!.-~;.-.

Mosna dizalica 213

7. KOLICA MOSNE DIZALICE - MOSNA

DIZALICA

Na SI. 7.1 je prikazana shema mosne dizalice sa dva glavna sanducasta nosaca,

2

2r-­

/ r0o­

D '0 /

/

..,J.. .z, /' \

D D o n S1. 7.1

Glavni delovi su:

1. Glavni nosac most; 2. Kolica; 3. Pogon kretanja dizalice; 4. Kabina.

214 Dizalice

Mosna dizalica moze da ima dva glavna nosaca iIi jedan glavni nosac (ako je u pitanju jednogreda mosna dizalica). Glavni nosaci su vezani za ceone nosace (obicno rnontaznirn vezama). U ceonim nosacima su smesteni tockovi (pogonski i slobodni). Tockovi omogucavaju translatorno kretanje mosne dizalice po sinarna.

Vertikalni tockovi su obicno sa obodima (ako nisu ugradeni horizontalni tockovi). Horizontalni tockovi primaju horizontalne sile, pa se tada ugraduju vertikalni tockovi bez oboda.

Po glavnim nosacima mosne dizalice se krecu kolica (obicno po gornjem pojasu). Glavni nosaci mogu biti limene i resetkaste konstrukcije. Nosaci resetkaste konstrukcije se upotrebljavaju za vece raspone jer su tada ekonornicniji. Limeni nosaci su obicno sanducasti (formirani obicno zavarivanjem) iii valjani profili,

Kolica se krecu translatorno po glavnim nosacima i na njima su smestani mehanizmi za dizanje i kretanje kolica. Cesto postoji glavno i pomocno dizanje.

Duz glavnih nosaca su postavljene staze, koje sluze za smestanje pogona i trolnih,~

vodova, a takode predstavljaju ukrucenje strukture mosta u horizontalnoj ravni':I~j~)~ Struktura mosne

opterecenja. dizalice moze dobra da prihvata i hQJjl:.Q1JJ~l!HLL_'yertikab~ }~i'

.,~...:;:' ' ..~.:;.

/;;. ",

Ceoni nosaci su snabdeveni odbojnicima koji u slucaju otkazivanja krajnjih iskljucivaca stupaju u dejstvo.

"&0

B , I

n:-."""I . .~ ] ~ D I­

~ ~~ I

~~ I'-"

I-o!­! § I

~io!oo t!

j I

H0­I [iH ...!. -I I

ij~ .47.,..

1"1--""'1

- ; .......-....1 . '1'

I I

I I

n I I

!+ I I

B

6 ~+."

0::::

s

Sf. 7.2

Mosna dizalica 215

Ako je upravljanje mosne dizalice sa poda (brzine translatornog kretanja dizalice ne treba da su vece od 30 m /min), onda u sklopu dizalice nije ugradena kabina. U suprotnom je izgradena kabina u sklopu dizalice. Na Sf. 7.2 je prikazana dizalica koja ima osam tockova (ceoni nosac ima zglobnu konstrukciju).

U poslednje vreme su se pojavile nove kostrukcije dizalica mosnog i ramnog tipa sa ciljem da se smanji masa dizalice. Umesto dvogredih dizalica primenjuju se jednogrede dizalice, a kuka je postavljena sa strane glavnog nosaca, odnosno rezultantna tezina kolica i korisnog tereta je ekscentricna u odnosu na poduznu osu glavnog nosaca.

Vertikalna opterecenja primaju vertikaini tockovi kolica. Sile od uticaja momenta ekscentriteta od tezine kolica i korisnog tereta primaju horizontaini tockovi iIi takode vertikaini tockovi.

Jednogreda mosna dizalica ima znacajno manju masu sto je znacajno za vece raspone.

Zbog ekscentricnosti kolica sa teretom, glavni nosac je opterecen i na uvijanje,

Na Sf. 7.3 je prikazana konstrukcija jednogrede mosne dizalice sa kostrukcijom kolica kao na Sf. 7.4 a.

A Pogled A

Sf. 7.3

Kolica mogu biti razlicite konstrukcije, pri tome su: Q -korisni teret;

G -sopstvena tezina.

216

/I

q~a N,

, ~'-- ­,I I I

6 I

~ ~ Hz)

q,G

Svi tockovi su, kod ovog tipu konstrukcije kolica, bez oboda.

Sl. 7.4, a

Kod konstrukcije koJica n. Sl. 7.4b vertikalni tockovi \U

sa obodima i primaju uII' "J vertikalne sile i momcIll,}

ekscentriciteta.

Sl. 7.4, b

Kod konstrukcije kolica (51. 7 .... i

kosi tockovi ucestvuju u prihval4Uil J'*

vertikalnog opterecenja i monwm+ ekscentriteta (zajedno sa hOfIJt;,jj, talnim tockovima). Tockovi su u ." bodima. Da bi bila uspostavljeee ravnoteza sve sile treba da se ~h ... tacki "a".

Sl. 7.4, C

Na Sl. 7.5 je prikazana konstrukcija kolica dvogrede mosne dizalice.

1. Reduktor za pogon dizanja; 2. Dobos za dizanje; 3. Kociona spojnica mehanizma za dizanje; 4. Kocnica mehanizma za dizanje; 5. Elektromotor mehanizma za dizanje; 6. Elektromotor pogona za kretanje; 7. Spojnica; 8. Reduktor pogona kretanja; 9. Koturaca: 10. Pogonski tocak: 11. SIobodni tocak.

Mosna dizalica 217

9

8

Sf. 7.5

Na Sl. 7.6 je prikazana konstrukcija rama kolica

Sl. 7.6

Geometrija rama kolica je postavljena tako de moze da ponese sva opterecenja od korisnog tereta, sopstvene tezine i svih mehanizama. Sklopovi pogonskih i slobodnih tockova su tako konstruisani da se lako mogu montirati i demontirati na ram kolica.

Dokazi napona kod rama kolica se vrse za glavne (uzduzne) i poprecne nosace (Sl.7.6).

218 Dizulice

Glavni uzduzni nosac (SI. 7.7) je opterecen silama:

r:Ii '2 III ! ML I>w.J. 111

r---"---Fj ~ j

I 01, ~

'1 L

SI. 7.7

tr ,'~ .1, Q + 2 G q = R','0/ ."4 ,. 3" .

1 F2 "3' ,. GR' (7.1).-v

F3 .-v ,.'ljJ. ~.

gde su:

GR -tezina reduktora mehanizma za dizanje; Q -korisni teret; GK -tezina koturace; y -koeficijent povecanja opterecenja usled pogonske klase;

-koeficijent povecanja opterecenja usled oscilacija tereta; 'II Y i 'II -su definisani JUS M.D 1.050..

Dokaz napona se vrsi za preseke I-I ill-II.

Na SI. 7.8 su prikazani preseci: y

"1"

----t---tt-_l ! Ptese« D-lJ ,

Presek[-I

SI. 7.8

I M fmax (lfl-l W < (ldop

xl (7.2) Mil

(lnl_1I = W < (l(/op x2

y,

"2"

219 Mosna dizalica

Wx l Ix

=­YI

I XI Wx 2 =-, Y2

(7.3)

a u3 = .J3. T3'

a u3 < adop'

T3 = FT ll - lI . Sx

i, .61 (7.4)

Poprecni nosac koji nosi kotur za izravnavanje (Sf. konstrukciju kolica prema Sf. 7.5) silom Q/ 2.

7.9) je opterecen (za

Sf. 7.10

BA

Sf. 7.9

Poprecni presek nosaca obicno je definisan kao na Sf. 7.10.

M fmax. W <adop'

x

Na Sf. 7.I I je prikazan nacin pogona kolica pomocu uzeta.

Mehanizam kretanja kolica pomocu meta se uglavnom primenjuje za kolica gradevinskih stubnih dizalica kao i kod kabl dizalica.

£-~~~.H<_ S<m: ~.~--~-----_._~.

4--0

9

'max

--_.­~~~~

Sf. 7.11

220 Dizulice

Za kruti ram (5) je nepokretno pricvrscena osa na kojima se slobodno okrecu toe­kovi (6) i koturovi (3). Preko koturova (3) je prebaceno uze (2) mehanizma za dizanje tereta, Jedan kraj uzeta (2) je vezan za dobos (1) (dobos koji ima narezane navoje), a drugi kraj je vezan za metalnu konstrukciju strele po kojoj se krecu kolica. Pri kretanju kolica po streli koturovi (3) i (4) se okrecu, sto stvara dopunske otpore kretanju kolica.

Uze za vucu kolica je vezano za dobos za vucu. Krak uzeta (8) je sa jedne strane vezan za dobos (7), a drugi kraj uzeta je vezan za ram kolica. Krak (9) je vezan za dobos i preko kotura (10) je vezano za drugi kraj rama kolica.

Kad se krak (8) odmotava, krak (9) se namotava na dobos (7) i obrnuto, sto omogucava kretanje kolica.

Otpori u koturovima mehanizma za dizanje (kolica se krecu desno) je jednak:

Wk=S4- S1,

1 S4 =-,S3, (7.5)

T/

IS7=-,Sl

- T/ '

11 -stepen korisnosti kotura ; 11 < 1.

S2 + S3 = Q + Gko

gde su:

Q -korisni teret; Gko -tezina kolica;

S2 =11" S3 ,

sadaje:

S - Q+Gko 3- 1+T/'

S - Q + Gko . .!. 4 - 1+T/ T/'

S, = T/' S2 = T/2 . S3 = T/3 . S4,

pa je:

S _ (Q + Gko ). T/2 (7.6)

1- 1+T/ '

sadaje:

W = Q + Gko _ (Q + Gko ). T/2K

(1+T/)'T/ 1+T/ ' (7.7)

( Q + Gko ). ( 1- T/3 )WK = ---,------:-'----'­

(1+T/)'T/ '

Mosna dizalica 221

(Q + G ko ) . ( 1- rl )0 1- r] ) (7.8)WK = (2)

(

.l-r] or]

Ako je broj krakova koturace mehanizma za dizanje a=2,onda se moze napisati:

odnosno:

(7.9)

Horizontalna sila zatezanja u uzetu H T je jednaka:

- %t . g . l;naxHT-

8·y

gde su:

quI. -rnasa jednog metra uzeta za VUCU;

[max -najvece moguce rastojanje izrnedu dobosa (7) i tacke vezivanja za ram (5).

Uzima se daje:

y = (1/30 ... 1150) [max.

Otpor usled sile zatezanjaje sada:

Wr = HT-HT· rid" rtk ,

gde su:

rtk -stepen korisnosti kotura 10; n« -stepen korisnosti dobosa,

Ukupni otpori kretanja kolica su:

W= WI + WK + WT ,

gde je :

WI -otpori trenja u leiistima tockova kolica, trenja tockova po sinama zakosenja tockova.

