Ústav konstruování a částí strojů

Transkript

1 Ústav konstruování a částí strojů Návrh pohonu dehydrátoru písku Design of a Drive Unit for Sand Dehydrator BAKALÁŘSKÁ PRÁCE 2017 Filip DVOŘÁK Studijní program: B2342 TEORETICKÝ ZÁKLAD STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ Studijní obor: 2301R000 Studijní program je bezoborový Vedoucí práce: Ing. Jaroslav Křička, Ph.D.

2 Prohlašuji, že jsem bakalářskou práci s názvem: Návrh pohonu dehydrátoru písku vypracoval samostatně pod vedením Ing. Jaroslava Křičky, Ph.D., s použitím literatury, uvedené na konci mé bakalářské práce v seznamu použité literatury. V Praze Filip Dvořák... Podpis NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU II

3 Poděkování Tímto bych chtěl poděkovat všem, kteří mi byli nápomocni při vypracování této bakalářské práce, zejména svému vedoucímu Ing. Jaroslavu Křičkovi, Ph.D. za odborné vedení, za pomoc a rady při zpracování této práce. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU III

4 Anotační list Jméno autora: Název BP: Anglický název: Filip Dvořák Návrh pohonu dehydrátoru písku Design of A Drive Unit for Sand Dehydrator Rok: 2017 Studijní program: Obor studia: Ústav: Vedoucí BP: B2342 Teoretický základ strojního inženýrství 2301R000 Studijní program je bezoborový Ústav konstruování a částí strojů Ing. Jaroslav Křička, Ph.D. Bibliografické údaje: počet stran 65 počet obrázků 40 počet tabulek 15 počet příloh 9 Klíčová slova: Keywords: dehydrátor písku, převodový poměr, modul ozubení, hřídel, silové poměry, bezpečnost sand dehydrator, gear ratio, tooth system module, shaft, force conditions, safety Anotace: Cílem této bakalářské práce je navrhnout pohon dehydrátoru písku. Práce obsahuje rešerši dané problematiky, návrhové a kontrolní výpočty. K této práci byl vytvořen 3D model dvoustupňové převodovky a dehydrátoru písku včetně výkresové dokumentace převodovky. Abstract: The object of this bachelor work was to create drive unit for sand dehydrator. This theses contains searches the issue. With this work was created 3D model of two-speed transmission and Sand Dehydrator including drawings of transmission. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU IV

5 Obsah BAKALÁŘSKÁ PRÁCE 1. Úvod Rešerše Princip a aplikace dehydrátorů Technické parametry Pohonná jednotka Elektromotor Převodový mechanismus Typy sestavení Jednoduchý korečkový dehydrátor Dehydrátor se šnekovým podavačem Těžební linka v pískovnách Údržba Návrhové výpočty pohonu Výchozí parametry Návrh elektromotoru Výpočet převodového poměru Návrh počtu zubů Výpočet krouticích momentů Otáčky na jednotlivých hřídelích Návrh minimálních průměrů hřídelí Stanovení materiálů ozubených kol Návrh modulů ozubených kol Návrh modulu pro soukolí 1, Návrh modulu pro soukolí 3, Šířka ozubených kol a pastorků Základní rozměry ozubených kol a určení osové vzdálenosti Rozměry soukolí 1, Rozměry soukolí 3, Pevnostní kontrola ozubení Silové poměry Výpočet reakcí a průběh ohybového momentu NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU V

6 Reakce na vstupní hřídeli Reakce na předlohové hřídeli Reakce na výstupní hřídeli Návrh ložisek Návrh ložisek na vstupní hřídeli Návrh ložisek na předlohové hřídeli Návrh ložisek na výstupní hřídeli Shrnutí návrhů ložisek Návrh per pro spojení náboje s hřídelem Pero pro vstupní hřídel Pero pro předlohovou hřídel Pero pro výstupní hřídel Pevnostní kontrola hřídelí Statická bezpečnost Dynamická bezpečnost Deformační kontrola hřídelí Kontrola torzní tuhosti hřídelů Kontrola průhybů a naklopení hřídelí Návrh velikosti hřídelové spojky Návrh řemene a řemenic Sestavení dehydrátoru písku s pohonem Závěr Seznam použité literatury Seznam zkratek a symbolů Seznam obrázků Seznam tabulek Seznam příloh NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU VI

7 1. Úvod BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Dehydrátory písku patří k nedílné součásti procesu těžby a hlavně zpracování písku. Již koncem 19. století vznikaly první parou poháněné ocelo-dřevěné konstrukce podobných strojů, které dokázaly tento proces velmi usnadňovat. V dnešní době moderních technologií jsme schopni vytvořit několikanásobně výkonnější a trvanlivější stroje, avšak princip zůstává stejný. Primární funkcí dehydrátoru, jak už název napovídá, je odstraňování vody z písku. Jako další, neméně podstatná funkce, je schopnost třídění písku do různých frakcí dle zrnitosti filtrovaného materiálu. Pohonem dnešních dehydrátoru je výhradně elektromotor, jehož otáčky a krouticí moment je možno primárně regulovat pomocí převodovky. Návrh a výpočet technické části převodovky patří obecně k časově náročným úkolům. V současnosti jsou však k dispozici výpočetní programy, které jsou schopny vytvořit kompletní návrh ze zadaných parametrů ve velice krátké době, za předpokladu odborné znalosti jeho kompletní funkce. Je ale potřeba brát v úvahu, že kvalita, rozsah výpočtů, a spolehlivost softwaru se znatelně odráží v jeho ceně. V této bakalářské práci je proveden vlastní kompletní návrh převodového mechanismu, který je ověřen některými ze softwarů (MitCalc, Autodesk Inventor) věnující se této problematice. Pro všechny návrhové výpočty je také vytvořen vlastní výpočetní program v softwaru Excel. Dále je vytvořena výkresová dokumentace navržené dvoustupňové převodovky. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 1

8 2. Rešerše BAKALÁŘSKÁ PRÁCE 2.1. Princip a aplikace dehydrátorů Korečkový dehydrátor je určen k odvodňování písku, štěrku a kameniva. Dále slouží k odstranění tzv. praní odplavitelných a jemných částic z kameniva o zrnitosti 0 22 mm. Je to zařízení, ve kterém se otáčením korečkového kola nabírá zavodněný písek do korečků se síty. Voda odtéká do vany a odvodněný písek vypadává na druhé straně kola k další dopravě. Při některých aplikacích se voda ve vaně záměrně ponechává, která zde plní svou čistící funkci. U komplexnějších variant je možnost připojení sekundárních zařízení, jako jsou např. šnekový podavač nebo pásový dopravník, jehož úkolem je odvod vypraného materiálu. [11] 2.2. Technické parametry Dehydrátory jsou stroje, jejichž pohon je obecně navrhován s pomalými otáčkami. Díky tomu voda stíhá lépe odtékat skrze síta v korečcích. Aby takových otáček bylo dosaženo, musí mít převodové soustrojí vysoký převodový poměr. Typickou charakteristikou jsou tedy malé otáčky a veliké výstupní krouticí momenty. Z těchto důvodů je tedy nutné nosnou hřídel bubnu adekvátně nadimenzovat, aby bylo vyhověno těmto náročným parametrům. V tabulce č.1 je pro představu znázorněno v jakých rozmezích se pohybují základní parametry konvenčně vyráběných dehydrátorů. Tab. 1.: Přehled základních parametrů běžných dehydrátorů [3] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 2

