Köprülü Kren(Son)

1

1.GİRİŞ Kaldırma ve iletme makinelerinin sanayimizde kullanılması kaçınılmazdır. Hem sağladığı verim hem de kolaylıklar tartışılmazdır. Atölyelerin içersinde kullanılan köprülü krenlerin hesabında transport tekniği formüllerinden faydalanılır. Transport tekniği, kaldırma ve iletmede kullanılan makineleri konu edinen ve makine elemanlarının zengin bir uygulama alanı olarak görülen bilim dalıdır. Köprülü kren imalatı disiplin olarak malzeme, mukavemet, imal usulleri, ölçme tekniği, elektrik ve teknik resimle yakın işbirliği içerisindedir. Vinçler; yükleri sadece kaldıran veya tek bir yöne çeken kaldırma makineleri olarak tanımlanırken, krenler; üzerlerinde vinç donanımı da bulunan ve ayrıca öteleme ve dönme hareketlerini de yapacak düzeneklere de sahip olarak yükleri istenilen her yöne taşıyabilen kaldırma makineleri olarak tanımlanır. Krenler kullanım alanlarına göre aşağıdaki gibi sınıflandırılabilir. 

Köprülü kren (tek kiriş-çift kiriş)



Portal kren



Konsol kren



Yapı krenleri (kuleli inşaat kreni)



Mobil krenler (lastik tekerlekli, paletli, dubalı)



Kablolu krenler



Kombine krenler



Özel krenler Optimum konstrüksiyona karar vermede problemin anlaşılması çözümü yarı

yarıya halletmek anlamına gelmektedir. Problem anlaşıldıktan sonra çözüm değerleri, istekler doğrultusunda ortaya konulmakta, konstrüktif çalışmaların esasları tespit edilmektedir. İmalatta konstrüktif istekler; mukavemet, işletme emniyeti, kolay bakım, estetik görünüm, yedekleriyle kolay değiştirilme, standardizasyon, çalışma ömrü ve

2

benzeri ekonomik istekler; rekabet edebilme, optimum maliyet, kapasite, enerji tasarrufu, bakım masrafları, personel giderleri vb. pazarlama şartları rol oynamaktadır.

Bir köprülü krenin çalışma sahası; kaldırma yüksekliği (birinci boyut), araba hareket yolu (ikinci boyut), vinç köprüsü hareket yolu (üçüncü boyut) ‘ nun kapsadığı bütün hacimdir. Bu hacmin herhangi bir noktasındaki yük, kanca ve sapan yardımı ile kavranarak hacim içerisindeki diğer bir noktaya iletilebilir. Vinç kancasının köprü üzerinde iki tarafa yaklaşma mesafesinin ve kancanın köprü kirişlerine yaklaşma mesafesinin mümkün olan en küçük boyut olarak tespiti, krenin çalışma hacminin büyümesini temin ve krenden daha fazla faydalanılması bakımından önemlidir. Köprülü krenlerin ana kısımları; a) Kaldırma ünitesi (şase, kaldırma ve yürütme motorları, redüktörleri, tambur, tel halat, halat makaraları, araba tekerlekleri ve kanca) b) Köprü kirişi veya kirişleri (Köprü konstrüksiyonu, yürüyüş başlık bağlantıları, araba rayları) c) Köprü yürüyüş başlıkları (köprü hareket motorları, redüktörleri, köprü tekerlekleri, kiriş bağlantıları) d) Köprü yürüyüş yolları(kolonlar, yürüyüş yolu konstrüksüyonu, ve köprü rayları) e) Elektrik ve fren sistemi (Enerji alım sistemleri-busbar kapalı bara sistemi, c-rail korniş sistemi, elektrik devreleri, vinç kumanda devreleri, pendant kumanda sistemi, frekans konvertörleri, elektrik panoları ve vinç frenleri) Şekil 1.1.’de çift kirişli bir köprülü kren şematik olarak gösterilmiştir.

Şekil 1.1. Köprülü kren

3

Bir köprülü krenin güvenli çalışmasına etki eden faktörler şunlardır; * Ortam ve işletme şartlarına göre seçim * Krenin imalatı * Kren üzerindeki emniyet sistemleri * Periyodik bakım ve testler * Kren operatörü seçimi ve eğitimi

Şekil 1.2.Köprülü Kren Hareketleri

Şekil 1.3. Kanca Bloğu 2.PROJE VERİLERİ

4

Kaldırma kapasitesi :

Q=7,5 ton

Kaldırma yüksekliği :

h=9 m

Köprü açıklığı

:

L=20

Araba yürütme hızı

:

V=10

Kaldırma hızı

:

Vkaldırma=4 m/dk

m

m / dk

Köprü yürütme hızı :

Vköprü=20 m/dk

İşletme şartları

:

Orta

Kanca Tipi

:

Tek Kanca

3.ARABA 3.1 KALDIRMA MEKANİZMASI Köprülü krenin günde 4-8 saat haftada 6 gün çalıştığı varsayılmıştır. 3.1.1 İkiz Palanga Q  30 t

’luk yükler için 4 halatlı ikiz palangalar uygulanır. Q=7.5

t

olduğu için

n=4 halatlı ikiz makaralı palanga seçilmiştir. 3.1.2 Tel Halat

S Bir halata gelen yük:

Halat çapı: CH

Q 7500   1875 kg n 4

dH  CH  S

katsayısı, işletme şartlarına bağlıdır. Hafif işletme şartları için

ağır işletme şartları için

CH  0.4

alınır. [1]

C H  0 .3

,

5

İşletme şartları orta olduğundan d H  C H . S  0,35. 1875 

Ø15.155

CH  0.35 mm / kg

alındı. Buna göre;

mm

İbrahim GÜLDÜ köprülü kren hesabı Tablo 9 dan

d

Ø15.2

mm

olan tel halat

seçilmiştir. Bu halat 6 kordonludur. Her kordonda 37 tel mevcuttur. Halattaki tel sayısı; 6 kordon/halat X 37 tel/kordon = 222 tel/halat [1] Halatın nominal çapı(mm) toleransı: %3 Tel çapı: 0.70 , Halatın madensel kesiti(mm): 85.5 mm2

B  1400 N / mm 2

için tel halatın kopma yükü

SB  10220 N

verilmiştir. Seçilmiş

halatta kopmaya karşı emniyet;

ST 

SB 10220   5.45 S 1875

defa <4-8 olduğu için emniyetlidir.

3.1.3 Kanca bloğu Kanca bloğu için kısa şaftlı kanca bloğu seçilmiştir. Kısa şaftlı kanca bloğunda makaralar yan yana yerleştirildiğinden konstrüksiyon dardır. Kanca somunu makaraların altında bulunduğundan blok yüksekliği fazladır. Kısa şaftlı kanca bloğu uzun şaftlı kanca bloğuna nazaran daha dardır. 3.1.3.1 Basit Kanca Kanca malzemesi DIN 15400 e göre kanca seçim tablosundan FEM grubu 3 m olan, kanca malzeme sınıfı P olan St 52 seçilmiştir.Kanca üzerinde bulunan eksenel rulman ile gaga 360 derece kendi ekseni etrafında dönme kabiliyetine sahiptir.Kanca bloğu, kapak ve malzemeleri dökme demirden imal edilir. [1,13] DIN 15401’e göre 6 numaralı kanca seçilmiştir.Tablodan okunan kanca boyutları şu şekildedir;

6

a1= 90 mm

a2= 71 mm

b1= 80 mm

b2= 67 mm

d1= 60 mm

h1= 100 mm

h2= 85

H= 395 mm

Ağırlık= 24.4-28.5 kg a) Kanca şaftındaki vida diş dibi kesitinin çekmeye kontrolü: Q  7500 kg için şaft vidası; [1] d 1  44 d=50 mm, mm ve h=6 mm Q 7500  çekme    493 2   .d1    .4.4 2       4  4   kg / cm 2   2 em  300...600 kg / cm

olduğu için EMNİYETLİDİR.

b) Kanca şaftı vida yüzey basıncının kontrolü: f 2 45 Z   7.5 h 6

Q

P

 .d  .d  ) 4 4 2

Z(

2 1



7500  225 2  .5 2  .4.4 7.5(  ) 4 4

2 Pem  100...200 kg / cm

≈200

olduğu için EMNİYETLİDİR. [1]

c) 1-2 Kesitinin mukavemet kontrolü: Kesit trapez kabul edilmiştir. A  h

kg / cm 2

b1  b2 83  10   55 mm 2 2 2

Kesit alanı: Kesit ağırlık merkezinin tabanlardan uzaklıkları:

7

e1=

e2=

h b1  2b2 10 8  2  3 .  .  4.24 3 b1  b2 3 (8  3) mm

h 2b1  b2 10 2  8  3 .  .  5.76 3 b1  b2 3 (8  3) mm

Kontrol: h= e1+ e2 = 4.24+5.76=10

mm

Kesit Atalet momenti:

I=

h3 36

.