222 Dizalice

7.1 PRORACUN NOSECE KONSTRU,KCIJE DVOGREDIH MOSNIH DIZALICA

Noseca celicna konstukcija mosnih dizalica se sastoji od glavnih i ceonih nosaca (Sf. 7.12). Po glavnim nosacima krecu se kolica, a na ceonim nosacima je montiran mehanizam zakretanje dizalice.

st. 7.12

Glavni nosaci se izvode kao resetkaste iIi kutijaste konstukcije. Zbog jednostavnije izrade, kutijasta konstrukcija je potisnula resetkastu, mada je kod velikih raspona (L> 40m) zbog znacajnog smanjenja rnase, svrsishodno primeniti reSetkastu konstukciju.

st. 7.13

U zavisnosti od vrste transportnog procesa koji dizalica obavlja, zavisi i njena opsta konstukcijska forma, pa se mosne dizalice dele u dye opste klase:

a) Mosne dizalice opste namene; b) Mosne dizalice specijalne namene.

Mosne dizalice uobicajene klase opste namene se izraduju za nosivost masa od: Q =5 ; 6.3 ; 8 ; 10 ; 12.5 ; 16 ; 20 ; 25 ; 32 ; 40 ; 63 ; 80 i 100 t, a u saglasnosti sa standardom JUS M.D1.021, kojim je i sire definisan potrebni niz standardnih nosivosti, U zavisnosti od broja radnih ciklusa, dizalice su razvrstane u pogonske klase prema standardu JUS M.D 1.020.

Mosna dizalica 223

Uobicajeno je da se mosne dizaJice opste namene projektuju za pogonsku klasu 2, ukoliko nema posebnih zahteva od strane narucioca. Raspon dizalice je vezan za gradevinsku dispoziciju hale, odnosno dizalicne staze i standardne vrednosti su definisane standardom JUS M.D 1.024. Uobicajeni rasponi mosne dizalice opste namene su u dijapazonu L = 8 ... 35 m.

Visine dizanja zavise od opste dispozicije tehnoloskog procesa u koji je diza-lica ukljucena. Opsti niz standardnih visina je definisan standardom JUS M.D 1.022, ma-da se ako nema posebnih zahteva usvaja osnovna vrednost za visinu dizanja H = 10 m.

Izboru brzine dizanja i kretanja treba posvetiti maksimalnu paznju, jer direktno uticu na eksploataciona svojstva i pouzdanost dizalice. Opsti niz radnih brzina je definisan standardom JUS M.D 1.022. Ukoliko nema posebnih zahteva, diktiranog potrebama tehnoloskog procesa, racionalno je primeniti brzine prema tabeli 7. I.

Tabela 7.1

Nosivost (t) Brzina (m1min)

dizanja Kolica (rnacke) I Dizalice (mosta)

Za sve nosivosti

16 , , 16, I

20 , 20,, 25 , 25,

I

32 I 32,

40120 ,

40120,. ,

Komanda iz kabine ---------------------------j-------------------------­

50 I 50, 63

I

63I ,

5 10 6,3 10 8 8 10 8

12,5 8 16 6,3 20 6,3 25 6,3 32 5 40 4 50 4

Dijagram preporuke izbora brzine kretanja kolica datje u dijagramu na st. 7.14.

t 100 ---.

.S 80 E 63:g 50 .~ 40N 32 ] 25 a 20 'S 16 m 12.5

10

5678910 152025304050 100 150 200~ Raspon dizalice (m)

Dijagram 7.1

Sl. 7.14

224 Dizalice

Na osnovu ove kratke rekapitulacije opsega osnovnih tehnickih parametara definitivno se definisu projektni parametri dizalice:

Q, t - nazivna nosivost;

L,m - raspon dizalice;

H,m - visina dizanja;

vd,.~ • m/min - glavna brzina;

Vd,p, m/min - fina brzina dizanja (po potrebi);

Vk, m/min - brzina kretanja kolica (macke):

Vm , m/min - brzina dizalice (mosta);

Pogonska klasa - 2 (odnosno 1,3 ili 4).

Fina brzina dizanja se po potrebi ostvaruje u odnosu 1:5 ili 1:10 prema glavnoj brzini dizanja tereta.

Pored klasicnih izvodenja mehanizama za dizanje, za nosivosti masa do 16 t, moguca je u nasim uslovima ugradnja kompaktnog vitIa na kolicima.

Brzine dizanja kolica sa kompaktnim vitlom su date u tabIici 7.2.

Tabela 7.2

Q(t) vdizfmlmin]

5 811,4 * 6,3 811,8 * 8 811,8 * 10 5,511,3 *

12,5 5,511,3 * 16,5 4/0,9 *

* Drugi podatak se odnosi na finu brzinu dizanja

Kada su definisani svi osnovni parametri dizalice, jedina neophodna, a unapred nepoznata velicna je masa kolica, koju za kolica sa klasicnim mehanizmom dizanja mozerno u prvom priblizenju odrediti izrazom:

(7.10)

Q- nosivost dizalice.

Koeficijenti u izrazu 7.10 definisani su u tabeli 7.3.

Tabela 7.3

Pogonska klasa 1 2 3 4 mit) 1 1.2 1.8 1.8

k 0.07 0.08 0.20 0.20 a 1.15 1.20 1.0 1.0

Masa kolica sa kompaktnim vitlom firme "Stahl za nosivosti od 5 do 16 t su II

prikazane u tabeli 7.4.

--

Mosna dizalica 225

Tabela 7.4

Q, t m k » t

5 0.96 8 1.15 10 1.30

12.5 1.48 16 1.55

7.1.1

IZBOR OSNOVNE GEOMETRIJE NOSACA

Posto je raspon mosta zadata velicina, na osnovu empirijskih preporuka se u prvom priblizenju usvajaju gIavne dimenzije oblika nosaca.

H LH- L . b2 =--; b2min = 50; bz > b2 min (7.11)- 14...20' 2...3

L4=-; h = (0.4 .., 0.6)· H .

5...7

Velicina kosine "e" (Sf. 7.J5) nema preteranog znacaja na smanjenje tezine gIavnog nosaca i obicno se usvaja: e = (0.1 ... 0.2) L. Medutim, kod dizaliea gde se upravIja iz kabine sa strane, zbog unifikaeije montaze kabine i trolnog napajanja strujom, kosina obicno iznosi c = 1200 ... 1400 mm. Tezine kabine zavise od njenog tipa i iznose:

a) Otvorene kabine: G, =8 ... 10, kN;

b) Zatvorene kabine sa elektroopremom: G, = 12 16, kN;

c) Zatvorene kabine sa klima uredajirna: G, = 25 30, kN.

F2

.0

-GK

b

IL "I

i r-:­

r-­ t

.....:l .oN~ ]

---+. .->-­

• '--­ fB­

'-­-Sf.7.J5

226 Dizalice

Rastojanje centra mase kabine od ose tocka se moze usvojiti: ek - 2,5, m.

Definitivan izbor visine nosaca H, usvojivsi debljine limova, treba da zadovolji dva kriterijuma:

a)Dokaz napona (cvrstoca);

b)Dokaz deformacija nosaca (krutost).

Uobicajeni materijali za izradu nosece konstrukcije mosnih dizalica koje rade u fabrickirn halama su: C. 0361 , C. 0451 i C. 0561. Ukoliko dizalice rade na otvorenom prostoru, zbog smanjene zilavosti celika na niskim temperaturama, primenjuju se i specijalno umireni celici za nosece konstrukcije C. 0363 , C. 0453 i C. 0563.

Inajuci u vidu preporuke (7.11) moze se u prvoj pretpostavci usvojiti H = L /17 i b2 = H / 2.5. Na osnovu ovih velicina se iste, za dalju kontrolu, mogu usvojiti debljine limova prema tabelama 7.5 i 7.6.

Tabela 7.5

H;::;;H/ b} , mm-za pogonske klase mm 1 2 3 4

do 500 5 5 6 8 500 do 1000 5 5 6 8 1000 do 1600 5 6 8 10

preko 1600 6 8 10 10

Tabela 7.6

5 6 8 10 12 7 8 10 12 15

Definisanje dimenzija preporucenog preseka su prikazane na Sf. 7.16.

y N

r- o . ' ~ ;) K) . . . -

~ / ""~

"......,

IC"'1 C"'1

c I RAI I 15If) . 01 I X -c --T-­ ::c ::c.'--" I

I

bl 01

I j

•. ~.

l b,I I SI. 7.16.

U uslovima povisene korozije, minimalna debljina vertikalnog lima iznosi:

b/,min = 8 mm.

Mosna dizulica 227

Preporuke u tabeli 7.5 predstavljaju minimalne vrednosti debljine vertikalnog lima prema njegovoj visini (HI - H) i koje se krecu u granicama: Sv=H1/o, =( 100...300), sto zahteva adekvatna ukrucenja zbog postizanja potrebne stabilnosti lima na izbocavanje.

Zbog tehnoloskih razloga izrade nosaca (zavarivanje, ukrucenja), minimalno rastojanje treba da bude: b l ~ 300 mm.

Sina se moze postaviti u sredini pojasa iIi iznad vertikalnog lima (SI. 7.16). Sina koja se postavlja iznad vertikalnog lima je kvadratnog iIi pravougaonog preseka zavarena za pojas. Zbog komplikovanije zamene, ovaj tip konstrukcije se primenuje uglavnom za dizaIice koji rade u 1. i 2. pogonskoj klasi.

Kod proracuna celicnih konstrukcija dizalica (JUS M.D 1.050) opterecenja se dele na:

I slucaj optercenja: opterecenje pri normalnom radu dizalice bez uticaja vetra.

II sluca] opterecenja: opterecenje pri normal nom radu dizaIice sa uticajem vetra najvece jacine predvidene za rad dizalice.

III sluca] opterecenja: izuzetna opterecenja,

U I slucaju optercenja u proracun ulazi :

a) staticko optercenje FG od sopstvene tezine dizaIice pomnozeno sa koeficijentom pogonske klase y,

b) opterecenje od pogonskog tereta FQ pomnozeno sa dinamickim koeficijentima 'I' i y. Ovde ulaze i ona dva izmedu horizontalnih opterecenja cije je dejstvo na posmatrani dec dizaIice najnepovoljnije i pomnozeno sa y.

Tabela 7.7

Pogonska klasa dizalice 1 2 3 4

koeficijent pogonske klase y 1 1.05 1.10 1.20

Odnosno:

(7.12)

U obrascu 7.12 znak + ne znaci sabiranje velicina na desnoj strani jednacine, nego njihovo jednovremeno dejstvo.

-U II slucaju opterecenja se primenjuje jednacina 7.12 sa dodatkom dejstva vetra F, a izuzetno i opterecenje usled promene temperature FT'

Sadaje:

(7.13)

Ako se vise horizontalnih kretanja ne pojavljuju u pogonu dizalice jednovremeno onda se ne mogu kombinovati.

-III slucaj opterecenja podrazumeva nepovoljniji od ova dva slucaja:

228 Diwlic,'

a) Dizalica je van pogona i izlozena dejstvu uraganskog vetra. U ovom slucaju ulazi i staticko opterecenje FG• Treba uzeti u obzir da se u slucaju orkana pokretni tercu ne mogu premestiti sa najnepovoljnijeg mesta. Prema gore navedenom su:

(7.14)

b) Dizalica je u pogonu bez vetra i usled otkaza kocnica udara punom snagom u odbojnike. Sadaje:

(7.15)

Treba naglasiti da je kod ovog slucaja opterecenja, F, opterecenje usled dejstva inercije pri udaru u odbojnike (bez koeficijenata 'I' i y).