9 2.3. Pohonná jednotka Elektromotor BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Elektromotor je ve 21. století jedním nejprogresivnějším druhem motoru. Oproti spalovacím jednotkám má spoustu výhod jako např. větší účinnost, levnější provoz a ekologičnost. Právě ekologičnost hraje v dnešní době ve všech strukturách průmyslu jednu z největších rolí. Je kladen silný důraz na to, aby průmysl globálně snižoval produkci nežádoucích spalin do ovzduší na minimum. V dehydrátorech, a obecně téměř ve všech průmyslových strojích, se však aplikace elektromotoru uchytila i z jiných důvodů. Neustálý přístup k energii bez doplňování paliva, jednoduchá ovladatelnost a údržba jsou též silným argumentem pro tuto volbu. Elektromotory se dělí do několika skupin ať už podle vnitřní konstrukce, či vlastní funkce. V průmyslových aplikacích je nejrozšířenějším typem trojfázový asynchronní motor, který i já použiji ve svém návrhu. Jeho předností jsou vysoká spolehlivost daná jednoduchou konstrukcí a zároveň využití tří fází z napájecí sítě. Nevýhodou bývala práce v omezeném rozsahu otáček, ale díky dnešní relativně levné výrobě frekvenčních měničů můžeme celkem snadno otáčky regulovat. Jelikož dehydrátory pracují s konstantními otáčkami, tak né vždy je frekvenčního měniče zapotřebí. Ten je spíše využit při rozjezdu, aby nedocházelo k rázovému rozběhu stroje. V mém návrhu bude hlavní regulační jednotkou otáček převodový mechanismus Převodový mechanismus Převodové mechanismy jsou základem téměř všech pohonných jednotek již od počátku strojírenství. Aby stroj dosáhl plynulého chodu a zároveň mohl pracovat v potřebném spektru otáček a krouticích momentů, musíme do mechanického systému zavést adekvátní převody. To může být realizováno pomocí převodovky, které jsou konstruovány v mnoha podobách. Můžeme je dělit dle vlastní kinetiky, funkce, přenosu energie a z jiného úhlu dělení také dle převodového poměru nebo samotného technického provedení. Toto široké spektrum převodovek nám dává velikou svobodu při výběru adekvátního typu pro specifickou aplikaci. [12] U dehydrátoru se běžně objevují dva typy, čelní a planetová převodovka viz obr. 1 a obr. 2. Do mého návrh jsem zvolil dvoustupňovou čelní převodovku, z důvodu méně komplikované konstrukce, lepší údržby a opravitelnosti. Do soustavy převodového mechanismu zahrnuji také řemenový převod, který bude zvyšovat převodový poměr a NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 3

10 zároveň sloužit jako bezpečnostní pojistka, kde v kritických přetížených situacích dojde k prokluzu řemenu. Obr. 2.: Pohon s planetovou převodovkou [4] Obr. 1.: Pohon s čelní převodovkou a řemenicí [5] 2.4. Typy sestavení Jednoduchý korečkový dehydrátor Tento typ dehydrátoru patří k nejzákladnějším a nejrozšířenějším sestavením, které trh nabízí. Hlavní výhodou je nízká cena a velice snadná obsluha i údržba. Jejich použitelnost je orientována na menší až střední zátěže. Obr. 3.: Jednoduchý korečkový dehydrátor s čelní převodovkou [6] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 4

11 Dehydrátor se šnekovým podavačem Toto sestavení se liší od předešlého přídavným šnekovým podavačem. Tím je zajištěná automatizace dodávky materiálu (písek, štěrk, kamenivo) do vany dehydrátoru. Díky takovému rozšíření získáme znatelně vyšší výkon, ale je zároveň to vyvolá mnohem větší mechanické nároky na nosnou hřídel, ložiska i pohonnou jednotku. Toto sestavení je vidět na obr. 4. Obr. 4.: Korečkový dehydrátor se šnekovým podavačem [7] Těžební linka v pískovnách Tyto linky jsou se zaměřují na plnou automatizaci provozu těžby a zpracování. Tato automatizace je schopná zajistit jak dodávku, odběr materiálu, tak i jeho samotnou těžbu, v případě, že se linka nachází poblíž těžebního ložiska. Přísun materiálu do čistící vany je zajištěn šnekovým kolem a k následujícímu přesunu materiálu dochází pomocí pásových dopravníků. Linka je také schopna vícenásobného čištění, kde je materiál vícekrát sveden dopravníky zpět do vany a celý proces se opakuje. V lince se také, kvůli lepší filtraci, často objevují síta, na kterých jsou připevněné vibrační motory viz. obr. 6. Celá konstrukce síta je postavená na pružinách, aby se zbránilo přestupu vibrací do rámu dehydrátoru. Uložení s pružinami je vidět na obr. 7. Vibrace usnadňují rozmělňování vlhkého písku, ze kterého se lépe odplavuje přebytečná voda. Jejich další funkcí může také být rozřazení umytého materiálu do různých frakcí dle zrnitosti. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 5

12 Obr. 5.: Linka na zpracování písku Obr. 6.: Vibrační motory se síty Obr. 7.: Uložení vibračního soustrojí na pružinách NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 6

13 2.5. Údržba BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Údržba dehydrátorových strojů se odvíjí dle samotného typu sestavení. Obecně je však údržba orientována na prostředí, kde se předpokládá volný pohyb prachových částic v nejbližším okolí samotného stroje. Nejdůležitější je tedy pravidelně omývat usazené nečistoty v blízkosti motoru, převodového ústrojí a ložiskového aparátu korečkového kola. Nezbytnou součástí údržby je také důkladné čištění sít v korečcích, aby voda mohla síty volně protékat a dehydrátor tak plnil správně svou funkci. Dále je třeba dbát na průběžnou kontrolu samotného motoru a převodové skříně, dle standartních postupů o údržbě motorového ústrojí. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 7

14 3. Návrhové výpočty pohonu Pohon dehydrátoru písku bude realizován pomocí elektromotoru, řemenového převodu a samotné převodovky. Koncepce pohonu je řešena dle schématu na obr. 8. Byla zvolena dvoustupňová převodovka se dvěma páry čelních kol se šikmými zuby. Propojení výstupní hřídele převodovky a hřídele rotačního kola s korečky je realizováno pomocí pružné hřídelové spojky. Pohon je zajištěn asynchronním motorem, který je pomocí řemenového převodu spojen se vstupní hřídelí převodovky. Brždění motoru je řešeno samovolným doběhem stroje. Celé převodové soustrojí je umístěno na svařeném rámu. Ten je přišroubován na podstavec, který je součástí vany dehydrátoru. Parametry budou navrženy s ohledem na pracovní cyklus a zatížení samotného zařízení. Obr. 8.: Schéma pohonu [zdroj: autor] 3.1. Výchozí parametry Vstupní parametry dehydrátoru, ke kterému budu navrhovat pohon, byly stanoveny z průměrných hodnot těchto konvenčně vyráběných strojů z kategorie nižších až středních zátěží. Výkon bubnu: Otáčky bubnu: Rozměr bubnu: Rozměr vany: P b = 6 kw n b = 6 ot min 1 D b = mm mm NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 8

15 3.2. Návrh elektromotoru Návrh vychází se ze vstupních parametrů. Výkon se určí se započtením celkové účinnosti mechanismu dle (1),(2) a (3). [2] Úhlová rychlost: ω b = π. n b 30 = π = 0,628 s 1 (1) Celková účinnost pohonného mechanismu: η c = η 12. η 34. η řem = 0,98. 0,98. 0,92 = 0,884 (2) Minimální výkon hnacího elektromotoru: P m = P b = = 6,79 kw (3) η c 0,628 Z [15] zvolen elektromotor: SIEMENS 1LE1002-1DD43, 8-pólový, 7,5 kw, 715 ot/min, který je svým výkonem a otáčkami vyhovující. Parametry zvoleného elektromotoru: Typová řada: AL100M-8 Velikost (výška): 160 mm Výkon: 7,5 kw Otáčky: 715 min -1 Počet pólů: Osmipólový Napěti: 400 / 690V 50Hz Krytí: IP 55 Pro teplotu okolí: od -20 C do + 40 C Třída izolace: F [15] Obr. 9.: Elektromotor [15] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 9