(b1  b2 ) 2  (2b1  b2 ) 10 3 (8  3) 2  (2  8  3)  .  427 b1  b2 36 (8  3) cm 4

Kesit Mukavemet Momentleri: W1 

I 427   101 e1 4.24 cm 3

W2 

ve

I 427   74 e2 5.76 cm 3

Kesit Eğilme Momenti:  a   e1  2  

Meğ  Q  

 9  Meğ  7500.  4.24   65550 kgcm 2  

1 ve 2’ deki toplam gerilmeler :

 M eğ   Q1   65550   7500      1         785 W  A   101   55  kg / cm 2 1    M eğ   Q1   65550   7500      2          749  74   55  kg / cm 2  W2   A 

8

 em

Yaklaşık hesap için, (

2

=600..800 kg/cm ) olduğundan, bulunmuş

1

ve

2

gerilmeleri uygundur. [9] 3.1.3.2 Kanca Yatağı

Şekil 3.1

Kanca şaftının çapı 50 mm dir. Kancayı travers üzerinde yataklamak için eksenel sabit bilyalı rulman kullanılacaktır. Rulmanın delik çapı, şaft çapından daha büyük olmalıdır. Rulmana etkiyen eksenel kuvvet, kaldırılan yük ağırlığına eşittir. Ayrıca rulman statik olarak düşünülebilir. Bu yüzden rulmanın statik yük sayısı dikkate alınmalıdır. Bu şartlara uygun olarak; FAG rulman kataloğundan delik çapı

d  60

Cstatik  112

mm D=85 mm H=17 mm olan 51112 rulman seçilmiştir.

3.1.3.3 Kanca traversi

Şekil 3.2

kN ve

9

Travers malzemesi

DIN 17200 C35 seçilmiştir.6 nolu kanca için travers

boyutları GM 15412 nolu tablodan okunur. [5] D1= 125 mm , D2= 185 mm , d2=51 mm ,d1=70 mm , h1=55 mm , h3=50 mm a) Travers orta kesitinin eğilmeye kontrolü: (b1  c) ( 24  10) D1  .İp  125  .2  13.9 2 2 L= D=yatağın ortalama çapı=(60+85)/2=72.5 mm =7.25 cm Q L D 7500 13.9 7.25 M eğ= . − = . − =17408 kgcm 2 2 Π 2 2 Π

( )(

)(

)(

( b−d ) H 2 ( 12.5−5.1 ) 5.52 = W= 6 6

)

= 37 cm3

 em   600.....1000 kg / cm 2 M eğ 17408 σ eğ = = =470 kg/cm2 < W 37 Açıklamalar:Yatak bilyalar merkez dairesinin çevresine yayılmış olarak ,traversi eğilmeye zorlamaktadır.Bundan dolayı eğilme momenti,yukarıdaki gibi hesaplanmalıdır.(Meğ=Q.L/4=7500x13.9/4=26000)olarak hesaplanması yanlıştır. Ayrıca gerçekte kesit mukavemet momenti hesaplanandan bir miktar küçüktür. b) Travers muylusunun eğilmeye kontrolü : [8] Q S 7500 2 M ' eğ= = =3750 =kgcm 2 2 2 2

( )( ) ( )( )

W '=

'3

3

d 5 = =12.5 cm3 10 10 '

σ ' eğ =

M eğ W

'

=

3750 =300 12.5

kg/cm < σ

em

  600.....1000 

2

kg/cm2

c) Travers muylu ve deliği arasındaki yüzey basıncının kontrolü: [8] P em   600.....1000  2 P=Q/(2 d’ s)=7500/(2 5 2) =375 kg/cm < kg/cm2 3.1.3.4 Kanca Makarası Kanca makaraları DIN 15061 ve 15062 den seçilir.Makara malzemesi GS 60 seçilmiştir.Makara çapı makaraya sarılı halatın ekseninden ölçülür. Makara Çapı

10

DM  CM  S

Makara çapı formülü;

Hafif işletme için

CM  7 mm / kg

İşletme şartları orta olan köprülü kren için DM  9  1875 

Ø

390 mm

, ağır işletme için

CM  9 mm / kg

CM  12 mm / kg

alınır.

alınmıştır. [1]

d1=400 mm olan (tablo DIN 15062 [3]) makara seçildi.

Makara sınır çapları ; Hafif işletme için : 7x43.301=303 mm Zorlu işletme için : 12x43.301=520 mm Makara Çapı(Yiv Dibinden) D1=D-d=390-15.2 =374.8 mm DIN 15062 den D1=400 mm olan makara seçilir.

3.1.4 Denk Makara Takımı : Denk Makarası DIN 15062 den seçilir. Makara malzemesi GS 60 seçilmiştir. Denk makarası çapı

Denk makarası çapı formülü;

Hafif işletme için

D DM  C DM  S

CDM  4.5 mm / kg

, ağır işletme için

İşletme şartları orta olan köprülü kren için

CDM  7.5 mm / kg

CDM  6 mm / kg

alınmıştır. [1]

alınır.

11

D DM  C DM . s  6. 1875   259.8 mm

Makara çapı ( yiv dibinden) D1  D  d  259.8  15.2

DIN 15062 den

D1 

= Ø244.6

Ø250

mm

mm

(d=halat çapı)

olan makara seçildi.

3.1.5 Tambur Tambur malzemesi olarak GG-22 seçildi.[1]

Şekil 3.3 Tambur yatağı 3.1.5.1 Tambur Çapı

Tambur çapı formülü;

Hafif işletme için köprülü kren için

DT  CT  S

CT  5

CT  7

[7]

, ağır işletme için

alınmıştır. [1]

CT  9

alınır. İşletme şartları orta olan

12

DT  7  1875  303 mm

3.1.5.2 Tambur Devir Sayısı

nT 

i p  Vkald VT 22    4.2   DT   DT   0.303 dev / dak

ip  2

( 4 halatlı ikiz palanganın çevirme oranı)

3.1.5.3 Vida yiv yarı çapı

Şekil 3.4. Tambur yivi d  dH st

(Halat çapı)

(Vida yiv adımı)

r 2  Ry

(Vida yiv yarıçapı)

Ry  0.53  dH  0.53  15.2  8 mm

3.1.5.4 Vida yiv adımı t  dH  4  15.2  4  17.2 mm

13

Tablo 1-Tambur yiv boyutları Tel

halat 10

13

16

19

22

27

33

40

44

çapı(mm) s

12

15

18

22

25

31

37

45

49

r

5.5

7

9

10.5

12

15

18

22

24

a

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

3

6

3.1.5.5 Vida yiv sayısı

 2L    DT

2  Z  



  2  (2  3) 

Tam kaldırmada tambura iki taraftan sarılan halatın uzunluğu; 2.L  2.i P .h  2  2  9  2  18 m  L  18 m

h=kaldırma yüksekliği Değerle ilk formülde yerine yazılırsa; 2  18    2  2,5  2  16    0.303   Z  16 

2Z  

dir.

