=0 ⇒N=54215KG Z=18⇒N=64979 KG

+Xét mặt cắt (2-2) Mx=- q cy (Z+18).(Z+18/ 2)+ R F sin 72 0 Z- Fqt.(Z+18).(Z+18)/ 2

Z=0⇒Mx=-26869KG Z=5⇒Mx=0 Q=- q cy (Z+18)- R F sin 72 0 Z+ Fqt.(Z+18).

Z=0⇒ Q=5788 KG Z=5⇒ Q=4958 KG N= R B + q cx (z+18) + S B + R F cos72

Z=0 ⇒N=6526KG

Z =5⇒N=6816 KG

VIII- KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN BỀN VÀ ỔN ĐỊNH CẦN

Để tiến hành kiểm tra bền cần ta thực hiện 3 mặt cắt :

 Mặt cắt đi qua vị trí chốt kiên kết cần và thanh kéo dối trọng ( mặt cắt có nội lực sinh ra lớn nhất )

16

 Mặt cắt đi qua vị trí chốt kiên kết cần và vòi

 Mặt cắt đi qua vị trí chốt kiên kết đuôi cần

Ta đặt các tấm lát liên tục trên tấm biên chịu nén cản trở sự xoay của tiết diện dầm nên có thể bỏ qua bước kiểm tra ổn định tổng thể của cần khi chịu xoắn

1 Mặt cắt đi qua vị trí chốt kiên kết cần và thanh kéo dối trọng

* Kích thước hình học mặt cắt :

) ( 131600 44000

87600

) ( 44000 22000

2

) ( 22000 10

2200

2

) ( 87600 43800

2

) ( 43800 1460

30 2

2 2

2 0

2 1

2

2 2

1

mm F

F F F

mm F

mm H

F F F

mm F

mm B

F F F

t b i t

t t

t t

b

b b

b b

= +

= +

* xác định momen quán tính của tiết diện đối với các trục X và Y

- Xét 2 tầm biên :

) ( 2500470000 12

30 1460 12

.

) ( 354375 12

30 1460 12

.

4 3

3 2 1

4 3

3 2

1

mm

B J

J

mm

B J

J

b y

y

b x

Tịnh tiến hệ trục (X 1 O 1 Y) và (X 2 O 2 Y) về hệ trục OXY với khoảng cách trục

110 2200 2

0

0 0

δ

Ta được

) ( 10 5 , 2

) ( 10 232 , 1 18900 5 , 807 354375

4 9

2 2 0 2 0 2 0

1

4 10

2 2

2 0 2 0

2 0

1

mm F

X J J

J

mm F

Y J J

J

b y

y

y

b x

x

x

= +

=

=

= +

= +

=

=

- Xét 2 tấm thành :

) ( 10 5 , 4 12

2200 10 12

.

) ( 10 12 , 5 12

2200 10 12

.

4 5

3 0 3 4 3

4 9

3 3

0 4

3

mm

H J

J

mm

H J

J

t y y

t x

Tịnh tiến hệ trục (XO 3 Y 3 ) va ø(XO 4 Y 4 ) về hệ trục OXY với khoảng cách trục

10 1460 2

0

0 0

) ( 10 5 , 4

) ( 10 82 , 13 24000 5 , 602 10

12 , 5

4 5

2 2 0 2 0 4 0

3

4 9

2 9

2 2 0 3 0 4 0

3

mm F

X J J

J

mm F

Y J J

J

b y

y y

t x

x x

= +

=

=

= +

= +

4 10

5 5

0 3

0 1

4 10

10 10

0 3

0 1

mm J

J J

mm J

J J

y y Y

x x X

= +

= +

=

= +

= +

=

Momen chống uốn của tiết diện đối với trục X

) ( 10 414 , 6 815

10 228 ,

max

mm Y

10

max

mm X

2 1 2 2

1 2 1 2

2 2

.

2 )

.(

4

4

δ δ

δ δ γ

δ δ δ δ δ

γ

h b

h b h

b h b

h b s

F J

+

= + + +

1205

15 15 1615 1205 1

.

.

