VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

Transkript

1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ÚSTAV AUTOMOBILNÍHO A DOPRAVNÍHO INŽENÝRSTVÍ FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING INSTITUTE OF AUTOMOTIVE ENGINEERING MANIPULÁTOR VELKORYPADLA KK1300 MANIPULATOR OF BUCKET WHEEL EXCAVATOR KK1300 DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER S THESIS AUTOR PRÁCE BC. JAN ADAMÍK AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR BRNO 010 ING. PŘEMYSL POKORNÝ, PH.D.

2 Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství Akademický rok: 009/010 ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE student(ka): Bc. Jan Adamík který/která studuje v magisterském navazujícím studijním programu obor: Automobilní a dopravní inženýrství (301T038) Ředitel ústavu Vám v souladu se zákonem č.111/1998 o vysokých školách a se Studijním a zkušebním řádem VUT v Brně určuje následující téma diplomové práce: Manipulátor velkorypadla KK1300 v anglickém jazyce: Manipulator of bucket wheel excavator KK1300 Stručná charakteristika problematiky úkolu: Manipulátor slouží k demontáži a montáži dílů pohonu drtiče a napínacího bubnu předávacího pásu. Cíle diplomové práce: Na základě projekčního návrhu systému manipulace a rozmístění břemen proveďte analýzu zatížení manipulátoru, funkční výpočty pohonů a pevnostní výpočty nosné konstrukce. Vypracujte výkres sestavy manipulátoru s přídavným zařízením pro demontáž hnací hřídele drtiče.

3 Seznam odborné literatury: firemní literatura PACAS, B. a kol.: Dynamika stavebních a zemědělských strojů, STNL Praha, 1997 GAJDUŠEK, J.: Projektování systémů manipulace s materiálem, VUT v Brně, 1998 Hlavenka, B.: Manipulace s materiálem : systémy a prostředky manipulace s materiálem, vyd. 4., Brno: Akademické nakladatelství CERM, 008, 164 s., ISBN: Pavliska, J., Hrabovský, L.: Dopravní a manipulační zařízení IV, 1. vyd., Ostrava: Vysoká škola báňská Technická univerzita, 004, 18 s., ISBN: Polák, J., Pavliska, J., Slíva, A.: Dopravní a manipulační zařízení I., 1. vyd., Ostrava: Vysoká škola báňská Technická univerzita, 001, 99 s., ISBN: Polák, J.: Dopravní a manipulační zařízení II., 1. vyd., Ostrava: VŠB Technická univerzita, 003, 104 s., ISBN: X Vedoucí diplomové práce: Ing. Přemysl Pokorný, Ph.D. Termín odevzdání diplomové práce je stanoven časovým plánem akademického roku 009/010. V Brně, dne L. S prof. Ing. Václav Píštěk, DrSc. Ředitel ústavu doc. RNDr. Miroslav Doupovec, CSc. Děkan fakulty

4 ANOTACE Práce se zabývá manipulátorem kolesového rypadla, sloužícím pro montáž a demontáž hnacího hřídele drtiče a napínacího bubnu předávacího pásu. Úkolem řešení diplomové práce, jež je tvořena ve spolupráci s firmou NOEN a.s. je provést analýzu zatížení a pevnostní výpočty jednotlivých částí hlavní konstrukce manipulátoru. Provést pevnostní analýzu teleskopického ramene a nosné desky sloupu pomocí metody konečných prvků. Dále také zhotovení výkresu sestavení manipulátoru s přídavným zařízením a zhotovení funkčních výpočtů pohonů. KLÍČOVÁ SLOVA manipulátor, kolesové rypadlo, teleskopické rameno, nosný sloup, podvozek manipulátoru, vozík manipulátoru ANNOTATION The document describes a manipulator for a wheel excavator. The purpose of the manipulator is to handle with the propulsive shaft of a crushing machine and the tension cylinder of an interchanging conveyor-belt during the assembling and maintenance. The objective of the master's thesis is the strength analysis of the manipulator components and the telescopic arm with using the finite element method. The thesis also comprises the assembly drawing of the manipulator with additional devices and the propulsion system calculation. The project is carried out with the cooperation of NOEN a.s. KEYWORDS manipulator, bucket wheel excavator, telescopic arm, supporting pole, manipulator chassis, manipulator carriage

5 BIBLIOGRAFICKÁ CITACE MÉ PRÁCE: Adamík, J. Manipulátor velkorypadla KK1300. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, s. Vedoucí diplomové práce Ing. Přemysl Pokorný, Ph.D.

6 PODĚKOVÁNÍ Děkuji za pomoc a podporu při zpracování diplomové práce vedoucímu diplomové práce panu Ing. Přemyslovi Pokornému, Ph.D. a dále panu Ing. Jindřichovi Huběnkovi a Ing. Stanislavovi Ptáčkovi z fa NOEN, a.s. za poskytnutí výkresové dokumentace a veškerých informací o dané problematice. PROHLÁŠENÍ Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně pod vedením vedoucího diplomové práce pana Ing. Přemysla Pokorného, Ph.D. a s použitím uvedených informačních zdrojů. V Brně dne Bc. Jan Adamík

7 Obsah: 1 ÚVOD MANIPULÁTOR KOLESOVÉHO RYPADLA KK Konstrukce vnějšího dílu teleskopického ramene Konstrukce vnitřního dílu teleskopického ramene NOSNÝ SLOUP VOZÍK MANIPULÁTORU Konstrukce vozíku PODVOZEK MANIPULÁTORU... 1 Konstrukce rámu podvozku... PEVNOSTNÍ KONTROLA NOSNÉ KONSTRUKCE KONTROLA TELESKOPICKÉHO RAMENE Kontrola napětí vnějšího dílu ramene Kontrola napětí vnitřního dílu ramene KONTROLA NOSNÉHO SLOUPU KONTROLA RÁMU VOZÍKU Kontrola třmenu vozíku Kontrola konzoly hydroagregátu Kontrola konzoly pro elektromotor s převodovkou KONTROLA RÁMU PODVOZKU Kontrola zachycovacího háku zdvihu Kontrola zachycovacího háku pojezdu Kontrola nápravy podvozku Kontrola středního nosníku Kontrola sloupu pojezdu VÝPOČET POHONŮ MANIPULÁTORU TELESKOPICKÉ RAMENO DOSAH MANIPULÁTORU NOSNOST MANIPULÁTORU...11 ZÁKLADNÍ POPIS HLAVNÍ KONSTRUKCE CÍLE DIPLOMOVÉ PRÁCE... 9 ODPOR ZASOUVÁNÍ TELESKOPICKÉHO RAMENE ODPOR OTÁČENÍ NOSNÉHO SLOUPU ODPOR ZDVIHU VOZÍKU ODPOR POJEZDU MANIPULÁTORU PEVNOSTNÍ ANALÝZA POMOCÍ MKP (METODA KONEČNÝCH PRVKŮ) ZATĚŽOVACÍ STAVY NOSNÉ DESKY A TELESKOPICKÉHO RAMENE NOSNÁ DESKA Výpočtový model nosné desky... 51

8 6.. Okrajové podmínky Napjatost nosné desky TELESKOPICKÉ RAMENO (OBJEMOVÝ MODEL) Výpočtový model teleskopického ramene Okrajové podmínky Napjatost teleskopického ramene Deformace teleskopického ramene TELESKOPICKÉ RAMENO (SKOŘEPINOVÝ MODEL) Výpočtový model teleskopického ramene Okrajové podmínky Napjatost teleskopického ramene ZÁVĚR SEZNAM INFORMAČNÍCH ZDROJŮ SEZNAM POUŽITÝCH SYMBOLŮ SEZNAM PŘÍLOH SEZNAM VÝKRESOVÉ DOKUMENTACE... 89

9 1 Úvod Při řešení nového projektu stroje pro povrchové dobývání KOLESOVÉHO RYPADLA KK1300 firmou NOEN, a.s., které bude využíváno v dolech Bílina pro kontinuální těžbu nadložních zemin, těžko rozpojitelných pevných jílovců, ojediněle s proplástky do mocnosti 30 centimetrů [9], bylo zapotřebí řešit jak provádět montáž a demontáž dílů pohonu drtiče a napínacího bubnu předávacího pásu, jež jsou umístěny uvnitř hlavní stavby rypadla. Z důvodu velkých rozměrů těchto jednotlivých dílů, jejich umístění a stísněného přístupu nelze provádět montáž a demontáž lidskou silou, ani pomocí zdvihacích zařízení umístěných vně hlavní stavby rypadla, proto bylo zapotřebí vytvoření návrhu manipulátoru umístěného ve spodní části uvnitř hlavní stavby rypadla. Manipulátor za pomocí přídavných zařízení a vhodném systému manipulace přemísťuje demontované díly do míst v horní části stavby, ve které se nachází vyvážecí vozík, který vyváží tyto díly ven z hlavní stavby rypadla, kde je dále manipulace s těmito díly umožněna dalšími zdvihacími zařízeními. Obr. 1 Kolesové rypadlo KK1300 [8] 1.1 Cíle diplomové práce Cílem diplomové práce je provést pevnostní kontrolu hlavní nosné konstrukce manipulátoru a ověření výpočtu teleskopického ramene a nosného sloupu otoče výpočtovým programem MARC a I DEAS. Dále provést výpočty odporů pojezdu manipulátoru, otoče manipulátoru a výsuvu teleskopu ramene ve vodorovném směru a výsuvu nosného sloupu ve směru svislém, pro návrh vhodných pohonů. Vypracovat výkres sestavení manipulátoru s přídavným zařízením za pomocí modelovacích softwarů. 9

10 Manipulátor kolesového rypadla KK1300 Manipulátor je zařízení, sloužící pro montáž a demontáž pohonu drtiče a napínacího bubnu předávacího pásu, jež jsou umístěny v hlavní stavbě kolesového rypadla. Drtič s pohonem je umístěn v horní části a napínací buben ve spodní, z tohoto důvodu je manipulátor uložen ve spodní části s výsuvem nosného sloupu ramene do horní části. Demontáž pohonu drtiče se provádí za pomoci otočné plošiny, jež je zavěšena na čelní desce vnitřního dílu ramene a zajištěna proti pohybu šrouby. Výstřednost otočné plošiny při jejím zavěšení je provedena pomocí kuželového trnu. Demontáž napínacího bubnu se provádí za pomoci jeřábové nástavby, jež je uchycena obdobným způsobem jako otočná plošina..1 Dosah manipulátoru Maximální dosah při výsuvu teleskopického ramene s jeřábovou nástavbou je L = 3,17 m se zdvihem nosného sloupu H = 1,79 m (Obr. ). Při stejném zdvihu nosného sloupu a s použitím otočné plošiny je maximální dosah teleskopického ramene L =,67 m (Obr. 3 ). Hlavní dráha manipulátoru, po které manipulátor pojíždí po kolejnicích uvnitř hlavní stavby má tvar kružnice o poloměru R = 3,95 m. Obr. Manipulátor s jeřábovou nástavbou 10

11 Obr. 3 Manipulátor s otočnou plošinou. Nosnost manipulátoru Pro demontáž pohonu drtiče je stanovena dle hmotnosti přemísťovaných dílů maximální nosnost manipulátoru Q = N na rameni L =,67 m a jedná se o nejhorší případ zatížení určeného pro dimenzování manipulátoru. Pro demontáž napínacího bubnu předávacího pásu je stanovena dle hmotnosti přemísťovaných dílů maximální nosnost Q = 8000 N na rameni L = 3,17 m. Ve stavu zasunutého ramene s jeřábovou nástavbou je dána nosnost únosností jeřábového háku Q = N na rameni L =,587 m. 11

12 3 Základní popis hlavní konstrukce Hlavní konstrukce manipulátoru se skládá ze čtyř nosných částí dle (Obr. 4). Teleskopické rameno (1) je k nosnému sloupu (3) připevněno pomocí šroubových spojů, jež jsou tvořeny šrouby se šestihrannou hlavou s normální hladkou částí dříku, šestihrannými maticemi a podložkami. Nosný sloup je umístěn ve vozíku manipulátoru () a jeho otáčení je umožněno přes valivá ložiska SKF. Pojíždění vozíku po rámu podvozku (4) je zajištěno prostřednictvím kladek, které jsou přes valivá ložiska upevněna na nosných čepech. Rám podvozku je uchycen ke kolejnicím přes pojezdová a opěrná kola, která zachycují síly od vlastní tíhy manipulátoru a tíhy břemen s přídavným zařízením. U pojezdových kol jsou pro umožnění otáčení použita valivá ložiska a u opěrných kol kluzná ložiska. Obr. 4 Konstrukce manipulátoru: 1 - teleskopické rameno, vozík, 3 nosný sloup, 4 podvozek 1

13 3.1 Teleskopické rameno Teleskopické rameno je zařízení umožňující požadovaný dosah při jeho provozu a opět zpětné zatažení, čímž zajišťuje dobrou manipulaci v omezených prostorech. Konstrukce teleskopického ramene je tvořena ze dvou dílů, které jsou mezi sebou usazeny pomocí kluzných a opěrných desek dle (Obr. 5). Jedná se o svařovanou konstrukci z plechů různých rozměrů a tlouštěk z ocelí Kluzné desky (3) jsou upevněny ve vedení šrouby s kuželovou hlavou a jsou zapuštěny pod úroveň kluzné plochy. Materiál těchto desek je cínový bronz CuSn1, který má dobré kluzné vlastnosti. Opěrné desky jsou přišroubovány k bočním stěnám a slouží pouze jako desky vodící, aby nedocházelo k zaklínění vnitřního dílu při manipulaci. Obr. 5 Teleskopické rameno: 1 vnější díl, vnitřní díl, 3 kluzná deska V horním plechu vnějšího dílu (1) jsou vytvořeny otvory pro mazání kluzných desek v polohách, je-li vnitřní díl () zasunutý nebo vysunutý. Kluzné desky jsou opatřeny drážkami pro udržení maziva. 13

14 3.1.1 Konstrukce vnějšího dílu teleskopického ramene Obr. 6 Vnější díl ramene: 1 horní plech, boční plech, 3 spodní plech, 4 konzola HV, 5 výztuha Jedná se o svařovanou konstrukci z plechů dle (Obr. 6). Horní plech (1) je svařen z plechů o tloušťce 3 mm a 1 mm a zachycuje sílu od kluzných desek. Boční plech () má tloušťku 10 mm. Spodní plech (3) je svařený z plechů o tloušťce 30 mm a 1 mm a slouží také k uchycení ramene k nosnému sloupu. Pro uchycení hydromotoru, který zajišťuje výsuv ramene, je zde navařena konzola (4) jejíž tloušťka plechu je 16 mm, zachycující síly při vysouvání a zasouvání. Výztuha (5) zajišťuje tuhost při přenosu sil od kluzných desek, které přenášejí nejvyšší hodnoty zatížení při manipulaci a je tvořena plechy o tloušťce 1 mm se stojinou tloušťky 16 mm. 14

15 3.1. Konstrukce vnitřního dílu teleskopického ramene Obr. 7 Vnitřní díl ramene: 1 horní plech, boční plech, 3 spodní plech, 4 konzola HV, 5 výztuha, 6 čelní deska Jedná se o svařovanou konstrukci z plechů dle (Obr. 7). Horní plech (1) je tloušťky 1 mm. Boční plech () má tloušťku 8 mm. Spodní plech (3) je svařen z plechů o tloušťkách 14 mm a 0 mm a zachycuje síly od kluzných desek, které se zde přenášejí. Pro uchycení hydromotoru je zde navařena konzola (4) tloušťky 16 mm, jež přenáší zatížení vyvolané vysouváním a zasouváním. Pro vyztužení horního plechu (1) v místech přenosu sil od kluzných desek je zde svařenec (5) z plechů tloušťky 1 mm a 10 mm, který zvyšuje tuhost v tomto místě. Na průřezu vnitřního dílu ramene je navařena deska (6), která slouží pro uchycení přídavných zařízení. Vzhledem k zatížení této desky krutem, je zde tuhost zvýšena navařením výztužných žeber. 15

16 3. Nosný sloup Obr. 8 Nosný sloup: 1 roura, spodní část, 3 horní část, 4 příruba, 5 deska Obr. 9 Detail desky (5): 5 - deska 16

17 Nosný sloup je svařen z několika dílů jež jsou uvedeny na (Obr. 8) z ocelí a umožňuje otáčení teleskopického ramene. Roura (1) je nosná část, jejíž tloušťka mezikruží je 38 mm a 7 mm, ve které je navařena deska (5) o tloušťce 30 mm, která slouží jako opěrná plocha hydromotoru a přenáší veškeré zatížení od břemene a tíhy přídavných zařízení, teleskopického ramene včetně hydrauliky, vozíku manipulátoru s hydroagregátem a elektromotorem s převodovkou a také vlastní tíhu. Spodní část nosného sloupu () slouží pro uložení valivého ložiska SKF a také pro uchycení řetězového kola. Horní část dle (3) opět obsahuje plochu pro uložení valivého ložiska SKF a také svým tvarem vyztužuje konstrukci, jež je namáhána velkým ohybovým momentem. Tato horní část je odlita jako jeden celek s přírubou (4) z oceli na odlitky , z důvodů složitější konstrukce a také snížení špiček napětí, které by vznikali v místech svaru příruby k mezikruží. Boční otvor v rouře (6) pod místem navaření desky (Obr. 10) je vytvořen z důvodu montáže opěry teleskopického hydromotoru. Deska je opatřena třemi otvory (7) pro uchycení opěry šrouby a jedním větším otvorem (8) pro průchod hadic od hydroagregátu k teleskopickému hydromotoru (Obr. 11). Obr. 10 detail roury (1): 6 montážní otvor Obr. 11 Detail v desce (5): 7 otvory pro šrouby, 8 otvor pro hadice 17

18 3.3 Vozík manipulátoru Vozík manipulátoru (Obr. 1) slouží jako vodící prvek při vertikálním pohybu nosného sloupu s ramenem, také jako krycí a vymezovací prvek ložisek. Dále vytváří vazbu mezi nosným sloupem a podvozkem a přenáší síly z nosného sloupu na podvozek. Sestava vozíku pro pojíždění se skládá ze tří hlavních částí. Pojížděcí kladky () jsou složeny ze dvou dílů, které jsou k sobě přišroubovány a upevněny na nosných čepech (3). Tyto čepy jsou přivařeny k vozíku (1). Obr. 1 Vozík manipulátoru: 1 vozík, kladky, 3 nosný čep 18

19 3.3.1 Konstrukce vozíku Obr. 13 Vozík: 1 roura, třmeny, 3 konzola EM, 4 konzola HA Konstrukce vozíku se skládá ze čtyř hlavních částí uvedených na (Obr. 13) z ocelí Jedná se o svařovanou konstrukci. Základním tělesem je nosná roura (1) o tloušťce mezikruží 1 mm, na kterou jsou navařeny dvě části, jejíž horní a dolní část o tloušťce mezikruží 30 mm, slouží pro uložení valivého ložiska. Na nosnou rouru jsou zde navařeny v horní a dolní části třmeny (), které slouží jako konstrukce pro uchycení nosných čepů. Pro uchycení elektromotoru s převodovkou a hydroagregátu jsou zde navařeny konzoly (3) z profilem tvaru L o tloušťce stěny 1 mm a (4) tvaru U o tloušťce stěny 9 mm a 6 mm. 19

20 Obr. 14 Detail horního třmenu () Obr. 15 Detail dolního třmenu () Třmeny horní (Obr. 14) i dolní (Obr. 15) jsou svařeny z plechů o tloušťkách 0 mm, 1 mm a 8 mm. V plechu, který zaujímá vertikální polohu jsou vytvořeny soustředné otvory pro nosné čepy. Dolní třmen má zúžený tvar z důvodu umístění převodovky s motorem, což má za následek zmenšení nosného průřezu a snížení pevnosti. 0

21 3.4 Podvozek manipulátoru Podvozek manipulátoru (Obr. 16) slouží k pojezdu manipulátoru ve spodní části hlavní stavby kolesového rypadla. Zde koná krouživý pohyb po kolejnicích po celém obvodu, jež jsou zakřiveny do tvaru kružnice. Podvozek se skládá ze čtyř hlavních částí. Opěrná kola () a (3) slouží pro vedení podvozku na kolejnici, aby nedošlo k vybočení. Pojezdová kola (4) pojíždí po vrchní ploše kolejnice. Rám podvozku (1) plní funkci nosné konstrukce, ze které se přenášejí síly na pojezdová a opěrná kola a dále z těchto kol na kolejnici. Obr. 16 Podvozek manipulátoru: 1 rám podvozku, horní opěrná kola, 3 dolní opěrná kola, 4 pojezdová kola 1

22 3.4.1 Konstrukce rámu podvozku Obr. 17 Rám podvozku: 1 sloup, ramena, 3 střední nosník, 4 zachycovací háky, 5 konzola kol Rám podvozku (Obr. 17) je svařovaná konstrukce z plechů ocelí Sloup (1) je tvořen plechy o tloušťce 16 mm a tyčemi o průměru 90 mm, které jsou dále obrobeny za účelem získání pojezdových ploch. Sloup (Obr. 18) je ve vnitřním průřezu vyztužen plechy (6) o tloušťce 8 mm v daných rozestupech po celé délce. Ke sloupu (Obr. 17) jsou navařeny ramena () z plechů o tloušťce stěny 0 mm, 16 mm, 15 mm, 1 mm. Střední nosník (3) je svařen z plechů tloušťky 10 mm a 8 mm a jeho průřez má tvar profilu I. Mezi těmito profily je navařena trubka s opěrnou plochou pro uložení hydromotoru. Tloušťka stěny mezikruží je 10 mm. Pro zachycení manipulátoru, při naklopení způsobeném výsuvem teleskopického

23 ramene v některé poloze jeho natočení, jsou na středním nosníku přivařeny zachycovací háky (4), jež jsou vyztuženy žebry. Aby nedošlo k naklápění manipulátoru při zatížení, je na nosném sloupu navařena konzola (5) pro opěrná kola. Tato konzola je tvořena plechy s tloušťkou stěny 0 mm. Obr. 18 Detail sloupu (1): 6 výztužný plech, 7 zachycovací hák Z důvodu poruchy ovládání teleskopického hydromotoru, popřípadě některého prvku v hydraulickém obvodu nebo při špatné manipulaci obsluhou, je na sloupu podvozku (Obr.18) navařen zachycovací hák (7), který zachycuje sílu vyvolanou při pojezdu vozíku ve vertikálním směru po překročení maximálního zdvihu. Obr. 19 Detail zachycovacího háku (4) 3

24 Obr. 0 Detail konzoly kol (5) Obr. 1 Detail středního nosníku (3) 4

25 4 Pevnostní kontrola nosné konstrukce Pevnostní kontrola jednotlivých dílů nosné konstrukce se provádí pro různé stavy zatížení. Každý díl nosné konstrukce se kontroluje pro určitý stav, který je pro tento díl nejnebezpečnější. Proto je zapotřebí stanovit pro odpovídající část konstrukce její maximální zatížení. Pevnostní kontrola se provádí dle normy ČSN [6] a ČSN [5] a je zde zahrnuta dynamika působení sil. Tato kontrola je provedena pro teleskopické rameno, nosný sloup, vozík manipulátoru a podvozek manipulátoru. Výpočet těchto dílů je proveden podle firemní literatury [1]. 4.1 Kontrola teleskopického ramene Teleskopické rameno se kontroluje pro čtyři stavy zatížení (Příloha č.1), z nichž nejhorší stav nastává při demontáži pohonu drtiče s maximálním vysunutím teleskopického ramene a za použití otočné plošiny stav IV. Pro tento stav je konstrukce dále kontrolována. Obr. Rameno vysunuté s otočnou plošinou stav IV Tabulka 1: Zatížení ramene TÍHA BŘEMENE Q1 [N ] VÝPOČTOVÉ ZATÍŽENÍ OD BŘEMENE Q1v [N ] VÝPOČTOVÉ ZATÍŽENÍ OD OTOČNÉ PLOŠINY G 6 v [N ]

26 Pevnostní kontrola teleskopického ramene je provedena v pěti průřezech dle (Obr. ), které jsou nejvíce namáhány (Příloha č. 1). Rameno je namáháno ohybovým momentem, který vyvolává tíha břemene, čímž vzniká napětí v ohybu. Vzhledem k velké hmotnosti vlastní konstrukce ramene a otočné plošiny, nelze tíhu ramene s otočnou plošinou zanedbat, a proto musí být tato hodnota dále uvažována. Působením osamělé síly a objemových sil, což je síla od břemene a vlastní tíhy, vzniká v příčných průřezech smykové napětí. Obě napětí jsou přepočítávána pro krajní vlákna průřezů. Pro porovnání výsledných napětí se základní výpočtovou pevností je nutné přepočítat výsledná napětí v průřezu na napětí srovnávací, což zahrnuje napětí v ohybu a smyku. Srovnávací napětí je počítáno podle metody HMH Kontrola napětí vnějšího dílu ramene Obr. 3 Průřez vnějšího dílu ramene 1-1 V tomto průřezu jsou kontrolována krajní vlákna, 3 a 4 dle (Obr. 3). Vlákno 1 zde není kontrolováno, protože je méně namáhané. Ve vlákně 1 působí napětí tlakové, kdežto ve vlákně působí napětí tahové, což je nebezpečnější. 6

27 Tabulka : Srovnávací napětí dle HMH v průřezu 1-1 dle (Obr. 3) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ S [MPa ] 169, ,1 4 51,1 Podle normy ČSN tabulky 5 je pro plechy z ocelí o tloušťce do 5 mm základní výpočtová pevnost R = 90 MPa [5] (Příloha č. 9). Napětí v průřezu 1-1 (Obr. 3) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Obr. 4 Průřez vnějšího dílu ramene - Tabulka 3: Srovnávací napětí dle HMH v průřezu - dle (Obr. 4) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ S [MPa] 195,7 Napětí v průřezu - (Obr. 4) je menší než R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 7

28 Obr. 5 Připojení ke stojině v průřezu - (Obr. 4) Tabulka 4: Kontrola připojení ke stojině a zatížení kluzných desek v průřezu - dle (Obr. 4) a (Obr. 5) NAPĚTÍ V PŘIPOJENÍ KE STOJINĚ τ S [MPa ] ZATÍŽENÍ KLUZÁTEK p[mpa] 96,9 9,7 Napětí v průřezu - (Obr. 4) a (Obr. 5) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Obr. 6 Konzola HV vnějšího dílu ramene 8

29 Tabulka 5: Kontrola konzoly HV ve vnějším dílu ramene dle (Obr. 6) MAXIMÁLNÍ MOŽNÁ SÍLA NA SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ VE SVARU KONZOLU FHVmax [ N] KONZOLY σ s [MPa] ,4 Napětí ve svaru konzoly (Obr. 6) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje Kontrola napětí vnitřního dílu ramene Obr. 7 Průřez vnitřního dílu ramene 3-3 9

30 Tabulka 6: Srovnávací napětí dle HMH v průřezu 3-3 dle (Obr. 7) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 18,9 3 0,1 6 44,4 Napětí v průřezu 3-3 (Obr. 7) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Obr. 8 Průřez vnitřního dílu ramene 4-4 Tabulka 7: Srovnávací napětí dle HMH v průřezu 4-4 dle (Obr. 8) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa ] 173,9 Napětí v průřezu 4-4 (Obr. 8) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 30

31 Obr. 9 Připojení ke stojině v průřezu 4-4 Tabulka 8: Kontrola připojení ke stojině a zatížení kluzných desek v průřezu 4-4 dle (Obr. 8) a (Obr. 9) NAPĚTÍ V PŘIPOJENÍ KE STOJINĚ τ S [MPa ] ZATÍŽENÍ KLUZÁTEK p[mpa ] 88 9,7 Napětí v průřezu 4-4 (Obr. 8) a (Obr. 9) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Obr. 30 Konzola HV vnitřního dílu ramene 31

32 Tabulka 9: Kontrola konzoly HV ve vnitřním dílu ramene dle (Obr. 30) MAXIMÁLNÍ MOŽNÁ SÍLA NA SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ VE SVARU KONZOLU FHVmax [ N] KONZOLY σ s [MPa ] ,5 Napětí ve svaru konzoly (Obr. 30) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Obr. 31 Čelní deska vnitřního dílu ramene 5-5 Tabulka 10: Srovnávací napětí na čelní desce 5-5 dle (Obr. 31) SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa ] 73,1 Napětí na čelní desce je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č9), deska vyhovuje. 3

33 4. Kontrola nosného sloupu Kontrola nosného sloupu se provádí pro stav zatížení, je-li teleskopické rameno vysunuté do maximální polohy a jako přídavné zařízení je zde použita otočná plošina stav IV (Obr. ), (Příloha č.). Obr. 3 Nosný sloup se zatížením Pevnostní kontrola se provádí pro tři průřezy různých průměrů (Obr. 3). Jedná se o průřez namáhaný maximálním zatížením, průřez v místě změny průměru a průřez v místě vytvořeného otvoru. Tyto přechody a otvory působí jako vruby, v nichž dochází ke zvýšení špiček napětí. Deska, jež je navařena uvnitř roury není dále počítána, protože nesplňuje podmínky pro řešení desky dle pružnosti a pevnosti II, z důvodu jejího asymetrického tvaru a zatížení. Tvarová asymetrie je dána otvory vytvořenými v této desce. Sloup je namáhaný ohybovým momentem, který se přenáší přes teleskopické rameno silou od břemene. Deska je namáhána ohybem a smykovým napětím, jež vyvolává síla od břemene, tíhy otočné plošiny, ramene, vozíku a vlastní tíhy. Dále je sloup namáhán kroutícím momentem, který vzniká od pohonu pro pootáčení ramene. 33

34 Metodou HMH se výsledné hodnoty ohybových napětí a smykových napětí od kroutícího momentu přepočítají na výsledná srovnávací napětí, která se porovnávají se základní výpočtovou pevností. Tabulka 11: Zatížení nosného sloupu MAXIMÁLNÍ VÝPOČTOVÝ OHYBOVÝ VÝPOČTOVÁ SÍLA NA MAXIMÁLNÍ KROUTÍCÍ 1, MOMENT M ov max [Nmm] DESKU Fzv [N ] MOMENT M k [Nm] Tabulka 1: Srovnávací napětí v průřezech dle (Obr. 3) PRŮŘEZ SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 54,4 4,4 3 58,1 Napětí v průřezech dle (Obr. 3) jsou menší než je základní výpočtová pevnost R = 90 MPa a R=40MPa (Příloha č.9), průřezy vyhovují. Nosná deska je dále řešena metodou konečných prvků (kapitola 6.). Nelze počítat podle teorie desky dle pružnosti a pevnosti II [4] z důvodu asymetrie této desky. Tato asymetričnost je způsobena otvory, jež jsou v desce vytvořeny, a také asymetricky rozloženým zatížením. 34

35 4.3 Kontrola rámu vozíku Rám vozíku se kontroluje ve stavu IV (Obr. ), je-li rameno vysunuté v poloze natočení o 45 a 90 (Obr. 36). Kontrola pevnosti se provádí pro průřez dolního třmenu (Obr. 33), který má menší rozměr než horní třmen, z důvodu zúžení pro umístění elektromotoru s převodovkou (Příloha č.3). Třmen vozíku je namáhán ohybovým momentem od síly přenášené přes pojezdové kladky. Při výpočtu se dále posuzuje napětí od ohybu a smyku, vzniklé na konzole hydroagregátu (Obr. 34) a ohybu a tahu od elektromotoru s převodovkou (Obr. 35). Kontrola ostatních průřezů je zanedbatelná. Výsledná ohybová, smyková a tahová napětí se srovnávají se základní výpočtovou pevností. Metodou HMH se spočítá výsledné srovnávací napětí pro tyto dva stavy natočení Kontrola třmenu vozíku Obr. 33 Třmen rámu vozíku se zatížením Tabulka 13: Zatížení vozíku VÝPOČTOVÁ SÍLA NA TŘMEN F [N ] VÝPOČTOVÁ SÍLA HA FHA [N ] VÝPOČTOVÁ SÍLA EM FEM [N ] VÝPOČTOVÁ SÍLA EM OD ŘETĚZU Fř [N ] 6 151

36 Tabulka 14: Srovnávací napětí v průřezu A-A (Obr. 33) NATOČENÍ RAMENE ϕ[ ] SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 45 59, ,9 Napětí v průřezu dle (Obr. 33) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje Kontrola konzoly hydroagregátu Obr. 34 Konzola hydroagregátu Tabulka 15: Srovnávací napětí v průřezu A-A (Obr. 34) konzoly SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 5,9 Napětí v průřezu dle (Obr. 34) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 36

37 4.3.3 Kontrola konzoly pro elektromotor s převodovkou Obr. 35 Konzola elektromotoru s převodovkou Tabulka 16: Srovnávací napětí v průřezu A-A (Obr. 35) konzoly SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 59,8 Napětí v průřezu dle (Obr. 35) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 37

38 4.4 Kontrola rámu podvozku Rám podvozku se kontroluje pro čtyři stavy zatížení (Příloha č.4), z nichž nejnebezpečnější stav nastává při vysunutém rameni s otočnou plošinou (Obr. ) a natočením ramene o 90 a 130 (Obr. 36). Pro tyto dva stavy se provádí pevnostní kontrola ramene podvozku (Obr. 39). Obr. 36 Poloha natočení ramene Z hlediska pevnosti je kontrolováno pět částí podvozku a jsou to zachycovací hák zdvihu (Obr. 37) nosného sloupu, který je umístěn na pojezdovém sloupu rámu podvozku. Dále jsou to zachycovací háky pojezdu (Obr. 38), upevněné na nosníku, který je navařen mezi rameny podvozku. Kontrolovány jsou též ramena podvozku (Obr. 39), střední nosník (Obr. 40) a sloup pojezdu (Obr. 41). Zachycovací hák zdvihu je namáhán ohybovým momentem, který způsobuje síla vyvolaná od teleskopického hydromotoru. Pro návrh průřezu háku se vychází z ohybového 38

39 a smykového napětí a také ze smykového napětí ve svaru. Zachycovací háky pojezdu jsou namáhány ohybovým momentem od reakční síly, vzniklé při naklápění manipulátoru. Kontrola se provádí pro napětí v ohybu, smyku a napětí ve svaru háku. Důležitá je kontrola ramen podvozku, které jsou zatíženy reakční silou od kolejnice. Tato síla způsobuje ohybový moment, který vyvolává v konstrukci nápravy ohybové a smykové napětí od posouvající síly a napětí smykové od kroutícího momentu. Střední nosník je namáhán silou od teleskopického hydromotoru a tíhou konstrukčních celků, jež na tento nosník působí. Předpokládá se, že se sílá rovnoměrně rozdělí na oba nosníky, vliv třetího nosníku můžeme zanedbat. U tohoto středního nosníku je počítáno pouze napětí v ohybu. Sloup pojezdu je namáhán ohybovým momentem a kroutícím momentem od zatížení břemene a tíhy dílů konstrukce. U sloupu je počítáno ohybové, smykové a tlakové napětí. Tato napětí u všech kontrolovaných částí se dále přepočítávají podle metody HMH na napětí srovnávací, která se srovnávají se základní výpočtovou pevností. Tabulka 17: Zatížení podvozku SÍLA NA ZACHYCOVACÍ HÁK ZDVIHU FH [N ] SÍLA NA ZACHYCOVACÍ HÁK POJEZDU MAXIMÁLNÍ SÍLA NA POJEZDOVÉ KOLO FH [N ] F y [N ] MAXIMÁLNÍ SÍLA NA OPĚRNÉ KOLO Fx [N ] MAXIMÁLNÍ SÍLA NA STŘEDNÍ NOSNÍK MAXIMÁLNÍ SÍLA NA SLOUP 39 9 F [N ] Fv max [N ]

40 4.4.1 Kontrola zachycovacího háku zdvihu Obr. 37 Zachycovací hák zdvihu Tabulka 18: Srovnávací napětí v průřezu A-A a ve svaru průřezu B-B (Obr. 37) háku PRŮŘEZ SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ VE SVARU τ[mpa] A-A B-B 7, ,9 Napětí v průřezech dle (Obr. 37) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřezy vyhovují. 40

41 4.4. Kontrola zachycovacího háku pojezdu Obr. 38 Zachycovací hák pojezdu Tabulka 19: Srovnávací napětí v průřezu A-A a ve svaru průřezu B-B (Obr. 38) háku PRŮŘEZ SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] A-A B-B 19, ,5 SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ VE SVARU τ s [MPa] Napětí v průřezech dle (Obr. 38) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřezy vyhovují. 41

42 4.4.3 Kontrola nápravy podvozku Obr. 39 Náprava podvozku Tabulka 0: Srovnávací napětí v průřezu A-A (Obr. 39) od reakcí v pojezdovém kole, při natočení ramene o 90 dle (Obr. 36) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 06,6 06,5 Napětí v průřezu dle (Obr. 39) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 4

43 Tabulka 1: Srovnávací napětí v průřezu A-A (Obr. 39) od reakcí opěrného kola, při natočení ramene o 90 (Obr. 36) SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 31 Napětí v průřezu dle (Obr. 39) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Tabulka : Srovnávací napětí v průřezu B-B (Obr. 39) od reakcí v pojezdovém kole, při natočení ramene o 90 dle (Obr. 36) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 198,8 196, Napětí v průřezu dle (Obr. 39) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Tabulka 3: Srovnávací napětí v průřezu B-B (Obr. 39) od reakcí opěrného kola, při natočení ramene o 90 (Obr. 36) SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 8,4 Napětí v průřezu dle (Obr. 39) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Tabulka 4: Srovnávací napětí v průřezu A-A (Obr. 39) od reakcí v pojezdovém kole, při natočení ramene o 130 dle (Obr. 36) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 177,4 174,8 Napětí v průřezu dle (Obr. 39) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 43

44 Tabulka 5: Srovnávací napětí v průřezu B-B (Obr. 39) od reakcí v pojezdovém kole, při natočení ramene o 130 dle (Obr. 36) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 170,7 166, Napětí v průřezu dle (Obr. 39) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje Kontrola středního nosníku Obr. 40 Střední nosník Tabulka 6: Napětí v ohybu průřezu A-A (Obr. 40) středního nosníku NAPĚTÍ V OHYBU σ o [MPa] 175,6 Napětí v průřezu dle (Obr. 40) je menší než základní výpočtová pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 44

45 4.4.5 Kontrola sloupu pojezdu Obr. 41 Sloup pojezdu Tabulka 7: Srovnávací napětí zatěžovací stav 1 (Obr. 41) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] ` ,4 9 88, Napětí v průřezu dle (Obr. 41) je menší než dovolené napětí σ DOV = 1 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. 45

46 Tabulka 8: Srovnávací napětí zatěžovací stav (Obr. 41) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 100,4 5 9,9 Napětí v průřezu dle (Obr. 41) je menší než dovolené napětí σ DOV = 1 MPa (Příloha č.9), průřez vyhovuje. Tabulka 9: Srovnávací napětí zatěžovací stav 3 (Obr. 41) VLÁKNO SROVNÁVACÍ NAPĚTÍ σ s [MPa] 1 163,6 46,3 Napětí v průřezu dle (Obr. 41) je menší než dovolené napětí σ DOV = 1 MPa (Příloha č. 9), průřez vyhovuje. 46

47 5 Výpočet pohonů manipulátoru Pro výpočet pohonů je zapotřebí stanovit odpory proti pohybu pohyblivých částí, jež vznikají působením třecích sil a sil gravitačních. Manipulátor jako celek koná pohyb po kružnici uvnitř hlavní stavby kolesového rypadla. Dále nosný sloup manipulátoru s vozíkem koná pohyb přímočarý ve vertikálním směru, proto je zapotřebí překonat síly vzniklé působením gravitačního zrychlení. Zároveň také koná pohyb rotační kolem vlastní osy, čímž umožňuje manipulaci v prostoru. Teleskopické rameno koná pohyb přímočarý v horizontálním směru, při němž vznikají velké třecí síly. 5.1 Odpor zasouvání teleskopického ramene Při výpočtu odporu zasouvání ramene je použit nejnepříznivější zatěžovací stav IV (Obr. ), (Příloha č.5), při kterém dochází k největším ztrátám vlivem velkého tření mezi kluznými deskami a ocelovými plechy, jež jsou součástí konstrukce ramene. Také se musí při výpočtu uvažovat s náklonem manipulátoru při jeho provozu. Pro snížení tření je použito maziva. Tabulka 30: Síla potřebná pro zasouvání ramene SÍLA PRO ZASOUVÁNÍ T[N] Volím hydromotor HV 100/50/630 od firmy Sb inmart [1], [10]. Tabulka 31: Maximální síla a tlak vyvolaný hydromotorem HV 100/50/630 MAXIMÁLNÍ TLAK p[mpa] SÍLA OD HYDROMOTORU FHV [N] Síla vyvolaná hydromotorem je vyšší než síla potřebná pro zasouvání, hydromotor HV 100/50/630 vyhovuje. 47

48 5. Odpor otáčení nosného sloupu Pro výpočet je uvažován stav IV (Obr. ), (Příloha č.6), při kterém se dosahuje maximálních odporů. Dále jsou uvažovány pouze čisté hmotnosti manipulátoru a jmenovité břemeno. Tabulka 3: Potřebný kroutící moment pro stanovení pohonu KROUTÍCÍ MOMENT M k [Nm] 7953 Tabulka 33: Potřebný výkon pohonu VÝKON P[W] 180 Volím převodový motor SEW RF107R77DR63M4 od firmy SEW Eurodrive [1]. Pro pohon otáčení je využito řetězového převodu s válečkovým řetězem DIN Odpor zdvihu vozíku Pro návrh pohonu je zapotřebí překonání tíhových sil všech zvedaných částí a břemene ve vertikálním směru. Stanovení potřebné zvedací síly uvažujeme pro stav zatížení IV (Obr. ), (Příloha č.7). Tabulka 34: Síla potřebná ke zdvihu vozíku ZVEDACÍ SÍLA Fz [N] 9 00 Volím teleskopický hydromotor typu TGG od firmy Vihorlat Snina [1]. Tabulka 35: Síla teleskopu při zdvihu H = 1,79 m SÍLA TELESKOPU FT [N] Síla vyvolaná teleskopickým hydromotorem je mnohem vyšší než potřebná síla ke zdvihu, z toho plyne, že se nevyužije plný tlak p = 16 MPa, hydromotor vyhovuje. 48

49 5.4 Odpor pojezdu manipulátoru Pro pojezd manipulátoru po kolejnici je zapotřebí stanovit celkový odpor pojíždění, vzniklý působením reakcí na pojezdových a opěrných kladkách. Odpor pojezdu se stanový pro rozhodující zátěžný stav IV (Obr. ), (Příloha č.8) a ve dvou případech natočení ramene o 90 a 130 (Obr. 36). Tabulka 36: Maximální odpor pojezdu pro případ natočení ramene o 130 ODPOR POJEZDU O c [N] 8936 Volím motor s převodovkou SEW RF87DT80K4 od firmy SEW Eurodrive [1]. Pohon pojezdu manipulátoru je uskutečňován pomocí lanového převodu, který má funkci na principu šplhavého zařízení. Lana jsou ukotvená na jedné straně rypadla a navíjí se na lanové bubny, čímž se manipulátor na laně přitahuje a koná krouživý pohyb. 49

50 6 Pevnostní analýza pomocí MKP (metoda konečných prvků) Metoda konečných prvků umožňuje provádět pevnostní analýzu konstrukcí, pro jejíchž složitost nelze provádět přesné výpočty, z důvodů nesplnění základních předpokladů pružnosti a pevnosti. Také lze touto analýzou sledovat postupné změny napjatosti ve všech místech konstrukce a provádět případné konstrukční úpravy pro odlehčování nebo naopak pro zpevňování konstrukcí. Pro tyto analýzy slouží různé výpočtové softwary, které zefektivňují práci řešení konstrukcí. Jsou to například softwary I Deas, Marc, Catia, Ansys. V programu I Deas jsem prováděl tvorbu výpočtových modelů, které jsem exportoval do programu MARC, kde bylo provedeno řešení metodou konečných prvků. 6.1 Zatěžovací stavy nosné desky a teleskopického ramene Tabulka 37: Zatěžovací stavy dle (Příloha č.1), (Příloha č.), (Obr. 86, 87, 88, 89, 99) Výsuv Max. Max. Max. výsuv výpočtová teleskopického zatěžovací Poloha síla přímočarého tlak Zatěžovací vnitřního vnitřního Přídavné působící dílu dílu stav zařízení působící na hydromotoru ramene teleskopické nosného na desku ramene [mm] [MPa] rameno [N ] sloupu [m] stav I zasunuté 0 jeřábová nástavba ,79 36 stav II zasunuté 0 otočná plošina ,79 39 stav III vysunuté 630 jeřábová nástavba ,79 6 stav IV vysunuté 630 otočná plošina ,79 39 Pevnostní analýza pomocí MKP je provedena pro zatěžovací stav IV, kdy je konstrukce nejvíce namáhána. 50

51 6. Nosná deska 6..1 Výpočtový model nosné desky Obr. 4 Výpočtový model nosné desky v MARCU objemový model Výpočtový model nosné desky je tvořen v kartézském souřadném systému z dílů (Obr. 4), které jsou mezi sebou v přímém kontaktu. Síť desky a šroubů je tvořena mapovanými prvky (Obr. 43 a, b). Síť opěrky a části hydromotoru je tvořena volnými prvky (Obr. 43 c). Pro řešení stavu napjatosti v místě otvoru je výpočtový model zjednodušen dle (Obr. 4) a stav napjatosti není posuzován v krajních místech desky. 51

52 Popis použitých prvků: Obr. 43 Třídy prvků a) HEXA8, b) PENTA6, c) TETRA10 [11], [1] Kontaktní tabulka: Všechny součásti výpočtového modelu jsou tvořeny jako deformovatelná samostatná kontaktní tělesa viz (Obr. 4). Program MARC umožňuje vytváření kontaktů přímo skutečně navrženými tělesy, která se nemusí pro simulaci nahrazovat jinými zjednodušujícími prvky. Druh kontaktu mezi jednotlivými tělesy je dán kontaktní tabulkou, ve které se nastavují různé parametry dle druhu kontaktu (Obr. 44). Tato tabulka udává, která tělesa jsou spolu v kontaktu. Obr. 44 Kontaktní tabulka _ T touching, G - glue Touching kontakt mezi dvěma tělesy, kde může docházet ke smýkání třecích ploch mezi těmito tělesy Glue kontakt mezi dvěma tělesy, kde nedochází ke smýkání třecích ploch mezi těmito tělesy (vysoký součinitel tření) Materiál: Pro výpočet napjatosti v programu MARC je použit dostupný materiál ocel C35, jejíž vlastnosti jsou určeny v závislosti na teplotě. Poissonovo číslo má hodnotu 0,3, hustota oceli 7850 kg m 3 a modul pružnosti v tahu je dán tabulkou určenou závislostí na teplotě. 5

53 6.. Okrajové podmínky Obr. 45 Okrajové podmínky Při zjednodušeném výpočtovém modelu je deska uchycena po celém jejím obvodě (Obr. 45). Toto uchycení je známo jako vetknutí, ve kterém je zamezeno posuvům ve všech třech osách dle souřadného systému. V místě vetknutí nedochází k posunutí prvků a ani k jejich natočení. Je zde zvýšena tuhost desky. Zatížení je přenášeno přes část hydromotoru a opěrku na desku. Velikost zatížení od výpočtové zvedací síly je Fzv = 1, N (kapitola 4.) a jedná se o maximální zatěžovací stav. Tato síla byla dále pro výpočet rozložena na plochu S = 3018mm (Obr. 45) a velikost tlaku přepočteného od zvedací síly má hodnotu p = 39MPa. Tento tlak je rozložen na ploše do středů jednotlivých prvků a působí ve směru osy y (Obr.45). Tíhová síla nebyla uvažována, protože její hodnota je zanedbatelná. 53

54 6..3 Napjatost nosné desky Obr. 46 Napjatost desky při maximálním zatížení horní strana: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 60 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 66 MPa Účelem řešení pevnostní analýzy desky bylo posouzení stavu napjatosti v okolí vytvořeného otvoru pro vedení hadic k hydromotoru od hydraulického agregátu. Srovnávací napětí na vrchní straně v okolí otvoru a otvorů pro šrouby dle MKP: - maximální napětí (Obr. 46) je 66 MPa Hodnota napětí nepřesahuje základní výpočtovou pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9). Napětí v místě vetknutí je nižší než napětí v místě otvoru. Tato hodnota napětí v místě vetknutí není ale přesná, v důsledku vysoké tuhosti způsobené vetknutím. Při posuzování napjatosti v tomto místě by bylo zapotřebí vytvořit přesnější výpočtový model (např. nahradit vetknutí modelem svaru), který by splňoval lepší požadavky v místě přivaření desky. 54

55 Obr. 47 Napjatost desky při maximálním zatížení spodní strana: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 70 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 335 MPa Srovnávací napětí na spodní straně v okolí otvoru a otvorů pro šrouby dle MKP: - maximální napětí (Obr. 47) je 73 MPa Hodnota napětí nepřesahuje základní výpočtovou pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9). Vzniklé špičky napětí v místě vybrání jsou způsobeny nepřesností výpočtu MKP v tomto místě. A také má na tyto extrémní hodnoty vliv vysoká tuhost opěrky, která zvyšuje tuhost desky v tomto kritickém místě. Těmto extrémním hodnotám napětí se v tomto případě nevyhneme. Srovnávací napětí v kritickém místě dle MKP: - extrémní napětí (Obr. 48) je 335 MPa Hodnota napětí výrazně přesahuje základní výpočtovou pevnost R = 90 MPa (Příloha č.9), ale pro posouzení napjatosti desky není důležitá. 55

56 Obr. 48 Místo extrémního napětí špičky napětí : zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 335 MPa Obr. 49 Detail maximálního posuzovaného napětí spodní strana: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 70 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 73 MPa 56

57 Obr. 50 Detail maximálního posuzovaného napětí horní strana: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 60 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 66 MPa Obr. 51 Detail stavu napjatosti spodní strana: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 70 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 335 MPa 57

58 6.3 Teleskopické rameno (objemový model) Jedná se o kontaktní úlohu, při které je řešena napjatost konstrukce v místech kluzných desek vnějšího i vnitřního dílu ramene, v nejnepříznivějším stavu zatížení IV (kapitola 4.1) Výpočtový model teleskopického ramene Obr. 5 Výpočtový model teleskopického ramene v MARCU _ ( stav IV) objemový model Výpočtový model teleskopického ramene je tvořen v kartézském souřadném systému z dílů (Obr. 5), které jsou mezi sebou v kontaktu přes kluzné desky upevněné k vedení. Všechny díly výpočtového modelu jsou síťovány mapovanými prvky (Obr. 43 a, b). Pro nahrazení přídavného zařízení, které simuluje otočnou plošinu pro demontáž hnacího hřídele drtiče, je zde použit spojovací prvek RBE3 (Obr. 5). Prvek RBE3 je uchycen za uzly na vrchní straně čelní desky a na straně mezi výstužnými žebry. Ve spodní části se tento prvek opírá o čelní plochu desky. Uchycení prvku RBE3 nahrazuje zavěšení otočné plošiny. Prvek RBE3 je prvek používaný k přenosu hmotnosti a zatížení, které je díky tomuto prvku rovnoměrně rozložené na uchycené prvky. Není dokonale tuhý, čímž nezvyšuje tuhost konstrukce. 58

59 Obr. 53 Výpočtový model vnějšího dílu ramene Obr. 54 Výpočtový model vnitřního dílu ramene 59

60 Kontaktní tabulka Všechny součásti výpočtového modelu jsou tvořeny jako deformovatelná samostatná kontaktní tělesa viz (Obr. 53 a 54). Druh kontaktu mezi jednotlivými tělesy je dán kontaktní tabulkou, ve které se nastavují různé parametry dle druhu kontaktu (Obr. 55). Tato tabulka udává, která tělesa jsou spolu v kontaktu. Obr. 55 Kontaktní tabulka Materiál: Pro výpočet napjatosti v programu MARC je použit dostupný materiál ocel C35, jejíž vlastnosti jsou určeny v závislosti na teplotě. Poissonovo číslo má hodnotu 0,3, hustota oceli 7850 kg m 3 a modul pružnosti v tahu je dán tabulkou určenou závislostí na teplotě. 60

61 6.3. Okrajové podmínky Obr. 56 Okrajové podmínky Uchycení ramene k nosnému sloupu šrouby je nahrazeno vazbou fixed displacement a je zde zabráněno posuvům ve všech třech osách dle souřadného systému (Obr. 56). Posunutí prvků je v tomto místě nulové. Posunutí vnitřního dílu ramene v ose x je zabráněno vazbou fixed displacement dle souřadného systému. Uchycení je provedeno ve vnitřní části vnitřního dílu ramene za konzolu, sloužící k upevnění hydromotoru čepovým spojením. Konzola přenáší zatížení při výsuvu ramene, ale v tomto statickém případě nepřenáší velké zatížení. Zatížení je zde vyvolané výpočtovou silou od hmotnosti břemene a hmotnosti otočné plošiny, jež má hodnotu Q1v = 7, N, G6v = 4070 N (kapitola 4.1) a je umístěné do referenčního bodu nahrazujícího prvku RBE3 (Obr. 56). Síla směřuje proti směru osy y dle souřadného systému. Z důvodu vysoké hmotnosti obou dílů ramene je nutno počítat s vlastní tíhou, která je dána výpočtovým gravitačním zrychlením g = 10,8m s. 61

62 6.3.3 Napjatost teleskopického ramene Obr. 57 Napjatost ramene při maximálním zatížení: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 33 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 33 MPa Srovnávací napětí ramene jako celku dle MKP: - maximální napětí (Obr. 57) je 33 MPa Hodnota napětí nepřesahuje základní výpočtovou pevnost R = 90 MPa (příloha č.9). Srovnávací napětí vnějšího dílu ramene dle MKP: - maximální napětí (Obr. 58) je 33 MPa Srovnávací napětí vnitřního dílu ramene dle MKP: - maximální napětí (Obr. 59) je 19 MPa 6

63 Obr. 58 Napjatost vnějšího dílu ramene: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 33 MPa Obr. 59 Napjatost vnitřního dílu ramene: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 19 MPa 63

64 Obr. 60 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzných desek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 154 MPa Srovnávací napětí v místech kluzných desek vnějšího dílu dle MKP: - extrémní napětí (Obr. 60) je 154 MPa Toto napětí je zde vyvozeno v důsledku vysokého zatížení silami přenášenými přes kluzné desky. Jedná se o místo, v němž se mění prudce tuhost. Vysoká tuhost je zde vyvolaná stojinou, aby nedocházelo k velkým deformacím v místě přenosu sil a tím se zajistil dobrý kontakt mezi oběma díly a kluznými deskami. Boční plechy mají nižší tuhost, a proto zde vznikají napěťové špičky dle (Obr. 60) v označeném místě A. Špičky napětí v místě uchycení vnějšího dílu ramene k nosnému sloupu (Obr. 58) jsou také způsobeny prudkým přechodem z místa o vyšší tuhosti do míst o tuhosti nižší. Tato tuhost spodního plechu byla vyvolána vazbou fixed displacement, která nahrazuje uchycení ramene šrouby. Vzhledem k tomu, že tato napětí v kritických místech nepřesahují základní výpočtovou pevnost R = 90 MPa (příloha č.9), není zapotřebí hledat jiné konstrukční řešení. 64

65 Obr. 61 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzných desek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 10 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 19 MPa Srovnávací napětí v místech kluzných desek vnitřního dílu dle MKP: - extrémní napětí (Obr. 61) je 19 MPa Tato hodnota napětí v kritickém místě je způsobena vysokým zatížením, jež je přenášeno přes kluzné desky v místě s vysokou tuhostí, detail B. 65

66 Obr. 6 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 33 MPa Obr. 63 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 33 MPa 66

67 Obr. 64 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 144 MPa Obr. 65 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 144 MPa 67

68 Obr. 66 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 50 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 53 MPa Obr. 67 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 55 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 58 MPa 68

69 6.3.4 Deformace teleskopického ramene Obr. 68 Celkové přetvoření ramene: zatěžovací stav: stav IV, legenda: 8,094e-05 3,19 mm, stav: deformovaný 50x zvětšení, extrém deformace: 3,13 mm Obr. 69 Deformace ramene v ose y: zatěžovací stav: stav IV, legenda: -3,033 1,905e-001 mm, stav: deformovaný 50x zvětšení, extrém deformace: 3,033 mm 69

70 6.4 Teleskopické rameno (skořepinový model) Jedná se o kontaktní úlohu, při které je řešena napjatost konstrukce v místech kluzných desek vnějšího i vnitřního dílu ramene, v nejnepříznivějším stavu zatížení IV (kapitola 4.1). Pro posouzení napjatosti v místech kontaktů není skořepinový model příliš vhodný! Výpočtový model teleskopického ramene Obr. 70 Výpočtový model teleskopického ramene v MARCU _ (stav IV) skořepinový model Výpočtový model teleskopického ramene je tvořen v kartézském souřadném systému z dílů (Obr. 70), které jsou mezi sebou v kontaktu přes kluzné desky upevněné k vedení. Vnější díl ramene, vnitřní díl ramene a boční destičky jsou síťovány mapovanými prvky (Obr. 71 a, b). Kluzné desky a vedení jsou síťovány mapovanými prvky (Obr. 43 a, b). Popis použitých skořepinových prvků: Obr. 71 Třídy prvků a) QUAD4, b) TRIA3 [1] 70

71 Obr. 7 Výpočtový model vnějšího dílu ramene Obr. 73 Výpočtový model vnitřního dílu ramene 71

72 Náhrada otočné plošiny RBE3 prvkem je stejná jako u objemového modelu, pouze se liší uchycením tohoto prvku za střednicové uzly čelní desky (Obr. 70). Kontaktní tabulka: Parametry kontaktní tabulky jsou shodné jako u objemového výpočtového modelu (Obr. 55). Materiál: Materiál je shodný jako u objemového výpočtového modelu Okrajové podmínky Okrajové podmínky jsou shodné jako u objemového výpočtového modelu (Obr. 56) Napjatost teleskopického ramene Obr. 74 Napjatost ramene při maximálním zatížení: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 354 MPa Při použití skořepinového modelu vycházejí hodnoty napětí v místech kontaktu mnohem vyšší než je základní výpočtová pevnost. Napjatost není podle tohoto modelu posuzována! Tento skořepinový model slouží pouze pro srovnání výsledků napjatosti s objemovým modelem. Je zde vidět velký rozdíl napjatosti v místech kontaktů. 7

73 Obr. 75 Napjatost vnějšího dílu ramene: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 354 MPa Obr. 76 Napjatost vnitřního dílu ramene: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 91 MPa 73

74 Obr. 77 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 07 MPa Obr. 78 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 07 MPa 74

75 Obr. 79 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzných desek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 91 MPa Obr. 80 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzných desek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 00 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 354 MPa 75

76 Obr. 81 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 75 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 79 MPa Obr. 8 Detail stavu napjatosti u čelní desky: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 153 MPa 76

77 Obr. 83 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek: zatěžovací stav: stav IV, srovnávací napětí: HMH, legenda: 0 50 MPa, stav: nedeformovaný, extrém napětí: 5 MPa Obr. 84 Celkové přetvoření ramene: zatěžovací stav: stav IV, legenda: 4,6704e-031 4,44084 mm, stav: deformovaný 50x zvětšení, extrém deformace: 4,44 mm 77

78 Obr. 85 Deformace ramene v ose y: zatěžovací stav: stav IV, legenda: -4,583 0,358 mm, stav: deformovaný 50x zvětšení, extrém deformace: 4,3 mm 78

79 7 Závěr Úkolem diplomové práce bylo provedení analýzy zatížení manipulátoru dle systému manipulace ve spodní stavbě kolesového rypadla KK1300. Jedná se o manipulaci při demontáži hnacího hřídele drtiče a napínacího bubnu předávacího pásu, jež každý z nich je umístěn v jiné části spodní stavby rypadla. Z tohoto důvodu, a také z důvodu uchycení těchto demontovaných dílů bylo zapotřebí použití dvou různých přídavných zařízení, s nimiž se mění dosah manipulátoru a také hodnota zatížení. Zatěžovací analýza byla prováděna dle normy [5]. Dále jsem v této práci prováděl pevnostní kontrolu jednotlivých částí nosné konstrukce manipulátoru dle normy [5], podle zatěžovacích stavů, jež byly pro danou část konstrukce nejnepříznivější. Při výpočtu zatížení jsem navýšil celkové hmotnosti jednotlivých částí o určitou mez, z důvodu možného přetěžování obsluhou manipulátoru a dále tyto zatížení zvýšil součiniteli dle normy [5]. Tedy konstrukce je kontrolována s vysokou bezpečností. Přepočet pevnosti jednotlivých dílů manipulátoru byl stanoven podle firemní literatury [1]. Pro posouzení stavu napjatosti nosné desky uvnitř otočného sloupu jsem použil program MARC, který má vhodnější použití pro kontaktní úlohy. Tento výpočet jsem prováděl na objemovém modelu. Provedl jsem i pokus výpočtu skořepinového modelu, ale výsledky byly zcela odlišné od skutečných hodnot. Z toho důvodu jsem tyto výsledky v práci neuváděl. Pro posouzení stavu napjatosti teleskopického ramene jsem použil program MARC. Výpočet jsem prováděl na objemovém i skořepinovém modelu. Pro posouzení stavu napjatosti v místech kluzných desek, což jsou místa kontaktů, bylo vhodnější použití objemového modelu. Skořepinový model je vhodný pro posouzení napjatosti konstrukce ramene jako celku, bez uvažování napjatosti v kontaktních místech. Vzhledem k tomu, že nás zajímal pouze stav napjatosti v místě kluzných desek, nebyly ostatní místa posuzována. Dále jsem prováděl výpočet odporů při posuvu, otáčení a pojezdu, pro stanovení vhodných pohonů. Hodnoty napětí na všech částech konstrukce jsou menší než základní výpočtová pevnost, z čehož je zřejmé, že celá konstrukce vyhovuje i při zvýšených hodnotách zatížení. Výpočet byl proveden statickou metodou. Dynamika zde byla zahrnuta pomocí součinitelů. Konstrukce není posuzována na únavu, proto i celkem vysoká napětí jsou přijatelná a není zapotřebí dalších konstrukčních úprav. Pro vytvoření výkresu sestavení manipulátoru s přídavným zařízením jsem použil program CATIA, v němž jsem vytvořil 3D model manipulátoru. Ze vzniklého 3D modelu jsou vygenerovány jednotlivé pohledy, potřebné pro dostatečný popis manipulátoru na výkresu sestavení. K danému výkresu je vypracován kusovník. 79

80 8 Seznam informačních zdrojů Literatura [1] Firemní literatura [] FLORIAN, Z., ONDRÁČEK, E., PŘIKRYL, K.: Mechanika těles. Statika, skripta VUT v Brně, 003 [3] JANÍČEK, P., ONDRÁČEK, E., VRBKA, J., BURŠA, J.: Mechanika těles. Pružnost a pevnost I, skripta VUT v Brně, 004 [4] JANÍČEK, P., ONDRÁČEK, E., VRBKA, J.: Mechanika těles. Pružnost a pevnost II, skripta VUT v Brně, 00 [5] Česká technická norma Navrhování ocelových konstrukcí ČSN , Český normalizační institut, Praha 1998 [6] Československá státní norma Navrhování ocelových konstrukcí jeřábů. Výpočet podle mezních stavů. ČSN , Československý normalizační institut, 1991 [7] LEINVEBER, J., ŘASA, J., VÁVRA, P.: Strojnické tabulky, Třetí doplněné vydání, PRAHA, 1999, ISBN Webové stránky [8] Webové stránky firmy NOEN a.s. (cit ) [9] Webové stránky (cit ) [10] Webové stránky firmy sbinmart a.s hv.pdf, (cit ) [11] Webové stránky - _geom.html, (cit ) [1] Webové stránky (cit )

81 9 Seznam použitých symbolů A reakce v bodě A [N] B reakce v bodě B [N] index I, II, III, IV stavy zatížení ramene pro reakce v bodě A a B [-] AN maximální normálná síla na opěrné kolo [N] Ax síla působící na rameno podvozku [N] AxN = Fx normálná reakce na opěrnou kladku [N] Ax, B x, C x síla na opěrné kolo [N] Ay reakční síla na pojezdové kolo [N] By reakční síla na pojezdové kolo [N] Bz složka ve směru osy Z [N] e statické hodnoty průřezu [mm] index 1,,3,4, T rozměr statické hodnoty průřezu [-] f součinitel tření [-] F síla [N] F síla pro tlakové napětí [N] F poloviční síla na sloup [N] FEM výpočtová síla na konzolu elektromotoru [N] FH síla na hák [N] FHA výpočtová síla na konzolu hydroagregátu [N] FHV síla vyvozená válcem [N] FHV max maximální síla vyvolaná od hydromotoru na konzolu [N] Fmax maximální síla v řetězu [N] Fr radiální síla na čep [N] FT síla teleskopu [N] 81

82 Fv max maximální výpočtová síla na sloup [N] síla působící na rameno podvozku [N] Fz zvedací síla [N] Fzv výpočtová zvedací síla [N] g gravitační zrychlení [ ms ] G tíhová síla [N] G1 tíhová síla vnějšího dílu ramene [N] G tíhová síla vnitřního dílu ramene [N] G4 tíhová síla jeřábové nástavby [N] G6 tíhová síla otočné plošiny s rámem [N] G1v výpočtová tíhová síla vnějšího dílu ramene [N] Gv výpočtová tíhová síla vnitřního dílu ramene [N] G4v výpočtová tíhová síla jeřábové nástavby [N] G6v výpočtová tíhová síla otočné plošiny s rámem [N] Gp tíhová síla podvozku [N] G pv výpočtová tíhová síla podvozku [N] G sv výpočtová vlastní tíha středního nosníku [N] GTHVv výpočtová tíha teleskopického hydromotoru [N] Gv tíhová síla vozíku [N] Gvv výpočtová tíhová síla vozíku [N] J kvadratický moment průřezu [ mm 4 ] J 1, hlavní kvadratické momenty průřezu [ mm 4 ] Jo kvadratický moment průřezu [ mm 4 ] Js kvadratický moment průřezu desky [ mm 4 ] Jx kvadratický moment průřezu k ose X [ mm 4 ] Fy = B y 8

83 Jy kvadratický moment průřezu k ose Y [ mm 4 ] k součinitel bezpečnosti [-] L1 maximální dosah ramene pro demontáž hřídele [m] L maximální dosah ramene pro demontáž napínacího bubnu [m] L maximální dosah ramene pro nosnost jeřábového háku [m] m hmotnost [kg] m1 hmotnost hřídele pohonu drtiče [kg] m hmotnost napínacího bubnu předávacího pásu [kg] m HV hmotnost hydromotoru [kg] mv hmotnost vnějšího dílu ramene [kg] mvn hmotnost vnitřního dílu ramene [kg] M moment [Nmm, Nm] index 11,,33,44,55 průřezy ramene pro ohybový moment [-] index ov1, ov průřezy nosného sloupu pro ohybový moment [-] index oa, ob průřezy ramene podvozku pro ohybový moment [-] Mk kroutící moment [Nmm, Nm] kroutící moment od normálné reakce na opěrnou kladku [Nmm, Nm] M max maximální ohybový moment [Nmm, Nm] Mo ohybový moment [Nmm, Nm] M o max maximální ohybový moment [Nmm, Nm] M ov max výpočtový maximální ohybový moment [Nmm, Nm] M třřen třecí moment dle SKF [Nmm, Nm] M zvedání moment zvedání [Nmm, Nm] ng součinitel zatížení od vlastní hmotnosti [-] nq součinitel zatížení od břemene [-] Mk 83

84 nr otáčky ramene [ 1 min 1 ] Oc odpor pojezdu [N] Oc1 odpor pojezdu pro případ 1 [N] Oc odpor pojezdu pro případ [N] p tlak na kluzátka a maximální tlak hydromotoru [MPa] P výkon [W] Q nosnost jeřábového háku [N] Q1 nosnost hřídele pohonu drtiče [N] Q nosnost napínacího bubnu předávacího pásu a součet reakcí na všechny 4 kladky [N] Qv výpočtová nosnost jeřábového háku [N] Q1v výpočtová nosnost hřídele pohonu drtiče [N] Q v výpočtová nosnost napínacího bubnu předávacího pásu [N] Qstn nosnost středního nosníku [N] R hodnota základní výpočtové pevnosti [MPa] Re mez kluzu materiálu [MPa] S plocha průřezu [ mm ] Sk průřez sloupu [ mm ] Sp smyková plocha [ mm 3 ] Ss svarová plocha [ mm ] S s1 svarová plocha konzoly vnějšího dílu ramene [ mm ] Ss svarová plocha konzoly vnitřního dílu ramene [ mm ] Su účinná plocha kluzátek [ mm ] T posouvající síla a odpor proti zasouvání [N] index 11,33 průřezy ramene pro posouvající sílu [-] 84

85 Ux statický moment průřezu [ mm 3 ] vr rychlost otáčení ramene [ ms 1 ] W modul průřezu [ mm 3 ] index o1, o, o3 pro modul průřezu v ohybu nosného sloupu v řezech [-] index k1, k, k 3 pro modul průřezu v krutu nosného sloupu v řezech [-] index o1, o, o5, x, x x9 pro modul průřezu v ohybu v příslušném vlákně [-] Wk modul průřezu v krutu [ mm 3 ] Wo modul průřezu v ohybu [ mm 3 ] Wp modul průřezu v ohybu příčného průřezu [ mm 3 ] Ws modul průřezu konzoly elektromotoru a průřezu ve svaru [ mm 3 ] Ws1 modul průřezu ve svaru konzoly vnějšího dílu ramene [ mm 3 ] Ws modul průřezu ve svaru konzoly vnitřního dílu ramene [ mm 3 ] Wx modul průřezu v ohybu k ose X [ mm 3 ] α úhel [o] β úhel příčného sklonu [o] γ dílčí součinitel spolehlivosti materiálu [-] χ součinitel [-] φ dynamický pojezdový součinitel [-] φl úhel natočení ramene v závislosti na jeho délce [o] ηp účinnost převodovky [-] ηr účinnost řetězu [-] σ napětí [MPa] index o, o1, o, o3, o 4, o5, ox9, ox, ox pro napětí v ohybu v příslušném vlákně [-] σ DOV dovolené napětí [MPa] σ ok příčné ohybové napětí od kluzátka [MPa] 85

86 σ oy napětí od ohybového momentu v ose Y [MPa] σt tahové a tlakové napětí [MPa] σ t4 tahové napětí ve svaru od kluzátka ve vlákně 4 [MPa] σs srovnávací napětí [MPa] index 1,,3,4,5,6 τ pro srovnávací napětí v příslušném vlákně smykové napětí [-] [MPa] index 1,,3,4,5,6 pro smykové napětí v příslušném vlákně index k1, k, k 3 pro smykové napětí v průřezech nosného sloupu od krutu [-] [-] τk smykové napětí od kroutícího momentu [MPa] τo napětí ve svaru od ohybu [MPa] τs smykové napětí ve svarové ploše a srovnávací napětí [MPa] τt napětí ve svaru od smyku [MPa] τt smykové napětí od posouvající síly [MPa] ψ dynamický zdvihový součinitel [-] 86

87 10 Seznam příloh Příloha č.1 Kontrola teleskopického ramene (kapitola 4.1) Příloha č. Kontrola nosného sloupu (kapitola 4.) Příloha č.3 Kontrola rámu vozíku (kapitola 4.3) Příloha č.4 Kontrola rámu podvozku (kapitola 4.4) Příloha č.5 Odpor zasouvání teleskopického ramene (kapitola 5.1) Příloha č.6 Odpor otáčení nosného sloupu (kapitola 5.) Příloha č.7 Odpor zdvihu vozíku (kapitola 5.3) Příloha č.8 Odpor pojezdu manipulátoru (kapitola 5.4) Příloha č.9 Základní výpočtová pevnost Příloha č.10 Napjatost desky při maximálním zatížení horní strana Příloha č.11 Napjatost desky při maximálním zatížení spodní strana Příloha č.1 Místo extrémního napětí špičky napětí Příloha č.13 Detail maximálního posuzovaného napětí spodní strana Příloha č.14 Detail maximálního posuzovaného napětí horní strana Příloha č.15 Detail stavu napjatosti spodní strana Příloha č.16 Napjatost ramene při maximálním zatížení objemový model Příloha č.17 Napjatost vnějšího dílu ramene objemový model Příloha č.18 Napjatost vnitřního dílu ramene objemový model Příloha č.19 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzných desek - OM Příloha č.0 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzných desek OM Příloha č.1 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení OM Příloha č. Detail stavu napjatosti v místě ukotvení OM Příloha č.3 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek OM Příloha č.4 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek OM Příloha č.5 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek OM Příloha č.6 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek OM Příloha č.7 Deformace ramene v ose y 50x zvětšená OM 87

88 Příloha č.8 Celkové přetvoření ramene 50x zvětšené OM Příloha č.9 Napjatost ramene při maximálním zatížení skořepinový model Příloha č.30 Napjatost vnějšího dílu ramene skořepinový model Příloha č.31 Napjatost vnitřního dílu ramene skořepinový model Příloha č.3 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení SM Příloha č.33 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení SM Příloha č.34 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzných desek SM Příloha č.35 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzných desek SM Příloha č.36 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek SM Příloha č.37 Detail stavu napjatosti u čelní desky SM Příloha č.38 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek SM Příloha č.39 Celkové přetvoření ramene 50x zvětšené SM Příloha č.40 Deformace ramene v ose y 50x zvětšená SM 88

89 11 Seznam výkresové dokumentace 0 O3 /00 MANIPULÁTOR S OTOČNOU PLOŠINOU K 0 O3 /00 MANIPULÁTOR S OTOČNOU PLOŠINOU KUSOVNÍK 89

90 Příloha č.1 Kontrola teleskopického ramene Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Vzorce jsou tvořeny v programu Mathcad, z toho důvodu je jejich styl jiný než v programu Microsoft Word. Pevnostní výpočet ramene je proveden dle ČSN a ČSN Manipulátor je určen k montážním pracím ve spodní stavbě, tzn. že hmotnosti a rozmístění břemen jsou známé a využití manipulátoru je občasné. Volím proto hodnotu součinitele zatížení od břemene: nq = 1, Součinitel zatížení od vlastní hmotnosti volím: ng = 1, neboť jednotlivé hmotnosti a polohy těžišť jsou stanoveny dle projektu. Z důvodu velmi nízkých rychlostí všech pracovních pohybů volím dynamický zdvihový součinitel ψ = 1,15 a dynamický pojezdový součinitel φ = 1,1. Základní parametry pro výpočet vyplývají z funkce manipulátoru a konstrukčního řešení přídavných zařízení. Výpočet nosnosti Q1 a Q : Hmotnost hřídele pohonu drtiče: m1 = 5610kg Hmotnost napínacího bubnu předávacího pásu: m = 86kg Gravitační zrychlení: g = 9,81m s Nosnost na rameni L1 =,67m pro demontáž hřídele pohonu drtiče (max. výsuv): Q1 := m1 g (1) Q1 = N Nosnost Q1 = 55034,1N při uvažování gravitačního zrychlení g = 9,81m s. Pro další výpočty zaokrouhluji nosnost na: Q1 = N. Nosnost na rameni L = 3,17m pro demontáž napínacího bubnu předávacího pásu: Q := m g () Q = N 90

91 Nosnost Q = 773,06 N při uvažování gravitačního zrychlení g = 9,81m s. Pro další výpočty zaokrouhluji nosnost na: Q = 8000 N. Nosnost na rameni L3 =,587 m, rameno je zasunuté s jeřábovou nástavbou pro Q = N, jedná se o nosnost jeřábového háku. Tabulka 1: Nosnosti dle použitelnosti ramene - Q1 _ nejnepříznivější zatížení Nosnost Q1 [N ] Nosnost Q [N ] 8000 Nosnost Q3 [N ] Výpočtové zatížení od břemene: Q 1v := Q 1 nq ψ (3) Q v := Q nq ψ (4) Q v := Q nq ψ (5) Tabulka : Výpočtová nosnost pro další výpočty dle vzorce (3), (4), (5) Výpočtová nosnost Q1v [N ] 7780 Výpočtová nosnost Q v [N ] Výpočtová nosnost Qv [N ] Tíhové síly vnějšího a vnitřního dílu ramene (včetně hydrauliky): m HV = 4,6kg - hmotnost hydromotoru mv = 360,56kg - hmotnost vnějšího dílu + příslušenství mvn = 80,54kg - hmotnost vnitřního dílu + příslušenství Vnější díl ramene: 1 G1 := mhv + mv g 3 91 G1 = N (6)

92 Vnitřní díl ramene: G := mhv + mvn g 3 (7) G = N Tabulka 3: Zaokrouhlené tíhové síly vnějšího a vnitřního dílu (včetně hydrauliky) Zatížení od vlastní tíhy teleskopického ramene Vnější díl G1 [N ] 4000 Vnitřní díl G [N ] 3500 Výpočtové zatížení od vlastní hmotnosti ramene (včetně hydrauliky): Vnější díl ramene: G1v := G1 ng φ (8) Vnitřní díl ramene: Gv := G ng φ (9) Tabulka 4: Výpočtové zatížení od vlastní hmotnosti dle vzorce (8), (9) Výpočtové zatížení od vlastní hmotnosti teleskopického ramene Vnější díl G1v [N ] 4400 Vnitřní díl Gv [N ] 3850 Tíhové síly přídavných zařízení: Jeřábová nástavba: G4 = 1300 N [1] Otočná plošina s rámem: G6 = 3700 N [1] Výpočtové zatížení od vlastní hmotnosti přídavných zařízení: G4v := G4 ng φ (10) G6v := G6 ng φ (11) 9

93 Tabulka 5: Výpočtové zatížení přídavných zařízení dle vzorce (10), (11) Výpočtové zatížení od vlastní hmotnosti přídavných zařízení Jeřábová nástavba G4v [N ] 1430 Otočná plošina G6v [N ] 4070 Výpočet reakčních sil pro stavy zatížení I IV: Stav I: případ s jeřábovou nástavbou rameno je zasunuté Obr. 86 Stav zatížení I Reakce v bodě A: 1 AI := G ( 0.795) + G4v (.067) + Qv (.717) 1.71 v (1) Reakce v bodě B: ( ) BI := AI Gv + G4v + Qv (13) 93

94 Stav II: případ s otočnou plošinou rameno je zasunuté Obr. 87 Stav zatížení II Reakce v bodě A: ( ) 1 AII := G ( 0.795) + G6v + Q1v ( 1.767) 1.71 v (14) Reakce v bodě B: ( ) BII := AII Gv + G6v + Q1v (15) Stav III: případ s jeřábovou nástavbou rameno je vysunuté Obr. 88 Stav zatížení III 94

95 Reakce v bodě A: 1 AIII := G ( 0.795) + G4v (.067) + Qv (.717) v (16) Reakce v bodě B: ( ) BIII := AIII Gv + G4v + Qv (17) Stav IV: případ s otočnou plošinou rameno je vysunuté Obr. 89 Stav zatížení IV Reakce v bodě A: ( ) 1 AIV := G ( 0.795) + G6v + Q1v ( 1.767) v (18) Reakce v bodě B: ( ) BIV := AIV Gv + G6v + Q1v (19) Tabulka 6: Reakce v bodě A a B pro čtyři stavy zatížení dle vzorce (1) až (19) Stav Reakce v bodě A [N] Reakce v bodě B [N] I 1534, ,115 II , ,485 III , ,75 IV 9384, ,687 95

96 Vnější díl ramene: Průřez 1_1: - nejnepříznivější zatížení nastane v případě AIV a BIV Do průřezu je zaváděna i síla od kluzátek, která se zachytí v šířce pásnice dle (Obr. 90). Obr. 90 Průřez 1-1 Statické hodnoty průřezu dle (Obr. 90): e1 := e1 = 303 mm (0) J := ( 303 6) ( ) (1) Ostatní hodnoty vyplývají z (Obr. 90): e1 = 303mm, e = 1mm, e3 = 189mm, J = 1, mm 4 Ohybový moment: M11 := AIV ( 750) BIV ( 110) () Tabulka 7: Ohybový moment v průřezu 1_1 (Obr ), (Obr. 90) dle vzorce () Ohybový moment M 11 [Nmm]

97 Ohybové napětí: M11 e1 σ o1 := J (3) σ o := M11 e J σ o3 := (4) M11 e3 J (5) Tabulka 8: Ohybové napětí v průřezu 1_1 (Obr. 90) dle vzorců (3), (4), (5) Vlákno Ohybové napětí σ o [MPa ] 1 4,389 9, ,44 Smykové napětí od posouvající síly: T11 = AIV, parametry dle (Obr. 90) a = 470mm, b = 3mm, c = 00,5mm, t = 10mm Sp := a b c T11 Sp τ 4 := J t 3 (6) Sp = mm (7) Tabulka 9: Smykové napětí v průřezu 1_1 ve vlákně 4 (Obr. 90) dle vzorce (7) Smykové napětí od posouvající síly τ 4 [MPa ],67 Tahové napětí ve svaru od kluzátka: parametr dle (Obr. 90) h = 6mm, t = 10mm BIV σ t4 := t h (8) Tabulka 10: Napětí ve svaru v průřezu 1_1 ve vlákně 4 (Obr. 90) dle vzorce (8) Tahové napětí ve svaru od kluzátka σ t 4 [MPa ] 97 31,899

98 Příčné ohybové napětí od kluzátka: parametr dle (Obr. 90) m = 50,5mm 1 Wp := h 3 6 (9) σ ok := 3 Wp = mm BIV m Wp (30) Tabulka 11: Příčné ohybové napětí od kluzátka v průřezu 1_1 (Obr. 90) dle vzorce (30) Příčné ohybové napětí od kluzátka σ ok [MPa ] 18,71 Srovnávací napětí ve vlákně 4 dle HMH: k převodní součinitel tupého svaru k = 0,85 [5] σ t4 σ t4 + σ o3 σ s4 := σ o3 + 3 τ 4 k k (31) Srovnávací napětí ve vlákně dle HMH: σ s := σ o + σ ok σ o σ ok (3) Srovnávací napětí ve vlákně 3 dle HMH: σ s3 := σ o3 + σ ok σ o3 σ ok (33) Tabulka 1: Srovnávací napětí v průřezu 1_1 (Obr. 90) dle vzorce (31), (3), (33) Vlákno Srovnávací napětí σ s [MPa ] 169, , ,016 98

99 Průřez _: - nejnepříznivější zatížení nastane v případě AIV a BIV Obr. 91 Průřez _ Statické hodnoty průřezu dle (Obr. 91): e1 = 37mm, e = 5mm J := (34) J = 4, mm 4 Ohybový moment příčný: parametr dle (Obr. 91) n = 50,5mm M := AIV n (35) Tabulka 13: Příčný ohybový moment průřezu _ (Obr. ), (Obr. 91) dle vzorce (35) Ohybový moment M [Nmm] ,719 99

100 Ohybové napětí příčné: σ o1 := M e1 J σ o := (36) M e J (37) Tabulka 14: Ohybové napětí příčné průřezu _ (Obr. 91) dle vzorce (36), (37) Vlákno Ohybové napětí příčné σ o [MPa ] 1 43,989 9,7 Smykové napětí od posouvající síly: parametry dle (Obr. 91) a = 04mm, b = 1mm, c = 31mm, t = 16mm Sp := a b c τ := Sp = mm3 (38) AIV Sp t J (39) Tabulka 15: Smykové napětí od posouvající síly ve vlákně v průřezu _ (Obr. 91) dle (39) Smykové napětí τ [MPa ] 111,66 Srovnávací napětí ve vlákně dle HMH: σ s := σ o + 3 τ (40) Tabulka 16: Srovnávací napětí ve vlákně průřezu _ (Obr. 91) dle vzorce (40) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 195,

101 Kontrola připojení ke stojině: Obr. 9 Připojení ke stojině v průřezu _ Vzhledem k připojení příčníku ke stojině je zanedbán ohyb a uvažuje se jen zachycení posouvající síly ve svarové ploše s s smykem. parametry dle (Obr. 9) x = 16mm, y = 74mm Ss := x y τ S := (41) Ss = 1184 mm AIV S s (4) Tabulka 17: Smykové napětí ve svarové ploše (Obr. 9) dle vzorce (4) Smykové napětí τ s [MPa ] 96,869 Zatížení kluzátek: S u = 11900mm - účinná plocha kluzátek p := AIV S u (43) Tabulka 18: Zatížení kluzátek silou AIV dle vzorce (43) Zatížení kluzátek p[mpa ] 9,

102 Konzola hydromotoru ve vnějším dílu ramene: Obr. 93 Konzola hydromotoru vnějšího dílu ramene parametry dle (Obr. 93) p = 16 MPa, D = 90mm, a = 16mm, l = 180mm, b = 115mm FHVmax := π D p 4 (44) Tabulka 19: Maximální síla vyvolaná hydromotorem na konzolu (Obr. 93) dle vzorce (44) Síla od hydromotoru FHV max [N ] ,60 Srovnávací napětí ve svaru konzoly vnějšího dílu: 1 Ws1 := a l 6 (45) Ws1 = mm Ss1 := a l Ss1 = 5760 mm 3 (46) FHVmax b FHVmax σ s := + 3 Ws1 Ss1 (47) Tabulka 0: Srovnávací napětí ve svaru konzoly (Obr. 93) dle vzorce (47) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 74,335 10

103 Vnitřní díl ramene: Průřez 3_3 rozhodující zatížení AIV a BIV Obr. 94 Průřez 3_3 Statické hodnoty průřezu dle rozměrů (Obr. 94): e1 := e1 = mm (48) J := 0 40 ( ) ( 4 + 6) (49) e1 = 188mm, e = 54mm, e3 = 168mm, e4 = 4mm, J = 6, mm 4 Ohybový moment na rameni L = 640mm : M33 := BIV L (50) Tabulka 1: Ohybový moment v místě průřezu 3_3 (Obr. 94) dle vzorce (50) Ohybový moment M 33 [Nmm]

104 Ohybová napětí: σ o1 := M33 e1 J σ o3 := M33 e3 J (51) (53) M33 e J (5) M33 e4 σ o6 := J (54) σ o := Tabulka : Napětí od ohybu v průřezu 3_3 (Obr. 94) dle vzorce (51), (5), (53), (54) Vlákno Ohybová napětí σ o [MPa ] 1 5,971 35, , ,43 Příčné ohybové napětí od kluzátek: parametr dle (Obr. 94) a = 9,5mm 1 Wp := σ ok := 3 (55) Wp = mm AIV a Wp (56) Tabulka 3: Příčné ohybové napětí od kluzátek v průřezu 3_3 (Obr. 94) dle vzorce (56) Ohybové napětí σ ok [MPa ] 30,

105 Smykové napětí od posouvající síly: parametry dle (Obr. 94) t = 8mm, T33 = B IV 3 Sp := 1 40 ( 4 + 6) T33 Sp τ 6 := t J Sp = mm (57) (58) Tabulka 4: Smykové napětí od posouvající síly ve vlákně 6 (Obr. 94) dle vzorce (58) Smykové napětí τ 6 [MPa ] 16,86 Srovnávací napětí dle HMH: σ s1 := σ o1 + σ ok σ o1 σ ok σ s3 := σ o3 + σ ok σ o3 σ ok σ s6 := σ o6 + 3 τ 6 (59) (60) (61) Tabulka 5: Srovnávací napětí v průřezu 3_3 (Obr. 94) dle vzorce (59), (60), (61) Vlákno Srovnávací napětí σ s [MPa ] 1 18, , ,

106 Průřez 4_4 rozhodující zatížení AIV a BIV Obr. 95 Průřez 4_4 Statické hodnoty průřezu dle rozměrů (Obr. 95) e1 = 41mm, e = 9mm J := (6) J = 6, mm 4 Příčný ohybový moment průřezu: parametr dle (Obr. 95) a = 9,5mm M44 := BIV a (63) Tabulka 6: Příčný ohybový moment průřezu 4_4 (Obr. 95) dle vzorce (63) Ohybový moment M 44 [Nmm] ,81 106

107 Napětí v ohybu: M44 e1 σ o1 := J σ o := (64) M44 e J (65) Tabulka 7: Napětí v ohybu v průřezu 4_4 (Obr. 95) dle vzorce (64), (65) Vlákno Napětí v ohybu σ o [MPa ] 1 14,49 10,06 Smykové napětí od posouvající síly: parametry dle (Obr. 95) b = 00mm, c = 1mm, d = 35mm, t = 10mm 3 Sp := b c d τ := Sp = mm (66) BIV Sp t J (67) Tabulka 8: Smykové napětí od posouvající síly v průřezu 4_4 (Obr. 95) dle vzorce (67) Smykové napětí τ [MPa ] 100,1 Srovnávací napětí průřezu ve vlákně : σ s := σ o + 3 τ (68) Tabulka 9: Srovnávací napětí v průřezu 4_4 (Obr. 95) dle vzorce (68) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 173,

108 Kontrola připojení ke stojině: Obr. 96 Připojení ke stojině v průřezu 4_4 parametry dle (Obr. 96) y = 8mm, x = 10mm Ss := y x τ s := (69) Ss = 80 mm BIV S s (70) Tabulka 30: Smykové napětí ve stojině (Obr. 96) dle vzorce (70) Smykové napětí τ s [MPa ] 87,917 Zatížení kluzátek: S u = 11900mm - účinná plocha kluzátek p := BIV S u (71) Tabulka 31: Zatížení kluzátek silou B IV dle vzorce (71) Zatížení kluzátek p[mpa ] 6,

109 Konzola hydromotoru ve vnitřním dílu ramene: Obr. 97 Konzola hydromotoru vnitřního dílu ramene parametry dle (Obr. 97) l = 160mm, D = 90mm, a = 16mm, b = 87 mm 1 Ws := a l 6 Ss := a l 3 (7) Ws = mm Ss = 510 mm (73) Sila od hydromotoru FHV max : Síla od hydromotoru je stejná jako v případě počítání konzoly ve vnějším dílu ramene. Srovnávací napětí ve svaru konzoly ve vnitřním dílu: FHVmax b FHVmax σ s := + 3 Ws Ss (74) Tabulka 3: Srovnávací napětí ve svaru konzoly (Obr. 97) dle vzorce (74) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 73,

110 Kontrola čelní desky, průřez 5_5: - maximální moment na desku vzniká při použití jeřábové nástavby s Qv = N únosnost háku Obr. 98 Čelní deska, průřez 5_5 Moment jeřábové nástavby: M55 := G4v Qv 180 (75) Tabulka 33: Moment od jeřábové nástavby působící na desku dle vzorce (75) Moment na desku M 55 [Nmm] Síla na desku: parametry r = 496mm, et = emax F := M55 r (76) 110

111 Tabulka 34: Síla působící na desku (Obr. 98) dle vzorce (76) Síla na desku F [N ] ,847 Ss := ( ) Ss := Ss 50 1 et := Ss = 8648 mm (77) Ss = 408 mm (78) ( ) (79) et = mm et = 68,5mm Js := 50 1 ( 73 67) ( ) ( ) 1 1 (80) 6 4 J s = 3, mm Normálné napětí: F Ss σ t := σ o := σ t = 0.8 MPa (81) ( ) F et 3 emax Js σ := σ t + σ o σ o = MPa (8) (83) Tabulka 35: Normálné napětí na desce dle vzorce (83) Normálné napětí σ [MPa ] 8,063 Smykové napětí: τ := G4v + Qv Ss (84) 111

112 Tabulka 36: Smykové napětí na desce dle vzorce (84) Smykové napětí τ [MPa ] 9,48 Srovnávací napětí dle HMH: σ σ s := + 3 τ k (85) Tabulka 37: Srovnávací napětí na desce dle vzorce (85) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 73,05 11

113 Příloha č. Kontrola nosného sloupu Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Tíhová síla vozíku: Gv = 3000 N, pro další výpočty zaokrouhluji na Gv = 5000 N. Výpočtová tíhová síla vozíku: Gvv := Gv ng φ (86) Výpočtová zvedací síla: Fzv := Gvv + G1v + Gv + G6v + Q1v (87) Maximální ohybový moment: ( ) Movmax := Q1v + G6v 67 + Gv G1v 40 Reakce FRv : Movmax FRv := 149 (89) Obr. 99 Nosný sloup 113 (88)

114 Tabulka 38: Síly potřebné pro výpočet nosného sloupu dle vzorce (86), (87), (88), (89), (38) Výpočtová tíhová síla vozíku Gvv [N ] 7500 Výpočtová zvedací síla Fzv [N ] Maximální ohybový moment M ov max [Nmm] Reakce FRv [N ] 13378,365 Kroutící moment M k [Nmm] Ohybové momenty v průřezu 1 a : Mov := Movmax FRv 44 (90) Mov1 := Movmax FRv 568 (91) Tabulka 39: Ohybové napětí v průřezech 1 a (Obr. 99) dle vzorce (90), (91) Ohybový moment M ov [Nmm] ,54 Ohybový moment M ov1 [Nmm] ,515 Napětí v průřezu 1 od ohybu: Obr. 100 Průřez 1 parametry dle (Obr. 100) D1 = 355mm, d1 = 301mm 114

115 modul průřezu v ohybu: 4 π D1 d1 Wo1 := 3 D1 σ o1 := 4 3 Wo1 = mm (9) Mov1 Wo1 (93) Tabulka 40: Napětí v průřezu 1 od ohybu (Obr. 100) dle vzorce (93) Napětí od ohybu σ o1 [MPa ] 54,78 Napětí v průřezu od ohybu: Obr. 101 Průřez parametry dle (Obr. 101) D = 377mm, d = 301mm 4 π D d Wo := 3 D σ o := 4 3 Wo = mm (94) Mov Wo (95) Tabulka 41: Napětí v průřezu od ohybu (Obr. 101) dle vzorce (95) Napětí od ohybu σ o [MPa ] 4,83 115

116 Napětí v průřezu 3 od ohybu: Obr. 10 Průřez 3 parametry dle (Obr. 10) D3 = 380mm, d 3 = 300mm 4 π D3 d3 Wo3 := 3 D3 σ o3 := 4 3 Wo3 = mm (96) Movmax Wo3 (97) Tabulka 4: Napětí v průřezu 3 od ohybu (Obr. 10) dle vzorce (97) Napětí od ohybu σ 3[MPa ] 58,031 Napětí v průřezu 1 až 3 od kroutícího momentu dle (Obr. 100, 101,10): 4 π D1 d1 Wk1 := 16 D1 4 π D d Wk := 16 D 4 π D3 d3 Wk3 := 16 D3 4 3 Wk1 = mm (98) 4 3 Wk = mm (99) 4 3 Wk3 = mm (100) 116

117 τ k1 := Mk τ k := Wk1 (101) Mk Wk (10) τ k3 := Mk Wk3 (103) Tabulka 43: Napětí v průřezu 1 až 3 od kroutícího momentu dle vzorce (101), (10), (103) Napětí od krutu τ k1 [MPa ] 1,874 Napětí od krutu τ k [MPa ] 1,73 Napětí od krutu τ k 3 [MPa ] 1,07 Srovnávací napětí v průřezu 1 až 3: σ s1 := σ o1 + 3 τ k1 σ s := σ o + 3 τ k σ s3 := σ o3 + 3 τ k3 (104) (105) (106) Tabulka 44: Srovnávací napětí v průřezu 1 až 3 dle vzorce (104), (105), (106) Průřez Srovnávací napětí σ s [MPa ] 1 54,375 4, ,

118 Příloha č.3 Kontrola rámu vozíku Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. U vozíku byla provedena kontrola třmenů rámu, konzoly hydraulického agregátu a konzoly pro uchycení motoru s převodovkou. Kontrola třmenů rámu: Nejnebezpečnější namáhané místo je v průřezu třmenu u převodovky, neboť zde je průřez třmenu nejmenší. Síla působící na třmen je počítána stejně jako reakční síly působící na sloup v místě ložisek, s tím rozdílem, že vzdálenost mezi horními a dolními kladkami je o něco menší než u ložisek SKF. Obr. 103 Zatížení třmenů F := Movmax 1300 (107) Tabulka 45: Síla působící na třmen (Obr. 103) dle vzorce (107) Síla na třmen F [N ] ,69 118

119 Obr. 104 Zatížený třmen vozíku Radiální síla: Fr := F (108) Fr = N Kvadratický moment průřezu: Obr. 105 Průřez třmenu vozíku 119

120 1 3 Jo := (109) 4 Jo = cm Modul průřezu v ohybu: Jo Wo := e (110) Wo = cm3 Plocha průřezu: S := ( ) (111) S = 900 mm Výpočet proveden pro dva případy natočení ramene 45 a 90 stupňů (Obr. 36). Natočení 45 stupňů: Srovnávací napětí dle HMH: σ s := F F S Wo (11) Tabulka 46: Srovnávací napětí na třmenu při natočení ramene o 45 stupňů dle (11) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 59,409 Natočení 90 stupňů: σ := F S + F 0.36 Wo Sp := σ = MPa (113) 3 (114) Sp = cm parametr dle (Obr. 105) t = 0,8cm τ := F S p t Jo τ = N cm (115) Po přepočtení je smykové napětí τ 17,7 MPa. 10

121 Srovnávací napětí dle HMH: σ s := σ + 3 τ (116) Tabulka 47: Srovnávací napětí na třmenu při natočení ramene o 90 stupňů dle (116) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 79,945 Kontrola konzoly hydroagregátu: Hydraulický agregát 500N, vlastní tíha konzoly 10N. Tíha hydraulického agregátu + vlastní tíha konzoly G = 60 N. Použit profil U80. Výpočtová síla: FHA := G ng φ (117) FHA = 88 N Obr. 106 Zatížení konzoly HA Ohybový moment: Ohybový moment není počítán na rameni k těžišti, ale na celém rameni konzoly. Mo := FHA (118) Mo = Nm Modul průřezu v ohybu: 3 Wo := 53 mm 11

122 Napětí od ohybu: σ o := Mo σ o = MPa Wo (119) Plocha průřezu: Ss := 6 80 Ss = 480 mm (10) Smykové napětí: τ := FHA S s τ = 3.00 MPa (11) Srovnávací napětí dle HMH: σ s := σ o + 3 τ (1) Tabulka 48: Srovnávací napětí na konzole hydraulického agregátu dle vzorce (1) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 5,91 Kontrola konzoly pro elektromotor s převodovkou: Tíha od motoru s převodovkou a příslušných součástí je G=943N. Tuto tíhu dále zaokrouhluji na G = 3000 N. Profil L-10x80x1 _ z toho plyne S s = 56mm. Výpočtová síla: FEM := G ng φ (13) FEM = 3300 N Maximální síla v řetězu: Fmax = 6151N 1

123 Obr. 107 Zatížení konzoly EM Modul průřezu Ws = 40,4m 3 Normálné napětí: Fmax σ := S s + FEM Fmax 0.1 Ws σ = MPa (14) Smykové napětí: plocha průřezu: Ss := 1 10 τ := (15) FEM Ss Ss = 1440 mm τ = MPa (16) Srovnávací napětí dle HMH: σ s := σ + 3 τ (17) Tabulka 49: Srovnávací napětí na konzole pro motor s převodovkou dle vzorce (17) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 59,778 13

124 Příloha č.4 Kontrola rámu podvozku Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Rozbor teoretických poloh: Tyto teoretické polohy jsou dány maximálními dosahy a nosnostmi bez ohledu na skutečné prostorové možnosti ve spodní stavbě a rozmístění uvažovaných břemen. Takto zjištěná zatížení použijeme pro dimenzování manipulátoru. Tíhová síla podvozku: m = 136kg Gp := m g Gp = N (18) Zaokrouhluji na G p = 1000 N. Výpočtová tíhová síla podvozku: Gpv := Gp ng φ Zatěžovací případy: (19) Gpv = 3100 N Dle (Obr. 36) jsou stanoveny teoretické polohy pro pevnostní kontrolu rámu podvozku pro všechny případy zatížení, z nichž nejnepříznivější zatížení nastává při: 1: natočení ramene o 90 stupňů, zatěžovací případ IV, rameno vysunuté s otočnou plošinou a Q1v : natočení ramene o 130 stupňů, zatěžovací případ IV, rameno vysunuté s otočnou plošinou a Q1v Případ 1: Momentová rovnováha v bodě A dle (Obr. 108): ( ) 1 By := Gvv Gpv G1v Gv G6v + Q1v (130) By = N ( ) Ay := Gvv + G1v + Gv + G6v + Gpv + Q1v By 14 (131) Ay = 4835 N

125 Momentová rovnováha v bodě A dle (Obr. 108): Cx := 1 ( ) G ( 0.9) + Gvv + G1v + Gv + G6v + Q1v ( 0.789) 3.34 pv (13) Cx = N B x = C x, Ax = C x Případ : φ L = 130 o, sin (φ L ) = 0,766, cos(φ L ) = 0,643 Momentová rovnováha v bodě A dle (Obr. 108) jsou už zde zahrnuty siny a cosiny ve vzorci z důvodu zkrácení vzorce: ( ) 1 By := Gvv Gpv G1v Gv.49 + G6v + Q1v (133) By = N ( ) Ay := Gvv + G1v + Gv + G6v + Gpv + Q1v By (134) Ay = N Momentová rovnováha v bodě A dle (Obr. 108) jsou už zde zahrnuty siny a cosiny ve vzorci z důvodu zkrácení vzorce: Cx := ( ) 1 G ( 0.9) + Gvv ( 0.789) + G1v ( 1.047) + Gv ( 1.6) + G6v + Q 1v (.47) 3.34 pv (135) Cx = N B x = C x, Ax = C x Ostatní případy zatížení rámu podvozku v závislosti na různých polohách natočení ramene jsou nižší než tyto dva nebezpečné případy. 15

126 Obr. 108 Zatížení podvozku 16

127 Maximální normálná síla na opěrné kolo [1]: AN = B N, χ = 1360, χ = 0,40, a tan (χ ) = 1,877 o, cos(1,877 ) = 0,643, Ax = C x 3387 Ax AN := 0.98 (136) AN = N Složka ve směru osy Z: Az = B z 1360 Bz := A 3387 x (137) Bz = N Kontrola zachycovacích háků: Zachycovací hák zdvihu: Teleskop při zdvihu 1,790 m vysouvá třetí píst silou FT = N. Stálá protisíla je dána hmotností vozíku a ramene. Obr. 109 Zachycovací hák zdvihu tloušťky T0 17

128 Síla na hák: ( FH := FT Gv + G1 + G ) (138) Tabulka 50: Síla působící na hák (Obr. 109) dle vzorce (138) Síla na hák FH [N ] Ohybový moment: Mo = N Mo := FH 0 (139) Modul průřezu A-A v ohybu dle (Obr. 109): 0 70 Wo := 6 3 Wo = mm (140) Průřez v řezu A-A (Obr. 109): S := 0 70 S = 1400 mm (141) Napětí v kritickém průřezu háku: σ o := τ := Mo σ o = MPa Wo (14) FH S τ = MPa (143) Srovnávací napětí dle HMH: σ s := σ o + 3 τ (144) Tabulka 51: Srovnávací napětí na zachycovacím háku zdvihu v průřezu A-A dle vzorce (144) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 7,16 Ohybový moment pro výpočet napětí ve svaru háku dle (Obr. 109): Mo := FH 60 (145) Mo = Nmm 18

129 Modul průřezu B-B v ohybu svaru dle (Obr. 109): Ws := 6 3 (146) Ws = mm Průřez svaru v řezu B-B (Obr. 109): Ss := (147) Ss = 800 mm Napětí ve svaru: τ s := FH Ss τ o := (148) τ s = MPa Mo Ws (149) τ o = MPa Srovnávací napětí ve svaru dle HMH: τo τs + τ := (150) Tabulka 5: Srovnávací napětí ve svaru zachycovacího háku zdvihu B-B dle vzorce (150) Srovnávací napětí ve svaru τ [MPa ] 13,866 Zachycovací hák pojezdu: Dle rozboru maximálního zatížení je síla na hák při natočení ramene o 130 stupňů Ay. Vzhledem k dynamice působení volím pro dimenzi sílu na hák FH = N. Obr. 110 Zachycovací hák pojezdu tloušťky T50 19

130 Ohybový moment: Mo := FH 35 Mo = Nmm (151) Modul průřezu v ohybu A-A (Obr. 110): Wo := 6 3 Wo = 7500 mm (15) Průřez v řezu A-A (Obr. 110): S := S = 1500 mm (153) Napětí v kritickém průřezu háku: σ o := τ := Mo σ o = MPa Wo (154) FH S τ = MPa (155) Srovnávací napětí dle HMH: σ s := σ o + 3 τ (156) Tabulka 53: Srovnávací napětí na zachycovacím háku pojezdu v průřezu A-A dle (156) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 19,96 Ohybový moment pro výpočet napětí ve svaru háku (Obr. 110): Mo := FH (157) Mo = 3400 Nm Modul průřezu v ohybu B-B svaru (Obr. 110): 1 Ws := (158) 3 Ws = mm Průřez svaru v řezu B-B (Obr. 110): Ss := (159) Ss = 1960 mm 130

131 Napětí ve svaru: τ o := τ t := Mo τ o = MPa Ws (160) FH Ss τ t = MPa (161) Srovnávací napětí dle HMH: τ s := τ o + τ t (16) Tabulka 54: Srovnávací napětí ve svaru zachycovacího háku pojezdu B-B dle (16) Srovnávací napětí τ s [MPa ] 14,49 Výpočet ocelové konstrukce podvozku: Obr. 111 Rameno podvozku 131

132 Dle rozboru zatížení uvažuji případy, na kterých je maximální reakce na pojezdové kolo a maximální reakce na opěrné kolo. Rameno podvozku: 1.případ zatížení IV- rameno vysunuté s otočnou plošinou a Q1v, φ = 90 o Průřez A-A: Obr. 11 Průřez A-A Kvadratický moment průřezu k ose x: Jx := Jx = mm (163) Modul průřezu v ohybu k ose x: Jx Wx1 := 116 (164) 3 Wx1 = mm Modul průřezu v krutu: Wk = 1, mm 3 13

133 Kvadratický moment průřezu k ose y: Jy := (165) Jy = mm Síly působící na rameno podvozku: B y = N pro další výpočet zaokrouhluji na B y = N = Fy Ax = 1705 N pro další výpočet zaokrouhluji na Ax = N Normálná reakce na opěrnou kladku: α = 5,37 o, cos(α ) = 0,904, AxN = Fx Ax AxN := (166) AxN = N Obr. 113 Normálná reakce na opěrnou kladku Ohybový moment v průřezu A-A (Obr. 111, 11): MoA := By' 1598 (167) MoA = Nmm Kroutící moment od síly na pojezdové kolo (Obr. 111): Mk := By' 10 (168) Mk = Nmm 133

134 Kroutící moment od normálné reakce na opěrnou kladku: Mk' := AxN 180 (169) Mk' = Nmm a)vlákno 1: Napětí v ohybu: σ o1 := MoA Jx σ o1 = MPa 116 (170) Smykové napětí od kroutícího momentu: τ k := Mk Mk' τ k = MPa Wk (171) Srovnávací napětí v průřezu A-A ve vlákně 1: σ s := σ o1 + 3 τ k (17) Tabulka 55: Srovnávací napětí v průřezu A-A ve vlákně 1 (Obr. 11) dle vzorce (17) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 06,57 b)vlákno (kontrola svarů): τ k je stejné jako při výpočtu ve vlákně 1 Statický moment průřezu: Ux := (173) Svar: b := (174) 3 Ux = mm b = 11. mm Smykové napětí od posouvající síly T = B y : τ T := By' Ux τ T = MPa b Jx (175) Ohybové napětí ve vlákně : σ o := MoA Jx σ o = MPa 100 (176) 134

135 Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := ( ) + τ k σ o + 3 τ T + τ k (177) Tabulka 56: Srovnávací napětí v průřezu A-A ve vlákně (Obr. 11) dle vzorce (177) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 06,48 c)kontrola průřezu A-A v ose y od reakce v opěrné kladce: Ohybový moment od normálné síly: Mo := AxN 1344 Mo = Nmm (178) Napětí od ohybového momentu v ose y: σ oy := Mo Jy σ oy = MPa (179) Srovnávací napětí: σ s := σ oy + 3 τ k (180) Tabulka 57: Srovnávací napětí v průřezu A-A od reakce v opěrném kole (Obr. 111) dle (180) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 30,976 Průřez B-B: Obr. 114 Průřez B-B 135

136 Kvadratický moment průřezu k ose x: Jx := Jx = mm (181) Kvadratický moment průřezu k ose y: Jy := Jy = mm (18) Modul průřezu v krutu: Wk = 1, mm 3 Síly působící na rameno podvozku: B y = N = Fy, AxN = 19911,5 N = Fx Ohybový moment v průřezu B-B (Obr. 111, 114): MoB := By' 1900 (183) MoB = Nmm Krotící moment od síly na pojezdové kolo (Obr. 111): M k = Nmm Kroutící moment od normálné reakce na opěrnou kladku: M k = ,796 Nmm a)vlákno 1: Napětí v ohybu: σ o1 := MoB Jx 10 σ o1 = MPa (184) Smykové napětí od kroutícího momentu: τ k := Mk Mk' Wk τ k = 9.79 MPa (185) 136

137 Srovnávací napětí v průřezu B-B ve vlákně 1: σ s := σ o1 + 3 τ k (186) Tabulka 58: Srovnávací napětí v průřezu B-B ve vlákně 1 (Obr. 114) dle vzorce (186) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 198,74 b)vlákno (kontrola svarů): τ k je stejné jako při výpočtu ve vlákně 1 Statický moment průřezu: 3 Ux := Ux = mm (187) Svar: b := (188) b = 11. mm Smykové napětí od posouvající síly: τ T := By' Ux τ T = MPa b Jx (189) Ohybové napětí ve vlákně : σ o := MoB Jx σ o = MPa 100 (190) Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := ( ) + τ k σ o + 3 τ T + τ k (191) Tabulka 59: Srovnávací napětí v průřezu B-B ve vlákně (Obr. 114) dle vzorce (191) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 196,154 c)kontrola průřezu B-B v ose y od reakce v opěrné kladce: Ohybový moment od normálné síly: M o = ,947 Nmm 137

138 Napětí od ohybového momentu v ose y: Mo σ oy := Jy σ oy =.783 MPa 150 (19) Srovnávací napětí: σ s := σ oy + 3 τ k (193) Tabulka 60: Srovnávací napětí v průřezu B-B od reakce v opěrném kole (Obr. 111) dle (193) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 8,4.Případ zatížení IV- rameno vysunuté s otočnou plošinou a Q1v, φ = 130 o Průřez A-A dle (Obr. 11): Síly působící na rameno podvozku: B y = N = Fy, Ax = 3550 N, AxN = 399 N = Fx Kvadratické momenty průřezu a moduly průřezu jsou stejné jako při natočení ramene o 90 stupňů. Ohybový moment v průřezu A-A: MoA := By 1598 (194) MoA = Nmm Kroutící moment od síly na pojezdové kolo: Mk := By 10 (195) Mk = Nmm Kroutící moment od normálné síly na opěrné kolo: Mk' := AxN 180 (196) Mk' = Nmm a)vlákno 1: Napětí v ohybu: σ o1 := MoA Jx 116 σ o1 = MPa (197) 138

139 Smykové napětí od kroutícího momentu: τ k := Mk Mk' τ k = MPa Wk (198) Srovnávací napětí ve vlákně 1: σ s := σ o1 + 3τ k (199) Tabulka 61: Srovnávací napětí v průřezu A-A ve vlákně 1 (Obr. 11) dle vzorce (199) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 177,38 b)vlákno (kontrola svarů): τ k je stejné jako při výpočtu ve vlákně 1 Smykové napětí od posouvající síly: τ T := By Ux τ T = MPa b Jx (00) Ohybové napětí ve vlákně : σ o := MoA Jx 100 σ o = MPa (01) Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := ( ) + τ k σ o + 3 τ T + τ k (0) Tabulka 6: Srovnávací napětí v průřezu A-A ve vlákně (Obr. 11) dle vzorce (0) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 174,848 Průřez B-B dle (Obr. 114): M ob = Nmm, M k = Nmm, M k = Nmm dle (194), (195), (196) a)vlákno 1: σ o1 = 170,434MPa, τ k = 5,47MPa dle (197), (198) 139

140 Tabulka 63: Srovnávací napětí v průřezu B-B ve vlákně 1 (Obr. 114) dle vzorce (199) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 170,698 b)vlákno (kontrola svarů): Tabulka 64: Srovnávací napětí v průřezu B-B ve vlákně (Obr. 114) dle (00), (01), (0) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 166,191 Kontrola středního nosníku: Nosnost na střední nosník Qstn. Tíha teleskopického hydromotoru GTHVv = 1700 N. Vlastní tíha středního nosníku G sv = 100 N. Síla od teleskopu FT = N. Qstn := Q1v + G1v + Gv + G6v + Gvv + GTHVv + Gsv + FT (03) Qstn = N Předpokládám, že toto zatížení se rozloží rovnoměrně na oba nosníky, vliv třetího nosníku zanedbávám. Síla rozložená na oba nosníky rovnoměrně: F := Qstn F = N (04) Obr. 115 Střední nosník a jeho průřez 140

141 Maximální ohybový moment: Mmax := F 309 Mmax = Nmm (05) Kvadratický moment průřezu (Obr. 115): ( Jy := ) 4 (06) Jy = mm Napětí v ohybu od maximálního momentu: σ o := Mmax Jy 110 σ o = MPa (07) Kontrola sloupu: Obr. 116 Zatížený sloup 141

142 Souřadnice charakteristických bodů průřezu sloupu v souřadném systému (x, y): 1. (150, 150),. (150, 93.6), 3. (164,100.7), 4. (164, 154.), 5. (159.1, 159.1), 6. (103.9, 103.9), 7. (134, 90.8), 8. (134, -134) Kvadratické momenty průřezu: Souřadnice charakteristických bodů průřezu se o moc neliší od souřadnic původního manipulátoru, z tohoto důvodu jsou kvadratické momenty průřezu stejné. J x = 3, mm 4, J y = 3, mm 4 Souřadnice charakteristických bodů průřezu sloupu v hlavním souřadném systému (1, ): 1. (1.1, 0),. (40.9, 173.), 3. (44.7, 187.), 4. (6.9, 5), 5. (0, 5), 6. (0,147), 7. (30.5, 159), 8. (189.5, 0) Hlavní kvadratické momenty průřezu: J 1 = 4, mm 4, J =, mm 4 Maximální výpočtový ohybový moment dle vzorce (88): M ov max = Nmm Maximální výpočtová síla dle vzorce (107): Fv max = N Zatěžovací stav 1: Kroutící moment (Obr. 116): Mk := Fvmax 71.5 (08) Mk = Nmm Modul průřezu v ohybu pro vlákno 9 (Obr. 116): Jx Wx9 := 164 (09) 3 Wx9 = mm Ohybové napětí ve vlákně 9: σ ox9 := Movmax Wx9 (10) σ ox9 = MPa 14

143 Modul průřezu v ohybu pro vlákno (Obr. 116): Jx Wx' := 150 (11) 3 Wx' = mm Ohybové napětí ve vlákně : σ ox' := Movmax Wx' (1) Průřez sloupu dle (Obr. 116): σ ox' = MPa S k = 84 mm Smykové napětí od kroutícího momentu: τ := Mk τ = MPa Sk tmin (13) Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := σ ox' + 3 τ (14) Tabulka 65: Srovnávací napětí ve vlákně (Obr. 116) dle vzorce (14) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 84,989 Modul průřezu v ohybu pro vlákno (Obr. 116): Jx Wx := 93.6 (15) 3 Wx = mm Ohybové napětí ve vlákně : σ ox := Movmax σ ox = MPa Wx (16) Smykové napětí od kroutícího momentu: τ = 15,469MPa Parametr pro výpočet tlakového napětí: a = 75mm 143

144 Tlakové napětí: σ t := Fvmax σ t = MPa a t (17) Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := ( ) σ ox + σ t σ ox σ t + 3 τ (18) Tabulka 66: Srovnávací napětí ve vlákně (Obr. 116) dle vzorce (18) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 100,445 Zatěžovací stav : Modul průřezu v ohybu pro vlákno 5 (Obr. 116): J1 Wo5 := 5 (19) 3 Wo5 = mm Ohybové napětí ve vlákně 5: σ o5 := Movmax σ o5 = MPa Wo5 (0) Modul průřezu v ohybu pro vlákno (Obr. 116): J1 Wo := 173. (1) Wo = mm3 Ohybové napětí ve vlákně : σ o := Movmax Wo σ o = MPa () Parametry: α = 45 o, cos(α ) = 0, Síla pro tlakové napětí: F' := Fvmax cos ( α ) (3) F' = N 144

145 Tlakové napětí: σ t := F' σ t = MPa a t (4) Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := ( ) σ o + σ t σ o σ t (5) Tabulka 67: Srovnávací napětí ve vlákně (Obr. 116) dle vzorce (5) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 100,418 Zatěžovací stav 3: Vlákno 1: Modul průřezu v ohybu pro vlákno 1 (Obr. 116): J Wo1 := 1.1 (6) 3 Wo1 = mm Ohybové napětí ve vlákně 1: σ o1 := Movmax Wo1 σ o1 = MPa (7) Vlákno : Modul průřezu v ohybu pro vlákno (Obr. 116): J Wo := 40.9 (8) 3 Wo = mm Napětí v ohybu ve vlákně : σ o := Movmax Wo σ o = MPa (9) Poloviční síla pro tento stav: F := Fvmax (30) F = 7359 N 145

146 Tlakové napětí: σ t := F cos ( α ) a t σ t = MPa (31) Srovnávací napětí ve vlákně : σ s := ( ) σ o + σ t σ o σ t (3) Tabulka 68: Srovnávací napětí ve vlákně (Obr. 116) dle vzorce (3) Srovnávací napětí σ s [MPa ] 46,

147 Příloha č.5 Odpor zasouvání teleskopického ramene Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Vzhledem k velikostem sil A a B budou pro výpočet použity síly AIV a BIV, protože v tomto případě mají síly A a B největší hodnotu. Z toho plyne největší zatížení nosného průřezu ramene. Sklon rypadla: příčný 3,5%, pracovní 5,6%. Odpor proti zasouvání: Součinitel tření mezi ocelí a bronzem f = 0,. χ = 1,1. