Содержание
стр
Задание на проектирование
Календарный график работы над проектом
Аннотация
Реферат
Техническое предложение
Введение
Гл.1. Общая часть
1.1. Назначение и конструкция машины
1.2. Патентный поиск
1.3. Модернизация гидропривода машины
Гл.2. Расчет гидропривода машины
2.1. Исходных данных
2.2. Расчет мощности и подачи насосов
2.2.1. Гидролиния механизма главной
лебёдки
2.2.2. Гидролиния механизма
телескопирования стрелы
2.2.3. Гидролиния механизма поворота
платформы
2.2.4. Гидролиния механизма подъёма стрелы
2.2.5. Гидролиния механизма
вспомогательной лебёдки
2.3. Выбор фильтров
2.4. Расчет трубопровода
2.4.1. Всасывающая магистраль
2.4.2. Гидролиния механизма
телескопирования стрелы
2.4.3. Гидролиния механизма
поворота платформы
2.4.4. Гидролиния механизма
подъёма стрелы
2.4.5. Гидролиния механизма
вспо могательной лебёдки
2.5. Расчет потерь давления в гидросистеме
2.5.1. Напорная магистраль
2.5.2. Гидролиния механизма
телескопирования стрелы
2.5.3. Гидролиния механизма поворота
платформы
2.5.4. Гидролиния механизма подъёма
стрелы
2.5.5. Гидролиния механизма
вспомогательной лебёдки
2.6. Расчет КПД гидропривода
2.7. Выбор вместимости гидробака
2.8. Расчет площади теплоотдачи
гидрооборудования
2.9. Тепловой расчет гидропривода
2.10. Расчёт теплового аккумулятора.
Гл.3. Силовой расчёт
3.1. Расчет устойчивости автокрана
3.2. Расчет производительности автокрана
с учётом температуры рабочей жидкости
3.3. Расчет крутящего момента гидромотора
грузовой лебёдки
3.4. Расчет крутящего момента гидромотора
механизма поворота платформы
3.5. Расчет крутящего момента гидромотора
вспомогательной лебёдки
3.6. Расчет усилий на штоке гидроцилиндра
выдвижения стрелы
3.7. Расчет усилий на штоке гидроцилиндра
изменения угла наклона стрелы
3.8. Расчет устойчивости гидроцилиндра
изменения угла наклона стрелы
Гл.4. Технологическая часть
4.1. Назначение и конструкция детали
4.2. Анализ технологичности конструкции
детали
4.3. Выбор метода получения заготовки
4.4. Расчет припусков на заготовку
4.5. Разработка маршрутного технологического
процесса изготовления детали
4.6. Проектирование операционного
технологического процесса изготовления
детали
4.7. Расчет и назначение режимов резания
4.8. Расчет нормы времени
Гл.5. Экономическая часть
5.1. Исходные данные.
5.2. Расчёт текущих годовых затрат
5.3. Расчет экономического эффекта
Гл.6. Безопасность жизнедеятельности
Заключение
Список использованных источников
Приложения
Введение.
В настоящее время в основном сформировались типаж и
конструктивные схемы большинства стационарных и самоходных машин.
Опережающими темпами создавались машины с гидравлическим
приводом рабочего оборудования, колёсного и гусеничного движителей,
выносных опор, тормозных систем, рулевого управления. На сегодняшний
день гидравлический привод стал основным приводом, им оснащено до
90% самоходных и стационарных машин различного технологического
назначения. Гидрофицированные машины эксплуатируются в различных
географических широтах с большим диапазоном температуры
окружающего воздуха. Гидравлический привод в этих условиях является
наиболее тяжело нагруженным и самым уязвимым узлом машины. Опыт
эксплуатации гидрофицированных машин показывает, что при низких
температурах возникают следующие нежелательные явления: повышение
потерь давления в трубопроводах; повышение трения в насосах и
гидродвигателях; ухудшение условий фильтрации рабочей жидкости;
снижение
быстродействия
распределительной
и
направляющей
гидроаппаратуры. Особенно нежелательное явление на работоспособность
гидропривода оказывают низкие температуры в период пуска машины
после длительной остановки (продолжительностью более 8 часов). Период
разогрева
рабочей
жидкости
характеризуется
минимальной
производительностью и эффективностью гидропривода машин, вибрацией
гидролиний и металлоконструкций. Низкие температуры значительно
снижают ресурс гидрооборудования. В период разогрева гидропривод
работает в чрезвычайно неблагоприятном, почти аварийном режиме.
Однако и повышение температуры рабочей жидкости выше 50 оС
вызывает отрицательные явления в гидравлическом приводе: повышение
трения и интенсивности износа трущихся деталей в гидрооборудовании за
счёт ослабления защитных свойств масел и образования на поверхности
контакта деталей зон сухого трения; уменьшение объёмного КПД
гидронасосов и гидрораспределителей вследствие увеличения внутренних
утечек рабочей жидкости; увеличение интенсивности утечек рабочей
жидкости через подвижные и разъёмные соединения.
Дальнейшее экономическое развитие нашей страны связанно с
освоением сырьевых месторождений, расположенных в районах
Восточной Сибири, Якутии и Дальнего Востока. Поэтому в последние
годы наметилась тенденция строительства промышленных предприятий,
газопроводов, автомобильных и железных дорог в северных районах,
ближе к сырьевым базам, что увеличивает количество и типаж машин,
эксплуатируемых в неблагоприятных условиях. В связи с этим возникает
необходимость создания высокопроизводительных гидрофицированных
машин в специальном исполнении для широт с большим диапазоном
температур окружающего воздуха.
Целью проекта является разработка устройства, позволяющего
термостатировать температуру рабочей жидкости используя материалы с
высокой энергией фазового перехода.
ГЛАВА 1
ОБЩАЯ ЧАСТЬ
1.1. Назначение автокрана.
Стреловой самоходный полноповоротный дизель-гидравлический
кран на специальном шасси автомобильного типа модели КС -6471
грузоподъёмностью 40т. предназначен для выполнения строительномонтажных,
перегрузочных,
аварийно-восстановительных
работ,
связанных с частыми перебазировками при значительных расстояниях
между объектами.
Кран КС – 6471 может работать с главным крюком на
телескопической стреле длиной от 11 до 27 м, а также со вспомогательным
крюком при установке на стреле 27 м удлинителя или неуправляемого
гуська 8,5 м.
Телескопическая стрела при длинах 15, 20 и 27 м установленная под
углом 4О к вертикали, с управляемым гуськом 8,5; 15 и 20 м составляет
башенно-стреловое оборудование (БСО).
В соответствии с грузовыми характеристиками кран может работать
на выносных опорах и без них и передвигаться по площадке с твёрдым
покрытием с грузом на крюке со стрелой 11м, направленной вдоль оси
крана.
Кран предназначен для работы в районах с умеренным климатом в
интервале температур от -40ОС до +40ОС.
1.2. Патентный поиск.
Описание изобретения к патенту Российской Федерации
RU 2216655 C1
Цель – термостатирование рабочей жидкости гидросистемы
самоходной машины.
Устройство содержит бак 1 с установленными в нём тепловыми
фитильными трубами 2 так, что их конденсатная зона омывается рабочей
жидкостью, а испарительная зона размещена в нагревательном устройстве,
состоящем из катализатора 3, в качестве которого может быть
использована кремниевая вата, пропитанная хром-кобальтовой солью
(хроматом), и электрических нагревательных элементов 4, соединенных с
аккумуляторной батареей 5 через таймер 6 и реле времени 7 с выдержкой
при срабатывании. Под катализатором 3 размещён поддон 8,
сообщающийся с топливным баком 9 трубопроводом 10, на котором
последовательно установлены вентиль 11, управляемый термодатчиком 12,
размещённом в баке 1, жиклер 13, электромагнитный клапан 14, катушка
которого соединена с контактами реле 7 времени, и поплавковый клапан
15, предназначенный для предотвращения поступления избытка топлива в
поддон 8. Электрические нагревательные элементы 4 предназначены для
ускорения начала реакции катализатора 3 с парами топлива.
Устройство работает следующим образом.
После окончания смены оператор устанавливает таймером 6 время
включения устройства разогрева рабочей жидкости, например за 30 минут
до начала смены на следующий рабочий день. При достижении этого
времени контакты таймера 6 замкнут цепь электрических нагревательных
элементов 4, что обеспечивает нагрев катализатора 3 до необходимой
температуры, при которой вступают в реакцию пары топлива и хроматы
катализатора 3, при соединении хроматов с парами бензина (или
дизельного топлива) за счёт окисления последнего интенсивно выделяется
тело, которое тепловыми фитильными трубами 2 передаётся рабочей
жидкости, затем необходимость во внешнем подогреве отпадает.
Одновременно с этим включается реле 7 времени с выдержкой при
срабатывании и на некоторый промежуток времени откроет
электромагнитный клапан 14. Продолжительность выдержки реле 7
времени зависит от конструкции гидропривода (объёма рабочей жидкости
в гидробаке, площади теплоизлучающих поверхностей и др.) и
применительно к каждому конкретному типу машины определяется
отдельно. Топливо из топливного бака 9 по трубопроводу 10 поступает в
поддон 8. Жиклер 13 регулирует объём поступающего в поддон 8 топлива.
Однако если температура жидкости выше оптимальной, то термодатчик 12
расширится и закроет вентиль 11. Таким образом, топливо поступит в
поддон 8 только тогда, когда температура жидкости в баке 1 будет ниже
оптимальной и существует необходимость в разогреве жидкости.
После поступления топлива в поддон 8 оно разливается тонким
слоем и испаряется. Пары топлива вступают в химическую реакцию с
хроматами (или другими химическими элементами), в результате которой
происходит интенсивное тепловыделение. Жидкость в тепловых трубах 2
нагревается и испаряется, тем самым быстро переносится тепло в
конденсатную часть тепловых труб 2 и отдаётся рабочей жидкости.
Таким образом, предлагаемое устройство позволяет выполнять
термостатирование рабочей жидкости в автоматическом режиме.
Формула изобретения:
1. Устройство для термостатирования рабочей жидкости
гидросистемы самоходной машины, содержащее бак с рабочей жидкостью,
термодатчик, размещённый в баке, теплообменное устройство,
выполненное в виде тепловых фитильных труб, и нагревательное
устройство, в котором размещены испарительные зоны тепловых
фитильных труб, отличающееся тем, что устройство дополнительно
содержит топливный бак, аккумуляторную батарею, таймер и реле
времени, нагревательное устройство состоит из катализатора и
размещённых в нём электрических нагревательных элементов,
соединённых с аккумуляторной батареей последовательно через таймер и
реле времени, под нагревательным устройством размещен поддон,
сообщающийся с топливным баком трубопроводом, на котором
последовательно установлены вентиль, управляемый термодатчиком,
жиклер и электромагнитный клапан, причём катушка последнего связана с
реле времени.
2. Устройство по п.1, отличающееся тем, что в качестве катализатора
использована кремневая вата, пропитанная хром-кобальтовой солью.
Описание изобретения к патенту Российской Федерации
RU 2052734 C1
Устройство содержит цилиндрический корпус 1 с вакуумной
теплоизоляцией 2, входное 3 и выходное 4 отверстия, насос 5, капсулы 6 с
изменяющим агрегатное состояние в рабочем диапазоне температур
теплоаккумулирующим составом 7, впускную трубу 8, внутреннюю 9 и
наружную 10 разделительные пластины. На плоской поверхности капсул 6
имеются выступы 11, капсулы 6 размещены перпендикулярно оси корпуса
1, соосно, вплотную, выступами 11 в одну стороны, с зазором 12 у
корпуса1. Выпускная труба 8 расположена на оси корпуса 1 с зазором 13
по всей длине капсул 6, разделительные пластины 9 и 10 перегораживают
зазоры 12 и 13 соответственно. Расположение, размеры и количество
выступов11 определяются из условий теплообмена и размещения в них
теплоаккумулирующего состава 7. Стрелками показано направление
течения теплоносителя.
Конструкция аккумулятора теплоты работает следующим образом.
При аккумулировании теплоты теплоноситель, нагретый в рабочем
диапазоне температур, через входное отверстие 3 подаётся насосом 5 во
впускную трубу 8, поступает в зазор 13 и течёт в пространство между
капсулами 6, в котором находятся выступы 11, затем собирается в зазоре
12 и через выпускное отверстие 4 выходит наружу.
Омывая поверхности капсул 6 и выступов 11, турбулизированный
выступами
11
теплоноситель
нагревает
и
расплавляет
теплоаккумулирующий состав 7, после чего насос 5 прекращает подачу
теплоносителя, а запасённая в конструкции капсул 6 теплота сохраняется
за счёт вакуумной теплоизоляции 2. В случае необходимости
использования запасённой теплоты процесс идентичен. Во входное
отверстие 3 подаётся насосом 5 теплоноситель, последний отбирает
запасённую теплоту от теплоаккумулирующего состава 7, который
затвердевает, и нагретый теплоноситель через выходное отверстие 4
выходит наружу.
Такая конструкция позволяет увеличить теплосодержание и
коэффициент
теплообмена,
поскольку
выступы,
являясь
интенсификаторами теплообмена, содержат теплоаккумулирующий состав
и расположены в каналах для течения теплоносителя, а также упрощает
конструкцию, так как сокращается номенклатура деталей ввиду одного
типоразмера всех капсул.
Формула изобретения:
Аккумулятор теплоты, содержащий теплоизолированный корпус с
входным и выходным отверстиями, к которым подключены впускная и
выпускная трубы, размещённые в корпусе капсулы, заполненные
изменяющим агрегатное состояние в рабочем диапазоне температур
теплоаккумулирующим
составом,
и
разделительные
пластины,
отличающийся тем, что корпус выполнен цилиндрическим, а капсулы – в
виде кольцевых дисков с плоскими поверхностями, одна из которых в
каждой капсуле снабжена выступами с заданным расположением и
размещена перпендикулярно оси корпуса с зазором относительно его
стенок и с образованием центрального канала, а также с направлением
выступов в одну сторону и с обеспечением контакта выступов одной
капсулы с плоской поверхностью сменной капсулы, выпускная труба
размещена в упомянутом центральном канале, а разделительные пластины
установлены в зазоре между корпусом и капсулами, при этом изоляция
корпуса выполнена вакуумной.
Описание изобретения к патенту российской федерации
SU 1320617 A1
Цель – интенсификация теплообмена и снижение энергозатрат.
Устройство сдержит бак 1 с рабочей жидкостью гидросистемы,
магистраль 2 выхлопных газов двигателя 3 внутреннего сгорания,
теплообменное устройство в виде пакета тепловых труб 4, снабжённых
фитилями. Один конец каждой из тепловых труб 4 встроен в бак 1, а
другой размещён в газовой камере 5, соединённой патрубком 6 с
атмосферой и патрубком 7 с магистралью 2 выхлопных газов. Магистраль
2 снабжена подвижной заслонкой 8 и эжектором, образованным
криволинейной заслонкой 9, под вогнутой частью которой расположено
отверстие 10, к которому присоединён патрубок 7. Подвижная заслонка 8
связана тягой 11 с подвижной частью термодатчика 12, изменяющего свои
размеры в зависимости от температуры, и размещенной в баке 1. Бак 1
соединён трубопроводами 13 с насосом 14 и распределителем 15.
Установка для термостатирования рабочей жидкости работает
следующим образом.
При понижении температуры рабочей жидкости в баке 1
термодатчик 12 сжимается и через тягу 11 подвижной заслонкой 8
перекрывает магистраль 2 выхлопных газов. После запуска двигателя 3
выхлопные газы через отверстие 10 и патрубок 7 поступают в газовую
камеру 5 и омывают испарительные зоны тепловых труб 4. При этом,
хладагент в них нагревается и испаряется. Паровая фаза хладагента
поступает в зоны конденсации тепловых труб 4, зоны конденсации
которых в этом случае находятся в баке 1. Пары хладагента
конденсируются там, передавая тепло рабочей жидкости гидросистемы.
Образовавшийся конденсат стекает в зоны испарения под действием
гравитационных сил, а также подаётся туда капиллярными силами
фитилей тепловых труб.
При повышении температуры рабочей жидкости в баке 1
термодатчик 12 расширяется и приводит в движение тягу 11, которая
приоткрывает заслонку 8. Часть выхлопных газов при этом выбрасывается
в атмосферу, не попадая в газовую камеру 5.
При приближении температуры рабочей жидкости к верхнему
допустимому пределу подвижная заслонка 8 открывается полностью и
выхлопные газы, проходят под неподвижной заслонкой 9, увеличивают
скорость истечения, в результате под заслонкой 9 образуется область
разрежения. Под действием образовавшегося перепада давления
атмосферный воздух через патрубок 6, газовую камеру 5 и патрубок 7
поступает в магистраль 2 выхлопных газов. Воздух, проходя через газовую
камеру 5, омывает находящиеся там концы тепловых труб 4. В этом случае
их зоны испарения будут находиться в баке 1. Хладагент тепловых труб 4
испаряется в этих зонах под действием тепла рабочей жидкости. Пары
хладагента поступают в более холодные в этом случае концы тепловых
труб 4, расположенные в газовой камере 5, и там конденсируются, отдавая
тепло поступающему в камеру 5 воздуху. Образовавшийся конденсат
подаётся фитилями в зоны испарения тепловых труб 4.
Для избежания локального перегрева рабочей жидкости в режиме её
разогрева с помощью насоса 14 и распределителя 15 осуществляется её
циркуляция через бак 1.
Формула изобретения:
Установка для термостатирования рабочей жидкости гидросистемы
самоходных машин с двигателем внутреннего сгорания, содержащая бак с
рабочей жидкостью, газовую камеру с двумя патрубками, один из которых
сообщён с атмосферой, а другой подключён к магистрали выхлопных газов
двигателя, подвижную заслонку и соединённый с ней термодатчик, а также
теплообменное устройство, соединяющее бак с газовой камерой,
отличающаяся тем, что, с целью интенсификации теплообмена и снижения
энергозатрат, магистраль выхлопных газов снабжена эжектором,
установленном в месте подключения патрубка газовой камеры к этой
магистрали и образованным неподвижной криволинейной заслонкой,
обращённой вогнутой стороной к указанному патрубку, причём подвижная
заслонка установлена в магистрали выхлопных газов за эжектором по ходу
движения газов, термодатчик размещён в баке, а теплообменное
устройство в виде фитильных тепловых труб.
1.3. Модернизация гидропривода машины.
Описание предлагаемой конструкции.
Устройство содержит бак 1 с рабочей жидкостью 2 гидросистемы,
теплообменное устройство в виде пакета контейнеров 3, содержащих
вещество с высокой энергией фазового перехода 4. Расположение,
размеры, расстояние между контейнерами 3 и их количество определяются
из
условий
теплообмена
и
объёма,
находящегося
в
них
теплоаккумулирующего вещества 4.
Устройство термостатирования рабочей жидкости в гидросистеме
работает следующим образом.
Во время работы гидрофицированной машины рабочая жидкость в
гидросистеме нагревается. Тепло разогретой жидкости 2 в баке 1
передаётся веществу 4, содержащемуся в контейнерах 3. после разогрева
вещества 4 до температуры плавления, оно начинает изменять своё
фазовое состояние (плавиться), поглощая при этом количество тепла,
равное его теплоте плавления.
По окончании работы во время простоя машины гидросистема
остывает. При этом температура вещества 4, содержащегося в контейнерах
3, достигает температуры затвердевания, вещество 4 из жидкого состояния
начинает переходить в кристаллическое, высвобождая накопленную
тепловую энергию и передовая её рабочей жидкости 2 в баке 1.
Такая конструкция позволяет увеличить теплосодержание и
коэффициент теплообмена за счёт высокой энергии фазового перехода
вещества, содержащегося в контейнерах.
ГЛАВА 2
РАСЧЁТ
ГИДРОПРИВОДА
МАШИНЫ
2.1. Исходные данные.
Наименование
Механизмы
Вращения Телескопи- Вспомогарования
тельной
лебёдки
Марка насоса
210,25
210,25
Вид двигателя
ГидроГидроГидромотор
цилиндр
мотор
Марка мотора
210,25
210,25
Диаметр поршня
160
Хот штока
8000
Подъёма- Главная
стрелы
лебёдка
Гидроцилиндр
260
1920
210,25
Гидромотор
210,25
2.2. Расчет мощности и подачи насосов.
2.2.1. Гидролиния механизма главной лебёдки.
10 3  Мт  Wм
,
Nн 
2     г мн   г мм
где:  гм м,гм н - гидромеханический к.п.д. насоса и гидромотора;
Nн 
10 3  309,6  360,9
 23,5 (кВт),
2  3,14  0,87  0,87
Требуемая подача насоса.
Qн 
61,2  Nн   г мм   г мн
,
Рнгм
где: Рнгм – номинальное давление в гидросистеме;
Qн 
61,2  0,87  0,87  23,5
 68 (л/мин),
16
Угловая скорость вала насоса;
  10 3  Qн
,
Wн 
30  q н   обм
где: qн – рабочий объём насоса;
обм - объёмный к.п.д. насоса;
Wн 
3,14  10 3  68
 70,1 (с-1).
30  107  0,95
2.2.2. Гидролиния механизма телескопирования стрелы.
Мощность привода насоса.
10 3  2  T  Vн
,
Nн 
 гмн   гмц
где: z – количество гидроцилиндров;
Т – усилие на штоке гидроцилиндра;
Vн – скорость поршня;
 гмм, гмн - гидромеханический к.п.д. насоса и гидроцилиндра;
10 3  2  377000  0,042
Nн 
 38,7 (кВт),
0,87  0,95
Требуемая подача насоса.
Qн 
61,2  Nн   г мм   г мн
,
Рном
где: Рном – номинальное давление в гидросистеме;
Qн 
61,2  0,87  0,87  38,7
 122,3 (л/мин),
16
Угловая скорость вала насоса;
  10 3  Qн
,
Wн 
30  q н   обм
где: qн – рабочий объём насоса;
обм - объёмный к.п.д. насоса;
3,14  10 3  122,3
Wн 
 126 (с-1).
30  107  0,95
2.2.3. Гидролиния механизма поворота платформы.
Мощность привода насоса.
10 3  Мт  Wм
,
Nн 
2     г мн   г мм
где: Мm – крутящий момент на валу гидромотора;
Wн – угловая скорость вала гидромотора;
 гмм, гмн - гидромеханический к.п.д. насоса и гидромотора;
Nн 
10 3  525  147
 16,2 (кВт),
2  3,14  0,87  0,87
Требуемая подача насоса.
Qн 
61,2  Nн   г мм   г мн
,
Рнгм
где: Рнгм – номинальное давление в гидросистеме;
Qн 
61,2  0,87  0,87  16,2
 47 (л/мин),
16
Угловая скорость вала насоса;
  10 3  Qн
,
Wн 
30  q н   обм
где: qн – рабочий объём насоса;
обм - объёмный к.п.д. насоса;
Wн 
3,14  10 3  47
 48,41 (с-1).
30  107  0,95
2.2.4. Гидролиния механизма подъёма стрелы.
Мощность привода насоса.
10 3  z  T  Vн
,
Nн 
 гмн   гмц
где: z – количество гидроцилиндров;
Т – усилие на штоке гидроцилиндра;
Vн – скорость поршня;
 гмм, гмн - гидромеханический к.п.д. насоса и гидроцилиндра;
10 3  2  767000  0,02
Nн 
 37,7 (кВт),
0,87  0,95
Требуемая подача насоса.
Qн 
61,2  Nн   г мм   г мн
,
Рном
где: Рном – номинальное давление в гидросистеме;
Qн 
61,2  0,87  0,95  37,7
 119,2 (л/мин),
16
Угловая скорость вала насоса;
  10 3  Qн
,
Wн 
30  q н   обм
где: qн – рабочий объём насоса;
обм - объёмный к.п.д. насоса;
3,14  10 3  119,2
Wн 
 122,7 (с-1).
30  107  0,95
2.2.5. Гидролиния механизма вспомогательной лебёдки.
Мощность привода насоса.
10 3  Мт  Wм
,
Nн 
2     г мн   г мм
где: Мm – крутящий момент на валу гидромотора;
Wн – угловая скорость вала гидромотора;
 гмм, гмн - гидромеханический к.п.д. насоса и гидромотора;
Nн 
10 3  353,262
 4,6 (кВт),
2  3,14  0,87  0,87
Требуемая подача насоса.
Qн 
61,2  Nн   г мм   г мн
,
Рнгм
где: Рнгм – номинальное давление в гидросистеме;
Qн 
61,2  0,87  0,87  4,6
 13,3 (л/мин),
16
Угловая скорость вала насоса;
  10 3  Qн
,
Wн 
30  q н   обм
где: qн – рабочий объём насоса;
обм - объёмный к.п.д. насоса;
Wн 
3,14  10 3  13,3
 13,7 (с-1).
30  107  0,95
2.3. Выбор фильтров.
Выбор фильтров осуществляется по номинальному потоку жидкости
и требуемой номинальной тонкости фильтрации.
Номинальный поток жидкости от трёх насосов.
Qн 
30  Wн  q  3  10 3