16 3.3. Výpočet převodového poměru Celkový převodový poměr je dán poměrem otáček elektromotoru a otáček rotačního bubnu dehydrátoru dle (4). Je taktéž určen součinem převodových poměrů na jednotlivých soukolích převodovky a přídavného řemenového převodu na vstupní hřídeli. Řemenový převod je zvolen vyšší, aby tak snížil převodový stupeň převodovky a tím i její namáhání. Tento postup je u dehydrátorů v praxi využíván. i c = n m = 715 = 119,17 (4) n b 6 Převodový poměr na řemenu volím i ř = 6 Převodový poměr převodovky i př i př = i c = 119,17 = 19,86 (5) i ř 6 Hodnota i př se smí odchylovat v rozmezí ± 4% i př = 19,86 ± 4% = 19,07 až 20,65 (6) Převodový poměr převodovky rozdělím na dílčí převody jednotlivých soukolí dle vztahu (7). Dále se držím doporučení, aby i 12 > i 34 i 34 = 0,9 i p = 0,9 19,86 = 4,01 (7) i 12 = i př = 19,86 = 4,95 (8) i 34 4, Návrh počtu zubů Počet zubů je navolen tak, aby převodové poměry na jednotlivých soukolích nevycházeli celočíselně a zároveň, aby jejich celkový převodový poměr splňoval podmínku tolerance 4% od teoretické hodnoty. [2] Volím z 1 = 31; i 12 = z 2 z 1 => z 2 = 153,45 => 153 Volím z 3 = 25; i 34 = z 4 z 3 => z 4 = 100,27 => 103 NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 10

17 Přepočet převodu pomocí počtu zubů BAKALÁŘSKÁ PRÁCE i př skuteč. = i 12 i 34 = z 2 z 4 = 153 z 1 z = 4,94 4,12 = 20,33 (9) 25 i př = 19,86 => tolerance ± 4% = 19,07 až 20,65 => podmínka je splněna 3.5. Výpočet krouticích momentů Výpočet krouticího momentu motoru je proveden pomocí vztahu (10). Pro získání momentů na dílčích hřídelí je potřeba vztah násobit příslušejícími převody a účinnostmi viz (11),(12) a (13). M KM = P M = P M = = 100,16 Nm (10) ω M π 715 π 715 Krouticí momenty na jednotlivých hřídelích M KI = M KM i ř η ř = 100,16 6 0,92 = 552 Nm (11) M KII = M KI i 12 η 12 = 552 4,9355 0,98 = 2 669,89 Nm (12) M KIII = M KII i 34 η 34 = 2 669,89 4,12 0,98 = ,99 Nm (13) 3.6. Otáčky na jednotlivých hřídelích Dílčí otáčky n I, n II, n III získám ze známých otáček elektromotoru, na které postupně aplikuji následující vzorce (14,15,16). n I = n M i ř = = 119,17 ot min 1 (14) n II = n I z 1 z 2 = 119, = 24,14 ot min 1 (15) n III = n II z 3 z 4 = 24, = 5,86 ot min 1 (16) 3.7. Návrh minimálních průměrů hřídelí Předběžný návrh minimálních průměrů hřídelí provádím pomocí zjištěných krouticích momentů na jednotlivých hřídelích. Hodnoty dovoleného napětí v krutu volím dle [2]. Výsledné průměry jsou zaokrouhleny na normalizovanou hodnotu podle ČSN v tab. 2. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 11

18 Vstupní hřídel Předlohová hřídel Výstupní hřídel τ di = 25 N mm 2 τ dii = 35 N mm 2 τ diii = 50 N mm 2 BAKALÁŘSKÁ PRÁCE 3 d I = 16 M KI π τ DI = = 48,268 mm => 65 mm (17) π 25 3 d II = 16 M KII π τ DII = = 72,968 mm => 75 mm (18) π 35 3 d III = 16 M KIII π τ DIII = = 103,167 mm => 110 mm (19) π 50 Tab. 2.: Výběr normalizovaných konců hřídelů z ČSN [1] 3.8. Stanovení materiálů ozubených kol Pro všechna kola volím stejný materiál dle [2]. Vybírám z řad materiálů vyšších pevností z důvodů velkého momentového zatížení na hřídelích. Volba materiálu je zahrnuta v tab. 3 a jeho vlastnosti v tab. 4. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 12

19 Tab. 3.: Volba materiálu BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Součást Označení (ČSN) Pastorek Kolo Pastorek Kolo Tab. 4.: Vlastnosti vybraného materiálu 3.9. Návrh modulů ozubených kol Návrhový výpočet jednotlivých modulů se provádí dle ČSN Lze počítat buďto dle Bacha nebo z Hertzových tlaků. Dle Bacha: 3 m n = f p K F M KI ψ m z 1 σ FP (20) K F = K A K Hβ (21) σ FP = 0,6 σ Flimb (22) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 13

20 Z Hertzových tlaků: 3 d 1 = f H K H M KI 2 ψ d1 σ u + 1 HP u BAKALÁŘSKÁ PRÁCE (23) f H = 690 pro β > 0 (24) K H = K A K Hβ (25) σ HP = 0,8 σ Hlimb (26) ψ m = b wf m n ψ d1 = ψ m m n = d 1 cos β z 1 cos β z 1 (27) (28) (29) Návrh modulu pro soukolí 1,2 Pro první soukolí volím šikmé ozubení s úhlem β = 10 dle ČSN a poměrnou šířkou ψ m = 18. Součinitel nerovnoměrnosti zatížení zubů K Hβ = 1,38 je zvolen dle [2]. Hodnotu součinitele pro respektování vnějších dynamických sil volím K A = 1,25 z důvodu zatěžování převodovky s malou nerovnoměrností dle ČSN Pro kalená kola je f p = 18 dle [2]. Krouticí moment na vstupní hřídeli je M KI = 552 Nm. Dle Bacha 3 m nbach = f p K F M 3 KI (1,25 1,38) 552 = 18 = 2,872 mm (30) ψ m z 1 σ FP Z Hertzových tlaků: 3 d 1 = f H K H M KI 2 ψ d1 σ i HP i 12 3 (1,25 1,38) 552 = cos (0, )2 4, ,93 = 69,19 mm (31) m nhertz = d 1 cos β 12 cos 10 = 69,19 = 2,19 mm (32) z 1 31 Volím návrhový modul m n = 3 mm. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 14

21 Návrh modulu pro soukolí 3,4 Pro druhé soukolí volím hodnoty součinitelů dle stejných norem a zdrojů, jako v případě prvního soukolí. β = 8, ψ m = 18, K Hβ = 1,38, K A = 1,25, f p = 18, M KII = Nm Dle Bacha 3 m nbach = f p K F M 3 KII (1,25 1,38) = 18 = 4,98 mm (33) ψ m z 1 σ FP Z Hertzových tlaků: 3 d 3 = f H K H M KI 2 ψ d1 σ i HP i 34 3 (1,25 1,2) 2670 = cos (0, )2 4, ,12 = 112,92 mm (34) m nhertz = d 3 cos β 34 = 112,92 cos 8 = 4,47 mm (35) z 3 31 Volím návrhový modul m n = 5, 5 mm. Tab. 5.: Normalizované moduly dle ČSN [2] Šířka ozubených kol a pastorků Šířka kola se vychází ze součinu modulu a poměrné šířky kola. Pastorek se obvykle volí širší než kolo o m n. Výsledky se zaokrouhlí na celá čísla [2]. b 2 = m n12 ψ m = 3 18 = 54 mm (36) b 4 = m n34 ψ m = 5,5 18 = 99 mm (37) b 1 = b 2 + m n12 = = 57 mm (38) b 3 = b 4 + m n34 = ,5 = 105 mm (39) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 15