3.1.5.6. Tambur sağ ve sol vida yivli kısımlarının uzunluğu 2  Lyiv  (2  Z )  t  (2  20)  18  2  (360)  Lyiv  360 mm 3.1.5.7. Tambur cidarının (w) kalınlığı 2 em  600...1000 kg / cm

A  t W 

[1]

S 1875   2.34  em 800 cm 2

14

Tambur cidar kalınlığı;

W 

A 2.34   0.755 cm t 3 .1

3.1.5.8. Halat ucunun tambura tespiti Tel halat ucundaki çekme kuvveti;

S1 

S e

yiv

 y iv

=0,12; (Tel halatla işlenmiş tambur yivi arasındaki sürtünme katsayısı )

  2 .8  2    5 .6  

S1 

S

1875

e yiv

e 0,125.6

=

; (Fazla sarılı halatın açısal değeri)

 227

kg

Tel halat ucunun tambura tespitinde, burunlu kama kullanılmıştır. Tel halat ucu, tamburdaki yuvasına yerleştirildikten sonra, üzerine burunlu kama konur ve iki adet M20’lik cıvata ile bastırılır.[1,8,13] M20’lik iki cıvata ile sağlanan baskı kuvveti: 2  F  2  227  d 2  2  227  2 2  1816 kg Cıvata baskı kuvvetiyle elde edilen sürtünme sayesinde, halat ucu tespit edilir. Tel halatla tambur ve burunlu kama arasında iki sürtünme yüzeyi olduğundan, sürtünme kuvveti; K  2   oluk  (2.F )  2  0,3  1816  1089.6 kg

V Halat ucunun tespitindeki emniyet;

K 1089.6   4.8 227 S1

15

Halat ucuna basan yüzeyler kuru, pürüzlü ve oluk formunda olduğu için oluk  0.3 kabul edilmiştir.Ayrıca halat ucu üst ve altta bağlandığından tesbit emniyeti hesaplanandan daha fazladır. 3.1.5.9.Dişlinin tambura tesbiti: İki sıkma kovanındaki kesme kuvveti:Dişli , altı tane(M24) lük cıvata ile tambura bağlanmıştır.Civataları kesmeye zorlanmaktan kurtarmak üzere , bunlardan karşılıklı iki tanesine sıkma kovanı(TS 69/37) geçirilmiştir.Malzemesi yay çeliğidir.[1,8] Tambur Devir Momenti: MT=2 S DT/2 =2x1875x30.3/2=56813 kgcm

Sıkma kovanı kesit alanı(Ø30/25): A=

Sıkma kovanındaki kesme zorlaması:

 2 (3  2.5 2 )  2.16cm 2 4

 K/A

kg / cm 2

=1089.6/2.16=505

 em  1000  1500kg / cm 2

(

)

3.1.5.10. Tambur, dişli ve aks arasındaki yatak basıncının kontrolü Dişli ve tambur göbek burçlarının her ikisi de, simetrik (2S) halat çekmesinden dolayı (S) radyal kuvvetiyle zorlanır. Dişli göbeğindeki burç ayrıca, tambur çember dişlisi ve pinyonu arasındaki diş kuvvetini de karşılar. Tambur çember dişlisine etkiyen diş kuvveti;

F

MT 56813   1277 89  do    2 kg do  2 ( ; tambur çember dişlisinin taksimat çapı)

F diş kuvveti de, S halat yükü gibi düşey olduğu için dişli çark göbeğindeki radyal yatak yükü; R  F  S  1277  1875  3152 kg

16

3.1.6. Kaldırma Motoru 3.1.6.1. Gerekli motor gücü: Kaldırma mekanizmasının randımanı , palangadaki taşıyan halat ve dişli çark sayısına ve yataklamalara (kaymalı veya rulmanlı) bağlı olarak (0.7-0.9) alınabilir. P

Q  Vkald 7500 x3   6.25 4500  4500.0,8 BG

=

4.66 kW

  palanga  tambur  dişiş  0.98  0.96  0.85  0.8 kabul edildi. [1,8] 3.1.6.2. Elektrik motorunun seçilmesi GAMAK elektrik motorları kataloğundan;

8 kutup, 750

dev / dak

ve 5.5

kW

güce sahip GM 160 M 8b elektrik motoru seçildi.

3.1.7. Kaldırma Redüktörü Kaldırma mekanizmasındaki toplam çevrim oranı;

itop 

nmotor 750   178.6 ntambur 4.2

Şekil 3.5 Kaldırma mekanizması

17

Giriş devri 750

dev / dak

, çıkış devri

13.4 dev / dak

olan bir redüktör uygundur.

ZET redüktör kataloğundan redüktör seçimi; İş makinesi sınıflandırması: II-III (Kren) Ortalama güç ihtiyacı: 6.25 BG

Elektrik motoru devri: 750

Çıkış devri:

dev / dak

13.4 dev / dak

Tahvil oranı:

750 / 13.4  56

Günlük çalışma süresi: 4-8saat Maksimum çalışma miktarı: 6 kere/saat Şekil 3.6. Kaldırma redüktörü k3  1 k 1  1 k 2  1. 4 , ve

İşletme faktörü;

Gerekli güç;

k  k 1  k 2  k 3  1 .4

N  k  Nnom  1.4  6.25  8.75 BG

Giriş ve çıkış milleri birbirine paralel; KA Tipi tavil oranı 56 olan N  12 BG

olan 3 KA 500 redüktör seçilmiştir.

3.1.8. Kaldırma Freni 8 kutuplu 750 dev/dak ve 5.5 kw lık GM 160 M 8b tipindeki motor için kaldırma freni Dereli Fren’den DF 200 kaldırma momenti 200 Nm olan fren seçilir. 3.1.9. Kaldırma Mekanizmasının Dişlileri

itam  Tambur dişlisi ve pinyon dişli arasındaki redüksiyon;

itop 178.6   3.19 ired 56

18

Tambur dişlisi ve pinyon dişli malzemesi olarak indüksiyonla sertleştirilmiş Ck 45 seçildi.(Yüzey sertliği 560 HB)

 Yüzey sertliği 350 HB olan dişli çarklarda genellikle kırılma olayı görülür. Dolayısıyla bu dişliler, mukavemet hesabına boyutlandırılır ve yüzey basıncı açısından kontrol edilir. [2] Kren projesinde diş sayısı 20-30 arasında alınabilir. Z 1  24

Z 2  itam  Z 1  3.19 * 24  76.56  77

seçildi

m3

2  Mbc1  Kf 1  KV Z1 2  d  em

Boyutlandırma;

[8]

m :Aşınmaya göre modül

Mbrg  955  Redüktöre giriş momenti;

Pg nmotor

Mbrç  955 

[2]

red  0.97  0.97  0.97  0.965  0.88 ,

( her bir kademenin verimi;0.97 ve

rulmanlı yatakların verimi;0.965 alınmıştır.)[8] Pç  Pg  red  4.66  0.88  4.1 kW

Mbrç  955 

4.66  5.93 daNm 750

Pç nç

Redüktörden çıkış momenti; Pç  Pg  red

 955 

Pç 4.1  Mb1  955   292.2 nç 13.4 daNm

İşletme faktörü göz önüne alınarak ; Mbc1  Ko  Mb1  1.25  292.2  365.25 daNm

İşletme faktörü

Ko  1.25

alındı. [2]

19

d Genişlik faktörü em 

D * S

,

D *

= 0.8 seçildi. [2]

= 27

daN / mm 2

, S;

1.5...2

tavsiye edilir. [2]

D * 27 em    13.5 daN / mm 2 S 2

Z1

= 24 için

Kf 1

= 2.75 alındı. Çevresel hız düşük olduğu için

Kv  1

Değerler formülde yerine yazılırsa;

m3

2.292200.2,75.1 24 2  0.8  13.5  m  6.37

Standart modül değerlerinden

olmalıdır.

m  6.5

seçildi.

Yüzey basıncı açısından kontrol; V PH  KE  K  Kİ  2Mbc1K  PHem bdo12

olmalıdır.