,
где: Wн – угловая скорость вала насоса;
q – рабочий объём насоса;
30  147  107  3  10 3
Qн 
 449,4 (л/мин),
3,14
В сливной гидролинии устанавливаем параллельно три фильтра с
параметрами:
1. номинальный поток через фильтр 160 л/мин;
2. номинальная тонкость фильтрации 40 мкм;
Расчёт трубопроводов.
2.4.
Под расчётом трубопроводов понимают определение внутреннего
диаметра труб и скорости потока рабочей жидкости.
2.4.1. Всасывающая магистраль.
Внутренний диаметр трубы.
dвнр  4,6
Qн
68
 4.6
 42,4 (мм),
V
0,6
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=44 dнр=60.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  4,43 2

 15,2 (см2),
4
Давление во всасывающей магистрали.
Давление во всасывающей магистрали определяется по формуле
Бернулли.
Рвс  Ро  10 6    h  10 6 
 V
2 g
 (1   
 l
d
),
где: Р0 – атмосферное давление;
 - удельный вес жидкости4
h – высота всасывания;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
l – длина всасывающего трубопровода;
d – диаметр всасывающего трубопровода;
 - коэффициент местных сопротивлений;
 - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164  Re при Re  2300 ;

где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн

,
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
При t=-400С вязкость масла МГ15-В(с)   1400  10 6 (м2/с).
Re 
0.8  0.044
1400  10 6

 25.1 ,
75
 3,
25.1
Рвс  0,101325  10 6  8900  0,6  10 6 
 (1  1,5 
8900  0,8 2

2  9,81
3  1,5
)  0,066 ( МПа),
0,044
Давление меньше требуемого поэтому увеличиваем диаметр
всасывающего трубопровода по ГОСТ 8734-78 берём: dвн=56мм dнр=76мм;
Тогда:
0.8  0.056
Re 
 32 ,
1400  10 6

Рвс  0,101325  10
 (1  1,5 
6
75
 2,3 ,
32
 8900  0,6  10
6
8900  0,8 2


2  9,81
2,3  1,5
)  0,077 ( МПа),
0,056
что удовлетворяет условию.
Для других значений температуры вычисления проводим аналогично
и полученные значения сводим в таблицу 2.2., по результатам этой
таблицы стоим график зависимости Рвс от t0С.
Табл. 2.2.
tC
-40
-6
1400
 *10

8900
Re
32
2,3

Рвс, МПа 0,077
0
-20
240
8750
186,7
0,4
0,092
0
70
8600
640
0,12
0,0946
20
32
8500
1400
0,05
0,0952
40
15
8350
2986,7
0,04
0,0953
60
9
8200
4977,8
0,037
0,0955
Напорная магистраль.
Внутренний диаметр труб.
d внр  4,6
Qн
,
V
где: Qн – требуемая подача насоса;
V – скорость потока рабочей жидкости;
dвнр  4,6
68
 20,3 (мм),
3,5
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=22мм dнр=34мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  2,2 2

 3,8 (см2),
4
Сливная магистраль.
Внутренний диаметр трубы.
d внр  4,6
Qн
68
 4.6
 28.3 (мм),
V
1.8
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=28 dнр=42.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  2,8 2

 6,2 (см2).
4
80
6
8050
7466,7
0,034
0,0956
2.4.2. Гидролиния механизма телескопирования стрелы.
Напорная магистраль.
Внутренний диаметр труб.
d внр  4,6
Qн
,
V
где: Qн – требуемая подача насоса;
V – скорость потока рабочей жидкости;
dвнр  4,6
122,3
 32,2 (мм),
3,5
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=36 мм dнр=50мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  3,6 2

 10,1 (см2),
4
Сливная магистраль.
Внутренний диаметр трубы.
d внр  4,6
Qн
122,3
 4.6
 40,9 (мм),
V
1.8
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=44мм dнр=60мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4

3,14  4,4 2
 15,2 (см2),
4
Всасывающая магистраль.
Внутренний диаметр трубы.
dвнр  4,6
Qн
68
 4.6
 42,4 (мм),
V
0,6
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=44мм dнр=60мм.
Параметры всасывающей магистрали примем такие же, как и в
контуре главной лебёдки.
2.4.3. Гидролиния механизма поворота платформы.
Напорная магистраль.
Внутренний диаметр труб.
d внр  4,6
Qн
,
V
где: Qн – требуемая подача насоса;
V – скорость потока рабочей жидкости;
d внр  4,6
47
 16,9 (мм),
3,5
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=16мм dнр=28мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  1,6 2

 2 (см2),
4
Гидромотор механизма поворота включен в один контур с
гидроцилиндрами механизма телескопирования стрелы, поэтому
параметры сливной и всасывающей магистрали уже рассчитаны и их
принимаем такими же, как в механизме телескопирования стрелы.
2.4.4. Гидролиния механизма подъёма стрелы.
Напорная магистраль.
Внутренний диаметр труб.
d внр  4,6
Qн
,
V
где: Qн – требуемая подача насоса;
V – скорость потока рабочей жидкости;
d внр  4,6
119,2
 30,8 (мм),
3,5
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=28 мм dнр=42мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  2,8 2

 6,16 (см2),
4
Сливная магистраль.
Внутренний диаметр трубы.
d внр  4,6
Qн
119,8
 4.6
 37,5 (мм),
V
1.8
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=36мм dнр=50мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4

3,14  3,6 2
 10,1 (см2),
4
Всасывающая магистраль.
Параметры всасывающей магистрали принимаем такие же, как в
контуре главной лебёдки.
2.4.5. Гидролиния механизма вспомогательной лебёдки.
Напорная магистраль.
Внутренний диаметр труб.
d внр  4,6
Qн
,
V
где: Qн – требуемая подача насоса;
V – скорость потока рабочей жидкости;
dвнр  4,6
13,3
 9 (мм),
3,5
Выбираем по ГОСТ 8734-75 трубу с dвн=12мм dнр=22мм.
Площадь поперечного сечения трубы.
f 
  d вн2
4
3,14  1,6 2

 2 (см2),
4
Гидромотор механизма вспомогательной лебёдки включен в один
контур с гидроцилиндрами механизма подъёма стрелы, поэтому
параметры сливной и всасывающей магистрали уже рассчитаны и их
принимаем такими же, как в механизме подъёма стрелы.
2.5. Расчёт потерь давления в гидросистеме.
2.5.1. Напорная магистраль.
Общая величина потерь давления определяется как сумма потерь
давления в отдельных элементах гидросистемы.
 Р   Рн   Рс ,
где:  Рн - потери давления в напорной магистрали;
 Рс - потери давления в сливной магистрали;
 Рн  Рпн  Рмн  Рр ,
где: Рпн - путевые потери;
Рмн - местные потери;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости.
Рпн  10
5
l V 2
,
  
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164  Re при Re  2300 ;

где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн
,
  k
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
k - коэффициент учитывающий увеличение вязкости
от давления;
k  1  k  P ,
где: k – коэффициент зависящий от маркимасла;
Р – давление жидкости;
k  1  0.02  16  1.32 ,
Расчёт проводим для t=-400С.
Re 
3.5  0.022
1400 10  6 1.32
н 
Рпн  10
5
 41.6 ,
75
 1,8 ,
41,6
6  3,5 2
 1,8  890 
 2,7 (МПа),
0,022  2  9,81
Местные потери давления.
Рмн  10
5
Vн2
,
    н  bн 
2 g
где: bн – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
 н - коэффициент местных сопротивлений;
 н   ок   цк   пк  3   зк ,
где: ок,цк пк зк - коэффициенты местных
сопротивлений центрального оллектора,
прямого клапана, закругленного клапана
соответственно;
 н  4  3  6  1,5  3  0,3  16,9 ,
3,5 2
Рмн  10  890  16,9  11,5 
 1,03 (МПа),
2  9,81
Потери давления в напорной магистрали.
5
 Рн  2,7  1,03  1,5  5,23 (МПа),
Сливная магистраль.
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  Рпс  Рмс  Рр ,
где: Рпс - путевые потери;
Рмс - местные потери;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости.
Рпс  10 5     
l V 2
,
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164  Re при Re  2300 ;