22 3.11. Základní rozměry ozubených kol a určení osové vzdálenosti Osové vzdálenosti určím ze vztahu (40). Takto vypočítaná osová vzdálenost se musí upravit dle normy ČSN Čelní ozubené převody pro převodovky. Tohoto upravení dosáhnu pomocí vhodně zvolených korekcí ozubení. [13] a t = m n (z 1 + z 2 ) 2 cos β cos α t a tw = a t cos α tw tan a t = tan a n cos β (40) (41) (42) kde α t úhel záběru v čelní rovině α tw úhel záběru v čelní rovině valivý α n úhel záběru nástroje a n = 20 Z těchto výrazů plyne cos α tw = α t α tw (43) cos α t = z 1 + z 2 m n 2 α tw cos β cos α t (44) Dále z výrazu inv a tw = inv a t + 2 (x 1 + x 2 ) z 1 + z 2 tan a n (45) se vypočte (x 1 + x 2 ) = z 1 + z 2 2 tan a n (inv a tw inv a t ) (46) kde x 1, x 2 jsou součinitele posunutí profilu nástroje V případě, že součet (x 1 + x 2 ) < 0,3, provede se korekce pouze pastorku a kolo zůstává nekorigované. V ostatních případech se tento součet rozdělí v opačném poměru převodového čísla soukolí dle (47),(48) a (49) [2] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 16

23 x 12 x 34 = z 2 z 1 = u (47) x 1 = u (x 1 + x 2 ) 1 + u x 2 = (x 1 + x 2 ) 1 + u (48) (49) Zjištěné osové vzdálenosti a t12 = m 12 (z 1 + z 2 ) 2 cos 10 a t34 = m 34 (z 3 + z 4 ) 2 cos 8 = = 3 ( ) 2 cos 10 5,5 ( ) 2 cos 10 = 280,258 mm (50) = 355,459 mm (51) Porovnáváme námi vypočítanou osovou vzdálenost a t12 (a t34 ) s normalizovanou osovou vzdáleností označenou a tw12čsn (a tw34čsn ), které bychom chtěli dosáhnout. Číselný rozdíl mezi vypočítanou osovou vzdáleností a normalizovanou osovou vzdáleností nesmí být větší než třicet procent velikosti modulu. Pokud však tento případ nastane, musíme upravit počet zubů, modul, úhel sklonu. = a t a twcsn 0,3 m n (52) Tab. 6.: Osové vzdálenosti dle ČSN [2] Navrhuji valivé osové vzdálenosti a tw12 = 280 mm a tw34 = 355 mm Musí platit podmínka: 12 = a 12 a twcsn 0,3 m n12 m n12 280, , = a 34 a twcsn 0,3 (53),(54) m n34 m n34 355, ,3 (55),(56) 5,5 0,0859 0,3 0,0835 0,3 (57),(58) => podmínka splněna pro oba případy NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 17

24 K výpočtu korekcí bylo využito excelového programu, který se řídí normou ISO Tento program je dostupný na stránkách ústavu konstruování a částí strojů. Zároveň jsem některá data ověřoval ve svém vlastním výpočetním programu (příloha č. 4). Výpočet probíhá na základě zadaných vstupních parametrů, kterými jsou zejména vstupní výkon, otáčky, počet zubů na zabírajících kolech, normálný modul, úhel záběru Rozměry soukolí 1,2 Výstupní hodnoty spočítané programem pro první soukolí Tab. 7.: Kontrola ozubení 12 Kontrola ozubení dle ISO 6336 jednotky mm, Nmm, o, kw, Mpa, m.s -1 Roz. kolo 1 kolo 2 kolo 1 kolo 2 z 1 31 d 94, ,0808 s Flim z d a 99, ,0793 s Hlim m n 3 d f 86, ,5808 Y Fa 2,576 2, x 1-0,08052 d b 88, ,1784 Ysa 1, , x 2 0 d W 94, ,6778 Y e 0, , a n 20 h a 2, ,99923 Y b 0, , b 10 h f 3, ,75 F b 6 6 a W 280,0154 h 6, ,74923 Y N.X 1 1 b 1 57 s n 4, , Z H 2, , b 2 54 s t 4, , Z E 189,8 189,8 P 7,5 v n 4, , Z e 0, , n v t 4, , Z b 0, , M k ,8 a W 20,14037 Z B 1 1 v 0, Z R.T 1 1 u 4, K A 1,25 1,25 K V 1, , Kontrolní rozměry K Fa K Fb 1, ,17333 h k 2, , K Ha 1 1 s k 4, ,00588 konst. tloušťka K Hb 1,2 1,2 z' 4 18 M/z 32, ,7026 přes zuby d 4, , S F 2, , M/d 98, ,3352 přes kuličky S H 1, , NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 18

25 Rozměry soukolí 3,4 Výstupní hodnoty spočítané programem pro druhé soukolí. Tab. 8.: Kontrola ozubení 34 Kontrola ozubení dle ISO 6336 jednotky mm, Nmm, o, kw, Mpa, m.s -1 Roz. kolo 1 kolo 2 kolo 1 kolo 2 z 1 25 d 138, ,0673 s Flim z d a 148, ,0629 s Hlim m n 5,5 d f 124, ,3173 Y Fa 2, , x 1-0,08311 d b 130, ,9475 Ysa 1, , x 2 0 d W 138, ,3281 Y e 0, ,67534 a n 20 h a 5, , Y b 0, , b 8 h f 7, ,875 F b 6 6 a W 355 h 12, ,37279 Y N.X 1 1 b s n 8, ,63938 Z H 2, , b s t 8, , Z E 189,8 189,8 P 7,5 v n 8, ,63938 Z e 0, , n 1 24,27 v t 9, , Z b 0, , M k a W 19,9781 Z B 1 1 v 0, Z R.T 1 1 u 4,12 K A 1,25 1,25 K V 1, , Kontrolní rozměry K Fa K Fb 1, , h k 3, , K Ha 1 1 s k 7, , konst. tloušťka K Hb 1, , z' 3 12 M/z 42, ,8811 přes zuby d 8, , S F 2, , M/d 145, ,9815 přes kuličky S H 1, , Pevnostní kontrola ozubení Pevnostní kontrola ozubení je provedena dle ISO K výpočtu je využit výpočetní program v excelu. Výstupní data viz příloha č. 2 a 3. Po provedení této kontroly je zjištěno, že všechna ozubená kola vyhovují z hlediska bezpečnosti v ohybu i dotyku. Výsledné hodnoty jednotlivých součinitelů bezpečnosti ozubení jsou zobrazeny v tab. 9. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 19

26 Tab. 9.: Přehled výsledných bezpečností BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Soukolí S F S H S Fmin S Hmin S F > S Fmin S H > S Hmin 1-2 2,45 1,67 1,7 1,2 vyhovuje vyhovuje 3-4 2,27 1,4 1,7 1,2 vyhovuje vyhovuje Silové poměry Pro výpočet sil, působících v ozubení využijeme vztahů (22, 23, 24). Pro získání přesnějších výpočtů lze přepočítat úhly na úhly valivé. Jelikož je vše dimenzováno s vyšší bezpečností, tak se tomto případě jedná o zanedbatelnou chybu. F t = 2 M K d w (59) F r = F t tan α n cos β F a = F t tan β (61) (60) Síly působící na soukolí 12: Tečná síla: F t12 = F t21 = 2 M KI = = ,738 N (62) d w1 94,353 Axiální síla:f a1 = F t1 tg(β) = 2 666,7 tg15 = 714,5N F a12 = F a21 = F t12 tan β 12 = ,738 tan 10 = 2 063,156 N (63) Radiální síla: Obr. 10.: Silové poměry v ozubení [9] F r12 = F r21 = F t12 tan α n tan 20 = ,738 = 4 324,418 N (64) cos β 12 cos 10 NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 20