2 1

2 1 2 2

mm h

b

h b

+

= +

=

⇒

δ δ

δ δ γ

- Ứng suất pháp lớn nhất sinh ra trên tiết diện :

2 7

7 max

max

/ 29 , 11 10 96 , 5

54765 10

414 , 6

730920 131600

14835000

mm kG W

M W

M F

N

y Y x

X

= +

+

=

+ +

c x Y QY

b J

S Q

.

.

= τ

Q y = 54765 ( kG ) : Lực cắt lớn nhất tại tiết diện giữa cần trong mặt phẳng nâng

15 1630 (

37800

H F H

−

J x : Momen quán tính của tiết diện đối với trục x, J x = 5,228.10 10 ( mm 4 )

b x c : chiều rộng tiết diện bị cắt

b c

x = 2.δt = 2.15 = 30 ( mm )

) / ( 25 , 2 30 10 228 , 5

10 6 , 80

10

6

mm kG

τ

- Ứng suất tiếp do Q x gây ra

c y y

c y X QX

b J

S Q

24000 2

1260 37800 2

3 6

0

mm S

B F B F S

c y

t t

b c y

= + +

=

+ +

J Y : Momen quán tính của tiết diện đối với trục y : J Y =5.10 10

b y c : chiều rộng tiết diện bị cắt

b y c =2δb = 2.15 = 30 ( mm )

) / ( 2 , 0 30 10 5

10 73 , 52 945

10

6

mm kG b

J

S Q

c y y

c y X

τ

- Ứng suất tiếp do momen xoắn gây ra

) / ( 03 , 0 10 1 , 2

=

+ + +

= +

+ +

=

) / ( 21 , 12

) 03 , 0 2 , 0 25 , 2 (

3 29 , 11 )

( 3

2

2 2

2 2

max

mm kG

Z QY QX

σ

σtd < [σ] : vậy tiết diện đủ bean

2 Mặt cắt đi qua vị trí chốt kiên kết cần và vòi

- Tại vị trí đầu cần chủ yếu chịu nén và xoắn

Ta có : N Z = 115271 kG ; M Z = 68398000 kGmm

Diện tích tiết diện :

) ( 65600 21600

44000

) ( 44000 21000

.

2

) ( 21000 50

420

2

) ( 21600 10800

.

2

) ( 10800 10

1080

2

2 2

2 0

2 1

2

2 2

1

mm F

F F

F

mm F

mm H

F F

F

mm F

mm B

F F

F

t b i

t

t t

t

t

b

b b

b

b

= +

= +

Momen quán tính chống xoắn tự do của tiết diện :

2 1

2 1 2 2

1 2 1 2

2 2

.

2 )

.(

4

4

δ δ

δ δ γ

δ δ δ δ δ

γ

h b

h b h

b h b

h b s

F J

+

= + + +

50 15 469 710 2 1

.

.

2 1

2 1 2 2

mm h

b

h b

+

= +

=

⇒

δ δ

δ δ γ

- Ứng suất pháp lớn nhất sinh ra trên tiết diện :

σtd < [ σ ] : vậy tiết diện đủ bền

3 Mặt cắt đi qua chốt đuôi cần

Ta có : Kích thước hình học mặt cắt

) ( 172780 73780

99000

) ( 73780 36890

2

) ( 36890 70

527

2

) ( 99000 49500

2

) ( 49500 3300

15 2

2 2

2 0

2 1

2

2 2

1

mm F

F F F

mm F

mm H

F F F

mm F

mm B

F F F

t b i t

t t

t t

b

b b

b b

= +

= +

* xác định momen quán tính của tiết diện đối với các trục X và Y

- Xét 2 tấm biên :

) ( 10 9 , 2 12

10 3300 12

.

) ( 10 8 12

10 3300 12

.

4 10

3 3

2 1

4 5

3 3

2 1

mm

B J

J

mm

B J

J

b y

y

b x

Tịnh tiến hệ trục (X 1 O 1 Y) và (X 2 O 2 Y) về hệ trục XOY với khoảng cách trục

10 527 2

0

0 0

δ

Ta được :

) ( 10 9 , 2

) ( 10 7 , 3 443080

5 , 287 10

5 , 8

4 10

2 2 0 2 0

2 0

1

4 10

2 5

2 2 0 2 0

2 0

1

mm F

X J J

J

mm F

Y J J

J

b y

y

y

b x

x

x

= +

=

=

= +

= +

=

=

- Xét 2 tấm thành :

) ( 10 38 , 2 12

527 70 12

.