где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн
,
  k
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
k - коэффициент учитывающий увеличение вязкости
от давления;
Re 
1,8  0.028
1400  10 6  1.32
н 
Рпн  10
5
 27,3 ,
75
 2,75 ,
27,3
51,8 2
 2,75  890 
 0,71 (МПа),
0,028  2  9,81
Местные потери давления.
Рмн  10
5
Vс2
,
    с  bс 
2 g
где: bс – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
с - коэффициент местных сопротивлений;
 н   цк   ф  6   пк  3   к   вр   мо ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений центрального
коллектора;
 ф - коэффициент местного сопротивления фильтра;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 в р - коэффициент местного сопротивления внезапного
расширителя;
 м о - коэффициент местного сопротивления маслоохладителя;
 с  4  2  6  1,5  3  0,3  0,5  4  20,4 ,
Рмс  10
5
1,8 2
 890  20,4  25 
 0,7 (МПа),
2  9,81
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  0,71  0,7  1,5  2,91 (МПа),
Общие потери давления.
 Р   Рн   Рс  5,23  2,91  8,14 (МПа),
Аналогично проводим расчёты для других значений температуры,
полученные данные сводим в таблицу 2.3.
По табличным данным строим график зависимости Р от toC.
Табл. 2.3.
tC
-40
-6
1400
 *10
3
890
 ,кг/м
Reн
41,7
н
1,8
bн
4,5
Rec
27,3
с
2,7
bc
25
Рпм ,МПа 2,7
Рмн ,МПа 1,08
 Рн ,МПа 5,23
Рпс ,МПа 0,71
Рмс ,МПа 0,7
 Рс ,МПа 2,91
 Р ,МПа 8,14
o
-20
240
875
243,1
0,3
3
159,1
0,47
4,9
0,4
0,28
2,18
0,12
0,13
1,75
3,9
0
70
860
833,3
0,09
1,6
545,5
0,14
1,8
0,1
0,15
1,75
0,04
0,05
1,59
3,34
20
32
850
1822,9
0,041
1,3
1193
0,06
1,4
0,06
0,12
1,68
0,02
0,04
1,56
3,24
40
15
835
3888,9
0,04
1
2546
0,045
1
0,056
0,088
1,64
0,011
0,025
1,54
3,18
60
9
820
6482
0,035
1
4242
0,039
1
0,05
0,086
1,63
0,009
0,024
1,53
3,17
80
6
805
9122
0,032
1
6364
0,035
1
0,044
0,085
1,62
0,008
0,024
1,53
3,16
2.5.2. Гидролиния механизма телескопирования стрелы.
Напорная магистраль.
 Р   Рн   Рс ,
где:  Рн - потери давления в напорной магистрали;
 Рс - потери давления в сливной магистрали;
 Рн  Рпн  Рмн  Рр ,
где: Рпн - путевые потери;
Рмн - местные потери;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости.
Рпн  10
5
l V 2
,
  
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;

75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164 * Re при Re  2300 ;
где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн
,
  k
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
k - коэффициент учитывающий увеличение вязкости
от давления;
k  1  k  P ,
где: k – коэффициент зависящий от маркимасла;
Р – давление жидкости;
k  1  0.02  16  1.32 ,
Расчёт проводим для t=-400С.
Re 
3.5  0.036
1400  10 6  1.32
н 
 58,8 ,
75
 1,28 ,
58,8
Рпн  10 5  1,28  890 
23  3,5 2
 3,31 (МПа),
0,036  2  9,81
Местные потери давления.
Рмн  10
5
Vн2
,
    н  bн
2 g
где: bн – поправочный коэффициент, учитывающий влияние
вязкости жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
 н - коэффициент местных сопротивлений;
 н   цк   ф  6   пк  3   к   вр   мо ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений центрального
коллектора;
 ф - коэффициент местного сопротивления фильтра;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 в р - коэффициент местного сопротивления внезапного
расширителя;
 м о - коэффициент местного сопротивления маслоохладителя;
 с  4  2  3  6  1,3  3  0,14  0,8  3  22 ,
Рмн  10
5
3,5 2
 890  22  13 
 1,16 (МПа),
2  9,81
Потери давления в напорной магистрали.
 Рн  3,3  1,16  1,5  5,96 (МПа),
Сливная магистраль.
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  Рпс1  Рмс1  Рпс2  Рмс 2  Рр ,
где: Рпс1, Рмс1 - путевые и местные потери давления
до распределителя;
Рмс2 , Рпс2 - местные и путевые потери давления после
распределителя;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости до распределителя.
Рпс  10
5
l V 2
,
 
d  2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
Рпс  10 5  1,32  890 
18,5  3,5 2
 2,77 (МПа),
0,036  2  9,81
Путевые потери давления жидкости после распределителя.
Re 
1,8  0.044
1400  10 6  1.32
 42,9 ,
н 
75
 1,75 ,
42,9
Рпн  10 5  1,75  890 
4,5  1,8 2
 0,26 (МПа),
0,044  2  9,81
Местные потери давления.
Рмн  10
5
Vс2
,
    с  bс 
2 g
где: bс – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
с - коэффициент местных сопротивлений;
Коэффициент местных сопротивлений до распределителя.
 с1   вс  3   нк  2   к ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 с1  0,5  3  1,3  2  0,14  4,7 ,
Рмс1  10
5
3,5 2
 890  4,7  13 
 0,25 (МПа),
2  9,81
Коэффициент местных сопротивлений после распределителя.
 с 2   цк   ф  4   пк   к   вр   мо ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений центрального
коллектора;
 ф - коэффициент местного сопротивления фильтра;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 в р - коэффициент местного сопротивления
внезапного расширителя;
 м о - коэффициент местного сопротивления маслоохладителя;
 с 2  4  2  4  1,3  0,14  0,5  4  15,8 ,
1,8 2
Рмс  10  890  15,8  18 
 0,4 (МПа),
2  9,81
Потери давления в сливной магистрали.
5
 Рс  2,77  0,27  0,26  0,4  1,5  5,2 (МПа),
Общие потери давления.
 Р   Рн   Рс  5,96  5,2  11,16 (МПа),
Аналогично проводим расчёты для других значений температуры,
полученные данные сводим в таблицу 2.4.
По табличным данным строим график зависимости Р от toC.
Табл. 2.4.
tC
-40
-6
1400
 *10
3
890
 ,кг/м
Reн
58
н
1,28
bн
13
Rec
42,9
с
1,75
bc
18
Рпм ,МПа 3,3
Рмн ,МПа 1,16
 Рн ,МПа 5,96
Рпс ,МПа 2,77
Рмс1 ,МПа 0,25
Рпс ,МПа 0,26
Рмс2 ,МПа 0,4
 Рс ,МПа 5,2
 Р ,МПа 11,16
o
-20
240
875
340
0,22
2,2
250
0,3
2,9
0,56
0,16
2,25
0,45
0,04
0,04
0,07
2,1
4,35
0
70
860
1169
0,06
1,4
857
0,09
1,6
0,1
0,12
1,72
0,12
0,03
0,01
0,04
1,7
3,42
20
32
850
2557
0,04
1
1875
0,05
1,2
0,06
0,07
1,63
0,008
0,02
0,007
0,03
1,57
3,2
40
15
835
5455
0,036
1
4000
0,039
1
0,05
0,05
1,6
0,007
0,018
0,005
0,024
1,55
3,15
60
9
820
9091
0,032
1
6667
0,035
1
0,04
0,05
1,59
0,006
0,017
0,0048
0,021
1,55
3,14
80
6
805
13636
0,029
1
10000
0,032
1
0,04
0,05
1,59
0,0055
0,017
0,0043
0,02
1,55
3,14
2.5.3.Гидролиния механизма поворота платформы.
 Р   Рн   Рс ,
где:  Рн - потери давления в напорной магистрали;
 Рс - потери давления в сливной магистрали;
 Рн  Рпн1  Рмн1  Рпн2  Рмн 2  Рр ,
где: Рпн1, Рмн1 - путевые и местные потери давления
до распределителя;
Рмн2 , Рпн2 - местные и путевые потери давления после
распределителя;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости до распределителя.
Рпн  10
5
l V 2
,
  
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164 * Re при Re  2300 ;

где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн
,
  k
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
k - коэффициент учитывающий увеличение вязкости
от давления;
k  1  k  P ,
где: k – коэффициент зависящий от марки масла;
Р – давление жидкости;
k  1  0.02  16  1.32 ,
Расчёт проводим для t=-400С.
Re н1 
3.5  0.036
1400  10 6  1.32
н 
75
 1,28 ,
58,8
Рпн1  10 5  1,28  890 
Re н 2 
Рпн2  10
4,5  3,5 2
 0,9 (МПа),
0,036  2  9,81
3,5  0.016
1400  10 6  1.32
н 
5
 58,8 ,
 30,3 ,
75
 2,5 ,
30,3
3,5 2
 890  2,5 
 1,7 (МПа),
0,016  9,81
Местные потери давления до распределителя.
Рмн  10
5
Vн2
,
    н  bн 
2 g
где: bн – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
 н - коэффициент местных сопротивлений;
 н1   цк  4   пв  2   зк ,
где:  цк - коэффициент местных сопротивлений
центрального коллектора;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 н1  4  4  1,3  2  0,3  9,8 ,
Рмн1  10
5
3,5 2
 890  9,8  13
 0,7 (МПа),
2  9,81
Местные потери давления после распределителя.
 н 2  5   пк  2   зк ,
где:  пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 н 2  5  1,3  2  0,3  7,1 ,
Рмн2  10 5  890  7,1  23 
3,5 2
 0,9 (МПа),
2  9,81
Потери давления в напорной магистрали.
 Рн  0,7  0,9  1,7  0,9  1,5  5,7 (МПа),
Сливная магистраль.
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  Рпс1  Рмс1  Рпс2  Рмс 2  Рр ,
где: Рпс1, Рмс1 - путевые и местные потери давления
до распределителя;
Рмс2 , Рпс2 - местные и путевые потери давления после
распределителя;
Рр - потери давления в распределителе;
Так как гидромотор поворотного механизма с реверсивным потоком,
то параметры сливной магистрали до распределителя будут
соответствовать параметрам напорной магистрали. Следовательно
Рпс1, Рмс1 будут равны потерям давления рассчитанным в напорной
магистрали Рмн2 , Рпн2 соответственно, т. е. в пункте 2.5.1.
Так как гидролиния механизма поворота и гидролиния механизма
телескопирования стрелы объединены в контур и имеют общий насос, то
Рмс2 , Рпс2 будут равны потерям давления рассчитанным в напорной
магистрали Рмн2 , Рпн2 соответственно, т. е. в пункте 2.5.2.
Аналогично проводим расчёты для других значений температуры,
полученные данные сводим в таблицу 2.5.
По табличным данным строим график зависимости Р от toC.
Табл. 2.5.
tC
-40
-6
1400
 *10
3
890
 ,кг/м
Reн
58
н
1,28
bн
13
Rec
30,3
с
2,5
bc
23
Рпм ,МПа 0,9
Рмн ,МПа 0,7
Рпм ,МПа 1,7
Рмн ,МПа 0,9
 Рн ,МПа 5,7
Рпс ,МПа 1,7
Рмс ,МПа 0,9
Рпс ,МПа 0,26
Рмс ,МПа 0,4
 Рс ,МПа 4,76
 Р ,МПа 10,5
o
-20
240
875
340
0,22
2,2
176,8
0,4
4
0,2
0,1
0,3
0,2
2,3
0,3
0,2
0,04
0,07
2,1
4,4
0
70
860
1169
0,06
1,4
606
0,1
1,7
0,04
0,07
0,07
0,06
1,74
0,07
0,06
0,01
0,04
1,68
3,42
20
32
850
2557
0,04
1
1326
0,06
1,4
0,02
0,042
0,03
0,04
1,63
0,03
0,04
0,007
0,03
1,6
3,23
40
15
835
5495
0,036
1
2828
0,043
1
0,019
0,041
0,02
0,03
1,61
0,02
0,03
0,005
0,024
1,58
3,18
60
9
820
9091
0,032
1
4714
0,038
1
0,018
0,04
0,02
0,028
1,6
0,02
0,028
0,0048
0,021
1,57
3,17
80
6
805
13636
0,029
1
7071
0,035
1
0,018
0,04
0,02
0,028
1,6
0,02
0,028
0,0043
0,02
1,57
3,17
2.5.4. Гидролиния механизма подъёма стрелы.
Расчёт потерь давления.
Напорная магистраль.
 Р   Рн   Рс ,
где:  Рн - потери давления в напорной магистрали;
 Рс - потери давления в сливной магистрали;
 Рн  Рпн  Рмн  Рр ,
где: Рпн - путевые потери;
Рмн - местные потери;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости.
Рпн  10
5
l V 2
,
  
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164 * Re при Re  2300 ;

где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн
,
  k
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
k - коэффициент учитывающий увеличение вязкости
от давления;
k  1  k  P ,
где: k – коэффициент зависящий от маркимасла;
Р – давление жидкости;
k  1  0.02  16  1.32 ,
Расчёт проводим для t=-400С.
Re 
3.5  0.028
1400  10 6  1.32
н 
Рпн  10
5
 53 ,
75
 1,4 ,
53
7  3,5 2
 1,4  890 
 1,9 (МПа),
0,028  2  9,81
Местные потери давления.
Рмн  10
5
Vн2
,
    н  bн 
2 g
где: bн – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
 н - коэффициент местных сопротивлений;
 н   цк  2   ок  10   пк  4   зк ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений центрального
коллектора;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 в р - коэффициент местного сопротивления обратного клапана;
 с  4  2  2  10  1,4  4  0,14  21,66 ,
Рмн  10
5
3,5 2
 890  21,66  14 
 1,7 (МПа),
2  9,81
Потери давления в напорной магистрали.
 Рн  1,9  1,7  1,5  5,1 (МПа),
Сливная магистраль.
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  Рпс1  Рмс1  Рпс2  Рмс 2  Рр ,
где: Рпс1, Рмс1 - путевые и местные потери давления
до распределителя;
Рмс2 , Рпс2 - местные и путевые потери давления после
распределителя;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости до распределителя.
Рпс  10 5     
l V 2
,
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
Рпс  10
5
2,5  3,5 2
 1,4  890 
 0,7 (МПа),
0,028  2  9,81
Путевые потери давления жидкости после распределителя.
Re 
1,8  0.036
1400  10 6  1.32
н 
75
 2,1 ,
35,1
 35,1 ,
Рпн  10
5
4,5  1,8 2
 2,1  890 
 0,4 (МПа),
0,036  2  9,81
Местные потери давления.
Рмн  10
5
Vс2
,
    с  bс 
2 g
где: bс – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
с - коэффициент местных сопротивлений;
Коэффициент местных сопротивлений до распределителя.
 с1   вс  3   нк  2   к ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 с1  0,5  3  1,3  2  0,14  4,7 ,
Рмс1  10
5
3,5 2
 890  4,7  14 
 0,4 (МПа),
2  9,81
Коэффициент местных сопротивлений после распределителя.
 с 2   цк   ф  7   пк  2   к   вр   мо ,
где:  цк - коэффициент местного сопротивлений центрального
коллектора;
 ф - коэффициент местного сопротивления фильтра;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 в р - коэффициент местного сопротивления
мо
внезапного расширителя;
- коэффициент местного сопротивления маслоохладителя;
 с 2  4  2  7  1,3  2  0,14  0,5  4  19,8 ,
Рмс  10
5
1,8 2
 890  19,8  20 
 0,6 (МПа),
2  9,81
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  0,7  0,4  0,6  0,4  1,5  3,6 (МПа),
Общие потери давления.
 Р   Рн   Рс  5,1  3,6  8,7 (МПа),
Аналогично проводим расчёты для других значений температуры,
полученные данные сводим в таблицу 2.6.
По табличным данным строим график зависимости Р от toC.
Табл. 2.6.
tC
-40
-6
1400
 *10
3
890
 ,кг/м
Reн
53
н
1,4
bн
14
Rec
35,1
с
2,1
bc
20
Рпм ,МПа 1,9
Рмн ,МПа 1,7
 Рн ,МПа 5,1
Рпс ,МПа 0,7
Рмс1 ,МПа 0,4
Рпс ,МПа 0,4
Рмс2 ,МПа 0,6
 Рс ,МПа 3,6
 Р ,МПа 8,7
o
-20
240
875
309
0,2
2,4
205
0,4
3,5
0,3
0,3
2,1
0,1
0,06
0,07
0,1
1,83
3,93
0
70
860
1061
0,07
1,4
701
0,1
1,6
0,09
0,16
1,75
0,3
0,04
0,02
0,05
1,64
3,93
20
32
850
2320
0,05
1
1534
0,05
1,3
0,07
0,02
1,6
0,024
0,03
0,008
0,04
1,6
3,2
40
15
835
4949
0,047
1
3273
0,04
1
0,06
0,07
1,6
0,02
0,02
0,007
0,03
1,58
3,18
60
9
820
8249
0,033
1
5455
0,036
1
0,04
0,07
1,6
0,015
0,02
0,006
0,03
1,57
3,17
80
6
805
12374
0,03
1
8182
0,033
1
0,04
0,07
1,6
0,013
0,02
0,005
0,03
1,57
3,17
2.5.5. Гидролиния механизма вспомогательной лебёдки.
 Р   Рн   Рс ,
где:  Рн - потери давления в напорной магистрали;
 Рс - потери давления в сливной магистрали;
 Рн  Рпн1  Рмн1  Рпн2  Рмн 2  Рр ,
где: Рпн1, Рмн1 - путевые и местные потери давления
до распределителя;
Рмн2 , Рпн2 - местные и путевые потери давления после
распределителя;
Рр - потери давления в распределителе;
Путевые потери давления жидкости до распределителя.
Рпн  10
5
l V 2
,
  
d 2q
где:  - коэффициент трения жидкости о стенки трубопровода;
 - плотность жидкости;
l – длинна напорной магистрали;
d – внутренний диаметр трубопровода;
V – скорость потока жидкости;
g – ускорение свободного падения;
75
при Re  2300 ;
Re
  0.3164 * Re при Re  2300 ;