27 Síly působící na soukolí 34: Tečná síla: BAKALÁŘSKÁ PRÁCE F t34 = F t43 = 2 M KII = = ,718 N (65) d w3 94,353 Axiální síla: F a34 = F a43 = F t34 tan β 34 = ,718 tan 8 = 5 411,766 N (66) Radiální síla: F r34 = F r43 = F t34 tan α n tan 20 = ,718 = ,035 N (67) cos β 34 cos Výpočet reakcí a průběh ohybového momentu Reakce vyšetřím pomocí zjištěných silových poměrů a délkových rozměrů hřídelí. Hřídel řeším jako staticky určitý nosník s dvěma podporami v místě ložisek (pevná, posuvná). Pro tyto výpočty volím kartézský souřadnicový systém (x; y; z). Síly a reakce hřídeli jsou rozloženy do dvou navzájem kolmých rovin. Průběhy ohybových momentů jsou vykresleny pomocí softwaru MitCalc. V grafech jsou vyznačeny místa maximálních hodnot a polohy ložisek (A, B, C, D, E, F) pro lepší orientaci Reakce na vstupní hřídeli x z RBx RAx FVx Fr21 B RAz A Fa21 a b c Obr. 11.: Síly působící na vstupní hřídel rovina xz [zdroj: autor] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 21

28 Ohybový moment [N.m] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE A (201,39 N.m) B (0 N.m) 151,7 mm 189,7 mm A (0 N.m) soukolí 12 (-43,45 N.m) Délka [mm] Obr. 12.: Průběh ohybového momentu na vstupní hřídeli rovina xz Síly a rozměry: F a21 = 2 063,156 N F r21 = 4 324,418 N F vx = N a = 151,66 mm b = 38,02 mm c = 94,23 mm d w1 = 94,353 mm Rozložení do směrů: x: F r12 + R ax + R bx + F vx = 0 (68) z: R bz = F a21 = 2 063,156 N (69) M b : F r12 a + R ax (a + b) F a21 d w1 2 + F vx (a + b + c) = 0 (70) Z rovnice (70) plyne: R ax = F a21 d w1 2 F vx (a + b + c) F r12 a = a + b = 94, , (151, , ,23) ,66 = 151, ,02 = 6 144,6 N (71) A dále z rovnice (68) plyne: R bx = F r12 R ax F vx = 4 324, , = 317,815 N (72) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 22

29 Ohybový moment [N.m] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE y RBy Ft21 RAy FVy z B A a b c Obr. 13.: Síly působící na vstupní hřídel rovina yz [zdroj: autor] soukolí 12 (413,99 N.m) B (0 N.m) A (83,54 N.m) ,7 mm 189,7 mm Délka [mm] Obr. 14.: Průběh ohybového momentu na vstupní hřídeli rovina yz Síly rozměry: F t12 = ,738 N F vy = 886 N a = 151,66 mm b = 38,02 mm c = 94,23 mm Rozložení do směrů: y: R by + R ay + F vy F t21 = 0 (73) M b : R ay (a + b) + F vy (a + b + c) F t21 a = 0 (74) Z rovnice (74) plyne: R ay = F t21 a F vy (a + b + c) a + b = ,7 151, (151, ,2) 151, ,02 = 8 029,26 N = = (75) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 23

30 Ohybový moment [N.m] A dále z rovnice (73) plyne: BAKALÁŘSKÁ PRÁCE R by = F t21 R ay F vy = , , = 2 785,48 N (76) Výsledné radiální zatížení ložisek: R a = R 2 ax + R 2 ay = 6 144, ,26 2 = ,64 N (77) R b = R 2 bx + R 2 by = 317, ,48 2 = 2 803,55 N (78) Reakce na předlohové hřídeli x z RDx Fa12 Fr12 D Fr43 RCz RCx C Fa43 f e d Obr. 15.: Síly působící na předlohové hřídel rovina xz [zdroj: autor] soukolí 12 (121,18 N.m) D (0 N.m) C (0 N.m) ,2 mm 158,7 mm soukolí 34 (-837,56 N.m) Délka [mm] Obr. 16.: Průběh momentu na vstupní hřídeli rovina xz Síly a rozměry: F a12 = 2 063,156 N F a43 = 5 411,76 N F r12 = 4 324,418 N F r43 = ,035 N d = 42,21 mm e = 91,5 mm f = 67,24 mm d w2 = 465,678 mm d w3 = 138,672 mm NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 24

31 Ohybový moment [N.m] Rozložení do směrů: BAKALÁŘSKÁ PRÁCE x: R dx + R cx + F r43 F r12 = 0 (79) z: R cz + F a43 F a12 = 0 (80) M d : R cx (d + e + f) + F r43 f F a12 d w2 2 F a43 d w3 2 F r12 (e + f) = 0 (81) Z rovnice (81) plyne: R cx = F a12 d w2 2 + F a43 d w3 2 + F r12 (e + f) F r43 f = d + e + f = 2 063,2 465,7 2 = 2 938,15 N ,8 138, ,4 (91,5 + 67,24) ,24 = 42, ,5 + 67,24 (82) A dále rovnice (79) plyne: R dx = F r12 R cx F r43 = 4 324, , ,04 = ,765 N (83) y RDy Ft43 Ft12 RCy z D C f e d Obr. 17.: Síly působící na předlohovou hřídel rovina yz [zdroj: autor] soukolí 34 (1843,65 N.m) soukolí 12 (911,64 N.m) ,2 mm 158,7 mm D (0 N.m) C (0 N.m) Délka [mm] Obr. 18.: Průběhy ohybového momentu na předlohové hřídeli rovina yz NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 25

32 Síly a rozměry: F t12 = ,738 N F t43 = ,718 N BAKALÁŘSKÁ PRÁCE d = 42,21 mm e = 91,5 mm f = 67,24 mm Rozložení do směrů: y: R dy + R cy F t43 F t12 = 0 (84) M d : R cy (d + e + f) F t12 (e + f) F t43 f = 0 (85) Z rovnice (85) plyne: R cy = F t12 (e + f) + F t43 f d + e + f = = ,738 (91,5 + 67,24) ,718 67,24 42, ,5 + 67,24 = 22127,727 N = (86) A dále z rovnice (84) plyne: R dy = F t12 + F t43 R cy = , , ,727 = ,728 N (87) Výsledné radiální zatížení ložisek: R c = R 2 cx + R 2 cy = 2 938, ,73 2 = ,94 N (88) R d = R 2 dx + R 2 dy = , ,73 2 = ,77 N (89) Reakce na výstupní hřídeli Fa34 x RFx Fr34 REx z F REz E h g Obr. 19.: Síly působící na výstupní hřídel rovina xz [zdroj: autor] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 26

33 Ohybový moment [N.m] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE soukolí 34 (1579,26 N.m) F (0 N.m) 72,8 mm E (0 N.m) Délka [mm] Obr. 20.: Průběh ohybového momentu na výstupní hřídeli rovina xz Síly a rozměry: F a43 = 5 411,76 N F r43 = ,035 N h = 72,8 mm g = 122,82 mm d w4 = 571,328 mm Rozložení do směrů: x: R fx F r34 + R ex = 0 (90) z: F a43 R ez = 0 (91) M d : R fx (h + g) F r34 g+f a34 d w4 2 = 0 (92) Z rovnice (92) plyne: R fx = F r34 g F a34 d w4 2 h + g = , , ,76 571, , ,82 = 983,17 N = = (93) A dále z rovnice (90) plyne: R ex = F r34 R fx = , ,17 = ,86 N (94) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 27

34 Ohybový moment [N.m] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE y z RFy F Ft34 REy E h g Obr. 21.: Síly působící na výstupní hřídel rovina yz [zdroj: autor] soukolí 34 (1718,96 N.m) F (0 N.m) 72,8 mm E (0 N.m) Délka [mm] Obr. 22.: Průběh ohybového momentu na výstupní hřídeli rovina yz Síly a rozměry: F t34 = ,72 N h = 72,8 mm g = 122,82 mm Rozložení do směrů: y: R fy F t34 + R ey = 0 (95) M d : R fy (h + g) F t34 (g) = 0 (96) Z rovnice (96) plyne: R fy = F t34 (g) h + g = ,72 (122,82) 122, ,8 = ,44 N (97) Dále z rovnice (95) plyne: R ey = F t34 R fy = , ,44 = ,28 N (98) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 28

35 Výsledné radiální zatížení ložisek: BAKALÁŘSKÁ PRÁCE R e = R 2 ex + R 2 ey = , ,28 2 = ,84 N (99) R f = R 2 fx + R 2 fy = 983, ,44 2 = ,42 N (100) Návrh ložisek Při návrhu ložisek kontroluji zejména jejich trvanlivost. Návrh probíhá dle postupu v katalogu SKF [11]. Na všech hřídelích volím kuželíková ložiska z důvodu velkých axiálních sil, které jsou způsobeny velkými krouticími momenty a šikmým ozubením. Požadovaná trvanlivost je L H min = hod pro všechny ložiska Návrh ložisek na vstupní hřídeli Z [5] volím ložiska SKF X/Q e = 0, 46 Y = 1, 3 Dynamická únosnost ložisek C A,B = N Kuželíková ložiska p = 10 Otáčky n I = 119 min 1 Axiální síla v ložisku od kol F a1 = N 3 Výpočet dle postupu katalogu SKF [11]: F ra Y A 1) Zatěžovací případ F rb => => => platí (101) Y B 1,3 1,3 F a 0 => => platí (102) 2) Axiální síla v ložiskách vyvolaná radiálním zatížením Ložisko A: F aa = F ra 2Y = R B = = N (103) 2Y 2 1,3 Ložisko B: F ab = F aa + F a = = N (104) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 29

36 Axiálně uvolněné ložisko FaA FaB Axiálně sevřené ložisko FrA Fa1 FrB Obr. 23.: Síly působící v ložiskách vstupní hřídele [zdroj: autor] 3) Ekvivalentní dynamické zatížení ložisek Ložisko A: F aa = = 0,384 e (105) F ra => P A = F ra = N (106) Ložisko B: F ab = = 2,12 e (107) F rb => P B = X F rb + Y F ab = 0, , = 8 859N (108) 4) Trvanlivost ložisek b koeficient upřesnění výpočtu pro sílu (zahrnuje nepřestnosti výroby, převodů a zatížení) zvolen z [1] Ložisko A: L ha = ( C ) b P A p L ha > L H min => VYHOVUJE = ( 60 n I ) = h (109) Ložisko B: L hb = ( C ) b P B p L hb > L H min => VYHOVUJE = ( 60 n I ) = h (110) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 30

37 Návrh ložisek na předlohové hřídeli Z [5] volím ložiska SKF 33115/Q e = 0, 4 Y = 1, 5 Dynamická únosnost ložisek Kuželíková ložiska p = 10 Otáčky Axiální síla v ložisku od kol C C,D = N 3 n II = 24 min 1 F a2 = N Výpočet dle postupu katalogu SKF [11] F rc Y C 1) Zatěžovací případ < F rd => < => < => platí (111) Y D 1,5 1,5 F a 0,5 ( F rd Y D F rc Y C ) => => platí (112) 2) Axiální síla v ložiskách vyvolaná radiálním zatížením Ložisko C: F ac = F rc 2Y = R C = = N (113) 2Y 2 1,5 Ložisko D: F ad = F ac + F a = = N (114) Axiálně uvolněné ložisko FaC FaD Axiálně sevřené ložisko FrC Fa2 FrD Obr. 24.: Síly působící v ložiskách předlohové hřídele [zdroj: autor] 3) Ekvivalentní dynamické zatížení ložisek Ložisko C: F ac = = 0,333 e (115) F rc => P C = F rc = N (116) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 31

38 Ložisko D: F ad = = 0,35 < e (117) F rd => P D = F rd = N (118) 4) Trvanlivost ložisek b koeficient upřesnění výpočtu pro sílu (zahrnuje nepřestnosti výroby, převodů a zatížení) zvolen z [1] Ložisko C: L hc = ( C ) b P C p L hc > L H min => VYHOVUJE = ( 60 n II ) = h (119) Ložisko D: L hd = ( C ) b P D p L hd > L H min => VYHOVUJE = ( 60 n II ) = h (120) Návrh ložisek na výstupní hřídeli Z [5] volím ložiska SKF X/Q e = 0, 35 Y = 1, 7 Dynamická únosnost ložisek C E,F = N Kuželíková ložiska p = 10 Otáčky n III = 5,86 min 1 Axiální síla v ložisku od kol F a3 = N 3 Výpočet dle postupu katalogu SKF [11] F re Y E 1) Zatěžovací případ > F rf => > => < => platí (121) Y F 1,7 1,7 F a 0,5 ( F E Y E F rf Y F ) => => platí (122) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 32

39 2) Axiální síla v ložiskách vyvolaná radiálním zatížením Ložisko C: F ae = F af + F a = = N (123) Ložisko D: F af = F rf 2Y = ,7 = N (124) Axiálně sevřené ložisko FaE FaF Axiálně uvolněné ložisko FrE Fa3 FrF Obr. 25.: Síly působící v ložiskách výstupní hřídele [zdroj: autor] 3) Ekvivalentní dynamické zatížení ložisek Ložisko E: F ae = = 0,644 e (125) F re => P E = X F re + Y F ae = 0, , = N (126) Ložisko F: F af = = 0,294 e (127) F rf => P F = F rf = N (128) 4) Trvanlivost ložisek b koeficient upřesnění výpočtu pro sílu (zahrnuje nepřestnosti výroby, převodů a zatížení) zvolen z [3] Ložisko E: L he = ( C ) b P E p L he > L H min => VYHOVUJE = ( 60 n III ) ,86 = h (129) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 33

40 Ložisko F: L hf = ( C ) b P F p L hf > L H min => VYHOVUJE BAKALÁŘSKÁ PRÁCE = ( 60 n III ) ,86 = h (130) Shrnutí návrhů ložisek Tab. 10:. Přehled zvolených kuželíkových ložisek Hřídel Výrobce Označení Hlavní rozměry [mm] d D T vstupní hřídel SKF X/Q předlohová hřídel SKF 33115/Q výstupní hřídel SKF X/Q Obr. 26.: Rozměry kuželíkového ložiska Návrh per pro spojení náboje s hřídelem Z doporučených hodnot dovoleného tlaku volím p D = 120 MPa dle [2]. U kol, kde je jedno pero nevyhovující, lze použít dvě pera, vzájemně otočená o 120. Ačkoliv NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 34

41 by teoreticky měla být únosnost spoje s dvěma pery dvojnásobná, je ve skutečnosti vlivem výrobních nepřesností nižší. V praxi se obvykle počítá s únosností pouze cca 1,5x vyšší, než u samostatného pera. [16] Pera volím dle normy ČSN Pero pro vstupní hřídel d hi = 65 mm Volím pero podle průměru hřídele ČSN činná délka pera l a = l b = = 32 mm Kontrola na otlačení p = 4 M KI = = 97 Mpa d hi h l a (131) p p D => jedno pero vyhovuje Pero pro předlohovou hřídel d hii = 80 mm Volím pero podle průměru hřídele ČSN činná délka pera l a = l b = = 41 mm Kontrola na otlačení p = 4 M KII = = 163 MPa d hii h l a (132) p > p D 163 > 120 => jedno pero nevyhovuje => použiji dvě pera vzájemně pootočená o 120 p = 4 M KII = = 108 MPa 1,5 d hii h l a 1, (133) p p D => dvě pera vyhovují NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 35