U gIavna opterecenja dizalica se podrazumevaju opterecenja koja deluju u stanju mirovanja, a to su: pogonski teret i sopstvena tezina.

U dopunska opterecenja spadaju opterecenja prouzrokovana vertikalnim kretanjima, horizontalnim kretanjima, okretanjem, naginjanjem, dejstvom vetra, snega i leda i promenama temperature.

Pod pogonskim teretom FQ podrazumeva se zbir nazivnog tereta i sopstvene tezine elemenata hvatanja, nosenja tereta (koturaca sa kukom, grabilica i sicno ).

Pod sopstvenom tezinom podrazumeva se tezina sklopova dizalice.

Vertikalna opterecenja su prouzrokovana vertikalnim kretanjima cele dizalice (ubrzanje i usporenje pri dizanju i spustanju). Ova dopunska opterecenja se uzimaju 1I

obzir tako sto se glavna opterecenja povecavaju mnozenjern koeficijentom '1'. Vrednosti koeficijenta 'I' se uzimaju iz dijagrama 7.2. U dijagramu su vrednosti 'I' date 1I

zavisnosti ad brzine dizanja Vd'

1,6

f/1

V, V• CJ~

~ i:>~~/

~~fQ/ o~/

"~

~~~/ ~o~........$"0/

~~:;;...-

V S?>.,.,.,~\Cc/

/ ~\1>~:,...-

I

1,5

1,4

1,3 II

1,2

1,15

1,1

1,0 o 10 20 30 40 50 60 70 ~ (m/min)

Dijagram 7.2

MO.I'fl(J dizalica 229

Horizontalna opterecenja nastaju u radu dizalice pri poprecnoj i uzduznoj voznji, okretanju i naginjanju kraka, odnosno to su opterecenja usled:

a) inercije pri ubrzanju i kocenju;

b) centrifugalne sile pri obrtanju;

c) zakosenja dizalice.

Kod izracunavanja opterecenja pri poprecnorn i uzduznom kretanju izracunava se horizontalna sila (trenje) Fa na mestu dodira pogonskih tockova i sine:

(7.16)

gde su:

ka -koeficijent ubrzanja, odnosno usporenja;

11. -broj tockova dizalice;

/7p -broj pogonskih tockova;

Gu -ukupna tezina koja lezi na pogonskirn tockovima (Sf. 7.17) kadaje tezina ravnomemo rasporedena,

Sf. 7.17

gde je:

PI -pritisak najedan pogonski toeak; r,----=-prrtisak-na-cfrugf pogonski tocak.

Ako je I1.p = 2, a 11. =4, onda sledi da je:

PF =k J1+ P2 . 2=k .(R1+g)·!=k.P R = P? =­II a 4 a - 2 2' 1 - 2 '

F;/ = ka . R = ka . P2 ,

gde je:

Fa -horizontalna sila na jedan pogonski tocak.

Ako je: PI =f. P2 • onda je: Fa l =ka ' PI

Fa2 =ka • P2 •

Ukoliko teret Gu nije ravnomemo rasporeden na sve tockove, onda je:

Pagan

230 Dizalice

(7.17)

Fllp -opterecenje jednog pogonskog tocka.

Vrednosti koeficijenta k, u zavisnosti od ubrzanja a uzimaju se iz dijagrama 7.3.

Velicina ubrzanja odnosno usporenja uzima se izmedu 0.1 i 0.4 m/s'.

ka

0,15

0,10

0,05

0,025

J" /

./ V

.",/ a

o 0,05 0,1 0,2 0,3 0,4 {m/s/]

Dijagram 7.3

Tangencijalne sile pri ubrzavanju odnosno usporavanju pri obrtanju iIi pri naginjanju kraka izracunavaju se po obrascima:

(7.18)

gde su:

G" -sopstvena tezina de/ova koji se obrcu:

FQ -pogonski teret;

E -ugaono ubrzanje;

g -ubrzanje Zemljine tete;

R, -odstojanje tezista sopstvene tezine od ose obrtanja;

RQ -odstojanje tezista pogonskog tereta od ose obrtanja.

Ugaono ubrzanje I:; uzima se tako da tangencijalno ubrzanje kretanja tacke kraka bude izrnedu 0.1 i 0.6 m/s2 (ar =R· E) Trajanje ubrzanja se uzima od 5 do 10 sec.

Centrifugalna sila koja nastaje priIikom obrtanja delova dizaIice se izracunava po obrascima:

(7.19)

Mosna diralica 231

Poprecne reakcije upravne na pravac voznje usled zakosenja dizalice na sinama, koje deluju na mestu dodira venca tockova i sine, izracunavaju se prema obrascu (7.20):

(7.20)

Koeficijent A zavisi od odnosa rastojanja tockova na ceonom nosacu L, i raspona L dizalice. Koeficijent A se uzima iz dijagrama 7.4 koji vaz] za slucaj tockova sa cilindricnom povrsinorn kotrljanja i malim bocnim zazorom izmedu venca tocka i sine (~= 20mm). Ukoliko je ovaj zazor Yeti, vrednost za Ie se povecava za 45%. CULl) ne treba da bude veci od 6.

• A 0,20 t----....-,---r---r--;-----r-7!'f""-­

0,J05 I-----+-----t--+--+--~"'---+-___I

0,J0 l----+---4-~:.--+-__+--+-___I

0,OJ 1----~--+-_1_~-_+_-f----_j

LILt

J 42o 05 6 7 8

Dijagram 7.4

Maksimalni pritisak na tocak Fk se racuna bez koeficijenata lfI y.

L

Sf. 7.18

Fk -vertikalno opterecenje jednog tocka.

F, se uzima za najnepovoljniji polozaj kolica sa teretom (krajnji polozaj), Ove poprecne reakcije se po pravilu uzimaju u obzir sarno u odnosu na delove koji neposredno prenose pritisak na tockove (ceoni nosaci). Ovi uticaji se superponiraju sa ostaJim uticajima.

Opterecenje od dejstva vetra deluje u bilo kom horizontalnom pravcu. opterecuje konstrukciju svojim pritiskajucim i sisajucim dejstvom. Ovaj uticaj zavisi od oblika eJemenata dizalice.

Vetar bitno

Sila F" kojom vetar opterecuje dizalicu izracunava se po obrascu:

F,,= C' q' A, (7.21)

gde su:

232 Dizalice

c -koeficijent koji odrazava uticaj oblika povrsine na koju vetar deluje;

q -pritisak vetra;

A -povrsina izlozena vetu;

-pritisak vetra.

Smatra se da sila F; deluje u tezistu povrsine A.

Tabela 7.8

Vrsta konstrukcije

Pun nosac sa daleko strceCim delovima, ukrucenjirna iii

otvorima

..

r

~

"

c

1,6

Nosac kutijastog preseka sa glatkim spoljnim povrsinarna

, I

_.t--­I

'­ 1,2

Nosac u obliku cevi sa glatkim spoljnim povrsinama GE 0,7

1,2

Resetkasti nosac od otvoreni h stapova + "'Iflllll

li " ll"' 1,6

Resetkasti nosac od zatvorenih (kutijastih stapova)

Resetkasta konstrukcija od cevi

m m ~"-~~

1,4

1,2

...__........... --

Prekrivac, obloga ~ ~ 1,2

Uzad, kablovi, fica $ 1,2

Kod nosaca u obliku cevi sa glatkim spoljnim povrsinama primenjuje se obrazac

d·Jq>l manja vrednost (d se uzima u metrima a q u N/m2

)d.Jq<1 veca vrednost

MO.l'I10 dizalica 233

Kao sto je u prethodnim izlaganjima naglaseno postoje dva slucaja dejstva vetra na dizalicu:

a) Kada jacina vetra dozvoljava rad na dizalici; b) Kada jacina vetra ne dozvoljava rad dizalice (orkan, dizalica je van

pogona).

U slucaju pod a) i dizalica je u pogonu q =25 daN/mz.

Sila uslad dejstva orkana na dizalicu F0 izracunava se na bazi vrednosti datih u tabeli 7.19.

Sf. 7.19

Tabela 7.9

Visina povrsine izlozene vetru iznad

terena (m)

q 0, N/nl za geografsku zonu

I II III do 10 450 700 1100

preko 10 do 30 600 900 1300 preko 30 do 60 700 1050 1500

preko 60 do 100 800 1200 1700

Ako se konstrukcija sastoji iz vise nosaca koji leze jedan za drugim posmatrano u smeru duvanja vetra, tako da prcdnji nosac zaklanja potpuno iIi delimicno nosac koji je iza njega, tada se sila vetra racuna da deluje punom vrednoscu na nepokriveni deo drugog nosaca, dokje pokrivena povrsina opterecena silorn:

234 Dizalice

F v == tl: co q' A v • (7.22)

Vrednosti za 11 su date u dijagramu 7.5

o

1'/

B/~=6

\'~<, I

\ ,~ <,I'... 1,

~ -, <, l

<, Bin =5

1\ "\~ -. \ \\",'r-, ,

;

\ \ ~\ "­ lJih =q

I\.

r-, \\~'\ B/n =3

<, ,\\r-, B/H=2

<,,\ Bin =1 """­

B/H =05 Avi/f

0,6

0,9

0.8

0,7

I

0.5

0.3

0,1

0.2

0.4

o 0,1 0.2 0,3 0.4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

Dijagrarn 7.5

A, -vidljiva povrsina nosaca ; Ao -kontuma povrsina (obuhvacena prvom povrsinom) .

B B

51. 7.20

Opterecenje snegom uzima se u obzir za krovove i nadstresnice i definisano je izrazom:

Fs == Ak • q~ . cos au,

gde su:

qs - pritisak snega, q == 750 N/m2;

all - ugao nagiba krana u odnosu na horizontalu; 2 v· krAk, m - povrsma ova.

Mosna dizallca 235

7.2 PRORACUN GLAVNOG NOSACA

7.2.1

OPTERECENJE GLAVNOG NOSACA

Najveci moment savijanja usled opterecenja kolica sa teretom na cetiri tocka se nalazi u preseku nosaca I (F, > F2) , Sf. 7.21 i to na rastojanju: x, =O.5(L - eI)'

el<

Q5(L- e,)

q5L ----1 Sf. 7.21

Uzimajuci u obzir i sopstvenu tezinu glavnog nosaca, kao i tezinu kabine maksimalni moment u preseku I iznosi:

2 v R ( )2 «: L . eKM[ . = -. L-e} +'"V.--+'"V. GK ·(L+el) (7.24)

mall 4L I 8 12.L '

gde su:

q -sopstvena tezina jednog glavnog nosaca po duznom metru, GK -tezina kabine.

R =FJ + F2

Fi = "Y' fiG + "Y . 'ljJ. FiQ (7.25)

F2 = "Y • F2G + "Y . 'ljJ . F2Q

gde su:

1 IIL.

- odgovarajuci pritisci na tockove kolica od sopstvene tezine kolica;

- odgovarajuci pritisci na tockove kolica od uticaja tereta.

Raspon tockova kolica je konstruktivna velicina i moze se orijentaciono usvojiti prema tabeli 7. 10.

236 Dizalice

Tabela 7.10

Q[t] 5 6,3 8 10 12,5 16 20 25 32 40 50

b[cm] 112 112 145 145 160 160 200 224 250 280 280

Kod pretpostavljene tezine glavnog nosaca, na izracunatu tezinu usvojene geometrije kutije se dodaje 30% tezine cime je obuhvacen uticaj ostalih elemenata koji ulaze u sklop nosece konstrukcije (ukrucenja, staza).

Inercijalne sile koje deluju u horizontalnoj ravni pri kretanju mosta izazivaju savijanje i uvijanje glavnog nosaca.

Moment savijanja u merodavnom preseku I glasi:

(7.26)

FiH = (fiG + FiQ ). k(p

FZH = (F2G + F2Q ). k{/.

Uvijanje nosaca kutijastog poprecnog preseka izaziva, po pravilu, male tangencijalne napone zbog velike torzione krutosti tih preseka (st. 7.22).

a) y FB b) 212 y ·FH<,-­

>; Mt

tBII

-x x·t-­

~t

--- ,.....J----~

az a2

c)

F

st. 7.22 Kadaje sina u sredini pojasa (Sl. 7.22, a) momenti uvijanja iznose:

Mt t = FiH .Yl . f, (7.27)

M tz = F2H . Yl ·f·

Momenti uvijanja se izracunavaju u odnosu na centar uvijanja koji se kod preseka sa dye ose simetrije poklapaju sa tezistem.

Kada je sina postavljena sa strane (iznad vertikalnog lima, SI. 7.22, b) momenti uvijanja glase:

Mosna dizalica 237

Mil = Pi .X2 + FiH . Y2 . 'Y,

M I2 = F2 . X2 + F2H . Y2 . 'Y. (7.28)

Reaktivni momenti glase:

L-el MIA = ( MIl + M12 ). 2. L '

MIS = MIA -(Mil +MI2)·

(7.29)

Velicina transverzalne sile u preseku I glasi:

(7.30)

Proracun velicina na mestu veze glavnog i ceonog nosaca (presek III) se izracunava za krajnji levi ili desni polozaj kolica sa teretom.

Velicina transverzalne sile u preseku III za krajnji levi iIi desni polozaj kolica sa teretom(Sf. 7.23):

(7.31)

r -krajnji moguci polozaj kolica

B

L r

III

III

R

Sf. 7.23

Momenat savijanja u vertikalnoj ravni u preseku III glasi:

M v11/ = FAlIlax . e3' (7.32)

FAlllax = FT 11/'

Moment uvijanja iznosi:

(7.33)

Za dokaze napona u glavnom nosacu posmatraju se dva slucaja :

1. sina u sredini raspona gornjeg pojasa glavnog nosaca 2. sina iznad vertikalnog lima nosaca

238 Dizalice

1. Sina u sredini raspona gornjeg pojasa glavnog nosaca (51. 7.24)

IF,

1-1----\~.··.I---~ ~ I I ," (5 (5Zl~ ~

~---------.:.:.------.:.;-- -----:..:. -,'I II"r--------.,.,.-----------.......-­

i i i , u u

'

I

°zv

---I

1 I

, I

N

LQ

.'iSinaC)

_____I_F_'_-l_"'!---,"""""-_~f=I~~:AI lilt

d) N Pojasn a ploca

~ ':f:=F:::;:======:;:~ j)

SI. 7.24

a) Posmatra se presek I u sredini raspona

Napon usled savijanja u dye ravni u ivicnorn vlaknu pojasnog lima, tacka 1. J

(JJ = (Jz v + (Jz H < (Jdop • (7.34)

gdeje:

(Jdop -dopusteni napon u limu za I slucaj opterecenja (ako dizalica radi u zatvorenom prostoru).

(7.35)

HI O'ZVZ = azv . H '

0.5·~ + 01 a ZHZ-

-aZH' 0.5.b ' z

239 MIJS/IO diialir«_____________________________----==..::::...:0.

MIA T ----­2- 2 A""c' . "·v\

FT I . Sx2 T2 =

II" o(

I\*=(/)( +b'I)·(H-{)2) , S.r2 =t· O'2 .( H I +S'2).~ ,

(J '2 = ~((JZ V2 + (JZ H 2 ) 2 + 3 . ( T 2 + T z )2 ~ (Jdopl •

Sf. 7.25

Zbog pojave kontakta sine i tocka pri prolasku kolica javlja se lokalno savijanje pojasnog lima.

Normalni napon usled lokalnog savijanja u poduznom pravcu (crzM )iznosi:

6·k;, ·N (JZM '")

()2 (7.36)

6·k2 · N

51 gde sila N predstavlja deo maksimalne sile pritiska tocka koji otpada na plOCLI usled krutosti sine (SI. 7.24).

240 Dirnlir«

Ako je: a, /b, izraz za N glasi:

N = ?Fi . (7.37)96 .b\- . I, . k\ 11+ .\.~

3 d. CaI . U2 ()

Akoje: b i/«, izrazzaNglasi:

N= Fi 96·" . kl 1 ' 1+ .\ . ­

aj . oi Co

gde su:

l,. -rnoment inercije sine;

F, -normalni pritisak na tocak;

K, -koeficijent, tabela 7.11.

Odredivanje koeficijenta K, Tabela 7.11

ai/b, ako je aj?b j

Ili bi/a, ako je bj?aj K j

ai/b, ako je aj?b j

Ili bi/aiako je bj?aj K j

1 0,127 1,6 0,171

1,1 0,138 1,8 0,177

1,2 0,148 2 0,180

1,4 0,162 3 0,185

K2 -koeficijent, tabela 7.12;

Odredi vanje koeficijenta K2 Tabela 7.12

ai/b, b/bj zjlb j 0.2 0.4 0.6 20.8

1.0 0.2 0.214 0.179 0.150 0.126 0.4 0.161 0.141 0.121 0.103 0.6 0.127 0.113 0.099 0.085 0.2 0.239 0.207 0.181 0.158

1.4 0.4 0.186 0.168 0.151 0.134 0.6 0.152 0.138 0.126 0.112 0.2 0.250 0.219 0.192 0.171

1.8 0.4 0.197 0.179 0.161 0.146 0.6 0.161 0.148 0.135 0.123 0.2 0.252 0.221 0.195 0.174

22.0 0.4 0.199 0.181 0.164 0.148 0.6 0.163 0.150 0.138 0.126

K3 -koeficijent, tabela 7.13.

Masua diralica 241

Odredivanje koefieijenta K3 Tabela 7.13

alb! bib! z/b/ 0.2 0.4 0.6 ~0.8

1,0 0,2 0.214 0.161 0.127 0.103 0,4 0.179 0.141 0.113 0.092 0,6 0.150 0.] 21 0.099 0.081 0,2 0.208 0.157 0.125 0.102

1,4 0,4 0.175 0.138 0.111 0.091 0,6 0.147 0.119 0.097 0.080 0,2 0.204 0.154 0.121 0.098

1,8 0,4 0.171 0.134 0.107 0.088 0,6 0.144 0./15 0.094 0.077 0,2 0.203 0.152 0.120 0.097

~2,0 0,4 0.170 0.133 0.106 0.087 0,6 0.143 0.114 0.093 0.076

Pojasni lim se posmatra kao slobodno oslonjena ploca po konturi ciji su oslonci u poduznorn pravcu vertikalni limovi kutijastog nosaca, a u poprecnorn su dijafragme. Uzima se da je duzina (z.) zone uticaja lokalnog pritiska: z/=2' 11" + 5 (em)

Koeficijent Co = I, ako je sina zavarena za pojas, odnosno Co = 1,27 za nezavarene sine (vezivanje je izvedeno razdvojivim vezama).

Uporedni napon za dvoosno naponsko stanje se rae una prema hipotezi najveceg deformacionog rada za promenu oblika (obrazac 7.38):

(7.38)

Takode treba da budu ispunjeni uslovi daje:

O'z= lTz V + lTz M ::;lTtlop . (7.39)

Treba proveriti i napon usled lokalnog savijanja pojasa (Sf. 7.26).

Sf. 7.26

Za oslonce sine i dela gornjeg pojasa se uzimaju rebra po celoj visini kutije.

(7.40)

gde je:

W -otporni moment preseka na Sf. 7.26.

242 Diiulice

Posniatra se presek /1/ koji se nalazi IW mestu veze glavnog i ceouog nosaca.

Obicno se uzirna da je H2 ::::: G.SH (Sf. 7.27). Uticaj momenta savijanja II verti­kalnoj ravni se moze zanemariti.

......--t+-"" ~ ;

.. .,...-

2. [, "

j -' x ::: -_.-r-' ----if-....

hi

SI.7.27

M MJI/ 1 VJI/ ffl (7.42)(Jf =-w+-w :::; (Jdopl'

x y

II" W =-' ­

y b2 /2

M'J1/T~ =--­

.J 2. A * .o( , r .......

A*=(b1 +01),(H2 -02), (7.43)

Frill ,Sx T3 = Ix' 01 '

MJI/ f H ( , )2

-W. +3· T3 +T3 <(Jdopl' y

Mo.\·/UI dizalica 243

gde su: S, -staticki moment preseka III; I, -moment inercije preseka III.

Dopusteni naponi su dati u tabeli 7.14 za prvi, drugi i treci slucaj opterecenja,

Tabela 7.14

Materijal 1

2 (J'dop • kN/cm

II 11I C0361 (':0362 (':0363

16 18 20

C0451 (':0452 (':0453

18.5 20.5 22.9

C 0561 (':0562 (':0563

24 26.5 30.4

to r11. 2

I

::c .--1--­ 3 - r­

bl 61

b2

x

Sf. 7.28 2. Sina iznad vertikalnog lima nosaea (Sf. 7.28)

a) Dokazi napona se vrse u merodavnim tackama poprecnog preseka I nosaca, tacka 1.

1 (JI == (JZV 1 + (JZH 1 < (Jdop, (7.44)

MV I M H 1 O"ZVI =~' O"ZHI =w-'

xl yl

Sada se vrsi dokaz napona za tacku 2.

HI O"ZV2 = O"ZVl' H

0.5·q +0, O"ZH2 = O"ZHI .•

0.5·b2

244 Dizalice

MIA 7 --- ­

2 - 2. A *.6,

FT/ ·Sx2 7')=--- (7.45)

- IX' 0)

A* = (~ + 0, ) . (H - O2 )

b2 ) 1Sx2 =2"'02' (H, + 02 '"2

Uticaj lokalnog pritiska tocka na vertikalni lim (st. 7.29).

Picry =--, . 0, . z,

(7.46)

z, = 3.25· ~ ~l~ •

I a -moment inercije srafirane povrsine za osu a-a

-2

~

Sf. 7.29

Uporedni napon u tacki 2 glasi:

Uporedni napon u tacki 3 glasi:

0u2 = )OiH3 +3· ( 73 + 7;)2 :::; 0dopI (7.48)

0ZH3 = 0ZH2

FT 1 . Sx3 73 =

i, '01