где: Re – число Рейнольдса;
Re 
V  d вн
,
  k
где: V – скорость потока жидкости;
dвн – диаметр трубопровода;
 - кинематическая вязкость;
k - коэффициент учитывающий увеличение вязкости
от давления;
k  1  k  P ,
где: k – коэффициент зависящий от маркимасла;
Р – давление жидкости;
k  1  0.02  16  1.32 ,
Расчёт проводим для t=-400С.
Re н1 
3.5  0.028
1400  10 6  1.32
н 
Рпн1  10
5
 53 ,
75
 1,4 ,
53
4,5  3,5 2
 1,4  890 
 1,3 (МПа),
0,028  2  9,81
Путевые потери давления жидкости после распределителя.
Re н 2 
3,5  0.012
1400  10 6  1.32
н 
Рпн2  10
5
 22,8 ,
75
 3,3 ,
22,8
3,5 2
 890  3,3 
 2,8 (МПа),
0,012  9,81
Местные потери давления до распределителя.
Рмн  10
5
Vн2
,
    н  bн 
2 g
где: bн – поправочный коэффициент, учитывающий влияние вязкости
жидкости на местные потери;
 - плотность жидкости;
 н - коэффициент местных сопротивлений;
 н1   цк  4   пв  2   зк ,
где:  цк - коэффициент местных сопротивлений
центрального коллектора;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 н1  4  4  1,3  2  0,3  9,8 ,
Рмн1  10
5
3,5 2
 890  9,8  14 
 0,8 (МПа),
2  9,81
Местные потери давления после распределителя.
 н 2   ок  2   пк   зк ,
где:  пк - коэффициент местного сопротивления обратного клапана;
 пк - коэффициент местного сопротивления прямого клапана;
к - коэффициент местного сопротивления
закруглённого клапана;
 н 2  3  2  1,3  0,3  5,9 ,
Рмн2  10 5  890  5,9  30 
3,5 2
 1 (МПа),
2  9,81
Потери давления в напорной магистрали.
 Рн  1,3  0,8  3,8  1  1,5  8,3 (МПа),
Сливная магистраль.
Потери давления в сливной магистрали.
 Рс  Рпс1  Рмс1  Рпс2  Рмс 2  Рр ,
где: Рпс1, Рмс1 - путевые и местные потери давления
до распределителя;
Рмс2 , Рпс2 - местные и путевые потери давления после
распределителя;
Рр - потери давления в распределителе;
Так как гидромотор механизма вспомогательной лебёдки с
реверсивным потоком, то параметры сливной магистрали до
распределителя будут соответствовать параметрам напорной магистрали.
Следовательно Рпс1, Рмс1 будут равны потерям давления рассчитанным в
напорной магистрали Рмн2 , Рпн2 соответственно, т. е. в пункте 2.5.1.
Так как гидролиния механизма вспомогательной лебёдки и
гидролиния механизма подъёма стрелы объединены в контур и имеют
общий насос, то Рмс2 , Рпс2 будут равны потерям давления рассчитанным
в напорной магистрали Рмн2 , Рпн2 соответственно, т. е. в пункте 2.5.4.
Аналогично проводим расчёты для других значений температуры,
полученные данные сводим в таблицу 2.7.
По табличным данным строим график зависимости Р от toC.
Табл. 2.7.
tC
-40
-6
1400
 *10
3
890
 ,кг/м
Reн
53
н
1,4
bн
14
Rec
22,8
с
3,3
bc
30
Рпм ,МПа 1,3
Рмн ,МПа 0,7
Рпм ,МПа 2,8
Рмн ,МПа 1
 Рн ,МПа 7,3
Рпс ,МПа 2,8
Рмс ,МПа 1
Рпс ,МПа 0,4
Рмс ,МПа 0,6
 Рс ,МПа 6,3
 Р ,МПа 13,6
o
-20
240
875
309
0,2
2,4
135
0,6
6
0,2
0,1
0,7
0,2
2,7
0,7
0,2
0,06
0,17
2,56
5,26
0
70
860
1061
0,07
1,4
455
0,2
1,8
0,06
0,07
0,15
0,06
1,84
0,15
0,06
0,02
0,05
1,8
3,64
20
32
850
2320
0,05
1
994
0,08
1,5
0,04
0,05
0,07
0,04
1,7
0,07
0,04
0,008
0,04
1,66
3,3
40
15
835
4949
0,047
1
2121
0,05
1,1
0,034
0,04
0,04
0,03
1,64
0,04
0,03
0,007
0,037
1,6
3,2
60
9
820
8249
0,033
1
3535
0,04
1
0,03
0,04
0,03
0,02
1,63
0,03
0,02
0,006
0,03
1,59
3,2
80
6
805
12374
0,03
1
5303
0,037
1
0,026
0,04
0,03
0,02
1,62
0,03
0,02
0,005
0,03
1,59
3,2
2.6. Расчёт к.п.д. гидропривода.
Коэффициент полезного действия гидропривода позволяет установить
эффективность спроектированной машины.
Общий к.п.д. гидропривода.
 об 
Nн1   общ1  Nн 2   общ 2  Nн3   общ3  Nн 4   общ 4  Nн5   общ5
Nн1  Nн 2  Nн3  Nн 4  Nн5
,
где: Nн1,Nн2,Nн3,Nн4,Nн5 – мощность привода насоса гидролинии механизма
главной лебёдки, механизма телескопирования
стрелы, механизма поворота платформы,
механизма подъёма стрелы, механизма
вспомогательной лебёдки;
общ1 ,общ2 ,общ3 ,общ4 ,общ5 - общий к.п.д. гидролинии механизма главной
лебёдки, механизма телескопирования
стрелы, механизма поворота платформы,
механизма подъёма стрелы, механизма
вспомогательной лебёдки;
 общ1   г   мех   об ,
где: г , мех,об - к.п.д. гидравлический, механический, объёмный;
г 
Рном   Р
,
Рном
где: Рном – номинальное давление в гидросистеме;
 Р - суммарные потери давления;
 мех   мехн   мехр   мехгд ,
где:  мехн - механический к.п.д. насоса;
 м ехр - механический к.п.д. распределителя;
 мехгд - механический к.п.д. гидродвигателя;
 об   обн   обр   обгд ,
где: обн - объёмный к.п.д. насоса;
 обр - объёмный к.п.д. распределителя;
обгд - объёмный к.п.д. гидродвигателя;
Расчёт проводим для t=-400С.
г 
10  8,19
 0,49 ,
16
 мех  0,92  0,93  0,93  0,8 ,
 об  0,95  0,95  0,95  0,86 ,
 общ1  0,49  0,8  0,86  0,34 ,
Аналогично проводим расчёты для всех гидролиний и для других
значений температуры. Результаты расчётов сводим в таблицу 2.8. По
данным таблицы строим график зависимости общ от t0С.
Табл. 2.8.
t0С
-40
общ1
0.34
 общ 2
0.21
 общ3
0.24
 общ 4
0.35
 общ5
0.1
общ
0.28
-20
0.59
0.57
0.56
0.59
0.52
0.58
0
0.6
0.61
0.59
0.62
0.57
0.61
20
0.61
0.62
0.61
0.62
0.61
0.62
.
40
0.61
0.62
0.6
0.62
0.6
0.61
60
0.6
0.61
0.6
0.61
0.6
0.61
80
0.6
0.61
0.6
0.61
0.6
0.61
2.7. Выбор вместимости гидробака.
Vб  1,5  Qн ,
где: Qн – номинальная подача насосов;
Qн 
30  Wн  q  3  10 3

,
где: Wн – угловая скорость вала насоса;
q – рабочий объём насоса;
30  147  107  3  10 3
Qн 
 449,4 (л/мин),
3,14
Vб  1,5  449  675 (л).
2.8. Расчет площади теплоотдачи гидрооборудования.
F  Fб   б  2  Fцц  2  Fцц ,
где: Fб – площадь бака;
 б - коэффициент зависящий от конструкции гидропривода;
Fцп – площадь гидроцилиндра подъёма стрелы;
Fцт – площадь гидроцилиндра телескопирования стрелы;
F  4.9  1.4  2  5.2  2  1.8  20.8 (м2).
2.9. Тепловой расчёт гидропривода.
Тепловой расчёт выполняется с целью установления условий работы
гидропривода, уточнения объёма гидробака и поверхности теплоотдачи.
Количество тепла, полученное гидросистемой в единицу времени,
соответствует потерянной в гидроприводе мощности и может быть
определена по формуле:
Q  (1   общ )  Nн  k п  k д ,
где: общ - общий к.п.д. гидропривода;
Nн – мощность привода насоса;
kп – коэффициент продолжительности работы под нагрузкой;
kд – коэффициент использования номинального давления;
При температуре +400С.
Q  (1  0,61)  120,7  0,5  0,4  10 3  9414 ,6 (Вт),
Установившаяся температура.
t уст 
Q
 t0 ,
kF
где: k – коэффициент теплоотдачи поверхностей гидроагрегатов в
окружающую среду;
F – суммарная площадь теплоотдающих поверхностей
гидропривода;
t0 – температура окружающего воздуха;
t уст 
9414,6
 40  85 0 С ,
10  20,8
Аналогично проводим вычисления для других значений
температуры. Результаты расчётов сводим в таблицу 2.9. и по данным
таблицы строим график.
Табл. 2.9.
tС
-40
Q, Вт
17380,8
0
-20
10138,8
0
9414,6
20
9173,2
40
9414,6
Время разогрева рабочей жидкости без устройства регулирования
температуры.
Изменение температуры рабочей жидкости в любой момент
времени:
t
Q
 (1 
kF
1
)  t0 ,
 k F
e
mug  c m
где: Q – количество тепла, получаемое гидросистемой в единицу
времени;
k – коэффициент теплоотдачи поверхностей гидроагрегатов в
окружающую среду;
F – суммарная площадь теплоизлучающих поверхностей
гидропривода;
mгп – масса гидропривода и рабочей жидкости;
cм – средняя теплоёмкость материалов, из которых изготовлен
гидропривод;
t0 – температура окружающего воздуха;
 - время за которое выделяется тепло;
cv 
c h;  m h;  c г  m г
m рж  m г
,
где: срж=1,85*103 Дж/(кг*град) – теплоёмкость рабочей жидкости;
сг=0,46*103 Дж/(кг*град) – теплоёмкость материала (стали);
mрж – масса рабочей жидкости;
mг – масса гидрооборудования;
m рж  V   ,
где: V – ёмкость гидросистемы;
 - плотность рабочей жидкости;
m рж  1  880  880 (кг),
см 
1,85  10 3  880  0,46  10 3  4500
 687,4 (Дж/(кг*град)),
880  4500
Расчёт проводим для температуры -400С. Температура рабочей
жидкости через тридцать минут работы:
t
17380 .8
1
 (1 
)  40  31.8 0 C ,
30.6  10  20.8
10  20.8
e
5380  687 .4
Результаты расчётов сводим в таблицу 2.10. По данным таблицы
строим график tрж от f ( ) ;
Табл. 2.10.
0,5
1
,ч
0
tрж, С -31,8
-26,4
1,5
-21,5
2
-16,9
2,5
-12
3
3,5 4
4,5
-7,5 -3 1,4 4,4
5
5,5
4,4 4,4
2.10. Расчёт теплового аккумулятора.
Расчёт времени остывания рабочей жидкости от установившейся
температуры до температуры фазового перехода теплоаккумулирующего
вещества.
Колличество теплоты, выделяемое в окружающую среду за время 
Q  F  k  (Т ж  Т окр )   ,
где: F – суммарная площадь теплоизлучающих поверхностей
гидропривода;
k – коэффициент теплоотдачи поверхностей гидроагрегатов в
окружающую среду;
Тж – установившаяся температура рабочей жидкости;
Токр – температура окружающей среды;
Изменение температуры за время 
Т 
Q
c ж  mж  с г mг
,
где: Q – количество тепла излучённое гидросистемой в окружающую
среду;
сж, сг – теплоёмкости рабочей жидкости и гидрооборудования;
mж, mг – массы рабочей жидкости и гидрооборудования.
Текущая температура рабочей жидкости
Т ж/  Тж  Т ,
где: Тж – температура рабочей жидкости;
Т - изменение температуры.
Q  4,9  10  (21,2  (40))  60  55272 Дж,
Т 
55272
 0,046 О С ,
1850  594  460  246,6
/
Тж
 43,6  0,046  43,554 О С .
Из данных формул создаём цикл который будет повторяться до тех
пор пока температура жидкости не будет равна температуре фазового
перехода эвтектического раствора NCl+H2O (-21,20С), после чего мы
узнаем время остывания рабочей жидкости и время действия теплового
аккумулятора.
Расчёт количество тепла восполняемое тепловым аккумулятором.
Q  F  k /(Tж  Tокр )   ,
где: F – суммарная площадь теплоизлучающих поверхностей
гидропривода;
k – коэффициент теплоотдачи поверхностей гидроагрегатов
в окружающую среду;
Тж – установившаяся температура рабочей жидкости;
Токр – температура окружающей среды;
 - время действия теплового аккумулятора.
Q  4,9  10  (21,2  (40))  20682  19052258 ,4 (Дж),
Расчёт массы теплоаккумулирующего вещества.
m
Q
,
q
где: Q - количество тепла восполняемое тепловым аккумулятором;
q – удельная теплота плавления теплоаккумулирующего
вещества.
m
19052258 ,4
 81 кг.
236000
ГЛАВА 3
СИЛОВОЙ РСЧЁТ
3.1. Расчет устойчивости автокрана
Устойчивость при действии основных и дополнительных нагрузок.
Определение коэффициента устойчивости при положении стрелы на
угол относительно ребра опрокидывания.
Ку.к. 
 Мв   Мо ,
Мг
где:  Мв - сумма восстанавливающих Моментов;
 Мо - сумма опрокидывающих моментов;
Мг - момент от груза;
Сумма восстанавливающих моментов
 Мв  Мрп  Мк  Млк  Мм  Мг  Мпр  Мэ  Млв  Мнч ,
где: Мрп - момент от рамы поворотной с механизмом вращения;
Мрп  Gpn  (( Xpn  S )  cos  Ypn  sin  ) ,
2
где: Gрп – масса поворотной рамы с механизмом вращения;
Xрп – координата центра тяжести рамы поворотной
с механизмом вращения;
S – расстояние между опорами;
 -- максимальный уклон при работе на опорах;
Yрп – игрековая координата центра тяжести;
Мрп  27762 ,3  ((0,5  3)  cos 1.5 О  1,9 sin 1.5 О )  95753,9 (Н*м),
Восстанавливающий момент кожухов
Мк  Gк  (( Xк  S )  cos  Yк  sin  ) ,
2
где: Gк – масса кожухов;
Yк – игрековая координата центра тяжести кожухов;
Xк – иксовая координата центра тяжести кожухов;
Мк  1765,8  ((1,2  3)  cos 1.5 О  2,3  sin 1.5 О )  7307 ,5 (Н*м),
Восстанавливающий момент главной лебёдке с канатом
Млк  Gлл  (( Xлл  S )  cos  Yлл  sin  ) ,
2
где: Gлк – масса главной лебёдки с канатом;
Yлк – игрековая координата центра тяжести главной лебёдки с
канатом;
Xлк – иксовая координата центра тяжести главной лебёдки с
канатом;
Млк  8730 ,9  ((1,64  3)  cos 1.5 О  2,05  sin 1.5 О )  40029 (Н*м),
Восстанавливающий момент маслоохладителя
Мм  Gм  (( Xм  S )  cos  Yм  sin  ) ,
2
где: Gм – масса маслоохладителя;
Yм – игрековая координата центра тяжести маслоохладителя;
Xм – иксовая координата центра тяжести маслоохладителя;
Мм  1079 ,1  (( 2,55  3)  cos 1.5 О  2,2 sin 1.5 О )  5924 ,8 (Н*м),
Восстанавливающий момент гидрооборудования поворотной части с
гидропрерывателем
Мг  Gг  (( Xг  S )  cos  Yг  sin  ) ,
2
где: Gг – масса гидрооборудования поворотной части с
гидропрерывателем;
Yг – игрековая координата центра тяжести гидрооборудования
поворотной части с гидропрерывателем;
Xг – иксовая координата центра тяжести гидрооборудования
поворотной части с гидропрерывателем;
Мг  7357 ,5  ((1,5  3)  cos 1.5 О  2  sin 1.5 О )  32712 ,2 (Н*м),
Восстанавливающий момент противовеса
Мпр  Gпп  (( Xпп  S )  cos  Yпп  sin  ) ,
2
где: Gпр – масса противовеса;
Yпр – игрековая координата центра тяжести противовеса;
Xпр – иксовая координата центра тяжести противовеса;
Мпр  88290  ((3,1  3)  cos 1.5 О  2,14  sin 1.5 О )  533438 ,4 (Н*м),
Восстанавливающий момент электрооборудования
Мэ  Gэ  (( Xэ  S )  cos  Yэ  sin  ) ,
2
где: Gэ – масса электрооборудования;
Yэ – игрековая координата центра тяжести
электрооборудования;
Xэ – иксовая координата центра тяжести электрооборудования;
Мэ  981  ((0,5  3)  cos 1.5 О  2  sin 1.5 О )  3381 (Н*м),
Восстанавливающий момент вспомогательной лебёдки
Млв  Gлл  (( Xлл  S )  сos  Yлл  sin  ) ,
2
где: Gлв – масса вспомогательной лебёдки;
Yлв – игрековая координата центра тяжести вспомогательной
лебёдки;
Xлв – иксовая координата центра тяжести вспомогательной
лебёдки;
Млв  6082 ,2  ((2,46  3)  cos 1.5 О  2,1  sin 1.5 О )  32863,1 (Н*м),
Восстанавливающий момент неповоротной части
Мнч  Gнн  ((
Xнн S