42 Pero pro výstupní hřídel d hiii = 120 mm Volím pero podle průměru hřídele ČSN činná délka pera l a = l b = = 108 mm Kontrola na otlačení p = 4 M KIII = = 168 MPa d hiii h l a (134) p > p D 168 > 120 => jedno pero nevyhovuje => použiji dvě pera vzájemně pootočená o 120 p = 4 M KIII = = 112 MPa 1,5 d hiii h l a 1, (135) p p D => dvě pera vyhovují Pevnostní kontrola hřídelí Pevnostní kontrola bude provedena z hlediska statického a dynamického namáhání ve vybraných místech hřídele. Aby mohla být kontrola provedena je třeba znát finální rozměrové parametry celého řešení pohonu a zároveň momentové průběhy na hřídelích Statická bezpečnost Statická bezpečnost se vyšetřuje v místě maximálního ohybového momentu. Zatížení na hřídelích je způsobeno ohybovým i krouticím momentem. Z celkového zatížení zjistím redukované napětí, které porovnám s dovolenou hodnotou. Pro výpočet statické bezpečnosti vybírám ložiskový průměr na všech hřídelích a dovolené napětí: σ D = 80 N mm 2 dle doporučení [2] Kontrola vstupní hřídele na ohyb a na krut Kontrolovaný průměr hřídele: Ohyb: d hi = 65 mm M o = M 2 ox + M 2 oy = 201, ,2 2 = 460,6 N m (136) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 36

43 W o = π d hi 3 = 32 π BAKALÁŘSKÁ PRÁCE = ,2 mm 3 (137) σ o = M o 460, = = 17,1 N mm 2 (138) W o 26961,2 Krut: M ki = 552 N m (139) W k = π d hi 3 = 16 π = ,5 mm 3 (140) τ k = M ki = = 10,2 N mm 2 (141) W k ,5 Výsledek: σ red = σ o 2 + ( 3 τ k ) 2 = 17,1 2 + ( 3 10,2) 2 = 24,6 N mm 2 (142) σ red σ D => vyhovuje Kontrola předlohové hřídele na ohyb a na krut Kontrolovaný průměr hřídele: Ohyb: d hii = 75 mm M o = M 2 ox + M 2 oy = = 2 025,5 N m (143) W o = π d hii 3 32 = π = ,5 mm 3 (144) σ o = M o 2 025, = = 48,9 N mm 2 (145) W o ,5 Krut: M kii = 2670 N m (146) W k = π d hii 3 = 16 π = mm 3 (147) τ k = M kii = = 32,2 N mm 2 (148) W k Výsledek: σ red = σ o 2 + ( 3 τ k ) 2 = 48,9 2 + ( 3 32,2) 2 = 74,2 N mm 2 (149) σ red σ D => vyhovuje NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 37

44 Kontrola výstupní hřídele na ohyb a na krut Kontrolovaný průměr hřídele: d hiii = 110 mm Ohyb: M o = M 2 ox + M 2 oy = 1 578, ,7 2 = 2 333,5 N m (150) W o = π d hiii 3 32 = π = mm 3 (151) σ o = M o 2 333, = = 17,9 N mm 2 (152) W o Krut: M kiii = N m (153) W k = π d hiii 3 = 16 π = mm 3 (154) τ k = M kiii = = 41,3 N mm 2 (155) W k Výsledek: σ red = σ o 2 + ( 3 τ k ) 2 = 17,9 2 + ( 3 41,3) 2 = 73,6 N mm 2 (156) σ red σ D => vyhovuje Dynamická bezpečnost Jelikož je hřídel namáhána proměnlivým zatížením, musí se provést kontrola dynamické bezpečnosti, zejména v kritických místech (vrubech). Takových oblastí je na hřídelích mnoho, a proto si zvolím dvě místa, která se zdají být nejvíce namáhané. Pro výpočty tedy volím kontrolu v místě osazení na vstupní hřídeli a v místě pera na předlohové hřídeli. Při kontrole bude uvažován střídavý ohyb a stálý krut. Minimální bezpečnost je vybrána dle doporučených hodnot z [2.] a jednotlivé součinitelé jsou voleny dle [1]. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 38

45 Kontrola v místě osazení (vstupní hřídel) Obr. 27.: Schéma kontrolované hřídele v místě A [zdroj: autor] Minimální bezpečnost K min = 1,3 Z [1] dále volím: Součinitel velikosti součásti ε vo = 0,78 Součinitel povrchu součásti η po = 0,8 Součinitel vrubu β o = 3,4 Ohyb v řešeném místě Meze únavy σ oc( 1) = 0,43 R m = 0, = 379,7 N mm 2 (157) σ c( 1) = σ oc( 1) ε vo η po 0,78 0,8 = 379,7 = 69,7 N mm 2 (158) β o 3,4 Hodnoty ohybových momentů M ox = 193,7 N m M oy = 94,6 N m Celkový moment a napětí při ohybu M o = M 2 ox + M 2 oy = 215,6 N m (157) σ o = M o = 32 M o , W 3 = o π d I π 65 3 = 8 N mm 2 (158) Dynamická bezpečnost v ohybu K σ = σ c( 1) = 69,7 = 8,7 (157) σ o 8 Krut v řešeném místě Hodnota krouticího momentu NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 39

46 M ki = 552 N m Napětí při krutu BAKALÁŘSKÁ PRÁCE τ k = M ki = 16 M ki W 3 = k π d hi π 65 3 = 10,2 N mm 2 (158) R ek = 0,58 R e = 0, = 341 N mm 2 (159) Statická bezpečnost v krutu K τ = R ek = 341 = 33,3 (160) τ k 10,2 Výsledná dynamická bezpečnost 1 K d = 1 K2 + 1 = σ K2 τ K > K min => vyhovuje 1 1 8, ,3 2 = 8,4 (161) Kontrola v místě pera (předlohová hřídel) Obr. 28.: Schéma kontrolované hřídele v místě B [zdroj: autor] Minimální bezpečnost dle [2] K min = 1,3 Z [1] dále volím: Součinitel velikosti součásti ε vo = 0,75 Součinitel povrchu součásti η po = 0,8 Součinitel vrubu β o = 2,1 Ohyb v řešeném místě Meze únavy σ oc( 1) = 0,43 R m = 0, = 379,7 N mm 2 (162) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 40

47 σ c( 1) BAKALÁŘSKÁ PRÁCE = σ oc( 1) ε vo η po 0,75 0,8 = 379,7 = 108,5 N mm 2 (163) β o 2,1 Hodnoty ohybových momentů M ox = 914,1 N m M oy = 347 N m Celkový moment a napětí při ohybu M o = M 2 ox + M 2 oy = 977,7 N m (164) σ o = M o = 32 M o W 3 o π d II Dynamická bezpečnost v ohybu = , π 75 3 = 23,6 N mm 2 (165) K σ = σ c( 1) = 108,5 = 4,6 (166) σ o 23,6 Krut v řešeném místě Hodnota krouticího momentu M kii = N m Napětí při krutu τ k = M kii W k = 16 M kii π d hii 3 = π 75 3 = 32,2 N mm 2 (167) R ek = 0,58 R e = 0, = 341 N mm 2 (168) Statická bezpečnost v krutu K τ = R ek = 341 = 10,6 (169) τ k 32,2 Výsledná dynamická bezpečnost 1 K d = 1 K2 + 1 = σ K2 τ K > K min => vyhovuje 1 1 4, ,6 2 = 4,2 (170) NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 41