b) Dokazi napona za presek Ill:

- vrse se isto kao kod slucaja sine u sredini sarno treba naglasiti da su izrazi sa MIl i M12 razliciti od slucaja sa sinorn na sredini.

Mosna dizulica 245

.f: . St. 7.30

7.2.2

PROVERA VEZE POJASA SA VERTIKALNIM LIMOM

U ovom pog1av1ju ce biti prikazan dokaz napona zavarene veze pojasa vertika1nog lima. Vezaje ostvarena ugaonim savovima.

b?-yI "l1li

~

I,

I

lo" ,.

'2>/

x::c: I

I ;..l1li

St. 7.31

Kao merodavna debljina ugaonog sava usvaja se visina trougla " a " koja sa duzinom sava " l" gradi merodavnu naponsku ravan sava. Merodavna naponska ravan se zbog pojednostav1jenja proracuna zaokrece na ravan spoja tj. visina troug1a " a " lezi na kateti koja se bira po volji.

Izraz za uporedni napon glasi:

O"u =..Jn 2 +VI + vii :s O".fdop (7,49)

l.Sina je u sredini pojasa

(Ju =VII

FTm . Sp = ----''-VIl t, ·2·a

(7,50)

S = b . o? .HI + Oz p z - 2

gde su:

FTm - transverza1na si1a za krajnji polozaj ko1ica sa teretom; Sp - staticki moment pojasnog lima; t, - moment inercije preseka nosaca III (uz oslonac glavnog nosaca); a - debljina sava.

Tabe1a 7.15

D:'f,dol'

kN/cm 2

Slucaj opterecenja

C 0361 C 0451 C 0561 C362 C0452 C0562 C 363 C 0453 C0563

I 12 14.5 17 Il 13.5 16 19 III 15 18 21.2

246 Dizalice

2. Sina je sa strane

(7.51)

FT m . SP VII---~ - I 2 ' x' ·a

FiVi- = C5 y = --, ZI . a

- 3 25· 3fl:: ZI -. '18;'

7.2.3

STABILNOST NOSACA

Prvi naein provere

Nosaci su izvedeni od tankih limova i jedna od provera je provera globalne stabilnosti nosaca kao celine na bocno izvijanje, a takode se proverava i lokalna stabilnost limova na izbocavanje,

Provera stabilnostiglavnihnosacanabocno izvijanje je zasnovana na modelu koji posmatra pritisnutu zonu kutijastog nosaca kao samostalni pritisnuti stap koji se proverava na izvijanje.

Uzrok izvijanja je ekvivalentna sila napona pritiska. Pritisak potice od momenta savijanja nosaca (Sf. 7.32).

oj V r/Ap

l-& jo

I iC- _.t-.

dtI D, I

i 1.

I

D

--+--x

Sf. 7.32

Mosna diralica 247

Ekvivalentna sila pritiska iznosi:

J JMx MxD= () d14.= -·ydA=_·S (7.52)

x I I px »

Ap Apx x

gde su :

M, - maksimalni moment savijanja glavnog nosaca u vertikalnoj ravni;

Mx = M1m(/x,

Spx - staticki moment polovine poprecncg preseka kutije glavnog nosaca (srafirani deo):

I x - moment inercije celog preseka.

Duzina izvijanja iznosi :

2

(7.53)

presek 1-1

SI. 7.33 gde su :

14. 2 - povrsina celog poprecnog preseka 2-2;

I y2 , I y2 - momenti inercije celog odgovarajuceg preseka za osu y-y.

A = Lk (7.54)v • . ly

Kao merodavna kriva izvijanja se uzima kriva C.

(7.55)

).y =92,9 za C0361

,.tv = 75,9 za C0561

Ako je: A ~ 0.2 ;K = 1.

Za ostale vrednosti je:

248

I

Dizalice

{3 = I + 0.489· (~ - 0.2) + ~2

D 1 M H 1 al =_·-+09·--<al IAp /'i, • W - (()P

y

A = Az p 2

Drugi nacin provere

Ovaj kriterijum je zasnovan na standardu JUS U.E7.lD 1/91 i koristi sledece pretpostavke:

a) sprecena je rotacija oslonacnih preseka oko poduzne ose nosaca;

b) kada su Iimovi koji cine sanducasti presek sigurni u odnosu na izbocavanje;

c) kada opterecenja deluju u ravni simetrije preseka.

I

! ."c- ~+--

i I

b

Sl. 7.34

Tadaje:

a = M x

Ako je ispunjen uslov daje h / b $ 10 rnoze se uzeti daje (Jd = (J" ,ukoliko je razmak izrnedu osIonaca: L < lc r

1750 t., =b'--'

o;

(jv -granica razvlacenja materijala.

< av (7.56)Mx w­

x V

Tabela 7.16

Konstrukcioni celik t ::;40mm

(JIJ' kN/cm 2 /Lv -

92.9

75.9

C 0361 C0362 C 0363

24

C 0561 36C0562

C0563

t - debljina zida profila;

u = 1.5 (prvi slucaj optercenja);

u = 1.3 (drugi slucaj optercenja);

u =1.2 (treci slucaj optercenja).

Kada je razmak izrnedu oslonaca veci od lS2 primenjuju se odredbe standarda JUS U.E7.081 racunajuci sa ekvivalentnom krutoscu:

MO.I'Il(l dizalica 249

5.1· W .[x (7.57).J I{[ ·I ,y

gde su:

A

(7.58)

Sf. 7.35

l - raspon nosaca:

tr - debljina pojasa lamele;

t w - debljina rebra vratila;

b f - sirina pojasa lamele;

h w - visina vertikalnog lima.

Lokalna stabilnost zavisi od vitkosti limova, odnosno od odnosa: (HI / J/) gde je: (HI -visina lima, J I -debljina lima ).

1. Akoje:

HI S 70. J23.5 0) Rei

(7.59)

tada nisu potrebna nikakva vertikalna ukrucenja, gde je Rei -granica tecenja materijala

2. Ako je uspostavljen odnos:

70)23.5 < HI S 160. J23.5 (7.60)~i ~ ~i

Onda treba ugraditi glavna vertikalna ukrucenja.

3. Ako je odnos:

160)23.5 < HI S 265)23.5 (7.61) Rei 0) Rei

Potrebno je ugraditi:

-glavna vertikalna ukrucenja

250 Dizalice

-jedan red horizontal nih ukrucenja

4. Ako je:

HI > 265. J23.5 (7.62)D\ l?ei

Potrebno je ugraditi:

-glavna vertikalna ukrucenja

-dva reda horizontalnih ukrucenja

IIII II

I

I L:

8'11=(0.8 ... 0.85)8,

I

rY I • I

.~ .

I I

I

I I c5 I I I

•

PRES£A: A-A

Sf. 7.36

Na Sf. 7.36 su prikazane neke od mogucih varijanti ukrucenja. Polje I Je dominantno izlozeno smicanju (racuna se za krajnji levi polozaj kolica sa teretom).

Racunska visina ploce je H

Duzina polja I, II i III (HJ, J.5HI> 2H\) su preporucene duzine polja.

Polje II ima i jedno horizontal no ukrucenje.a polje III ima i kratka vertikalna ukrucenja koja se ugraduju zbog nosivosti sine (ako je sina u sredini pojasnog lima). Treba naglasiti da se vertikalna ukrucenja ne zavaruju za drugi zategnuti pojas.

Mosna dizalica 251

7.2.4

DINAMICKA KRUTOST

Odredivanje vremena prigusenja oscilovanja mosta u vertikalnoj ravni predstavlja kontrolu dinamicke krutosti.

Duze vreme oscilovanja nepovoljno utile na tacnost pozicioniranja tereta, a takode utice i na zamor materijala.

Duze vreme oscilovanja nepovoljno utice na zdravlje dizalicara u kabini.

.... 1,0.... <"Q

-:::... :;$_ ....~::~ _-­ ._....-.-.--­ ....::. ...

' : ...._--..... _....-_......

L y

Sf. 7.37

Posmatranje oscilovanja glavnog nosaca sa koncetrisanom masom tereta i kolica ornogucava odredivanje vremena gusenja oscilovanja.

m, = 0.5' (mQ + m kor) + 0,486·mm.

Vreme gasenja oscilovanja se odreduje iz izraza:

T TT=3·-5:I;/; In20=-·T (7.63)

I I gde su:

T. 5 - period oscilovanja ;

y - logoritamski dekrement koji pokazuje brzinu gasenja oscilovanja, Tabela 7.18,

T = 2· tt . .J811 . ml

8 _ 1.0· L' (7.64) II - 48- E>!

x

T< t;

Dopustene vrednosti trajanja vremena prigusenja su date u tabeli 7.17 i zavise od namene dizalice.

Tabela 7.17

NAMENA DIZALICE Td (5) Opsta namena u industriji 12 ... 15

Transport rastopljenog materijala 8 ... 10 Dizalica radi u pogonskoj klasi 1 i vreme

prigusenja nema bitan znacaj 20 ... 22

252 Dizalice

Tabela 7.18

Visina nosaca prema rasponu r H 1 [;>16

H 1 1 - -

18 -;- 20 -L

0.12

0.07

H 1 [;<20 0.05

7.2.5

DOKAZ DEFORMACIJA GLAVNOG NOSACA

Ugib glavnog nosaca se uzima pod dejstvom tereta i tezine kolica bez koeficijenata y i 'V.

F),I} [ ( 2)]f = . l+a· 1-6,13 ,48· E .i,

gde su:

F) b a = -=- < I:Pi - , 13 = L'

b - osno rastojanje tockova kolica mereno po duzini nosaca;

L - raspon mosta;

I, - moment inercije glavnog nosaca za horizontalnu 05U;

F I =FIG + FI Q;

F2 = F2G + F2Q•

U tabeli 7.19 su date dopustene vrednosti odnosa f I L.

Tabela 7.19

Pogonska klasa 1 2 3 4

Upravljanje sa poda 1

-400

1 -500

1 -700

-

Upravljanje iz kabine 1 -

1 -

1 -

1 -

na kraju mosta 500 600 700 900

Upravljanje iz kabine na sredini mosta

1 -500

1 -800

1 - ­1000

1 - ­1000

Mosna dizalica 253

7.3

PRORACUN CEONOG NOSACA

Ceoni nosac je opterecen:

FA max, Fe max - maksimalne rekcije glavnog nosaca za krajnji polozaj kolica sa teretom;

- momenti savijanja ceonog nosaca kao reakcije momenta uvijanja glavnog nosaca:

- moment usled zakosenja dizalice (boone reakcije).

I

-

! I -"E

-JII--+.__.

FA max

-

" "I . I

1(t'IM3

I . ! I .

I

I -

-II -

I I .. ... I

Iffi' I

I r r ~ 1M}I . I

Fe 1Il1Ll:

I I

I

Sf. 7.38

Kontrola napona se vrsi u dva merodavna preseka (presek I-I i presek II-II).

Konstruktivni dec ceonog nosaca na kom mestu sc ugraduje tocak se moze odrediti prema tabeli 7.20.

254 Dizalice

A

G B G

r, ~ 1'---' , .....­ r- ­

I- ­ .

'- ­I '- ­

IE - -

<.)

a

~II

-I

1 F K

Sf. 7.39

Tabela 7.20

Dt A B G E K Dc F 200 235 139 6 60 91 115 12 250 255 153 6 70 108 125 12 315 345 223 8 85 134 150 15 400 400 278 8 105 106 170 15 500 445 299 10 120 185 200 20 630 460 304 10 130 207 230 20 710 550 374 12 150 240 260 25 800 570 370 15 160 264 300 30

*Napomena: sve mere su u mm.

Obicno se bira odnos raspona mosta L i razmaka tockova ceonog nosaca hi da je u granicama L / L. =4 ... 6.

(7.65)

Za sinu sa strane:

L -( r + eJ)M, = M't/ + M'a =( F3 ' Xz + F3H ' Y2 . Y + F4 • Xz + F4H ' YZ • y) . L

(7.66)

Dokaz napona za presek II-II glasi:

255 MO.l'IIU dizalica

1 M V II = FD '-·(4 -l)

2 (7.67)

1M H II = F .-.(1.-, -l)

z: 2

Fz - sila usled zakosenja, Sl. 7.38.

(Ju II < (Jdop I

Sl. 7.40

Sledeca izlaganja se odnose na definisanje naponskog stanja u preseku I-I.

6

~

y yt !

~-x

x

I 5t

y

x

Sf. 7.41

MV/f=FD'k

Dokaz napona u merodavnim tackama glasi:

(7.68)

256 Dizalice

au:. = ~ :=:; adopl

au4 = .Ja1 + 3· T1 :=:; adopl

7.4

PROVERA VEZE GLAVNOG I CEONOG NOSACA

a

1 ) i

.s:

! ,

t

Sf. 7.42

Mosna dizalica 257

Provera veze 1

VezaCD

Fn1 Fn l HI... , -+-- -5."

st. 7.43

F' = ( F, F). L - ( r + el )A 1+2 L '

Fl / 2 -- F6 - 3

F~ -sila zakosenja;

Fz·t/ -rnoment sile zakosenja.

258 Dizalice

Provera veze 2

a

.....r~ ---r=• ~

,Fn

F'A

F~

F'n

1\/1

FY 2 Vcza@

• F' ... ..

n

.... FYI

FY2

Sl.7.43

- ( F. F) L - ( r + el) 1F. - I+?' ,­VI - L 8' (7.69)

F' - F~ ·a·/2 F. _ F~ n - (!? + Ii) 2 - 8 '_ VI

q- L 1 Gk FV 2 = -2-- 'Y"s +8'

FR =J(F~t +(Fv l +FV2 t, d 2

- 7f FT I = -4- oT (/(}P '

~}I = d, -Dillin - Pdop'

FR < FTI'~}I'

7.5

PRITISNUTI STAPOVI

Dok se kod zategnutih stapova posmatrao kriterijum napona, kod pritisnutih stapova se posmatra i kriterijum stabilnosti stapa.

JUS D.E7.081 propisuje nacin provere nosivosti celicnih realnih pravih centricno pritisnutih stapova.

U daljim izlaganjima se koriste materijali ovog standarda. Stapovi su konstantnog preseka i jednodelni.

Mosna dizalica 259

Pored jednodelnih stapova u stapove jednodelnog preseka spadaju i slozeni srapovi izradjeni iz vise samostalnih elemenata (pod uslovom da su medju sobom povezani na najmanje svakih 15 it ).

it - minimalni poluprecnik inercije samostalnog elementa.

Provera nosivosti se sprovodi prema obrascima

1 TN-=--<1

(1.70)"" Nv ­

iIi

(JN = AN ::; (Jidop;

(7.71)(J .(Jv sc- __,.

(Jdop =-; ,,,- , V (Jv

gde su:

N - racunska normaIna sila za odgovarajuci slucaj opterecenja;

A - povrsina poprecnog preseka stapa ;

- racunski normalni napon;

(Ji dop - dopusteni normalni napon izvijanja;

- dopusteni normalni napon;

- nazivna vrednost granice razvlacenja upotrebljenog konstruktivnog celika:

- granicna aksijalna nosivost preseka za slucaj bez izvijanja;

N» =A . (Tv,

".. K - bezdimenzionalni koeficijent izvijanja;

v - koeficijent sigumosti zavisan od slucaja opterecenja;

y - faktor sigumosti;

- kriticni normalni napon izvijanja;

)1 = V = 1,5 za osnovno opterecenje;

y = v = 1,33 za osnovno + dopunsko opterecenje;

y =v =1,20 za izuzetno opterecenje.

Bezdimenzionalni koeficijent izvijanja K zavisi ad relativne vitkosti A, zatim od oblika poprecnog preseka stapa i od stepena ekvivalentne geometrijske nesa­vrsenosti (W0), za t ::; 40 mm.

- AA =-, \-!l­ (7.72)/\ .,

IAv

.

II

260 Dizalice

l,b r "T -. I ,

61:1{·6v f­ 0,2 f­ 0,5 1.5­ 2.0 2,5 :w [MPal x

360 21.0 1.0 - f--- .­ -I ~

~350 l-t-­~ .;'\ r-,f- f-­

M [\\ I'\.I'.. I r-+­ l-I-­ 1\ 1\ f\. r-, I I

r--r­ 0,9 \1\ 1\ 1\ 'H Ekvivalentna

4--. \ ~~ \ '\ . \ Tip preseka geometrijska

~300 200 1\ 1\ 1\ I nesavrsenost Wo

~ 0,8 \ \ 1\ , \ lAo lI750

~ I-f--. _ 1\ 1\ A i visedelni l/500

1\ 1\ i\ \ .\ I I preseci \ \ 1\ B l/250

~~ 1\ .\ C l/200~250 0,7 1\ \ \ \ \ //150f-- f­~-

IN "\ \ D

~ \

~- - 1\ i\ \ '. Ojleroya . ~ I-­ ISO _. -+­ _c....:

f-­ J \ 'J \ \ hinerbola f.-. kl:6­ I !\ \ VI­ -I­

;:-200 ==I=­ - I 1\1\ \ \ 1\ \ An -­ -­ I-- -­ - I­, - I i \ \ y--"'­i.. I-­

-~

~~I 1-1-­ .­ 1\ 1\ 1\ 1\ \ \ \ 1\ A

I.­- I I 1\ \ .\lA- l- I - -­r -'-,'-­ I \ 1\ \ 1\ r\ B

R50 -100 1\ \ \ 1\\ X f-~

0,4 >----' \ l)( 1\

t:::­ N [\ \J; -1--- -".

\\ \\ . -" -I-­r'\ ~'-­ I-I-­ I

- I \. .A ~'\ ./0 ! I-I­ 0.3 "- "c",~ "" '="100 r-, )<r-, ~ ~,- f- I-- '--­ <, <r-,~."

1-­50 0:2 "' ~ :": ~ F=F

~ I"...;: ~ ~ I ..... I­~ I­~ r-....

~l- 50 l- I-­

0,1 t-~-l- f-­ l- I-­

l- I-­I--- l-

I-- I-­I­ -3))(),2 0.5 1.0 1,5 2,0

I I I 11100 I I I I50 150 2QO 250 A­1110 l 150 20nl I A

Sl.7.45

,--t-II 5....

C0361

C0561

gde su:

I - efektivna duzina izvijanja;

i - merodavni poluprecnik inercije;

za C0361, o"v=240 MPa,

za.C 0561 : lTv = 360 Mpa.

Ako je t >40 (mm)

MO,I'f!(J dizalica 261

t - deb1jina elementa, onda je:

(7.73)

gde su:

"\',r = 7f ,~ E ; (Jv,r

(Jv,r = 0,9 . (Jv;

(7.74)2

!'i.,= •

fJ + .J{32 - 4 . ). 2 '

fJ = 1+ a . (;: - 0, 2 ) + ,\"2.

U obrascu (7.74), a je stepen ekvivalentnih geometrijskih nesavrsenosti i ima sledece vrednosti :

Tabela 7.21

Kriva izvijanja Ao A B C D

a 0,125 0,206 0,339 0,489 0,756

U zavisnosti oct oblika poprecnog preseka stapa pritisnuti stapovi pripadaju jednoj od kriva izvijanja Ao, A, B, C i D (St. 7.45).

U tabeli 7.22 su dati tipovi poprecnog preseka sa odgovarajucim krivama izvijanja.

Tabela 7.23 daje brojne vrednosti za K.

Proverom stabilnosti gore izlozenom metodom obuhvataju se svi pritisnuti stapovi ciji elementi preseka zadovoljavaju jedinacinu:

(7.75)

gdeje:

100 . t)2(Jkr=Krr ·18,98 · -b- ,Mpa.(

(J kr - kriticni normalni napon izbocavanja ploce prema linearnoj teoriji ravnomerno podeljeni pritisak u pravcu ose stapa,

za

K a - koeficijent izbocavanja zavisan od uslova oslanjanja poduznih ivelemenata preseka.

ica

262 Dizalice

;,;.Tabela 7.22

...

, t-

Kriva l), 5)IzvijanjeTip poprecnog preseka'!

izvijanja -

upravno na osu

X-X A~tt$,

y-yCevasti preseci

-_I] x-xKonstrukcioni- x B..a:: savovi y-yItl

I y b Debeli savovi x-x

C (puni provar) y-yZavareni sanducasti preseci

A(Ao)h/b> 1,2 x-xb t B(A)t :s40mm y-y

x~ B(A)x-xh/b <1,2

C(B)y-yt t:S 40mm Y x-x

D Valjani I preseci

t> 40mm y-y x-x

t'~ t'l . x 111 X

t :s40 mm y-y B

C

t1 . Y

tJl f Y X-X C

t>40mm Zavareni I preseci y-y D

~ ~ r,y

-$ IY x ·t· x+x

V IV

x -x y-y

C

U -, L -, HOP - I puni preseci

1) Preseci koji nisu zastupljeni u ovoj tabeli klasificiraju se prema standardu JUS U.E7.081

2) Krive izvijanja date u zagradama primenjuju se za celike sa O'v > 430 Mpa i tS40mm.

3) Na bazi eksperimentalno i numericki verifikovanih podataka za pojedine tipove poprecnih preseka mogu se alternativno prirneniti druge krive izvijanja.

:- f

U tabeli 7.23 date su brojne vrednosti bezdimenzionalnog koeficijenta izvijanja K.

Mosna diralica 263

Tabela 7.23

- K r i v a A

Ao A B C D

° 10000 10000 10000 10000 ] 000 ° 0,1 1,000° 1,000° 1,000° 1,000° 1,000 ° 0,2 1,000° 1,000° 1,000° 1,000° 1,000 ° 0,3 0,9859 0,9775 0,964 1 0,949 1 0,9235 0,4 0,9701 0,9528 0,962 1 0,8973 0,8504 0,5 0,9513 0,9243 0,8842 0,843 ° 0,7793 0,6 0,9276 0,8900 0,837 1 0,7854 0,710 ° 0,7 0,8961 0,8477 0,7837 0,7247 0,643 1 0,8 0,8533 0,7957 0,7245 0,6622 0,5797 0,9 0,7961 0,7339 0,661 2 0,5998 0,5288 1.0 07253 0,6656 0,5978 0,5399 0,467 1 1,1 0,6482 0,5960 0,5352 0,4842 0,4189 1,2 0,7732 0,530 ° 0,478 1 0,4338 0,3762 1,3 0,5053 0,5703 0,4269 0,3888 0,3385 1,4 0,446 1 0,417 9 0,381 7 0,3492 0,3055 1,5 0,3953 0,3724 0,3422 0,3145 0,2766 1,6 0,352 ° 0,3332 0,3079 0,2842 0,2512 1,7 0,315 ° 0,2994 0,278 1 0,2577 0,2289 1,8 0,2853 0,2702 0,252 1 0,2345 0,2093 1,9 0,2559 0,2449 0,2294 0,214 1 0,192 ° 20 02323 02229 02095 01962 0,1766 2,1 0,211 7 0,2036 0,192 ° 0,1803 0,163 ° 2,2 0,1937 0,1867 0,1765 0,1662 0,1488 2,3 0,1779 0,171 7 0,1628 0,1537 0,1399 2,4 0,1639 0,1585 0,1506 0,1425 0,1302 2,5 0,151 5 0,1467 0,1397 0,1325 0,1214 2,6 0,1404 0,1362 0,1299 0,1234 0,113 4 2,7 0,1305 0,1267 0,121 1 0,1153 0,1062 2,8 0,121 6 0,1182 0,1132 0,1097 0,0997 2,9 0,1136 0,110 5 0,1060 0,1012 0,0937 3,0 0,1063 0,1036 0,0994 0,095 1 0,0882

Ako se stavi vrednost za Jl ::: 0,3 u jednacine:

Ifl ' za: - S; 0,7 , (Jkr

dobija se odnos:

264 Dizalice

U tabeli su date granicne vrednosti !!.- za C0361 i C0561. t

Duzina izvijanja l, = f3·1 je definisana standardom JUS U.E7. 086, gde su:

I - sistemna duzina stapa:

f3 - koeficijent duzine izvijanja.

Spoljasnje sile zadrzavaju svoj pravac pn izvijanju. Kod stapova sa nepromenljivom normalnom silom i nepromenIjivim momentom inercije, koeficijent duzine izvijanja ~ datje na SI 7.46.

~ =1,0 ~ =2,0 ~ =0.7

--- ­-r-I I I I I I

=F=­I I I I I I

~~ I I I 1

I

~=2,0 ~ =1,0 ~ =0,5

Sl. 7.46

Kod stapova, koji se nalaze pod uticajem normalnih sila ciji se intenzitet duz stapa kontinualno menja u granicama od No do NI , =Nmax provera stabilnosti se izvodi kao za stap pod uticajem nepromenljive normalne sile N I sa "W' prema tabeli 7.25.

Ovaj kriterijum vazi za podrucje:

-02< No < 1. I

-, N -

265 Mosna dizalica

Tabela 7.24

Uslovi Granica vitkost

oslanjanja Kcr (bit) za

C0361 C0561 P r 1 mer

0 1Ft Ft0,426 13 11

~rG!1\1 0

8 Nt1

0 4,00 39 32

~ b .0 - 2

1

51.7.47

--

266 Dizalice

Tabela 7.25

Dijagram normalnih sila Oslanjanje stapa Koeficijent duzine

izvijanja ~

__ ........­ __ No ~- ~- /3= 1+2,18·(No/Nd

~ f---------------j 3,18

1111111 to 1+ 0,93 . ( No / N1 )

1 - -- - ~ -- - ~~ /3 = 7,72;1 F

-- No Kvadralna parabola r4 ~-

1+ 1,09 . ( No / N1 )N f-------------'------j /3 = No N, ~ No~NO 2,09- ,---­

-f-- 1/2 A

11 + 0,35 . ( No/ N1 )t ~------fu.~ /3= 540' ~ ~ ,

/3 -_ ~1 + 0,88· (No/NIl ------ N,A ~--- 1,88

/3 = ~ 1+ 0,93· ( No / N] ) ~---~--~~ 7,72

1+0,51·(No/Nd/3=~~----~2L 3,09

I I t

--------I

No_~

-:a ~ /3=

1+ 1,65 . ( No / N1 )

5,42 T777

Ako kod pojasnog stapa duz ose deluju razlicite sile Nb i N2 i ako je stap nepromenjivog momenta inercije u odnosu na tezisnu osu koja lezi u ravni nosaca vrednost "W' se odredjuje prema izrazu:

/3 = 0,25· (3 + ~~ J.

Gornja relacija vazi kada je:

Mosna dizal ica 267

Sl. 7.48 Sf. 7.49 Sl. 7.50 Sl. 7.51

Duzina stapova ispune pri izvijanju u ravni nosaca jednaka je rastojanju tezista veza na krajevima stapa, Pri tome se koeficijent duzine izvijanja krece u granican;ta:

0,8 ~p ~1.

Kod izvijanja stapova ispune izvan ravni nosaca, ako se evorovi na krajevima stapa ne mogu pomerati tada je ji =1.

Sada ce biti odredjivan koeficijent duzine izvijanja ugaonih stapova resetkastih stubova. Kod resetkastih stubova "[I" zavisi od karaktera statickih uticaja, oblika poprecnog preseka stapova i sistema ispune.

Tabe1a 7.26

Nacin opterecenja

Presek Koeficijent ~ za stub na Sl. 7.48, 7.49, 7.50, 7.51

a) b) c), d)

L 0,7 0,6

1,0Pretezno savijanje

L--, 0,85 0,8

-IL ..JL 0-,r 1,0 1,0(0,5)

L 0,8 0,7

1,0Pretezno pritisak

-lL

L-, --'L 0-,r

0,9 0,85

1,0 1,0(0,5)

Pomocu Sl. 7.48, Sf. 7.49, Sl. 7.50, Sl. 7.51 i tabele 7.26 se odredjuju vrednosti koeficijenta ~.

Pretpostavlja se da se sile u polupoljima medjusobno razlikuju za najvise 10 % vece sile.

Koeficijent "B" za stapove sa poprecnim -lL..JL presekom prema Sl....,r7.49 iznosi:

268 Dizalice

za izvijanje u ravni I1J -112 : fJ = 0,5; za izvijanje u ravni 112 -11] : fJ = 1,0.

Pri analizi nosivosti stapa uzima se veca sila i najmanji poluprecnik inercije.

7.6 METODA UTICAJNIH LINIJA

Kod dizalicnih konstrukcija su nosaci optereceni pokretnim opterecenjern, te se za ovakvu vrstu opterecenja primenjuje, za proracun nosaca, metoda uticajnih linija.

Na Sf. 7.52 je prikazan nosac raspona "L" po kome se krece pokretno opterecenje (jedinicna sila). Uticajne linije A i B pokazuju zavisnost velicine odgovarajucih otpora oslonaca ad polozaja jedinicnog opterecenja.

B

z

L -I uticajna linija A

I.I;

I

A·L=I·(L-z), (7.76)

A=I.(L-z)L .

Izraz (7.76) predstavlja zavisnost otpora oslonca A od polozaja jedinicne sile. Zavisnost je predstavljena u obliku prave linije.

Za: z =0: A =1; (7.77) Z =L: A =0.

B· L = I· z,

B=I'~' . L

Za: z =0: B =0; (7.78) Z =L: B =1.

Sf. 7.52

Mosne dizalice 283

7.8 VIJCANE VEZE

Prema nacinu prenosenja opterecenja vijcane veze se dele na dye osnovne grupe:

A) Obicni vijcani spojevi bez prethodnog pritezanja vijka;

B) Spojevi sa prednapregnutim vijcima.

7.8.1

OBICNI VIJCANI SPOJEVI BEZ PRETHODNOG PRITEZANJA VIJKA

Ovi vijci prenose opterecenje smicanjem vijka iii kontaktnim pritiska vijka na zid otvora.

Kod veza sa obicnim vijcima postoje dva tipa veza:

a) Vijci bez tacnog naleganja (oznaka 0 ), kod kojih je zazor izrnedu vrata i otvora Ad S I mm .

b) Vijci sa tacnim naleganjem (oznaka OT ), kod kojih je zazor izrnadu vrata i otvora Ad S 0,3 mm,

Dopusteni naponi za OT vijke su veri od odgovarajucih za 0 vijke(zbog boljeg popunjavanja otvora).

JUSM.Bl.601 JUS MBl,601 JUSM.B2.015 JUS M.B2.015

F ~~. 2'F

F

F ....

JUSMBl.068

F -'2

JUS M.Bl.062

SI.7.63

Treba napomenuti da podeseni vijci prenose celu silu u ravni smicanja, a dvosecni, poJa sile u ravni smicanja. Navoj treba da bude izvan paketa Iimova, Uobicajeni sklopovi vijaka, navrtki i podloznih plocica prikazani su u tabeli 7.32.

'~.

284 Dizalice

Tabela 7.32

Tip vijaka Standard vijka Standard navrtke Standard podloske

JUSM.B 1.050 JUS M.B 1.601 JUS M.B2.015 0 JUSMB1.051 JUS M.B1.601 JUS M.B2.031

JUSM.B 1.068 JUSM.B 1.601 JUS M.B2.032

OT JUS M.B 1.062 JUSM.B1.601 JUS M.B2.015 JUS M.B2.031

JUSM.B 1.067 JUS M.B 1.629 JUS M.B2.032

Kod vijaka sa tacnim naleganjem, precnik stabla vijka je za 1,2 mm veci od nazivnog precnika navoja, pa zbog toga stablo treba obraditi na strugu, tako da se postigne propisani zazor izmedu stabla i otvora (0,2 ... 0,3 mm).

U tabeli 7.33 su definisane klase cvrstoce vijaka i navrtki, gde je Rm zatezna cvrstoca materijala vijaka iii navrtki. Granica tecenjatgranica razvlacenja) materijala je jednaka R. =RmO,6.

Tabela 7.33

KLASA CVRSTOCE MATERIJAL

')

Rm , kN/cm-VIJAK NAVRTKA

4.6 5.6 5.8 6.6 6.8 6.9 8.8 10.9 12.9 14.9

4 5 5 6 6 6 8 10 12 14

C.0370 C.0545 C.1330 C.0645 C.1430 C.1530 C.1730 C.4130 C.4732 C.5431

40 50 50 60 60 60 80 100 120 140

Materijal podloski: - JUS M.B2.015 - C.0370 i C.0545; - JUS M.B2.031 i JUS M.B2.032 - C.1530.

Oznacavanje vijaka na crtezirna prikazano je u tabeli 7.34.

Tabela 7.34

Nazivni precnik M12 M16 M20 M22 M24 M27 M30

0 ... * * * -$­ *28 -$-31

OT • "* - * -$­ -$­ *28 *3' Ako su vijci montazni dodaje se simbol r . Na primer montazni vijak M20 se

oznacava simbolom '*

285 Mosne dizalice

Orijentacioni maksimalni precnik vijka, u zavisnosti od debljine elementa koji se nastavlja, odreduje se empirijskim obrascem :

(7.89)d(cm)=.j5·tmin(cm)-O,2,

gde je: t min - najtanji element u vezi.

Dokaz sigurnosti vijaka 0 i vijaka OT se sastoji u uporedivanju velicine radnih napona u vijku sa dopustenim vrednostima napona datim u tabelama.

L :s Ldop" P :s Pdop" a, :s (Jz dop-

Pri istovremenom dejstvu napona smicanja i zatezanja, treba pored parcijalnih uslova da bude ispunjen i uslov :

~J 2 +(~J2 s 1, (JUS U.E7.140111991.) ( '(lop O'z.(ft)P