)  cos  Yнн  sin  ) ,
2
Xнн
где: Gлв – масса неповоротной части;
Мнч  212877  (3  cos 1.5 О  0,8  sin 1.5 О )  633954 (Н*м),
Сумма восстанавливающих моментов
 Мв  95753,9  7307 ,5  40029  5924,8  32712 ,2 
 533438 ,4  3381  32863,1  633954  1385363 ,9( Н  м),
Сумма опрокидывающих моментов
 Мо  Мгп  Мс  Мкп  Мнг  Мцсп  Мспп  Мв ,
где: Мгп – опрокидывающий момент гидроцилиндра подъёма стрелы
Мгп  Gгг  (( S  Xгг )  cos  Yгг  sin  ) ,
2
где: Gгп – масса гидроцилиндра подъёма стрелы;
Xгп – координата центра тяжести гидроцилиндра подъёма
стрелы;
S – расстояние между опорами;
 -- максимальный уклон при работе на опорах;
Yгп – игрековая координата центра тяжести гидроцилиндра
подъёма стрелы;
Мгп  11772  ((3  1,6)  cos 1.5 О  2,2  sin 1.5 О )  17153,2 (Н*м),
Опрокидывающий момент стрелы
Мс  Gс  (( S  X C/ )  cos  YС/  sin  ) ,
2
где: Gс – масса стрелы;
X/с – координата центра тяжести стрелы под наклоном;
Y/с – координата центра тяжести стрелы под наклоном;
 -- угол наклона стрелы;
X C/  3.89  cos 86 O  0.27 ( м),
YC/  Yc  sin 86 O  Yc  3.12  sin 86 O  3.12  6.23( м),
Мс  88290  ((3  0,27)  cos 1.5 О  6,23  sin 1.5 О )  255347 ,6 (Н*м),
Опрокидывающий момент крюковой подвески
В
Мкп  Gкк  ( X КП
 S  cos ) ,
2
где: Gкп – масса крюковой подвески;
XВКП – вылет крюковой подвески;
S – расстояние между опорами;
 -- максимальный уклон при работе на опорах;
Мкп  5886  (3,2  3  cos 1.5 О )  1183,2 (Н*м),
Опрокидывающий момент от сил инерции груза и крюковой
подвески
Ми  Ри  ( L  l  cos ) ,
где: Ри – сила инерции при опускании груза;
L – вылет стрелы от оси вращения;
l – расстояние от оси вращения до ребра опрокидывания;
Ри 
Q  q / Vop
,

g
t
где: Q – масса груза;
q/ -- масса крюковой обоймы;
g – ускорение свободного падения;
Vop – скорость опускания груза;
t
– время торможения при пускании;
Ри 
398286  0,25
 50750 (Н),
9,81  0,2
Ми  50750  (3,5  3  cos 1.5 О )  25427 ,2 (Н*м),
Опрокидывающий момент от центробежных сил инерции груза и
крюковой обоймы
Мцсикр  Рс  h ,
где: Рс – центробежная сила инерции груза и крюковой обоймы;
h – расстояние от оголовка стрелы до плоскости проходящей
через точки опорного контура;
Рс 
(Q  q)  L  n 2
900  H  n 2
,
где: (Q+q) – масса крюковой подвески с грузом;
L – вылет стрелы от оси вращения;
H – расстояние от оголовка стрелы до центра тяжести
подвешенного груза;
n – скорость вращения поворотной платформы;
Рс 
398286  3,5  1,3 2
900  13,6  1,3 2
 2686 ,2 (Н),
Мцсикр  2686,2  14,5  38949 ,9 (Н*м),
Опрокидывающий момент от стрелы и поворота платформы
Gc  n 2  X C/
Gрр  n 2  Xpn
Gгг  n 2  Xгг
/
Мспп 
 YC 
 Yгг 
 Ypn 
900
900
900
Gk  n 2  Xk
Gлл  n 2  Xлл
Gм  n 2  Xм

 Yk 
 Yлл 
 Yм 
900
900
900
Gnp  n 2  Xnp
Gг  n 2  Xг
Gэ  n 2  Xэ

 Yг 
 Ynp 
 Yэ 
900
900
900
Gлл  n 2  Xлл

 Yлл
900
где: Gc, Gгn, Gрп, Gk, Gлк, Gм, Gг, Gnp, Gэ, Gлв – масса стрелы,
гидроцилиндра подъёма стрелы, рамы поворотной с механизмом
вращения, кожухов, главной лебёдки с канатом,
маслоохладителя, гидрооборудования поворотной части с
гидропрерывателем, противовеса, электрооборудования,
вспомогательной лебёдки;
n – скорость вращения поворотной платформы;
88290  1,3 2  (0,27 )
11772  1,3 2  (1,6)
Мспп 
 6,23 
 2,2 
900
900
27762 ,3  1,3 2  0,5
1765,8  1,3 2  1,2
8730 ,9  1,3  1,64

 1,9 
 2,3 

900
900
900
1079 ,1  1,3 2  2,55
7357 ,5  1,3 2  3 88290  1,3 2  3,1

 2,3 

 2,14 
900
900
900
981  1,3 2 6088,2  1,3 2  2,46


 2,1  532,5( Н  м),
900
900
Ветровая нагрузка
Мв  Мнг  Мвг  Мвс  Мвпг ,
где: Мнг – момент от ветровой нагрузки неповоротной части;
Мнг  Рв  hнн ,
где: Рв – ветровая нагрузка;
hнг – расстояние до линии действия ветровой нагрузки;
Рв   В  k   F ,
где: В - давление ветра;
k - коэффициент аэродинамического сопротивления;
F – подветренная площадь;
Рв  560  1,4  12,7  9956,8 (Н),
Мнг  9956,8  1,1  10952,5 (Н*м),
Мвг – момент от ветровой нагрузки груза;
Мвг  Рв  hг ,
где: hг – расстояние до линии действия ветра;
Рв=20*560=11200 (Н),
Мвг  11200  10,6  118720 (Н*м),
Мвс - момент от ветровой нагрузки стрелы;
Мвс  Рвс  hвв  17248  6,6  113836 ,8 ; (Н*м),
Мвп - момент от ветровой нагрузки поворотной части;
Мвп  Рвп  hвв  4704  2,2  10348,8 (Н*м),
Момент ветровой нагрузки
Мв  10952,5  118720  113836 ,8  10348,8  253858,1(Н*м),
Сумма опрокидывающих моментов
 Мо  17153,2  255347 ,6  1183,2  25427 ,2  38949 ,9 
 532,5  253858 ,1  591386 ,7( Н  м),
Момент от груза
Мг  ( X ГВ  S  cos )Gгг ,
2
где: XВг – вылет груза;
 -- максимальный уклон при работе на опорах;
Gгр – масса груза;
Мг  (3,5  3  cos1.5)  392400  196603 .8 (Н*м),
Коэффициент устойчивости
Kу 
1385363 ,9  591386 ,7
 4  1,15
196603,8
Что удовлетворяет условию. Кран при работе с грузом в сорок тонн
будет устойчив, так как Kу  1,15 .
3.2. Расчёт производительности автокрана с учётом температуры
рабочей жидкости.
Часовая теоретическая производительность.
ПТ 
3600  G
,
tЦ
где: G – грузоподъёмность;
tЦ – время цикла;
t Ц  tM  t P ,
где: tм – машинное время;
tр – время ручных работ;
t М  t В  t ПОВ ,
где: tВ – время вертикального перемещения крюка;
tпов – время на поворот стрелы;
tВ 
Hn Hon
,

Vn Von
где: Hn, Hon – высота подъёма и опускания крюка;
Vn, Von – скорость подъёма и опускания крюка;
Время вертикального перемещения крюка
tВ 
10
10

 80 (сек),
0,25 0,26
Время на поворот стрелы
t ПОВ 
120  
,
360  n
где:  -- угол поворота в одну сторону;
n – частота вращения поворотной части;
n
P   ОБЩ  Q  60  10 3
M  i  61.2
,
где: Р – давление в гидросистеме;
ОБЩ - к. п. д. гидросистемы;
Q – расход рабочей жидкости;
М – момент на валу гидромотора;
i – передаточное число привода;
Частота вращения поворотной платформы при температуре -40ОС
n
10.3  0.57  64.6  60 * 10 3
 0.66 (об/мин),
525  1077 .3  61.2
Время поворота стрелы при температуре -40ОС
t ПОВ 
120  180
 90,9 (сек),
360  0,66
Машинное время
tМ  80  90,9  170,9 (сек),
Время цикла
tЦ  240  170,9  410,9 (сек),
Грузоподъёмность крана
G
P   ОБЩ  Q  10 1  
D Б  W  61.2
где: Р – давление в гидросистеме;
ОБЩ - к. п. д. гидросистемы;
Q – расход рабочей жидкости;
W – частота вращения вала гидромотора;
i – передаточное число привода;
DБ – диаметр барабана;
i,
10.72  0.59  3.14  94.2  10 1
G
 339.1  21.9 (т),
61.2  360.9  0.525
Часовая теоретическая производительность
ПТ 
360  21,9
 191,8 (т/час),
410,9
Аналогично проводим расчёты для других значений температуры.
Полученные результаты сводим в таблицу 3.1.
Табл. 3.1.
t С
-40
G, т
21,9
t, сек
410,9
Пт, т/час 191,8
О
-20
37,7
370,1
366,7
0
40
367
392,5
20
40
366
393,4
40
40
366
393,4
60
39,9
367,3
390,1
80
39,7
369,6
387,7
3.3. Расчёт крутящего момента гидромотора грузовой лебёдки.
Мм 
Sб  Dб
,
2  iP  P
где: SБ – тяговое усилие в канате набегающем на барабан;
DБ – диаметр барабана;
iP – передаточное число редуктора;
 Р - к. п. д. редуктора;
 Р  СП ,
где: С - к. п. д. одноступенчатой зубчатой передачи;
n – количество ступеней;
 Р  0,982  0,96 ,
Тяговое усилие в канате набегающем на барабан.
SБ 
Q
,
in   O
где: Q – грузоподъёмность максимальная;
in – кратность полиспаста;
О - общий к. п. д. полиспаста и обводных блоков;
 О   п   ОБ ,
где:  п - к. п. д. полиспаста;
О - к. п. д. обводного блока;
in
1 1   БЛ
,
п  
i n 1   БЛ
где:  БЛ - к. п. д. блока;
1 1  0,98 6
п  
 0,95 ,
6 1  0,98
 О  0,98  0,95  0,93 ,
SБ 
40000  10
 71508 ,4 (Н),
6  0,93
Момент на валу гидромотора.
ММ 
71508,4  0,525
 309,6 (Н*м),
2  63,16  0,96
Угловая скорость вращения вала гидромотора.
Wм 
2  Vn  i n  i p
DБ
,
где: Vn – скорость подъёма груза;
Wм 
2  0,25  6  63,15
 360,9 (с-1),
0,525
3.4. Расчет крутящего момента гидромотора механизма поворота
платформы
Определение статических моментов сопротивления вращению
поворотной платформы.
Суммарный момент сопротивления вращению крана.
Мст  Мтр  Мкр  Мвет ,
где: Мтр – момент сопротивления вращению сил трения
в поворотном устройстве;
Мтр  05    D 
N
,
cos 
где:  =0,0065 – коэффициент трения;
D – диаметр опорного круга по роликам;
  45O - угол давления на ролики;
 N - суммарное давление на ролики;
N 
Gp
2 
2  sin 
 (1 
8
),
cos 

D 
где: Gp – суммарный вес поворотной части крана;
Gp  G1  Gcmp  q  Q ,
где: G1 – суммарный вес поворотных частей крана;
Gстр – вес стрелы;
Q+q – вес крюковой подвески с грузом;
  arccos
D
,
4e
где: е – эксцентриситет;
  arccos
2.1
 74O ,
8
2  sin 74 O
N 
 (1 
8
)  2315160 (Н),