) ( 10 1 , 1 12

527 70 12

.

4 7

3 0 3 4 3

4 9

3 3

0 4

3

mm

H J

J

mm

H J

J

t y

y

t x

Tịnh tiến hệ trục (XO 3 Y 3 ) và (XO 4 Y 4 ) về hệ trục XOY với khoảng cách trục:

70 3300 2

0

0 0

) ( 10 6 , 8 44800 1379 10

1 , 1

4 5

2 2 0 2 0 4 0

3

4 10

2 9

2 2 0 2 0

2 0

1

mm F

X J J

J

mm F

Y J J

J

t y

y y

t x

x

x

= +

=

=

= +

= +

=

=

- Xét toàn bộ mặt cắt tiết diện

( ) ( )

( ) (2 2 , 9 10 2 , 83 10 ) 6 , 0 10 ( )

2

) ( 10 6 , 24 10

6 , 8 10 7 , 3 2 2

4 10

7 10

0 3

0 1

4 10

10 10

0 3

0 1

mm J

J

J

mm J

J J

y y Y

x x X

= +

= +

=

= +

= +

=

Momen chống uốn của tiết diện đối với trục Y

) ( 10 1 , 4 1436

10

max

mm X

max

max

/ 01 , 1 10 1 , 4

54765000 175760

173670

mm kG W

M W

M F

N

y Y x

X

= +

=

+ +

2 1 2 2

1 2 1 2

2 2

.

2 )

.(

4

4

δ δ

δ δ γ

δ δ δ δ δ

γ

h b

h b h

b h b

h b s

F J

+

= + + +

70 10 537 3370 1

.

.

2 1

2 1 2 2

mm h

b

h b

+

= +

=

⇒

δ δ

δ δ γ

- Ứng suất tiếp do Q Y gây ra :

c x x

c x Y QY

b J

S Q

.

.

= τ

Q y = 40248 ( kG ) : Lực cắt lớn nhất tại tiết diện giữa cần trong mặt phẳng nâng

15 590 (

86160

H F H

−

J x : Momen quán tính của tiết diện đối với trục x, J x = 24,6.10 10 ( mm 4 )

24

b x c : Chiều rộng tiết diện bị cắt

b c

x = 2.δt = 2.80 = 160 ( mm )

) / ( 08 , 0 160 10 6 , 24

10 5 , 7

10

7

mm kG

τ

- Ứng suất tiếp do Q x gây ra

Voi:: Q X : Lực cắt lớn nhất tại tiết diện trong mặt phẳng ngang

Q X = 945 ( kG )

S y c : Momen tĩnh các phần bị cắt bỏ đối với trục y

) ( 10 7 , 3 ) 80 2678 (

89600 2

2872 86160 2

3 8

0

mm S

B F B F S

c y

t t

b c y

= + +

=

+ +

J Y : Momen quán tính của tiết diện đối với trục y : J Y =6,0.10 10

b y c : Chiều rộng tiết diện bị cắt

b y c =2δb = 2.15 = 30 ( mm )

) / ( 1 , 1 30 10 6

10 7 , 3 9 , 5404

10

8

mm kG b

J

S Q

c y y

c y X

τ

- Ứng suất tiếp do momen xoắn gây ra:

) / ( 01 0 10 45 , 3

) 01 , 0 08 , 0 1 , 1 (

3 01 , 1 ) (

3

2

2 2

2 2

max

mm kG

Z QY QX td

=

+ + +

= +

+ +

σ

σtd < [σ] : vậy tiết diện đủ bền

ξ2.5 KIỂM TRA MỐI GHÉP HÀN

Phần kết cấu thép nâng cao được cấu tạo từ các tấm thép liên kết với nhau bằng mối ghép hàn, các mối hàn này chạy dọc theo mép của tấm biên và tấm thành

Mối hàn trong dầm sẽ chịu ứng suất tiếp do các lực cắt và lực dọc gây ra, chịu ứng suất dưới tác dụng momen uốn

Chiều cao mối hàn h h = 3 mm

Chiều dài mối hàn ∑l h = 7260 mm

- Ứng suất tiếp do lực dọc gây ra:

333 , 111 7260

3

2424840

117012 15620

l h

Q Q

2 2 1

Vậy mối hàn đảm bảo điều kiện bền.