Dişlilerin taksimat daireleri çapları ve genişlikleri; D1  m  Z 1  10  24  240 mm

ve

D 2  m  Z 2  10  77  770 mm

Her iki dişli de çeliktir.

KE

Kavrama açısı α = 20˚ için

Ki 

ve

b1  0.8  do1  0.8  240  192 mm b 2  0.8  do 2  0.8  770  616 mm

daN / mm 2 = 85.7 K

= 1.76 alındı. [2]

i12  1 3.19  1   1.15 i12 3.19

alındı. [2]

alındı.

20

.1  39.87 PH  85.7  1.76  1.15  2292200 2402.192 daN / mm 2

S

S

PHD * PH

,

PHD *

= 110

daN / mm 2

[2]

PHD * 110   1.24 PH 96.38

S = 1.2…1.5 arasında tavsiye edilir. Dolayısıyla EMNİYETLİDİR. 3.2. ARABA YÜRÜTME MEKANİZMASI Tablo 2- Araba ağırlıkları

3.2.1. Tekerlek Yükü F

(Q  G A ) (7500  3500)   2750 n 4

Araba darası

GA  3500 kg

alınmıştır. (araba darası tablo 2 kaynak 8 den

alınmıştır. Tablo değerleri yol göstericidir).

21

3.2.2. Araba Rayı Ray seçiminde [1]’deki Tablo 2 ve 3 den faydalanılmıştır. Yukarıda hesaplanmış olan F=2750 kg tablo dışı olup, buna en yakın emniyetli tekerlek yükü

Fem  5920 kg

olan uygun kren rayı KS 22 seçilmiştir. Tekerlek çapı D= Ø40 cm

3.2.3 Araba Tekerlekleri

Şekil 3.7 Araba tekerleği Tekerlek malzemesi olarak kırdöküm GG-30 seçilmiştir.[8] K em  30kg / cm 2

Gerekli tekerlek çapı; D

F 2750   24.8 K em  (b  2  r ) 30  (4.5  2  0.4) cm

Arabanın iki tekerleği serbest döner; diğer ikisi ise tahrik edilir.Yani dişlilerle döndürülür.Serbest dönen (dişlisiz) tekerlekler DIN 15074’den, tahrik edilen (dişli çemberli) tekerlekler DIN 15075’den seçilmiştir. [1, 8] DIN 15074’den seçilen serbest dönen (dişlisiz) tekerlekler; 2 tekerlek S 250x55 DIN 15074 (GG-30) / Rg 9 [1]

22

Açıklama: Bu 2 tekerlek; S:Dar, ve b1=55

mm

D  d1 

Ø248 mm’ye uygun olarak 250 mm çapında

genişliğinde, GG-30 olarak dökülmüş ve kızıl döküm Rg 9 burçludur.

DIN 15075’den seçilen dişli çemberli tahrik tekerlekleri; 2 tekerlek SG 250x55 DIN 15075 (GG-30) / Rg 9 [1]

Açıklama: Bu 2 tekerlek; S:Dar, G:Büyük dişli çemberli, 250 çapında ve b1=55

mm

D  d1 

Ø248 mm’ye uygun

genişliğinde, GG-30 olarak dökülmüş ve kızıl döküm Rg 9

burçludur. Tekerlek dişli çemberleri; DIN 15082’den seçilmiştir. [1] Seçilen dişli çember: 2 dişli çember 250 G DIN 15082 (GG-30), Açıklama: Çapı d1=248 mm ye uygun olarak 250mm çapında olan tekerleğe ait , G:Büyük dişli çember GG30 dan dökülmüştür. DIN 15082 den tekerlek boyutları; D1=250 mm

b1=55mm

b2=90 mm

l2=115 mm

d2=280 mm

d3=50 mm

d4=60 mm

d5=100mm

d6=210mm 3.2.4. Tekerlek Devir Sayısı

nTek 

Varaba 10   12.73   DTek   0.25 dev / dak

23

3.2.5. Araba Yürüme Direnci

W yür  1.2  (Q  G A ) 

Dtek  d1 

 d  2 f 0.1  50  2  0.5  1,2  (7500  3500)   264 DTek 500 kg

Ø500 mm ve

d  d3 

Ø50 mm DIN 15074

f =0.5 (kaymalı yataklar için) [1] µ =0.1 (kaymalı yataklar için) [1] Tekerlek flanşı ile ray köşesi arasındaki (%20) ek sürtünme, (1.2) faktörü ile dikkate alınmıştır. 3.2.6. Araba Yürütme Motoru 3.2.6.1. Gerekli motor gücü

P

W yür  Varaba 4500 



264  10  0.73 4500  0.8 BG

=0,54

kW

3.2.6.2. Elektrik motorunun seçilmesi GAMAK elektrik motorları kataloğundan alüminyum gövde 6 kutuplu 1000 dev/dak ve 0.55 kW güce sahip AGM 80 6b elektrik motoru seçildi. 3.2.7. Araba Yürütme Redüktörü Araba yürütme mekanizmasındaki toplam tahvil oranı;

24

itop 

nmotor 1000   79 nte ker 12.73 Bu tahvil oranının, bir kısmı redüktörle bir kısmı da tekerlek dişli çemberi ve

pinyon dişli arasında sağlanacaktır. Giriş devri 1000 dev / dak

dev / dak

, çıkış devri 22.2

olan bir redüktör gerekli motor gücüne göre uygundur.

ZET redüktör kataloğundan redüktör seçimi; İş makinesi sınıflandırması: II-III (Kren) Ortalama güç ihtiyacı: 0.73BG

Elektrik motoru devri: 1000

Çıkış devri: 22

Tahvil oranı:

dev / dak

dev / dak

1000 / 22.2  45

Günlük çalışma süresi: 4-8 saat

Şekil 3.8. Sol giriş-çift çıkışlı redüktör

Maksimum çalışma miktarı: 6 kere/saat k3  1 k 1  1 k 2  1. 4 , ve

İşletme faktörü;

Gerekli güç;

k  k 1  k 2  k 3  1 .4

N  k  Nnom  1.4  0.73  1.022 BG

Giriş ve çıkış milleri birbirine paralel; KA Tipi Sol giriş- çift çıkışlı tahvil oranı 45 olan N=5 BG olan 3 KA 320 redüktör seçilmiştir.

25

3.2.8. Araba Yürütme Freni Dereli Elektromagnetik Fren Sanayi kataloğundan ; gövde 6 kutuplu 1000 dev/dak ve 0.55 kW güce sahip AGM 80 6b elektrik motoru için ;-hafif frenleme (yürütme) için DF010 yürütme momenti 10 Nm olan fren seçilir. 3.2.9. Araba Yürütme Mekanizmasının Dişlileri Dişli çember ve pinyon dişli arasındaki redüksiyon (tekerlek redüksiyonu);

ite ker 

itop 79   1.76 ired 45

Pinyon dişli için;

Z1  16

seçildi. Dişli çember diş sayısı

Z2  62

olduğuna göre;

Pinyon dişli malzemesi St42 ve dişli çember malzemesi olarak GG-30 seçildi.

Çember diş sayısı;

Z2  62

, modül;

m  10 mm

ve diş genişliği;

b 4  80 mm

DIN

15082’den alınmıştır.[1] Çember diş dibindeki toplam gerilme;

top  eğ  basma 

İ F  tek b2  m f

f =1 [1]

F

Wyür 264   132 kg 2 2

top 

132 1.76   273 kg / cm 2 em  400 kg / cm 2 8 1 1 < [1]

Aşınmaya göre kontrol gerekmez. Çünkü; tekerlek devir sayısı düşüktür, diş mukavemetine göre kontrol yeter. (Z2) dişli çemberi, malzeme mukavemeti bakımından (Z1) pinyonundan zayıf olduğu için, çember diş dibindeki zorlam kontrol edilmiştir. Dişlilerin taksimat daireleri çapları ve genişlikleri;

(Pinyon)

D1  m  Z1  10  16  160 mm

ve

b1  b 2  20  80  20  100 mm

26

D 2  m  Z 2  10  49  490 mm (Dişli çember)

ve

b 2  80 mm

4. KÖPRÜ 4.1. KÖPRÜ YÜRÜTME MEKANİZMASI 4.1.1. Maksimum Tekerlek Yükü

Max.F 

G köprü 4



Q  G araba  L  e    2  L 

Q=7.5 Mg ve L=20 m için köprülü kren darası 17.2 Mg olarak verilmiştir. ([8], tablo 2 syf.26) Garaba  3

Mg , e=800 mm=0.8 m

Bundan araba darası çıkarılarak; Max.F 

Gköprü  17.2  3  14.2

Mg bulunur.