2.1  
cos 45 O
66.7
2.6
Мтр  0,5  0,0065  2,1 
236000
 20521 (Н*м),
0,77
Мкр - момент сопротивления вращению создаваемый краном;
Мкр  М  sin  ,
где: М – момент на поворотной платформе;
Мкр  134000  0,026  34178 (Н*м),
Мвет – момент сопротивления вращения от ветровой нагрузки;
Меет  Мг  Мс  Мпг ,
где: Мг – момент сопротивления вращению от ветровой нагрузки
на груз;
Мс – момент от ветровой нагрузки на стрелу;
Мпг – момент от ветровой нагрузки на поворотную платформу;
Ветровая нагрузка.
Ветровые нагрузки, действующие на кран, определяют по ГОСТ
1451 – 74 в зависимости от средней скорости ветра. Территория России
разбита на семь районов с различными предельными скоростями на высоте
10м. над уровнем земли;
Табл. 3.2.
Район
1
Скорость, 21
м/с
Ветровой 280
напор, Па
2
24
3
27
4
30
5
33
6
37
7
40
350
450
560
700
850
1000
Рв   В  k   k Р  F ,
где: kp – коэффициент аэродинамического сопротивления;
ka – коэффициент решётчетости;
 В - давление ветра, Па;
F – подветренная площадь;
Подветренная площадь стрелы.
Fсст  0.9  11  9.9 (м2),
Подветренная площадь кабины.
F1
2K
F1
2K
 2.3  0.95  2.2 (м2),
 2.3  0.5  1.2 (м2),
Подветренная площадь поворотной части.
FПОВ  1,1  3  3,3 (м2),
Расстояние до действия ветровой нагрузки стрелы.
hстр=0,39 (м),
Расстояние до действия ветровой нагрузки груза.
hгр=3,5 (м),
Расстояние до действия ветровой нагрузки кабины.
h1/2K=0.42 (м),
h1/2K=0.25 (м),
Расстояние до действия ветровой нагрузки поворотной части.
hпов=1,5 (м),
Ветровая нагрузка на стрелу.
РСТР  560  10  1,4  7840 (Н),
Ветровая нагрузка на груз.
Р Г  560  20  1,2  13440 (Н),
Ветровая нагрузка на кабину.
Р1 / 2 К  560  1,4  2,2  1724 ,8 (Н),
Р1 / 2 К  560  1,4  1,2  940,8 (Н),
Ветровая нагрузка на поворотную часть.
Р ПОВ  560  1,4  3,3  2587 ,2 (Н),
Момент сопротивления вращению от ветровой нагрузки на стрелу.
Мс  7840  0,39  3057,6 (Н*м),
Момент сопротивления вращению от ветровой нагрузки на груз.
М Г  13440  3,5  41040 (Н*м),
Момент сопротивления вращению от ветровой нагрузки на кабину.
М 1 / 2 К  1724 ,8  0,42  724,4 (Н*м),
М 1 / 2 К  940,8  0,25  235,2 (Н*м),
Момент сопротивления вращению от ветровой нагрузки на
поворотную часть.
М ПОВ  2587 ,2  1,5  3880 ,8 (Н*м),
Момент сопротивления вращению от ветровой нагрузки.
Мвет  3057,6  41040  724,4  235,2  3880,8  40706 (Н*м),
Статический момент.
Мст  20521  34178  40706  95405 (Н*м),
Крутящий момент на валу гидромотора.
Мм 
 ОС
Мст
,
  ЗС  i n  n
где: Мст – статический момент;
in – передаточное число механизма поворота;
n – количество ступеней;
 ос – к. п. д. одной ступени открытой зубчатой передачи;
 зс – к. п. д. одной ступени закрытой зубчатой передачи;
Мм 
95405
1077 ,3  0,98 3  0,96
 605 (Н*м),
Угловая скорость вращения вала гидромотора.
Wм 
  nn  i
30
,
где: nn – частота вращения поворотной части;
Wм 
3.14  1.3  1077 .3
 147 (с-1),
30
3.5. Расчет крутящего момента гидромотора вспомогательной
лебёдки.
Мощность на валу гидромотора.
Мм 
Sб  Dб
,
2  iP  P
где: SБ – тяговое усилие в канате набегающем на барабан;
DБ – диаметр барабана;
iP – передаточное число редуктора;
 Р - к. п. д. редуктора;
 Р  СП ,
где: С - к. п. д. одноступенчатой зубчатой передачи;
n – количество ступеней;
 Р  0,982  0,96 ,
Тяговое усилие в канате набегающем на барабан.
SБ 
Q
,
in   O
где: Q – грузоподъёмность максимальная;
in – кратность полиспаста;
О - общий к. п. д. полиспаста и обводных блоков;
 О   п   ОБ ,
где:  п - к. п. д. полиспаста;
О - к. п. д. обводного блока;
in
1 1   БЛ
,
п  
i n 1   БЛ
где:  БЛ - к. п. д. блока;
1 1  0,98 6
п  
 0,99 ,
2 1  0,98
 О  0,98  0,99  0,97 ,
SБ 
160000
 80808,1 (Н),
2  0,97
Момент на валу гидромотора.
ММ 
80808,1  0,355
 353,2 (Н*м),
2  42  0,96
Угловая скорость вращения вала гидромотора.
Wм 
2  Vn  i n  i p
DБ
,
где: Vn – скорость подъёма груза;
Wм 
2  0,19  2  42,3
 62 (с-1),
0,355
3.6. Расчёт усилий на штоке гидроцилиндра выдвижения стрелы.
Исходными данными являются грузоподъёмность Q, массы
выдвижных секций G1 и G2.
Суммарная снижающая сила, действующая на шток гидроцилиндра:
Р  (Q  G1  G 2 )  sin  ,
где:  - угол наклона стрелы;
Р  (28  3.1  2.7)  0.998  330597 (Н),
3.7. Расчёт усилий на штоке гидроцилиндров изменения угла
наклона.
Р
Gс  lс  Q  l
,
Lц
где: GС – масса стрелы;
lС – расстояние до центра тяжести стрелы;
Q – масса груза;
l – расстояние до центра тяжести груза;
LЦ – расстояние до центра тяжести гидроцилиндров;
Р
88290  1,2  313920  5,4
 1828544 (Н),
0,985
3.8. Расчёт устойчивости штока гидроцилиндра изменения угла
наклона стрелы.
В расчёте требуется определить устойчивость штока изменения угла
наклона стрелы.
Расчёт гидроцилиндра проведён по максимальным условиям,
действующим на него.
Исходные данные.
Табл. 3.3.
Наименование
Обозначение
Числовое значение
Внутренний диаметр
D
160
цилиндра,
мм
Диаметр штока, мм
d
140
Диаметр отверстия в
d1
85
штоке,
мм
Вес штока, Н
G
Материал штока
сталь
Полная длинна
l
штока,
мм
9000
Усилие действующее
на шток,
Н
а) стрела 15м
330597
груз 28т
б) стрела 20м
239000
груз 18,6т
в) стрела 27м
155000
груз 10т
Схема нагружения.
di – расстояние от заделки до промежуточной опоры;
Критическая сила определяется по формуле Эйлера;
 2  Е  Ушт
Рк 
,
(  l ) 2
где: Е – модуль упругости;
Ушт – момент инерции штока;
l – полная длинна штока;
 - коэффициент длинны;
Значение  выбираем по таблице в зависимости от соотношения
di
;
l
Jшш  0,05  (d 4  d 14 ) ,
где: d – диаметр штока;
d1 – диаметр отверстия в штоке;
Jшш  0,05  (14 4  8,5 4 )  1660 (см4),
Критическая сила.
Рк 
3,14 2  2,1  10 6  1660
 594665 ,5 (Н),
0,63  9000
Аналогично проводим расчёты для других значений вылета стрелы,
результаты сводим в таблицу 3.4.
Коэффициент запаса устойчивости.
Ку 
Рк
,
Sшш
где: РК – критическая сила;
Sшт – усилие действующее на шток;
Ку 
594665 ,5
 2,
330597
Аналогично проводим расчёты для других значений вылета стрелы,
результаты сводим в таблицу 3.4.
Табл. 3.4.
Стрела, Вылет, Отношение di
l
м
м
15
20
27
3,5
4,5
6
0,23
0,5
0,89
Коэффициент Критическая Коэффициент
сила, Н
запаса
длины, 
устойчивости
Удержание груза.
0,63
594665,5
2
0,52
734413,7
3
0,37
1032159
6
Устойчивость штока гидроцилиндра достаточна.
ГЛАВА 4
ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ
ЧАСТЬ
4.1. Назначение и конструкция детали.
Насос-моторы типа 210 изготавливаются пяти типоразмеров по
диаметру поршня качающего узла с различным конструктивным
исполнением.
Схема аксиально-поршневого насоса:
1 – приводной вал; 2 – блок цилиндров; 3 – поршень; 4 –
распределительный блок; 5,6 – дуговые окна.
Гидромашина в режиме насоса работает следующим образом. При
вращении вала шатуны через внутренние конические расточки поршней
передают тангенциальную составляющую силы, необходимой для
приведения блока цилиндров во вращательное движение. Фиксация блока
в пространстве осуществляется с помощью центрального шипа,
сферическая головка которого закреплена во фланце вала, а хвостик
упирается во втулку, запрессованную в центральное отверстие
неподвижного сферического распределителя.
В силу наклонного расположения блока цилиндров относительно оси
при вращении блока поршни совершают сложное движение: вращательное
вместе с блоком цилиндров и возвратно-поступательное относительно
стенок блока цилиндров. За один оборот вала каждый поршень в
относительном движении совершает один двойной ход, соответствующий
последовательному увеличению и уменьшению объёмов рабочих камер
цилиндров. При этом за первую половину оборота вала распределитель
обеспечивает коммутацию рабочих камер со всасывающей, а во второй с
напорной линией гидросистемы, подключёнными к задней крышке
корпуса насоса.
При эксплуатации машины в режиме гидромотора рабочая жидкость
из напорной линии гидросистемы через окна распределителя поступают в
рабочие камеры блока, создавая силы гидростатического давления на
поршни. Эти силы шатунами передаются на опорный фланец и создают
крутящий момент на валу гидромотора.
Как видно из рис.
блок цилиндров представляет собой цилиндр
выполненный из бронзы или стали с цементацией поверхности на глубину
0,7 – 0,9 и обработкой холодом. В нём имеется 7 цилиндрических
отверстий, которые и являются рабочими камерами.
Техническая характеристика:
Рабочий объём 11,6*10-6 м3;
Давление на выходе:
номинальное 20 МПа
максимальное 32 МПа
минимальное 1 МПа
Давление на входе в режиме насоса:
максимальное 1,6 МПа
минимальное 0,07 МПа
Частота вращения:
номинальная 2400 мин-1
максимальная 5000 мин-1
Мощность потребляемая насосом при номинальном числе оборотов
и давлении 9,8 кВт;
Крутящий момент развиваемый гидромотором:
номинальный 36,2 Н*м
максимальный 46 Н*м
Номинальная подача насоса 26,4*10-3 м3/мин.
4.2. Анализ технологичности конструкции детали.
Деталь содержит обрабатываемые поверхности по 14 и 12 квалитету
точности:
 Отверстия диаметром 20+0,011 под поршни зенкеровать по 8
классу шероховатости.
 Отверстие под запрессовку обработать по 6 классу
шероховатости.
 Внутреннюю сферическую поверхность для сферической
головки центрального шипа насоса обработать по 10 классу
шероховатости.
 Остальные
поверхности
обработать
по
2
классу
шероховатости.
По техническим условиям изготовления детали необходимо:
 Детали поз. 1 запрессовать заподлицо.
 Поверхность сферы притереть по сопрягаемой детали.
Марка материала заготовки - бронза оловянистая БрО12ТУ 48–26–
15–42 ГОСТ 1628-78.
4.3. Выбор метода получения заготовки .
При выборе заготовок для детали назначают метод её получения,
определяют конфигурацию, размеры, допуски, припуски на обработку и
формируют техническое условие на изготовление.
Главным при выборе заготовки является обеспечение заданного
качества готовой детали при её минимальной себестоимости.
Технологические процессы получения заготовки определяются
технологическими свойствами материала, конструктивными формами и
размерами детали.
Учитывая опыт получения заготовок для блока цилиндров назначаем
способ получения заготовки из сортового проката круглого сечения.
Материал заготовки и детали – бронза оловянистая БрО12ТУ 48–26–
15–42 ГОСТ 1628-78.
4.4. Расчет припусков на заготовку.
Припуски на заготовку, а также на обработку наиболее точных
поверхностей определяют расчётно-аналитическим методом. Припуски на
обработку остальных поверхностей назначают по справочным таблицам.
Определение
припусков
расчётно-аналитическим
методом
выполняют в следующем порядке:
 Выбирают маршрут обработки отдельных поверхностей. При
выборе маршрута обработки поверхностей необходимо
использовать
точностные
характеристики
различных
технологических методов обработки.
 Составляют расчётную таблицу:
Наименование
операций
Квали Элементы припуска
тет
точно
-сти
Rz
h

Заготовка
14
200 300 7,33
Точение
однократное
12
40
30
20
Y
Расчётный
припуск
2zmin
94,3 1,186
Расчётный
минимальный
размер
Допуск
на расчётный
размер
Приняты
й
предельный
размер
min max
86,9
0,87
86,9 87,
7
85,65
0,36
85,7
Полученный
предельный
размер
min max
1,2
1,7
86
Элементы припуска: Rz – высота неровностей профиля, мкм; h –
глубина поверхностного слоя, мкм;   - суммарное отклонение
расположения поверхности, мкм (определяют по справочнику для каждой
операции).
Погрешность установки заготовки, определяют по формуле на
точение однократное:
   О2   Р2 ;
где:  О - осевое смещение;
 Р - радиальное смещение;
  80 2  50 2  94,33 (мкм);
Общее отклонение оси детали от прямолинейности:
  к  l ;
где: к - отклонение оси детали от прямолинейности;
l – длинна детали;
  0,1  73,3  7,33 (мкм);
 на точение однократное принимаем по справочнику   20
мкм.
Расчётный припуск рассчитывают для каждой операции по формуле:
2  z min  2  (( Rz  h) i 1    i21  i2 ;
Припуск на точение однократное:
2  z min  2  ((200  300)  7.33 2  94.33 2  1.189 (мм);
Далее рассчитывается минимальный размер для каждой операции,
для этого определяем допуск на расчётный размер по справочнику:
для заготовки Т=0,87 мкм
на точение однократное Т=0,354 мкм
Минимальный размер:
для заготовки 86+0,87=86,87 мм
на точение однократное 86-0,35=85,65 мм
Рассчитаем наименьший и наибольший предельные размеры, для
определения наименьшего предельного размера необходимо на каждой
операции расчётный размер округлить до знака допуска, а для определения
наибольшего размера необходимо к наименьшему предельному размеру
прибавить допуск назначенный на расчётный размер на каждой операции:
 для заготовки:
min 86,87 округляем до 86,9 мм
max 86.9+0.87=87.7 мм
 на точение однократное:
min 85,65 округляем до 85,7 мм
max 85,7+0,35=86 мм
По формулам:
2  z max  d (i 1) max  d i max ;
2  z min  d (i 1) min  d i min ;
определяем максимальный и минимальный припуск для каждой
операции:
на однократное точение:
2  z min  86.9  85.7  1.2 мм;
2  z max  87.7  86  1.7 мм;
По формулам:
2  z max  2  z min  Т ОЭ  Т АД ;
проверяем правильность проведения расчётов:
1,7  1,2  0,87  0,35 ;
0,5  0,5 ;
Проверка показала, что расчёты были произведены верно.
Следовательно, заготовкой для заданной детали будет являться сортовой
прокат круглого сечения диаметром 90 мм.
4.5. . Разработка маршрутного технологического процесса
изготовления детали
001 – отрезная
002 – транспортирование
005 – токарная
010 – токарная
011 – прессовая
015 – сверлильная
020 – сверлильная
021 – транспортирование
022 – промывка
023 – транспортирование
024 – контроль
026 – транспортирование
На операции 005 – токарная торцуем заготовку под размер l=73,3 мм
и производим однократное точение снимая припуск под диаметр 86 мм.
На операции 010 - токарная сверлим отверстие диаметром 16 мм,
рассверливаем до диаметра 19мм, зенкеруем до диаметра 22 мм,
растачиваем отверстие диаметром 28+0,02, точим фаску 1х450 и фаску под
углом 300, растачиваем сферу радиусом 140 мм.
На операции 015 – сверлильная сверлим 7 отверстий диаметром 18,2
мм. Биение отверстий и относительное их расположение достигаются
правильным базированием и точностью. Для этого закрепляем деталь в
приспособление и устанавливаем в вертикальной плоскости на столе
станка. Смещение заготовки относительно нё оси контролируем
усечённым пальцем. Сверление производим через кондукторную плиту,
которая сообщает усилие зажима заготовке. После снятия кондукторной
плиты производим зенкерование в 7 отверстиях диаметра 19,3 мм, а также
зенкование в 7 отверстиях фаски 0,3х450 и развёртывание 7 отверстий до
диаметра 20 мм.
На операции 020 – сверлильная сверлим 7 отверстий диаметром
12,9мм.
4.6. Проектирование операционного технологического процесса
изготовления детали
005 – токарная
А – установить деталь на станке.
1. Точить торец 1.
2. Точить поверхность диаметром 86 мм.
Б – переустановить деталь.
3. точить торец 2.
В – снять деталь со станка.
010 – токарная
А – установить деталь на станке.
1. Сверлить отверстие диаметром 16 мм.
сверло 2301-0431 Р6М5 ГОСТ 2092-77
штангенглубиномер ШГ 160 ГОСТ 162-80
2. Рассверлить отверстие диаметром 19 мм.
сверло 2301-0431 Р6М5 ГОСТ 2092-77
штангенглубиномер ШГ 160 ГОСТ 162-80
3. Зенкеровать отверстие диаметром 22 мм.
зенкер 2320-0000 Р6М5 ГОСТ 21540-76
штангенциркуль ШЦ-II ГОСТ 166-80
4. Расточить отверстие диаметром 28+0,02 мм.
сверло 2301-0431 Р6М5 ГОСТ 2092-77
штангенглубиномер ШГ 160 ГОСТ 162-80
5. Точить фаску 1х450.
Б – переустановить деталь.
6. Точить фаску под углом 300.
В – снять деталь со станка.
015 – сверлильная
А – установить деталь в приспособление.
1. Сверлить 7 отверстий диаметром 18,2 мм
сверло 2301-0431 Р6М5 ГОСТ 2092-77
штангенглубиномер ШГ 160 ГОСТ 162-80
Б – снять кондукторную плиту.
2. Зенкеровать 7 отверстий диаметром 19,3 мм
зенкер 2320-0000 Р6М5 ГОСТ 21540-76
штангенциркуль ШЦ-II ГОСТ 166-80
3. Зенковать 7 фасок 0,3х450
зенковка 2353-0000 Р6М5 ГОСТ 14953-80
штангенциркуль ШЦ-II ГОСТ 166-80
4. Развернуть 7 отверстий диаметром 20 мм
развёртка 2363-0000 Р6М5 ГОСТ 11175-80
пробка 8135-0000 Е5 ГОСТ 14810-69
В – снять деталь со станка.
020 – сверлильная
А – установить деталь на станке.
1. Сверлить 7 отверстий диаметром 12,9 мм
сверло 2301-0431 Р6М5 ГОСТ 2092-77
штангенглубиномер ШГ 160 ГОСТ 162-80
Б – снять деталь со станка.
4.7. назначение режимов резания.
Глубину резания t выдирают при сверлении в зависимости от
диаметра отверстия t=0,5*D. При рассверливании, зенкеровании и
развёртывании t=0.5*(D-d).
По назначенной скорости резания V определяем частоту вращения
шпинделя:
n
1000  V
;
ПD
где: D – диаметр обрабатываемого отверстия;
V – скорость резания;
V
CV  D д
Tm Sy
 КV ;
где: Т – период стойкости;
КV – общий поправочный коэффициент на скорость резания,
учитывающий фактические условия резания:
К V  K MV  K lV  K nV ;
где: KMV – коэффициент на обрабатываемый материал;
KnV – коэффициент на инструментальный материал;
KlV – коэффициент учитывающий глубину сверления;
K V  0.7  1  0.85  0.597 ;
KV 
32,6  18,2 0, 25
60 0,125  0,47 0, 4
n
 0,597  32,6 (м/мин);
1000  32,6
 570 (об/мин);
3,14  18,2
По паспортным данным число оборотов шпинделя станка равно 500
об/мин:
V ст 
3,14  18,2  500
1000
 28,6 (м/мин);
Режимы резания для других операций назначаем по справочнику.
Вид обработки
Сверление
Зенкерование
Зенкование
Развёртка
T, мм
9,1
0,9
0,3
0,7
i
1
1
1
1
S, мм/об
0,47
0,56
0,14
0,56
V, м/мин
28,6
22
32
14,3
Крутящий момент:
М кр  10  С м  D д  S у  K р ;
М кр  10  0,012  18,2 2  0,47 0,8  0,75  16,3 (Н*м);
Осевая сила:
Р0  10  C р  D д  S у  K р ;
Р0  10  31,5  18,2  0,47 0,8  0,75  2350 (Н);
Мощность резания:
Nl 
Nl 
M кр  n
9750
;
16.3  570
 0.95 (кВт);
9750
n, об/мин
500
355
500
250
ГЛАВА 5
ЭКОНОМИЧЕСКАЯ
ЧАСТЬ
5.1. Исходные данные.
Табл. 5.1.
Наименование показателей
Стоимость автокрана КС – 6471, руб
Стоимость машиносмены, руб
Стоимость устройства оптимизации температуры, руб
Время смены, час
Коэффициент использования внутрисменного времени
Число смен в год для северных районов
Стоимость 1 т рабочей жидкости МГ – 15В(с), руб
Значение
4340000
10465
12000
8
0,85
238
15600
Заправочная вместимость гидросистемы
Стоимость 1 т дизельного топлива, руб
Стоимость гидрооборудования подверженного изнашиванию
1000
13200
1135077
Расчёт экономической эффективности выполнен с учётом
климатической зоны эксплуатации крана, а именно для города Норильска.
По данным Красноярского Гидрометцентра в этом районе число
дней в году со среднесуточной температурой воздуха составляет:
Табл. 5.2.
tC
от -40
ниже
Число дней 35
0
и от -40 до от -20 до 0 от 0
-20
+20
107
131
84
до от +20 и
выше
8
Время работы гидропривода крана в часах при определённой
температуре приближённо вычислено на основе таблицы 4.2. и
экспериментальных данных.
tрж0С
Табл. 5.3.
от -40
и ниже
 , час
65
от -40
до-20
от -20
до 0
от 0
до +20
от +20
до +40
от +40
до +60
от +60
до +80
305
400
404
340
250
140
В пункте 3.2 была рассчитана часовая производительность базовой
машины в зависимости от температуры рабочей жидкости.
Предполагается, что при поддержании температуры рабочей жидкости в
оптимальном диапазоне производительность крана будет максимальной.
При расчётах учитываем, что на базовой машине имеется
маслоохладитель.
Табл. 5.4.
0
Ttрж С
Производительность базовой Производительность новой
машины, т
машины, т
Часовая
Сменная
Часовая
Сменная
-40 и ниже
191,8
1304,24
393,4
2675,12
от -40 до -20 366,7
2493,56
393,4
2675,12
от -20 до 0
392,5
2669
393,4
2675,12
от 0 до 20
393,4
2675,12
393,4
2675,12
от 20 до 40
393,4
2675,12
393,4
2675,12
от 40 до 60
390,1
2652,68
393,4
2675,12
от 60 до 80
387,1
2636,36
393,4
2675,12
Годовая производительность базовой машины составит 616932,64 т,
а новой машины 636678,56 т.
5.2. Расчёт текущих годовых затрат.
U  S зр  Sкр  Sэр  Sт  S м 2  Sсм  Sш ,
где: Sзр – заработная плата оператора;
Sкр – затраты на капитальный ремонт;
Sэр – затраты на ТО и ТР;
Sт – затраты на топливо;
Sм2 – затраты на масло для гидросистемы;
Sсм – затраты на смазочные материалы;
Sш – затраты на шины;
Заработная плата оператора.
S зр  k нз  k р    Tч  С т ,
где: kнз – накладные расходы;
kр – поправочный коэффициент;
Тч – число часов работы машиниста;
Ст - часовая тарифная ставка;
 - коэффициент учитывающий премии;
S зр  1,3  2,44  1,25  1904  35  264227 ,6 (руб),
Затраты на капитальный ремонт.
Sкк 
Кнп  Акр  Эк
,
100
где: Кнп – накладные расходы;
Акр – отчисления на капитальный ремонт;
Эк – капитальные затраты на технику;
Sкк 
1,1  3,6  4340000
 171864 (руб),
100
Затраты на техническое обслуживание.
Sээ  Sээр  Sээр ,
где: Sэрз – затраты на заработную плату ремонтных рабочих;
Sэрм – затраты на запасные части и материалы;
Sээр  k yp  h  (а то  с то  а тр  с тр ) ,
где: kнз – накладные расходы;
 р - коэффициент учитывающий премии рабочих;
ато, атр – количество технических обслуживаний и
текущих ремонтов;
сто, стр – стоимость одного технического обслуживания и
текущего ремонта;
Sээр  1,3  1,2  (7  25640  2  127663 )  678297 ,36 (руб),
Sээр  k нп 
Sээр
 Кэр ,
k нр
где: kнп, kнр – накладные расходы;
Кэр – коэффициент перехода от заработной платы к затратам на
техническое обслуживание и текущий ремонт;
Sээр  1,1 
678297 ,36
 1,25  717429 ,9 (руб),
1,3
Sээ  717429 ,9  678297 ,36  1395727 ,26 (руб),
Затраты на топливо.
Sт  к нп  Ц т  Wт  Тч ,
где: кнп – накладные расходы;
Цт – цена топлива;
Wт – часовой расход топлива;
Тч – количество часов работы машины в год;
Wт  1030  N ен  q ен  kW  k дв  k дм ,
где: Nен – мощность двигателя;
qен – удельный расход топлива;
kдв, kдм – коэффициенты использования двигателя по времени и
по мощности;
kW – коэффициент учитывающий изменение расхода топлива в
зависимости от использования двигателя по мощности;
Wт  1030  180  175  1,01  0,84  0,66  18,2 (кг/ч),
Sт  1,1  13,2  18,2  1904  503158,65 (руб),
Затраты на масло для гидрооборудования.
Sмм к мг  Vг  с мг 
Тч
,
Тм
где: кнп – накладные расходы;
Vг – ёмкость гидросистемы;
Смг – стоимость рабочей жидкости;
Тч – количество часов работы машины в год;
Тн – срок службы рабочей жидкости;
Sмм 1,1  0,86  15100 
1904
 18131,91 (руб),
1500
Затраты на смазочные материалы.
Sсс    Sт ,
где:  - коэффициент перехода от затрат на топливо к затратам на
смазочные материалы;
Sт – затраты на топливо;
Sсс  0,2  503158,65  100631,73 (руб),
Затраты на шины.
Sш  к мг  Пш  Цш 
Тч
,
Тм
где: кнп – накладные расходы;
Пш – количество шин;
Цш – стоимость шин;
Тч – количество часов работы машины в год;
Тн – срок службы шины;
Sмм 1,1  12  10249 
1904
 36798 (руб),
7000
Расчёт текущих годовых затрат.
U  36798  100631,73  18131,91  503158 ,65 
 1395727 ,26  171864  264227 ,6  2490539 ,15( руб),
Стоимость машиносмены.
Ссм 
U
,
nсм
где: U – годовые текущие затраты;
nсм – количество смен в году;
Ссм 
2490539 ,15
 10464 ,45 (руб),
238
Себестоимость единицы продукции базовой и новой машины.
С1 
Ссм
,
П1
С2 
Ссм
,
П2
где: Ссм – стоимость машиносмены;
П1, П2 – сменная производительность базовой и новой машины;
При температуре рабочей жидкости -400С.
С1 
С2 
10464 ,45
 8 (руб),
1304,24
10464 ,45
 3,91 (руб),
2675,12
Аналогично производим расчёт для других значений температуры,
результаты расчёта сводим в таблицу 5.5.
tрж0С
Табл. 5.5.
от -40
и ниже
С1, руб
С2, руб
8
3,91
от -40
до-20
от -20
до 0
от 0
до +20
от +20
до +40
от +40
до +60
от +60
до +80
4,19
3,91
3,92
3,91
3,91
3,91
3,91
3,91
3,94
3,91
3,97
3,91
Удельные капитальные вложения базовой и новой машины.
К1 
К2 
См
,
Пг1
См  Ста
,
Пг 2
где: См – стоимость машины;
Ста – стоимость теплового аккумулятора;
Пг1, Пг2 – годовая производительность базовой и новой машины;
К1 
К2 
4340000
 7,0348 (руб),
616932 ,64
4340000  12000
 6,835 (руб),
636678 ,56
5.3. Расчет экономического эффекта.
Экономический эффект от увеличения производительности машины.
Эп  ((С1  Ен  К 1 )  (С 2  Ен  К 2 ))  П 2 ,
где: С1, С2 – себестоимость единицы продукции базовой и новой
машины;
Ен – нормативный коэффициент эффективности капитальных
вложений;
К1, К2 – удельные капитальные вложения базовой и новой
машины;
П2 – производительность новой машины;
Расчёт проводим для температуры рабочей жидкости -400С.
Эп  ((8  0,15  7,0348)  (3,91  0,15  6,835))  2675,12  11022 (руб),
Аналогично производим расчёт для других значений температуры,
результаты расчёта сводим в таблицу 5.8.
Экономический эффект от повышения долговечности
гидрооборудования.
Эд  (с 
 рег

 с) 
т
,
н
где: с – стоимость гидрооборудования подверженного изменению;
 рег - долговечность гидрооборудования при использовании
устройства регулирования тепла;
 - долговечность гидрооборудования без использовании
устройства регулирования тепла;
 т - время работы гидрооборудования при данной температуре;
 н - нормативный срок службы гидрооборудования;
При расчётах используем экспериментальные данные определяющие
возможное повышение долговечности гидрооборудования в зависимости
от температуры.
0
tC
 рег