IX- KIỂM TRA MỐI GHÉP BULÔNG

Để đảm bảo khả năng chịu lực và độ tin cậy cao trong suốt quá trình làm việc, ta sử dụng loại bulông có cường độ cao Loại bulông này được làm từ thép hợp kim 40X, sau đó được gia công nhiệt Giống như các loại buông thường (bulông thô), độ chính xác của bulông có cường độ cao không cao, nhưng do bulông được làm từ thép có cường độ cao nên ta có thể vặn đai ốc rất chặt (bằng cờ lê lực) làm cho thân bulông chịu kéo và

26

gây lực ép rất lớn lên các chi tiết ghép.Mối ghép chịu các lực N, M x , M y Do đó, ứng suất trong các bulông lắp ráp được xác định như sau:

1

1 1

.

y x

x bl

J

x M J

y M F n

=

σ

+ M ux =472086142 ( Nmm ) + M uy =735298381 ( N / mm ) + N =2424840 ( N / mm ) + J x =4,477.1010 ( mm4) + F =128200 ( mm2) + J y =7,4615.10 10 ( mm4) + n=56 bulông

Lấy tọa độ của bulông xa nhất (960,780) để kiểm tra bền:

2

10 7 , 4615 10

960 735298381 10

477 , 4

780 472086142 128200

56

2424840

+ +

Vậy mối ghép đảm bảo điều kiện bền.

PHẦN 3- TÍNH ỔN ĐỊNH CẦN TRỤC

Theo qui định về an toàn, tất cả các máy trục di động kiểu cần đều phải được thiết kế và chế tạo đảm bảo đứng vững không bị lật.

3.1 Tính đứng vững

của cần trục khi có vật nâng:

Hình 8.1: Sơ đồ các tải trọng tác dụng lên cần trục.

Hệ số đứng vững khi có vật nâng, tức là tỉ số giữa mômen do trọng lượng tất cả các bộ phận của cần trục với mômen do vật nâng gây ra đối với cạnh lật, có tính đến tất cả các tải trọng phụ (gió, lực quán tính và ảnh hưởng do độ nghiêng lớn nhất cho phép của mặt đường), phải không được nhỏ hơn 1,15 Khi chỉ tính với tải trọng làm việc lớn nhất (không tính tất cả các tải trọng phụ) thì hệ số đứng vững khi có vật nâng phải không nhỏ hơn 1,4

- Đối với cần trục phải tiến hành kiểm tra đứng vững có vật cho cả 2 trường hợp tính toán.

- Phép tính tiến hành cho trường hợp các cơ cấu nâng và cơ cấu quay đồng thời làm việc khi cần ở vị trí bất lợi nhất Trong mặt phẳng treo vật có các tải trọng sau đây tác dụng :

Q :Trọng lượng vật nâng

Q m :Trọng lượng bộ phận mang vật

G c :Trọng lượng của cần

G'

q :Trọng lượng phần quay (không kể cần)

G :Trọng lượng phần không quay của cần trục

P qt : Lực quán tính khối lượng vật nâng xuất hiện trong thời kì mở máy hoặc phanh cơ cấu nâng

P l v , P 1 c , P 1 q :Lực li tâm của vật nâng cùng với bộ phận mang vật, của cần và của phần quay, xuất hiện khi quay cần trục.

W v , W c , W ct : Lực gió tác dụng lên các diện tích chịu gió của vật nâng, của cần và của cần trục (không kể cần).

Ta sẽ xét trong trường hợp cần trục nâng hàng ở tầm với lớn nhất L = 30 (m), ứng với tầm với này là sức nâng Q = 30 (T).

3.1.1 Hệ số đứng vững khi có vật, có tính đến ảnh hưởng tất cả các tải trọng phụ:

- Kiểm tra theo công thức:

15 , 1

M

M M M M M M M

+ l = 2,2 (m) : Khoảng cách từ trục quay của cần trục đến cạnh lật.

+ Q = 30 (T) : Tải trọng của vật nâng.

=> M v = 30 x (30 – 2,2) = 834 (T.m)

28