14.2 7.5  3  20  0.8      8.59 Mg 4 2 20  

Tablo 2 de Q=7.5 Mg ve L=20 m için

F max  9.2 Mg

verilmiştir. Dolayısıyla

hesaplanan maksimum tekerlek yükü doğrudur. 4.1.2. Köprü Rayı Kır döküm tekerleklerle ilgili olarak;

Pem  10800 kg

için KS 32 ray ve D= Ø60 cm

tekerlek seçilmiştir.(Kaldırma makinaları sayfa89 dan) 4.1.3. Köprü Tekerlekleri KS 32 ray kabul edildi. D= Ø60 cm çaplı tekerlek , köprülü krenimiz için fazla olduğundan aşağıdaki hesap sonucu tekerlek bulunur. Gerekli tekerlek çapı;

D

Fmax 9200    45 K em  (b  2  r ) 45.(5.5  2  0,5) cm

27

r =5 mm, Kem=45 kg/cm2 , b=55 mm [1]

Ø60 cm tekerlek, büyük olduğu için yapılan hesap sonucu

D   45 cm

tekerlekler seçilmiştir.Arabada olduğu gibi, boşta dönen iki tekerlek DIN 15074’den ve tahrik edilen (dişli çemberli) iki tekerlek DIN 15075’den seçilir. Araba için dar tekerlekler seçilmesine karşılık, köprü için geniş tekerlekler seçilmelidir. Bu nedenle, tekerlek flanşları ile ray arasındaki boşluk artırılır. Zira; köprü yolu araba yolundan daha uzun ve köprü ray açıklığı arabanınkinden çok fazla olduğundan , tekerlek flanşlarıyla ray kenarları arasındaki boşluklar sayesinde , yürüme esnasında köprü tekerlek flanşlarıyla ray kenarları arasındaki sıkışmalar önlenir. DIN 15074’den seçilen serbest dönen (dişlisiz) tekerlekler; 2 tekerlek B 500x110 DIN 15074 (GG-30) / Rg 9 [1]

Açıklama: Bu 2 tekerlek; B:Geniş,

D  d1 

Ø500 mm çapında ve

b1  110 mm

genişliğinde, GG-30 olarak dökülmüş ve kızıl döküm Rg 9 burçludur. DIN 15075’den seçilen dişli çemberli tahrik tekerlekleri; 2 tekerlek BG 500x110 DIN 15075 (GG-30) / Rg 9 [1]

Açıklama: Bu 2 tekerlek; B:Geniş, G:Büyük dişli çemberli, ve

b1  110 mm

D  d1 

Ø500 mm çapında

genişliğinde, GG-30 olarak dökülmüş ve kızıl döküm Rg 9 burçludur.

Tekerlek dişli çemberleri; DIN 15082’den seçilmiştir. [1] Seçilen dişli çember: 2 dişli çember 630 G DIN 15082 (GG-30), DIN 15082 den alınan değerler (hesaplar için) ; Z=62, m=10

mm b 4  80

,

mm

28

4.1.4. Köprü Tekerlek Devir Sayısı

n

VKöprü

 D



20  12.73  13   0,5 dev / dak

4.1.5. Köprü Yürüme Direnci

W yü  1  5  (Q  GKren ) 

 d  2 f 0.1.90  2  0,5  1,5  (7.5  17.2).  0.741Mg D 500

f =0.5 (kaymalı yataklar için) [1] µ =0.1 (kaymalı yataklar için) [1] D  d1 

Ø500 mm ve

d  d3 

Ø90 mm

Tekerlek flanşlarıyla ray köşeleri arasındaki sürtünme ve ayrıca hızlanma momenti, (1.5) faktörü ile dikkate alınmıştır.[8] Tekerlek ve ray arasındaki ek sürtünme , köprülerde fazladır.Zira köprüler için (köprü veya

ray

açıklığı/tekerlek

arası)

oranı

,

arabalardaki

(ray

açıklığı/tekerlek

arası)oranından çok büyüktür.Bu yüzden köprünün raylar üzerindeki çarpık durumu , arabaya nazaran çok önemlidir(Kaldırma makinaları, yaprak 93, [1]). Ayrıca köprünün hızlanma momenti, arabaya göre çok büyüktür. Zira büyük kütlelerin yüksek hızlara eriştirilmesi mevzu-bahis konusudur. 4.1.6. Köprü Yürütme Motoru 4.1.6.1. Gerekli motor gücü

P

W yü  VKöprü 4500 



741  20  4,1 4500  0.8 BG

=3.07

kW

Açıklama: Motorla iki tahrik tekerleği arasındaki dişlilerin randımanı, dişli sayısına ve yataklamalara (kaymalı ve rulmanlı) bağlı olarak, (ƞ=0,7-0,9) arasında alınır. 4.1.6.2. Elektrik motorunun seçilmesi Köprü yürütmede 2 tane elektrik motoru kullanılacağından;

29

P

4.1BG  2,05 BG 2

=1.535

kW

GAMAK elektrik motorları kataloğundan;

(2 adet) 4 kutup, 1500

dev / dak

ve 2.2

kW

güce sahip C. AGM 90 L 4 elektrik motoru

seçildi. 4.1.7. Köprü Yürütme Redüktörü Köprü yürütme mekanizmasındaki toplam tahvil oranı;

itop 

nmotor 1500   118 nte ker 12.73

Bu tahvil oranının bir kısmı redüktörle bir kısmı da tekerlek dişli çemberi ve pinyon dişli arasında sağlanacaktır. Giriş devri 1500

dev / dak

, çıkış devri

60 dev / dak

olan

bir redüktör uygundur. ZET redüktör kataloğundan redüktör seçimi; İş makinesi sınıflandırması: II-III (Kren) Ortalama güç ihtiyacı: 2,05BG

Elektrik motoru devri: 1500

Çıkış devri:

dev / dak

60 dev / dak

Tahvil oranı:

1500 / 60  25 Şekil 4.1. KZ Tipi Köprü yürütme redüktörü

Günlük çalışma süresi: 4-8 saat Maksimum çalışma miktarı: 6 kere/saat k3  1 k 1  1 k 2  1. 4 , ve

30

İşletme faktörü;

Gerekli güç;

k  k 1  k 2  k 3  1 .4

N  k  Nnom  1.4  2,05  2.87 BG

Giriş ve çıkış milleri eşeksenli olan; KF Tipi

N=2.9

BG

olan 2 KZ 3 tipi redüktör seçildi.

4.1.8. Köprü Yürütme Freni Dereli Elektromagnetik Fren Sanayi kataloğundan; 4 kutup, 1500

dev / dak

ve 2.2

kW

güce sahip elektrik motoru için ; hafif frenleme (yürütme) için DF050 yürütme momenti 50 Nm olan fren seçilir. 4.1.9. Köprü Yürütme Mekanizmasının Dişlileri Dişli çember ve pinyon dişli arasındaki redüksiyon (tekerlek redüksiyonu);

ite ker 

itop 118   4.72 ired 25

Pinyon dişli için;

ite ker 

Z 1  21

seçildi. Dişli çember diş sayısı

Z 2  62

olduğuna göre;

Z 2 62  3 Z 1 21

Pinyon dişli malzemesi St42 ve dişli çember malzemesi olarak GG-30 seçildi.[1]

Çember diş sayısı;

Z 2  62

, modül;

15082’den alınmıştır.[1] Çember diş dibindeki toplam gerilme; top  eğ  basma 

F q2  b2  m f

m  10 mm

ve diş genişliği;

b 2  80 mm

DIN

31

F

Wyür 741   370.5 kg 2 2

(yük iki çembere bölünür)

Değerler formülde yerine yazılırsa;

top 

370.5 3   204,375 kg / cm 2 em  400 kg / cm 2 8 1 1 < [1]

Aşınmaya göre kontrol gerekmez. Çünkü; tekerlek devir sayısı düşüktür, diş mukavemetine göre kontrol yeter. (Z2) dişli çemberi, malzeme mukavemeti bakımından (Z1) pinyonundan zayıf olduğu için, çember diş dibindeki zorlam kontrol edilmiştir.