48 3.18. Deformační kontrola hřídelí Na deformacích hřídelí jsou závislé provozní poměry převodovky, jako je záběr ozubených kol, správná funkce použitých ložisek, spojek atd. Při této kontrole vyšetřujeme zejména torzní tuhost, průhyb a natočení hřídelí. [2] Kontrola torzní tuhosti hřídelů Při vyšetřování torzní tuhosti se kontroluje úhel natočení v oblasti působení krouticího momentu. Tato oblast je rozdělí na dílčí úseky, na kterých se zjišťují jednotlivé délky l i [m], průměry d i [m], a příslušné kvadratické momenty průřezů I pi [m 4 ]. Dále je potřeba znát modul pružnosti ve smyku G [Pa] Pomocí vztahů (171),(172) a (173) se určí celkový úhel nakroucení φ [ ] a jako kontrolní hodnota se uvádí celkový úhel nakroucení na jednotku délky θ [ /m]. [2]. Z důvodu rozsáhlých výpočtů, vznikajících v důsledku rozdělování hřídelí na mnoho elementů, jsem nechal výpočet provést pomocí softwaru MitCalc. Výsledky jsou zaneseny do tabulky č. 11. Dovolenou hodnotu úhlu nakroucení na jednotku délky volím θ DOV = 0,5 dle [2] I pi = π 32 d i 4 φ = M k G 180 π θ = φ l n l i I pi i=1 (171) (172) (173) Tab. 11.: Výsledky kontroly torzní tuhosti hřídelů HŘÍDEL φ[ ] l [m] θ DOV [ /m] θ[ /m] θ DOV > θ vstupní 0,029 0,132 0,5 0,223 vyhovuje předlohová 0,033 0,096 0,5 0,363 vyhovuje výstupní 0,115 0,260 0,5 0,442 vyhovuje Kontrola průhybů a naklopení hřídelí Zatížení hřídele, způsobené silami v ozubení a silami od přídavných převodů, vyvolává ohybovou deformaci, která negativně ovlivňuje mnoho faktorů např. nerovnoměrnost záběrů ozubených kol, snížení trvanlivosti ložisek vlivem nesouososti atd. [2] Průběhy průhybů a naklopení jsou vykresleny pomocí softwaru MitCalc, a jejich důležité hodnoty jsou zobrazeny v tabulkách č. 12,13. Celkové průběhy jsou vykreslené NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 42

49 Průhyb [mm] Průhyb [mm] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE i do grafů, avšak v tomto měřítku je na ně třeba nahlížet pouze orientačně. Vykreslení slouží spíše ke zlepšení představy o průbězích veličin na hřídelích. Dále je třeba mít na zřeteli, že software pracuje se vstupními hodnotami jako s absolutními, čili křivka průhybů nekopíruje reálný průhyb hřídele. Nás však zajímá maximální hodnota a její poloha, a proto je v této aplikaci naprosto dostačující. Vyznačené vzdálenosti na grafech jsou počítány od počátku hřídele. Průhyby Vyšetřuje se maximální průhyb y max, včetně jeho polohy mezi ložisky a průhyb y k v oblasti uložení ozubených kol. Maximální dovolený průhyb mezi ložisky pro kuželíková ložiska je y Dmax = l/5000 (v závislosti na délce) a pod ozubenými koly je y DK = m/100 (v závislosti na modulu) dle [2] 0,025 0,02 0,015 0,01 0,005 y max1 (149 mm) y k1 (190,5 mm) 0 B A Délka hřídele [mm] Obr. 29.: Průběh průhybu na vstupní hřídeli 0,015 y max (138,8 mm) 0,01 y k3 (99 mm) y k2 (190,5 mm) 0,005 0 D Délka hřídele [mm] C Obr. 30.: Průběh průhybu na předlohové hřídeli NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 43

50 Průhyb [mm] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE 0,015 0,01 0,005 y k4 (103,75 mm) y max (122,9 mm) 0 F E Délka hřídele [mm] Obr. 31.: Průběh průhybu na výstupní hřídeli Tab. 12.: Výsledky kontroly maximálního průhybu mezi ložisky HŘÍDEL y Dmax [μm] y max [μm] y Dmax > y max vstupní 37,9 19,7 vyhovuje předlohová 40,2 10,7 vyhovuje výstupní 42,7 12,1 vyhovuje Tab. 13.: Výsledky kontroly průhybu pod koly KOLO y DK [μm] y K [μm] y DK > y K pastorek 1 (k1) 30 3,5 vyhovuje kolo 1 (k2) 30 9 vyhovuje pastorek 2 (k3) 55 7,5 vyhovuje kolo 2 (k4) 55 3,5 vyhovuje Naklopení Vyšetřují se maximální úhly naklopení mezi ložisky φ L [ ] a úhly naklopení pod koly φ K [ ]. Z intervalu dovolených hodnot naklopení kuželíkových ložisek dle SKF [11] volím φ DL = 0,02 a dle [13] volím dovolené hodnoty naklopení pod ozubenými koly φ DK = 0,05. NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 44

51 Úhel naklopení [ ] Úhel naklopení [ ] Úhel naklopení [ ] BAKALÁŘSKÁ PRÁCE 0,009 0,006 0,003 φ L1 (38,8 mm) φ K1 (190,5 mm) φ L2 (228,5 mm) 0 B A Délka hřídele [mm] Obr. 33.: Průběh úhlu natočení na vstupní hřídeli 0,012 0,009 φ L1 (31,8 mm) φ K3 (99 mm) φ L2 (232,7 mm) 0,006 φ K2 (190,5 mm) 0,003 0 D Délka hřídele [mm] C Obr. 32.: Průběh úhlu naklopení na předlohové hřídeli 0,006 0,003 φ L1 (22 mm) φ K4 (103,7 mm) φ L2 (235,5 mm) 0 F E Délka hřídele [mm] Obr. 34.: Průběh úhlu naklopení na výstupní hřídeli NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 45

52 Tab. 14.: Výsledné hodnoty úhlu natočení mezi ložisky HŘÍDEL φ DL [ ] φ L1 [ ] φ L2 [ ] φ DL > φ L vstupní 0,02 0,0037 0,0058 vyhovuje předlohová 0,02 0,0095 0,0113 vyhovuje výstupní 0,02 0,0032 0,0029 vyhovuje Tab. 15.: Výsledné hodnoty úhlu natočení pod koly KOLO φ DK [ ] φ K [ ] φ DK > φ K pastorek 1 (k1) 0,05 0,004 vyhovuje kolo 1 (k2) 0,05 0,008 vyhovuje pastorek 2 (k3) 0,05 0,012 vyhovuje kolo 2 (k4) 0,05 0,002 vyhovuje Návrh velikosti hřídelové spojky Na základě zjištěného krouticího momentu na výstupní hřídeli zvolým vhodnou spojku dle katalogu výrobce [10]. Využiji k tomu vztah (174). Volím hodnotu provozního součinitele pro asynchronní motor skupiny hnaného stroje II dle [1] k = 1,6 M kspojky k M KIII = 1, ,99 = Nm (174) Navrhuji pružnou spojku velikosti 160 KTR Rotex, typ 98Sh-A, která je dimenzována pro krouticí moment Nm [10] Obr. 35.: Schéma zvolené spojky [10] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 46

53 3.20. Návrh řemene a řemenic K návrhu řemene a řemenic bylo využito výpočetního programu, který je dostupný na stránkách ústavu konstruování a částí strojů. Tento program respektuje normu ČSN Výstupní hodnoty jsou zobrazeny v příloze č Sestavení dehydrátoru písku s pohonem Na obr. 36 je vidět schéma sestavení dehydrátoru s pohonem, které jsem navrhl co nejvýhodnější z hlediska prostorového využití. Na základě všech navrhnutých parametrů v předchozích částech této práce v kombinaci s tímto schématem byl vytvořen 3D model, který je znázorněn v několika pohledech na obr. 37, 38, 39 a 40. elektromotor hřídelová buben dehydrátoru písku řemenový převod dvoustupňová převodovka Obr. 36.: Schéma dehydrátoru písku s pohonem [zdroj: autor] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 47

54 Obr. 37.: Dehydrátor písku pohled 1 [zdroj: autor] Obr. 38.: Dehydrátor písku pohled 2 [zdroj: autor] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 48

55 Obr. 39.: Dehydrátor písku pohled 3 [zdroj: autor] Obr. 40.: Dehydrátor písku pohled 4 [zdroj: autor] NÁVRH POHONU DEHYDRÁTORU PÍSKU 49