Dopusteni naponi smicanja i zatezanja vrata vijka racunaju se prema zateanoj cvrstoci (Rm) vijka. Dopusteni kontaktni pritisak izrnedu vrata vijka i zida otvora odreduje se na osnovu dopustenog napona osnovnog materijala (Jdop •

"0" Vijci Tabela 7.35

I slucaj opterecenja II slucaj opterecenja

VRSTA NAPONA za spajanje delovaod celika

kNlcm2 C0361 C0451 C0561 C0361 C0451 C0561 (:0362 (:0452 (:0562 (:0362 (:0452 (:0562 (:0363 (:0453 (:0563 (:0363 (:0453 (:0563

Pdop 1,70Pdop 1,70pdop pritisak na zid otvora 27 /31,5 41 30,5 35 45

0,28 a, 0,315 a, Ldop 4.6 5.6 6.8 8.8 4.6 5.6 6.8 8.8

smicanje 11,2 14 16,8 22,4 12,6 15,7 18,9 25,2

(Ju/op 11 13,7 16,5 22 12,5 15,6 18,8 25

zatezanje 0,275 Rm 0,312 Rm

"OT" Vijci Tabela 7.36

Islucaj opterecenja II slucaj opterecenja

za spajanje delova od celika VRSTA NAPONA C0451C0361 C0561 C0361 C0451 C0561kN/cm2

(:0362 (:0452 (':0562 (':0362 (:0452 (:0562 (:0363 (:0453 (:0453 (:0563(:0563 (:0363

2,0 Pdop 2,0 Pdop pritisak na zid otvora

Pdop

32 37 48 36 41 53

0,35 Rm 0,40 Rm Ldop

4.6 6.85.6 8.8 4.6 6.85.6 8.8smicanje 14 17,5 21 28 16 2420 32

11 13,7 16,5 22 12,5 15,6 18,8 25 zatezanje

(Jzdop

0,275Rm 0,312 Rm

286 Dizalice

Ukoliko se za vijke 0 i OT primene visokovredni vijci klase cvrstoce 10.9 tada su dopusteni naponi dati u tabeli 7.37.

Tabela 7.37

I slucaj opterecenja II slucaj opterecenja VRSTA Za spajanje delova od celika

NAPONA kN/cm2

C0361 C0362

C0561 C0562

C0361 C0362

C0561 C0562

C0363 C0563 C0363 C0563

Pdop

0- vijci 28 42 32 47

Pdop

OT - vijci 32 48 36 54

't dop

0- vijci 24 27

't dop

OT - vijci 28 32

<Tzdop 27,5 31,2

Za vijke 12.9 vrednosti iz tabele (7.37) se mnoze koeficijentom 1,2.

Cesto se umesto radnih napona vijka koristi nacin dokaza preko moci nosenja vijka.

Moe nosenja vijka predstavlja silu koju vijak moze da prenese kada u njemu na­pon dostigne vrednost dopustenog napona.

Uporeduje se sila rnoci nosenja sa silom po jednom vijku. Moe nosenja vijka gIasi:

d 2 '1r - moe nosenja jednosecnog vijka na smicanje; FT I =-4-' Tt/op

d 2 . 'if - moe nosenja dvosecnog vijka na smicanje; FT 2 = -4-. 2. Tt/op

~} = d .Dmin . p([op - moe nosenja dvosecnog vijka na povrsinski pritisak:

Fz = As' aZ(Jop - moe nosenja vijka na zatezanje.

Moci nosenja mora da sujednake iii vece od opterecenja najednorn vijku.

7.8.2

SPOJEVI SA PREDNAPREGNUTIM VIJCIMA

Ovakvi spojevi se realizuju sa visokovrednim vijcima, a prenose opterecenje pornocu sile trenja izmedu tarnih povrsina u spoju.

Pritezanjem vijka moment kljucemtrnoment pritezanja je odreden prema dirnenzijama vijka), ostvaruje se sila zatezanja u vratu vijka koja stvara pritisak izmedu tarnih povrsina, odnosno odgovarajucu silu trenja.

Mosne dizalice 287

Usled pritezanja navrtke, pored zatezanja vrata vijka, javlja se istovremeno i njegovo uvijanje. Nominalna klasa cvrstoce za prednapregnute vijke je 10.9.

Postoje obicni prednapregnuti vijci - oznaka VV, zazor izmedu otvora i vrata vijka je ~d - 1 mm,

Veza VV vijka se dimenzionise tako sto se uporeduje ostvarena sila trenja prema velicini spoljnjeg opterecenja.

Ako je opterecenje vece od ostvarene sile trenja doci ce do klizanja u vezi i opterecenje se prenosi preko vrata vijka na smicanje i povrsinski pritisak.

JUS M.BJ.629 JUSMB2.030

Sf. 7.64

Prednapregnuti VIJCl sa tacnim naleganjem (oznaka VVT ), prenose spoljnje opterecenje i preko trenja ostvarenog izrnedu povrsina limova u vezi i preko kontakta vrata vijka sa otvorom. Prednapregnuti vijci sa tacnim naleganjem zbog trenja u navojnorn pam nemaju osobinu samoodvrtanja navrtke pri dinamickom opterecenju, sto nije slucaj kod obicnih vijcanih veza.

Zbog potrebe da zavojni deo vijka ne ude u zonu kontakta vijka sa limom, ubacuje se podloska i ispod ispod navrtke, a takode zbog dobrog naleganja postavlja se podloska i ispod glave vijka.

Tabela 7.38

TIP VIJAK NAVRTKA PODLOSKA

VV JUS M.B 1.066 JUS M.B 1.629 JUS M.B2.030

VVT JUSM.B 1.067 JUS M.B1.629 JUS M.B2.063 JUS M.B2.064

Oznacavanje prednapregnutih vijaka na crtezima je prikazano u tabeli 7.39:

Tabela 7.39

Nazivni precnik M12 M16 M20 M22 M24 M27 M30

VV -¢­ + + * U U U 30

VVT -o - + + "* - U U - ~

288 Dizalice

Montazni vijak M20 ima oznaku: rf· Postoje dva karakteristicna slucaja opterecenja vijaka:

a) Opterecenje deluje upravno na poduznu osu vijka; b) Opterecenje deluje u pravcu poduzne ose vijka.

Treba naglasiti da opterecenja mogu da budu i kombinovana.

Nosivost jednog VV vijka u tamom spoju (TS) iznosi:

gde su:

Fp - sila prethodnog pritezanja vijka; f.l - koeficijent trenja izmedu tarnih povrsina; V2 - koeficijent sigurnosti protiv proklizavanja spoja; m - broj tamih povrsina u spoju.

Fp = 1/1 . R pO,2 . As ,

gde su:

V J - koeficijent kojim se obezbeduje da uporedni napon ostane u granicama elasticnog naprezanja vijka. Moze se usvojiti: Ul = 0,7;

R pO,2 - konvencionalni napon granice tecenja materijala vijka; As - ispitni presek vijka pri zatezanju koji je dat u tabeli 7.40 kao i sila Fp i

moment prethodnog pritezanja za VV i VVT vijke.

Tabela 7.40

d [mm] As [cm2 ] Fp [kN] Mu [Nm]

M 12 0,843 53 102

M 16 1,57 99 253

M20 2,45 154 493

M22 3,03 191 672

M24 3,53 222 852

M27 4,59 289 1495

M30 5,61 353 1694

2Uobicajena klasa cvrstoce VV i VVT vijakaje 10.9 (RpO,2 =90 kN/cm ) .

Koeficijent trenja izmedu tamih povrsina J.1 datje u tabeli 7.41:

Mosne dizalice 289

Tabela 7.41

~

C0361 C0561Nacin obrade nalezucih (tamih) povrsina C0362 C0562 C0363 C0563

Bez posebne obrade (tacka 1.1) 0,30 0,30v.-s:: nezasticene 0,40 0,40Ciscenje plamenom (tacka 1.2)>en 1-< > CiScenje mlazom abraziva (tacke 1.3 i 1.4) 0,50 0,500 0­v Povrsine ociscene mlazom abraziva, a s::

0,50 0,50a zasticene potom zasticene prevlakom od legure ~ aluminijumattacka 1.7)

I) Moze se koristiti i neko drugo zastitno sredstvo, uz uslov da se njegova svojstva- dobra antikoroziona zastita i postojanost koeficijenta trenja - prethodno dokazu.

Koeficijent sigumosti (U2) protiv proklizavanja kod dizalicnih rnasina iznosi:

V2 = 1,4, za I slucaj opterecenja: V2 = 1,25, za II i III slucaj opterecenja.

Kontaktna nosivost vijka iznosi:

Fp ;:::' Pdop' Lt.d,

gde su:

t - najmanja ukupna debljina limova koji na istu stranu pritiskaju stablo vijka; d - precnik stabla vijka u TS spoju kada veza prokliza, odnosno precnik otvora u

limu kod TST spoja. Tabela 7.42

C0361 C0362 C0363

C 0561 C0562 C 0563

Slucaj opterecenja I II, III I II, III

2Re 2,25Re 2Re 2,25Re

Pdop (kN/cm2 ) 48 54 72 81

Ako je veza sa prednapregnutim vijcima napregnuta i u pravcu poduzne ose vrata vijka sa silom F, po jednom vijku, onda se nosivost tamog spoja smanjuje i iznosi:

~* J-L . ( Fp - F,.)Frs = -m

Vl

Pri tome zatezuce opterecenje Fz moze da bude najvise (u zavisnosti od slucaja opterecenja):

290 Dizalice

Fl.1 ~ 0,6 Fp ;

FZlI s 0,7 r, ; Fzm s 0,8 r, . Nosivost VVT vijka u TST spoju iznosi:

FTST =Fp+O,25FTS,

FTS - nosivost vijka u spoju sa tacnim naleganjem .

F*TST =Fp+O,25F*TS ,

F*TST ­ nosi yost VVT vijka kada je opterecen u pravcu poduzne ose.

Konacno, dokazi sigurnosti veza sa prednapregnutim vijcima iznose:

- VV vijci:

FTS ~ F" - nema opterecenja u pravcu poduzne ose;

r, ~ Fl.

F*TS ~ F{, - vijak opterecen u pravcu poduzne ose;

r,«r.. - VVT vijci:

FTST~FI, - nema sile u pravcu poduzne ose vijka; ."­, .:.!".'

F*TST~ F{, - vijak opterecen u pravcu poduzne ose;

F I - opterecenje upravno na osu vratajednog vijka.

Raspored vijaka (0, OT, VV, VVT) u vezi:

/""'"

t

e/

...

e}min = 2 d,~'IJI -$­

emin = 3 d} .. ... F I

!'\. -( ~

e

51. 7.65

Obicno se usvajaju minimalna rastojanja za nosece vijke(daje mogucnost veceg broja vijaka u vezi).