Табл. 5.6.
-40
1,8
-20
1,35
0
1,1
20
1
40
1,05
60
1,2
80
1,65
Расчёт проводим для температуры рабочей жидкости -400С.
Эд  (1135077  1,8  1135077 ) 
65  0,85
 12543 (руб),
4000
Аналогично производим расчёт для других значений температуры,
результаты расчёта сводим в таблицу 5.8.
Экономический эффект от снижения расхода дизельного топлива.
Эт  с т  q т   т ,
где: ст – стоимость одного литра топлива;
qт - снижение расхода топлива при данной температуре;
 т - время работы гидропривода при данной температуре;
Расчёт проводим для температуры рабочей жидкости -400С.
Эт  13,2  5,94  65  0,85  4332 (руб),
Аналогично производим расчёт для других значений температуры,
результаты расчёта сводим в таблицу 5.8.
Экономический эффект от повышения срока службы рабочей
жидкости.
Эж  (Vгг  с ж 
 жрег
ж
 Vгг  с ж ) 
т
,
н
где: Vгс – вместимость гидросистемы;
сж – стоимость рабочей жидкости;
 жрег - долговечность рабочей жидкости при использовании
устройства регулирования тепла;
 ж - долговечность рабочей жидкости без использовании
устройства регулирования тепла;
 т - время работы рабочей жидкости при данной температуре;
 н - нормативный срок службы рабочей жидкости;
При расчётах используем экспериментальные данные определяющие
возможное повышение долговечности гидрооборудования в зависимости
от температуры.
Табл. 5.7.
Tt C
-40
 жрег
1
0
н
-20
1
0
1
20
1
40
1
60
4
80
8
Для температуры +600С.
Эж  (0,86  15600  4  0,86  15600 ) 
250
 6708 (руб),
1500
Для температуры +800С.
Эж  (0,86  15600  8  0,86  15600 ) 
tрж0С
Эп, р
Эд, р
Эт, р
Эж, р
 Э ,р
Эч, р
140
 8765,12 (руб),
1500
Табл. 5.8.
от
от -40 от -20 до от 0
от +20 от +40 от +60 годов
-40 и
до-20
0
до +20 до +40 до +60 до +80 экон
ниже
эф-т
11022 829
107
80
80
160
241
12519
12543 25749 9648
0
4100 12060 21950 86050
4332
16971 18000 13714 7543 2743
0
63303
0
0
0
0
0
6708
8765
15473
27897 43549 27755 13794 11723 21671 30956 177345
429,2
142,9
69,4
34,1
34,5
86,7
221,1
ГЛАВА 6
БЕЗОПАСНОСТЬ
ЖИЗНЕДЕЯТЕЛЬНОСТИ
Охрана труда при эксплуатации автомобильного крана КС-6471.
Стреловой самоходный полноповоротный дизель-гидравлический
кран на специальном шасси автомобильного типа модели КС-6471
грузоподъёмностью
сорок
тонн
предназначен
для
выполнения
строительно-монтажных, аварийно-высотных, перегрузочных, аварийно-
восстановительных работ, связанных с частичными перебазированиями
при значительных расстояниях между объёктами.
Кран будет эксплуатироваться в городе Норильске. Климатические
условия в этом районе:
тёплое время года: барометрическое давление 760 мм.рт.ст., скорость
ветра 4 м/с, средняя температура воздуха +17,20С, теплосодержание 11,3
ккал/кг;
холодное время года: барометрическое давление 710 мм.рт.ст.,
скорость
ветра
7,7
м/с,
средняя
температура
воздуха
-350С,
теплосодержание -8,4 ккал/кг;
Оздоровление воздушной среды.
Технологические
процессы
в
строительной
промышленности,
ремонт и эксплуатация строительных машин сопровождается выделением
вредных веществ (пыли, СО, СО2 и т.д.). эти вещества вызывают у
человека раздражение слизистой оболочки глаз, дыхательных путей,
кожного покрова. Пыль вызывает ряд заболеваний таких, как силикоз,
туберкулёз и др.
Предельно
допустимые
концентрации
некоторых
примесей
содержащихся в выхлопных газах в атмосфере:
тетроитилсвинец – 0,005 мг/м3;
СО – 3 мг/м3;
СО2 – 1 мг/м3;
NO2 – 5 мг/м3;
Для уменьшения концентрации вредных примесей необходимо:
1. Соблюдать правила эксплуатации крана;
2. Правильно выбирать режим работы двигателя;
3. По возможности заменить жидкое топливо газообразным, либо
применять топливо с высоким цитановым числом;
4. Установить в глушителе сетчатый фильтр и различные
перегородки.
Чистота воздуха в кабине оператора достигается герметизацией
кабины и применением устройств для очистки наружного воздуха,
подаваемого в кабину оператора.
Оптимизация параметров микроклимата в кабине оператора.
Кабина предназначена для защиты оператора от атмосферных
явлений (снег, ветер, низкая и высокая температура, солнечная радиация).
По ГОСТ 12.2.019-76 температура воздуха в тёплый период времени в
кабине должна быть на 2 – 30С выше температуры наружного воздуха, но
не ниже +140С и не выше +280С при относительной влажности воздуха 40
– 60%. В зимнее время температура в кабине должна быть +17 - +190С, при
относительной влажности воздуха 40 – 60%.подвижность воздуха при
выключенном вентиляторе не более 0,3 м/с.
Для отопления кабины в зимнее время используется отопительная
установка 030-В, работающая на постоянном электрическом токе 24В.
Дополнительно в зимнее время для отопления кабины установить
панельно-лучистую систему.
В кабине имеется вентилятор для использования в жаркое время
года. Для более точного регулирования параметров микроклимата в кабине
предлагается установить кондиционер, что позволит поддерживать в
летнее время температуру в кабине +20 - +220С, это будет способствовать
производительности труда.
Освещение.
Большое значение в процессе трудовой деятельности имеет
освещение. Плохое освещение источник аварийной ситуации. Правильно
подобранная освещённость, соответствующая СНиП II -4-79 повышает
производительность и безопасность труда.
Величина освещённости устанавливается в зависимости от характера
выполняемого труда, размера объекта, контраста фона и т.д. При работе на
кране КС-6471 искусственное освещение в кабине нормируется по VIII
разряду с малой точностью объекта зрительной работы и должна быть не
менее 50 лк. Освещённость измерительных приборов должна быть 0,3 – 1,1
лк. Для освещения в кабине оператора имеется плафон типа ПК – 201 с
лампой А24 – 1. при освещении приборной панели необходимо учитывать,
чтобы на стёклах приборов отсутствовали блики, что может вызывать
раздражение глаз оператора.
Для создания необходимых условий в вечернее и ночное время на
строительной площадке должна быть создана система искусственного
освещения (прожектор, фары и т.д.). Искусственное освещение на
строительной площадке нормируется по VI разряду с малой точностью
объекта зрительной работы и должна быть не менее 150 лк.
Нормирование значения коэффициента естественного освещения в
кабине оператора для района г. Норильска KEO
II
 0,22% .
lм
Защита от шума.
Источником шума на кране КС – 6471 являются:
1. Двигатель внутреннего сгорания;
2. Грузовая лебёдка;
3. Гидромоторы и гидронасосы;
4. Коробка отбора мощностей;
5. Гидрораспределители.
Уровень звукового давления измеряется в децибелах (дБ). Шум в
пределах 70 – 100 дБ является источником изменений в организме
(повышение давления, головная боль). Шум 120 дБ вызывает болевые
ощущения, а при 140 дБ разрываются барабанные перепонки. Согласно
ГОСТ 12.10.03 – 83 уровень звукового давления в кабине оператора
нормируется по восьми среднегеометрическим частотам.
Табл. 5.1.
fи, Гц
63
Lдоп., дБ 99
125
250
500
1000
2000
4000
8000
92
86
83
80
78
76
74
Общая классификация средств, снижающих шум, предусматривает
четыре метода.
Для того чтобы добиться требуемого уровня звукового давления,
необходимо
закрыть
шумящие
агрегаты
кожухами
соответствующую звукоизоляцию кабины оператора.
Вибрации.
Источником вибрации на кране КС – 6471 являются:
1. Коленчатый вал;
2. Поршневая группа;
3. Грузовая лебёдка;
4. Гидромоторы и гидронасосы;
5. Коробка отбора мощностей;
и
выполнить
По ГОСТ 121012 – 78 для общей вибрации категории 1 (танспортнотехнологическая вибрация) допустимые значения нормируемого параметра
должны соответствовать.
Табл. 5.2.
Среднегеоме- Допустимые значения нормируемого параметра
трические
По
частоты
м/с2
полос, Гц
Z
X,Y
1
0.63
0.224 1.1
2
0.45
0.224 0.79 0.42
4
0.35
0.45
8
виброускорению, По виброскорости
м/с*10-2
Z
X,Y
Z
X,Y Z
0.39
10.43 3.57 20
дБ
X,Y Z
X,Y
6.3
132 122
3.58
1.78 7.1 3.5
123 118
0.57 0.8
1.25
1.78 2.5 3.2
114 116
0.315 0.9
0.6
0.64
1.78 1.3 3.2
108 116
16
0.63
1.8
1.14 3.2
0.64
1.78 1.1 3.2
107 116
31,5
1.25
3.55
2.26 6.38
0.64
1.78 1.1 3.2
107 116
63
2.5
7.1
4.49 12.76 0.64
1.78 1.1 3.2
107 116
Во
время
1.62
работы оператор
крана не должен
подвергаться
воздействию резких сотрясений, толчков и чрезмерному раскачиванию.
Длительность толчков должна быть не менее 0,03 с, а ускорения не
должны превышать 30 см/с2.
Мероприятия по уменьшению вибраций:
1. Центровка и уравновешивание вращающихся частей;
2. Установка пружин и резиновых виброизоляторов на сиденье
оператора;
3. Установка гидроамортизаторов на сиденье;
Условия работы в кабине оператора.
Размещение органов управления.
Кресло оператора предусмотрено для длительной работы и включает
в себя:
1. сиденье;
2. спинка;
3. подлокотники;
Сиденье оператора должно быть:
1. неглубокое;
2. передний край сиденья закруглён;
3. с регулируемыми параметрами (высота сиденья от пола, угол
наклона спинки, высота спинки);
4. обивка
–
нескользящая,
водоизоляционная,
воздухопропускающая, не электролизующаяся;
Данное кресло не затруднит движений оператора и поддерживает
удобную позу.
Величина углов в тазобедренном, коленных, голеностоп и ножных
суставах должна быть не менее 900, оптимальные углы в суставах 980 1030.
Расстояние до пульта управления варьирует в пределах 280 – 300 мм,
при наклонном положении корпуса и 350 мм – при выпрямленном. Наклон
спинки кресла 30 – 80, наклон пульта с измерительными приборами 15 0 –
250.
Органы управления находятся перед оператором и справа от него,
педали находятся на полу.
Особенности техники безопасности при эксплуатации
гидравлического крана КС – 6471.
К работе на автокране допускаются только лица имеющие
удостоверение на управление автомобилем и автокраном. Машинист,
управляет краном из специальной кабины, укреплённой на поворотной
платформе. Вместе с машинистом работает стропальщик, который
выполняет все работы связанные со строповкой материала.
До начала работы.
Проверить исправность выносных опор.
Осмотреть кабину и помещение грузовой лебёдки, обратив особое
внимание на исправность тормоза.
Проверить на холостом ходу и под нагрузкой все механизмы и
ограничители, а также обратить особое внимание на действие тормоза
грузовой лебёдки.
Осмотреть грузовой канат и проверить правильность налегания его
на барабан.
Внимательно осмотреть крюк, его обойму, канаты, грузовую
лебёдку, цилиндры выдвижения секций стрелы, тормоза и убедиться в их
исправности, проверить исправность грузовых приспособлений.
При работе на площадке ниже уровня стояния крана необходимо
опустить крюковую обойму на дно котлована или колодца и убедиться, что
на барабане осталось не менее 1,5 витка каната.
Проверить
работу
осветительных
приборов
и
зафиксировать
стабилизатор при работе автокрана на дополнительных опорах для
выключения действия рессор.
Крановщик должен принять меры по устранению неисправностей
которые записаны в бортовом журнале.
Установка крана на свеженасыпанном неутрамбованном грунте, а
также на площадке с уклоном более 30 не разрешается.
Во время работы.
Перед выполнение каждой операции машинист должен давать
звуковой сигнал.
Поднимать груз строго вертикально по сигналу стропальщика после
того, как груз обвязан и хорошо закреплён на крюке, а все рабочие отошли
от груза.
При подъёме груза крановщик должен проверить правильность
строповки и надёжность действия тормозов, путём предварительного
подъёма груза на высоту 0,2 – 0,3 м.
Грузовой канат перед подъёмом груза должен находиться в строго
вертикальном положении.
При
подъёме
груза
близкого
по
весу
к
номинальной
грузоподъёмности крана, крановщик должен проверить устойчивость
крана, правильность строповки и надёжность действия тормозов путём
предварительного подъёма груза на высоту 0,1 – 0,2 м.
Пуск и торможение всех механизмов крана следует проводить
плавно, без рывков и толчков.
Разгружать автомашину можно, лишь в том случае, когда крановщик
убедился в том, что водитель автомашины поставленной под разгрузку
покинул своё рабочее место (кабину) и находится на безопасном
расстоянии.
Во избежании опрокидывания крана при работе на опорах
необходимо убедиться в правильности установки опор и наличии зазора 30
– 40 мм между шинами балансирной тележки.
Систематический
наблюдать
за
показаниями
контрольно-
измерительных приборов, расположенных на щитке в кабине оператора.
Не допускать раскачивание груза при его подъёме, опускании и
перемещении
(стропальщику
разрешается
удерживать
груз
от
раскачивания растяжками).
При возникновении какой либо неисправности, а также при выходе
из строя какого-либо прибора безопасности груз опустить и работу
прекратить.
При передвижении автокрана стрела должна быть опущена и
закреплена за переднюю часть.
Во время работы запрещается:
 поднимать
груз
превышающий
максимальную
грузоподъёмность для данного вылета и длины стрелы;
 с неисправным сигналом;
 при открытой двери кабины крановщика;
 при силе ветра превышающей 15,5 м/сек;
 в ночное и вечернее время без освещения;
 допускать к обвязке и зацепке посторонних лиц;
 применять стропы составленные из отдельных кусков каната;
 поправлять руками узлы и петли в натянутых грузом стропах;
 стоять возле наклонённого груза, браться за него во время
переворачивания краном или кантования для обвязки;
 поднимать груз примёрзший или закопанный в грунт;
 стропальщику выравнивать груз собственным весом;
 производить какие-либо работы по ремонту, регулировке или
обслуживанию;
 устранять утечки рабочей жидкости;
 оставлять кран с подвешенным на крюке грузом;
 включать коробку перемены передач при движении с горы;
 одновременно перемещать кран и разворачивать стрелу;
После окончания работы.
О всех замеченных неисправностях записать в бортовой журнал.
Провести чистку: рабочих мест, платформы, грузовой лебёдки,
двигателя.
Провести смазку: грузовой лебёдки, ползунов, шпилек, оси указателя
грузоподъёмности, оси блоков и роликов привода управления двигателем,
роликов опорно-поворотного устройства.
Правила техники безопасности при передвижении крана.
При передвижении крана следует руководствоваться указаниями,
изложенными в инструкции по эксплуатации автомобиля.
При передвижении крана на строительной площадке (как с грузом
так и без него) стрела должна быть установлена вдоль пути.
Запрещается:
 передвижение крана со скоростью более 7 км/ч;
 передвижение крана с крупногабаритным грузом;
 передвижение крана с грузом по дороге имеющей выбоины,
ямы, канавы и т. д.
 находиться при передвижении крана в кабине крановщика.
Техобслуживание.
Ежедневное техническое обслуживание проводится перед началом
работы, в течении смены и в конце смены.
Проверяется:
 крепление выносных опор;
 заправка системы питания, охлаждения и смазки;
 работа двигателя на всех режимах;
 надёжность крепления всех механизмов.
Периодическое техническое обслуживание в том числе и сезонное
техническое обслуживание производится через 300 часов работы крана или
после пробега автомобилем 3000 – 3500 км.
При ПТО выполняют работы ЕТО и дополнительно проверяют:
 состояние металлоконструкций крана;
 выдвижение и втягивание секций стрелы;
 надёжность крепления опорно-поворотного круга к нижней
раме и поворотной платформе;
 состояние и износ тормозных колодок;
 состояние, крепление ОГБ;
 работу осветительных приборов и сигнализацию;
 точность показаний креномера;
Текущий ремонт крана производится через 1500 часов работы крана
или 15000 км пробега автомобиля. Текущий ремонт нужно совмещать с
очередным периодическим или сезонным техническим обслуживанием.
При
текущем
ремонте
производится
замена
некоторых
узлов
и
восстановление первоначальных размеров деталей и зазоров между
деталями.
Расчёт звукоизоляции кабины оператора автокрана КС – 6471.
Кабина
оператора
является
местом
управления
крановыми
механизмами. Размеры кабины в плане 1,4х0,85 м, высота 1,5. Объём
кабины 1,79 м3.
Площадь полусферы, окруженной источниками шума.
S  2 * * r2 ;
где:
r – расстояние от центра источника шума до расчётной точки;
S  2 * 3.14 * 5.32  176.9 (м2);
Уровень звукового давления в расчётной точке.
L  Lp0  10 lg(
x
4

);
S Bш
где:
Lp0 – уровень звуковой мощности источника шума;
х – поправочный коэффициент зависящий от отношения расстояния
до расчётной точки к максимальному габариту источника шума;
S – площадь полусферы окружающей источник шума;
Вш – постоянная помещения;
Вш  В100 *  ;
где:
В100 – постоянная помещения на среднегеометрической частоте
f=1000 Гц;
 - частотный множитель;
Вш  1 * 0,8  0,8 м 2
Вш  1 * 0,75  0,75 м 2
Вш  1 * 0,7  0,7 м 2
Вш  1 * 0,8  0,8 м 2
Вш  1 * 1  1м 2
Вш  1 * 1,4  1,4 м 2
Вш  1 * 1,8  1,8 м 2
Вш  1 * 2,5  2,5 м 2
Уровень звукового давления в расчётной точке для
среднегеометрической частоты 63 Гц.
L  94  10 lg( 0.0057 
4
)  101 (дБ);
0.8
Вычисления для других среднегеометрических частот проводим
аналогично, результаты сводим в таблицу.
Требуемое снижение уровня звукового давления.
Lmp  L  Lддо ;
где:
L – уровень звукового давления в расчётной точке;
Lдоп – допустимый уровень звукового давления в кабине
строительно-дорожных машин;
Требуемое снижение6 уровня звукового давления на
среднегеометрической частоте 63 Гц
Lmp  101  99  2 (дБ);
Вычисления для других среднегеометрических частот проводим
аналогично, результаты сводим в таблицу.
Требуемая звукоизолирующая способность окон кабины.
Rтт  L  10 lg Вш  10 lg Soк  Lддо  10 lg n ;
где:
L – уровень звукового давления в кабине;
Вш – постоянная кабины;
Sок – площадь остекления;
Lдоп – допустимый уровень звукового давления;
n – число элементов;
Площадь остекления.
Sоо  0,7 * 0,9  2 * 0,5 * 0,9  2 * 0,65 * 0,9  2,7 (м2);
Требуемая звукоизолирующая способность окон кабины для
среднегеометрической частоты 63 Гц.
Rтт  101  10 lg 0.8  10 lg 2.7  99  10 lg 1  7.3 (дБ);
Аналогично
проводим
вычисления
для
других
среднегеометрических частот, результаты сводим в таблицу.
Требуемая звукоизолирующая способность стен кабины.
Rтт  L  10 lg Вш  10 lg Sсс  Lддо  10 lg n ;
где:
L – уровень звукового давления в кабине;
Вш – постоянная кабины;
Sст – площадь стен кабины;
Lдоп – допустимый уровень звукового давления;
n – число элементов;
Площадь стен кабины и двери.
Sсс  2 *1,4 * 0,6  0,85 * 0,6  0,85 *1,5  1,4 * 0,85  4,7 (м2);
Требуемая звукоизолирующая способность стен кабины для
среднегеометрической частоты 63 Гц.
Rтт  101  10 lg 0.8  10 lg 4.7  99  10 lg 1  9.7 (дБ);
Аналогично
проводим
вычисления
для
других
среднегеометрических частот, результаты сводим в таблицу.
Табл. 5.3.
f, Гц
63
125
250
500
1000
2000
4000
8000
L, дБ
94
95
91
92
93
94
96
91
x/s
0,0057 0,0057 0,0057 0,0057 0,0057 0,0057 0,0057 0,0057
B100,м2 1
1
1
1
1
1
1
1

0,8
0,75
0,7
0,8
1
1,4
1,8
2,5
Bш,м2
0,8
0,75
0,7
0,8
1
1,4
1,8
2,5
L, дБ
101
102
98
98
98
98
99
93
Lдоп,
99
92
86
83
80
78
76
74
2
10
12
15
18
20
23
19
Rтр, дБ 7,3
15,6
17,9
20,3
22,3
22,8
24,8
19,3
Rтр, дБ 9,7
18
20,3
22,7
24,7
25,3
27,2
21,7
Rn, дБ
12
18
20
23
25
25
25
25
Rn, дБ
42
49
53
60
65
68
71
73
дБ
Lтт,
дБ
Для остекления кабины используем силикатное стекло толщиной
6мм. Стенки и двери кабины необходимо оклеить слоем минеральной ваты
толщиной
5мм.
Звукоизолирующая
Сверху
минеральной
способность
этих
ваты
наклеить
материалов
требованиям по всем среднегеометрическим частотам.
картон.
удовлетворяет