Dişlilerin taksimat daireleri çapları ve genişlikleri;

(Pinyon)

D1  m  Z 1  10  21  210 mm

(Dişli çember)

ve

b1  b 2  20  80  20  100 mm

D 2  m  Z 2  10  62  620 mm

ve

b 2  80 mm

4.2. KÖPRÜ STATİK HESAP VE KONSTRÜKSİYONU Köprülü kren kiriş düzenleri; levhalı kiriş veya kafes yapı şeklinde olur. Normal profilli kirişler ve kolonlu kirişler, levhalı kiriş düzenlerine örnektir. Kafes yapıları, genellikle statikçe belirli olarak inşa edilirler ve düzlem kafes sistemleri olarak kabul edilirler. Malzeme olarak St37, bazen de St52 kullanılır. Son zamanlarda ağırlıktan tasarruf etmek amacıyla hafif metal alaşımları da kullanılmaya başlanmıştır.

32

Kafes sistemli kirişler: Büyük açıklıklar için levhalı kiriş yerine kafes sistemli kirişler kullanılır. Kafes sistemli kirişler, daha hafif olmalarına karşılık, nispeten pahalıdırlar ve bakımları da daha zahmetli ve masraflıdır. Kafes sistemli kirişler paralel, trapez ve kemer kiriş tipleri vardır……………………………………………………………..

Şekil 4.2. Kafes sistemli kiriş tipleri a) Paralel kiriş b) Trapez kiriş c) Kemer kiriş

Levhalı kirişler: Köprü

Şekil 4.3. Levha kiriş çeşitleri

33

kirişlerinin levhalı olması halinde profil kirişler, eğik kirişler veya kutu kirişler kullanılır. (Şekil 4.2.2) Kutu kirişlerin, bir kirişli veya iki kirişli çeşitleri mevcuttur. Kutu kirişler, diğer kiriş çeşitlerine göre daha mukavemetlidir. İmalatı daha kolay ve ucuzdur. Bu nedenle, köprü kirişi olarak kutu kiriş tercih edilmiştir.

34

4.2.1. Ana Kiriş Hesabı 4.2.1.1. Ana kiriş boyutlarının tespiti Ana kiriş malzemesi olarak St37 seçildi. Şekil 1.1.1’de görülen ana kirişe ait

Şekil 4.4 Ana kiriş boyutları boyutlar; [3] Köprü açıklığı L=20 m, arabanın baş kirişlere yanaşma mesafesi 1.1 m, kaynak payı 5 cm, perde 2 m aralıklarla konulacak ve kalınlığı 1 cm olan taban sacında yüksekliği 5 cm olduğuna göre ve r1, r2 alt ve üst sacların tarafsız ekseninden kiriş tarafsız eksenine uzaklık, u1, u2 yan sacların tarafsız eksenlerinin kiriş tarafsız eksenine uzaklığıdır.  1 1  1 H  ...   L   2000  125  16   15 18  

H

cm (toplam kiriş yüksekliği)

B  (0.6 0,7)  H  0.6  125  75 cm (alt ve üst sacların genişliği)

35

1 1 1 t(  )H  125  1.25 100 120 100

cm (yan sacların kalınlığı)

t 1  (1,5 2)  t  1.5 1.25  1,875 cm (alt ve üst sacların kalınlığı) h  H  2  t1  125  2 1.875  121.25

b  B  2  5  75  2  5  65

cm (yan sacların yüksekliği)

cm (kaynak payları çıkarılmış)

e  b  2  t  65  2  1.25  62.5

k  h  5  121.25  5  116.25

cm (perde genişliği)

cm (perde yüksekliği)

Ry  5,5 KS 32 rayı için

cm (ray genişliği)

4.2.1.2. Seçilen kirişin atalet ve mukavemet momentleri Tarafsız eksen uzaklıkları; r1 

r2 

h  t1 Ry 2  (h  2  t1  Ry ) 121.25  1.875 5.5 2  (121.25  2 1.875  5.5)     58.47cm 2 2   Ry 2  5 .5 2    4   t1  B  t  h  4   1,875  75  1.25 121.25  2 2     h  t1 Ry 2  (h  2  t1  Ry ) 121.5  1.875 5.5 2  (121.25  2.1.875  5.5)     64.90cm 2 2   Ry 2  5 .5 2    4   t1  B  t  h  4   1.875.75  1.25 121.25  2  2   

et u1   2

Ry 2  (e  t )



4   

u2 

et  2

5.5 2  (62.5  1.25) 62.5  1.25    30.31cm 2  Ry 2  5 .5 2    t1  B  t  h  4   1,875  75  1.25  121.5  2  2   Ry 2  (e  t )



Ry 2   4   t1  B  t  h  2  



44,375  0,9375  2

5.5 2  ( 44,375  0,9375) 

5.5 2   4   1,4  56,25  0,9375  90,95  2  

 33.44cm

36

Kirişin x-x eksenine göre atalet momenti; h 3  t B  t1 Ry 4 t 1  Ry   2 2 2 Ix    (t 1  6  r 1  6  r 2 )   Ry 2   r1   6 6 12 2  

2



t1  h   2  t  h   r2   2  

2

121.25 3  1.25 75.1.875 5.5 4 1.875  5.5   2 2 2 Ix    (1.875  6  58.47  6  64.9 )   5.5 2   58.47   6 6 12 2   1.875  121.25   2  0.25  121.25   64.9   2   

2

Ix  3.022  10 6 cm 4 x-x eksenine göre mukavemet momenti; Wx 

Ix 3.022  10 6   45900 cm 3 r 2  0.5  t1 64.9  0.5  1.875

Kirişin y-y eksenine göre atalet momenti; Iy 

B 3  t1 h  t 2 Ry 4 et    (t  6  u1 2  6  u 2 2 )   Ry 2  u1 2  2  B  t1   u1   6 6 12 2  

2

75 3  1,875 121.25  1.25 5.5 4 2 2 2 Iy    (1.25  6  30.31  6  33.44 )   5.5 2  30.312 6 6 12 62.5  1.25   2  75  1.875   30.31   2   

2

Iy  485880 cm 4 y-y eksenine göre mukavemet momenti;

2

37

Wy 

Iy 485880   12437.7 cm 3 u 2  0.5  t  5 33.44  0.5  1.25  5

4.2.1.3. Gerekli atalet momenti Ixo 

Q 4  10

8



 L  La 2 2     3  L  (L  a )  f   L 



Q  7500 daN

ve

L  20

Tekerlek arası mesafe;



m için;

a  1.8 m

L  1000 1500  1300 f

kabul edildi. (f sehim olmak üzere kabul) Ixo 





7500  2000  180  2 2  1300     3  2000  (2000  180)  192741 8 2000  4  10  cm 4

Ix  3.022  10 6 cm 4 Ixo  192741 cm 4 > olduğundan güvenilir denilebilir. 4.2.1.4. Ana kirişteki gerilmelerin hesabı Ana kirişin birim boy ağırlığı; qa  1.57  ( t  h  t1  B)  0.785  (Ry 2  0.003  e  k )

qa  1.57  (1.25  121.25  1,875  75)  0.785  (5.5 2  0.003  62.5  116.25)  500 daN / m

Ana kiriş platformunun birim boy ağırlığı;

qo  50 daN / m

alındı.[5]

Düşey eğilme momentleri nedeniyle statik yük etkisi; Köprü, ray ve platform

Şekil 4.5. Statik yük etkisi

38

ağırlıklarından oluşan bu kuvvet köprü açıklığı boyunca düzgün yayılı yük olarak alınacaktır.

Eğilme momenti;

(qa  qo )  L2 (5  0.5)  2000 2 M1    2750000 daNcm 8 8

1  Statik yükten ileri gelen eğilme gerilmesi;

M 1 2750000   59.91 daN / cm 2 Wx 45900

Düşey eğilme momentleri nedeniyle hareketli yük etkisi; Kaldırma yükü ve araba ağırlığı, hareketli yüklerdendir.Bu yükler tekerleklere eşit dağıldığı kabul edilirse eğilme momenti;

39

Şekil 4.6 Hareketli yüklerin etkisi F  a M2   L   4L  2

2

Burada kaldırma yükü ve palanga ağırlığının titreşim meydana getirirler. Palanga ağırlığı

Gp  250 kg

Vkal  V 1 

F

alındı. [1]

4  0.067 m/s 60

  1.15 için titreşim katsayısı;

alındı.[3]

  (Q  Gp)  Ga 1.15  (7500  250)  3000  2978.1 kg 4 4 =

M2 

2978.1  180    2000   4  2000  2 

2 

2

 2,36  10 6

daNcm

M 2 1.36  10 6   29.59 daN / cm 2 Wx 45900

Eğilme gerilmesi; Yatay eğilme momentleri nedeniyle atalet kuvvetleri etkisi; Fa1 

Q  Gp  b1 g

Kaldırma yükünün atalet kuvveti;

Yükün

t1  4

Fa1 

V1

=4 m/dk hızına ulaşma zamanı motor gücü ve devri göz önüne alınarak

b1  s alınırsa;

V1 4   0.0166 m / s2 t1 60  4

7500  250  0.0166  46.69 daN 10

(Fa1 :Kaldırma yükünün atalet kuvveti)

40

Fa 2 

Ga  b2 g

Arabanın oluşturduğu atalet kuvveti;

Arabanın

b2 

V2

=10 m/dk hızına ulaşma zamanı

t1  5

s alınırsa;

V2 10   0.0333 m / s2 t 2 60  5

Fa 2 

3000  0.0333  9,99 daN 10

(Fa2:Arabanın oluşturduğu atalet kuvveti)

Yürüme ve dönme hareketi yapan elemanların atalet kuvveti için, sadece köprü kütlesi göz önüne alınırsa; Gk  b3 g

Fa 3 

Gk  2  (qa  qo )  L  2  (5  0,5)  2000  22000 daN

Köprünün

b3 

V3

=20 m/dk hızına ulaşma zamanı

V3 20   0.06667 m / s2 t 3 60  5

Fa 3 

22000  0.06667  146.67 daN 10

Fa '  Fa 2  Fa 3  9.99  146.67  156.66 daN

F

t3  5

,

2  Fa1  Fa ' 2  46.69  156.66   62.51 daN 4 4

tanımlaması ile eğilme momenti;

s alınırsa;

41

F  a M3   L   2L  2

2

62.51  180     2000   2  2000  2 

3  Eğilme gerilmesi;

2

 57020

daNcm

M3 57020   4.58 Wy 12437.7 daN / cm 2

Yatay eğilme momentleri nedeniyle yatay kuvvet çifti etkisi; Tekerleklerin ray üzerinde hareketi esnasında kasılmalar nedeniyle oluşan atalet

Fy  kuvveti;

(Q  Gp)  Ga  4

L 2000   11.11 a 180

olduğuna göre

  0 .3

alındı. (Kaynak 3, şekil Y.2, yardımcı

cetveller)

Şekil 4.7 Yatay kuvvetlerin etkisi

Fy 

(7500  250)  3000  0.3  806.25 daN 4

Meydana gelen eğilme momenti;

M 4  Fy  a  1320,75  220  145125 daNcm

42

4  Kasılma nedeniyle oluşan eğilme gerilmesi;

M 4 145125   11.67 Wy 12437.7 daN / cm 2

Toplam eğilme gerilmesi; Düşey düzlemdeki gerilmeler; d   1   2  59.91  29.59  89.5 daN / cm 2

Yatay düzlemdeki gerilmeler; y   3   4  4.58  11.67  16.25 daN / cm 2

Toplam eğilme gerilmesi;

top  d 2  y 2  89.5 2  16.25 2  90.96 daN / cm 2

Ana kirişteki kayma gerilmesi; Kirişin simetrik yüklenmemesi (araba tekerleklerindeki yük) nedeniyle oluşan burulma gerilmesi ve kesme kuvvetinden ileri gelen kayma gerilmeleri göz önüne alınmalıdır. Ancak alan flambajına (buruşmaya) karşı her 1.5 metrede bir

0.8  t  0.8  12.5  10

kalınlığında perde konulacaktır. Yaklaşık ifadesiyle kayma gerilmesi;

 max 

  (Q  Gp )  Ga   (Q  Gp )  Ga  4 A 4  Ao

mm

43

Şekil 4.8 Ana kirişin kayma kesiti Kayma gerilmesi için kesit alanları; A  (u1  u 2)  ( r1  r 2)  (30.31  33.44)  (58.47  64.9)  7864.84 cm 2 Ao  t  h  1.25  121.25  151.56 cm 2

Buna göre;

 max 

1.15  (7500  250)  3000 1.15  (7500  250)  3000   21.31 daN / cm 2 4  7864.84 4  151.56

Ana kirişteki eşdeğer gerilme; eş  top2  3   max 2  em

Maksimum şekil değiştirme enerjisi teoremine göre;

eş  90.96 2  3  21.312  98.16 daN / cm 2

St37 malzeme için

eD  1700 daN / cm 2

alınırsa;[3]

em 

1700  425 daN / cm 2 4

olup değişken yük ve belirsiz haller için S=4

44

eş  98.16  em  425 daN / cm 2

olduğundan uygundur.

4.2.1.5. Ana kirişteki deformasyon hesabı Düzgün yayılı yük deformasyonu:Kiriş ağırlığının etkisi ile ; Şekil 4.9 Düzgün yayılı yük deformasyonu Ölü

(hareketsiz) yüklerin kiriş üzerinde düzgün yayılı olduğu varsayımı ile;

f1 

5 F1   L3 384 E  Ix

yazılır.

Burada ;

F  Gk1 

Gk 22000   11000 daN E  2.1  10 6 daN / cm 2 2 2 ,

Ix  3.022  10 6 cm 4

f1

ve

L  2000

cm olduğuna göre;

5 11000   2000 3  0.18 6 6 cm 384 2.1  10  3.022  10

Hareketli yük deformasyonu;

Şekil 4.10 Hareketli yük deformasyonu

45

En büyük deformasyon, arabanın kirişin orta noktasında bulunduğu konumda oluşur. Bu durumda;



f2 

F2  (L  a )  L2  (L  a ) 2 48  E  Ix

F2 

  (Q  Gp)  Ga 4

f2

=



1.15  (7500  250)  3000  3090.6 4





3090.6  ( 2000  180)  2000 2  (2000  180) 2  0.1616 6 6 cm 48  2.1  10  3.022  10

Toplam deformasyon; ftop  f 1  f 2  0.18  0.1616  0.3416 cm

fem 

daN

L 2000   1.667 cm 1200 1200

ftop  fem

olduğu için emniyetlidir.

4.2.2. Baş Kiriş Hesabı 4.2.2.1. Baş kiriş boyutlarının tespiti

Şekil 4.11 Baş kirişinin şematik kesiti

46

Köprü tekerleği aks mesafesi

a '  2.5  r

L'  a '  1  2.5  1.8  1  5.5 m

alınırsa baş kirişinin uzunluğu;

alınabilir. Diğer boyutlar;

Ho  0.7  H  0.7  125  87.5 cm Ho  9

,

Bo  0.6  Ho  0.6  90  54

cm

e  Bo  2  5  54  2  5  44 cm

t

1 1  Ho   90  0,9 100 100

cm alındı. (toplam kiriş yüksekliği)

(alt ve üst sacların genişliği)

(perde genişliği)

cm (yan sacların kalınlığı)

t 1  1.5  t  1.5  0,9  1.35 mm t1  1.4 , cm alındı. (alt ve üst sacların kalınlığı) h  Ho  2  t 1  90  2  1.4  87.2 k  h  5  87.2  5  82.5

cm (yan sacların yüksekliği)

cm (perde yüksekliği)

4.2.2.2. Kirişin atalet ve mukavemet momentleri Tarafsız eksen uzaklıkları;

r1  r 2 

h  t1 87.2  1.4   44.3 cm 2 2

u1  u 2 

e  t 44  0.9   22.45 cm 2 2

Kirişin x-x eksenine göre atalet momenti;

47

Ix 

h 3  t Bo  t1   (t12  6  r12  6  r 2 2 ) 6 6

Ix 

87.2 3  0.9 54  1.4   (1.4 2  2.6.44.3 2 )  396211 cm 4 6 6

x-x eksenine göre mukavemet momenti;

Wx 

Ix 396211   8805 3 cm r 2  0.5  t1 44.3  0.5  1.4

y-y eksenine göre atalet momenti; Bo 3  t1 h  t Iy    ( t 2  6  u12  6  u 2 2 ) 6 6

Iy 

54 31.4 87.2  0.9   (0.9 2  2.6  22.45 2 )  115860 cm 4 6 6

y-y eksenine göre mukavemet momenti; Wy 

Iy 115860   4153 u 2  0.5  t  5 22.45  0.5  0,9  5 cm 3

4.2.2.3. Baş kirişteki gerilmelerin hesabı Kirişin birim boy ağırlığı; qb  1.57  ( t  h  t1  Bo)  0.785  (0.003  e  k ) qb  1.57  (0,9  87.2  1.4  54)  0.785  (0.003  44  52.5)  247.3 daN / m

Düşey eğilme momentleri nedeniyle oluşan eğilme gerilmeleri

Ana kiriş ağırlığı; olan uzaklığı da ;

Gk  22000 daN

olmak üzere ana kirişin ekseninin teker eksenine

48

Z

a ı  (r  2 (e  t ) / 2]) 450  (180  2[( 44  0,9) / 2])   112.55cm 2 2

M1  Eğilme momenti;

1  Eğilme gerilmesi;

Gk 22000 Z  .112.55  1238050 daNcm 2 2

M 1 1238050   140.6 daN / cm 2 Wx 8805

Baş kirişin ağırlığından kaynaklanan eğilme momenti; M2 

qb  (L' ) 2 2.473  (550) 2   93510 daNcm 8 8

2 Eğilme gerilmesi;

M 2 93510   10.62 daN / cm 2 Wx 8805

Kaldırma yükünden kaynaklanan eğilme gerilmesi; F  Q  Gp  7500  250  7750 daN

Bu yük titreşim yapabileceğinden

F    7750  1.15  7750  8912.5 daN

Eğilme momenti;

Şekil 4.12 Kaldırma yükü etkisi

M3 

F  Z  8912.5  112.55  501550 2 daNcm 2

3  Eğilme gerilmesi;

M 3 501550   56.96 daN / cm 2 Wx 8805

49

Araba ağırlığından ileri gelen eğilme gerilmesi;

Şekil 4.13 Araba ağırlığı etkisi Araba ağırlığı nedeniyle baş kirişe etkiyen kuvvet, arabanın minimum yaklaşma mesafesi

F  Ga 

e  800 mm

alınarak; [8]

Le 2000  800  3000   4500 daN L 800

M4 

F'  Z  4500  112.55  253238 2 daNcm 2

4 

M 4 253238   28.76 daN / cm 2 Wx 8805

Eğilme momenti;

Eğilme gerilmesi; Yatay eğilme momentleri nedeniyle oluşan eğilme gerilmeleri; Atalet kuvvetlerinden kaynaklanan yatay kuvvetler çok küçüktür. Düşey yüklerin (1/10)’u yatay kuvvet olarak alınabilir.

Baş kirişin ağırlığı

Gb  qb  L'  247.3  5.5  1360 daN

olduğuna göre

Fy 

1  Gk  (Q  Qp)  Ga  Gb    10  2 

Fy 

1  22000  7500  3000  250  1360     1645.5 daN 10  2

50

Eğilme momenti;

M 5  Fy  Z  1645.5  112.55  185118.75 daNcm

5 

M 5 185118.75   44.57 Wy 4153 daN / cm 2

Eğilme gerilmesi; Toplam eğilme gerilmesi; Düşey düzlemdeki gerilmeler; d   1   2   3   4  140.6  10.62  56.98  28.76  236.96 daN / cm 2

Yatay düzlemdeki gerilmeler;

y   5  44.57 daN / cm 2

top  d 2  y 2 

Toplam eğilme gerilmesi;

236.962  44.57 2  237.05 daN / cm 2

( Kayma gerilmesi göz ardı edilecek kadar küçüktür.)

St37 malzeme için

em  680 daN / cm 2

alınırsa

top  237.05  em  680 daN / cm 2

olduğundan emniyetlidir.

5.SONUÇ Bu proje çalışmasında, 7.5 ton kapasiteli köprülü kren tasarımı yapıldı. Krenin kaldıracağı yük orta olduğu için tek kanca tercih edildi. Taşıyıcı halat sayısı

n4

olarak belirlendi. Uygun tel halat seçimi yapıldı. Kanca bloğunda; kanca, kanca yatağı, travers, kanca makarası, makara pernosu gibi elemanlar hesaplandı. Denk makara takımı hesaplamalarında da denk makarası ve pernosu hesaplanarak seçimler yapıldı. Tambur hesabında gerekli boyutlandırma ve kontroller yapıldı. Yükün kaldırılması için gerekli motor, fren ve redüktör hesaplamaları yapıldı ve kataloglardan seçildi.

51

Araba yürütme mekanizmasında tekerlek yükü, araba rayı, araba tekerlekleri, devir sayıları, yürütme direnci, motor, fren ve redüktör hesaplandı ve gereken seçimler yapıldı. Köprü yürütme mekanizmasında maksimum tekerlek yükü, köprü rayı, köprü tekerlekleri, devir sayıları, yürütme direnci, motor, fren, redüktör hesaplamaları ve seçimleri yapıldı. Köprü statik hesabında; ana kiriş ve baş kiriş boyutları belirlendi. Gerilmeler hesaplanarak seçilen boyutların emniyetli olup olmadığı tespit edildi.

KAYNAKLAR [1] G. Dosdoğru,(1978), Köprülü Kren Hesabı ve Diğer Hesaplar, Güzel Sanatlar Matbaası, İstanbul. [2]M. Akkurt,( 2005), Makine Elemanları Cilt: I-II, Birsen Yayınevi, İstanbul. [3]İ. Cürgül, (2003), Transport Tekniği Problemleri, Birsen Yayınevi, Kocaeli. [4]F. C. Babalık, (2006), Makine Elemanları ve Konstrüksiyon Örnekleri, 2. Baskı, Nobel Yayın Dağıtım, Ankara. [5]G. Kutay,”Vinç Tasarımı” (PDF),www.güven-kutay.ch, (2009). [6] FAG Rulman Kataloğu [7]Mustafa Demirsoy, Transport Tekniği Kitabı Cilt 3,Birsen Yayınevi, İstanbul. [8]İbrahim Güldü, Köprülü Kren Hesabı [9]Cahit Kurbanoğlu, Transport Tekniği Kitabı, Atlas Yayınları [10]Gamak Motor Kataloğu, www.gamak.com [11]Zet Redüktör Kataloğu,www.zetreduktor.com [12]Dereli Elektromagnetik Fren Kataloğu, www.derelifren.com.tr [13]www.vincteknobank.com [14]Mühendis ve Makina Cilt 45 Sayı 538

52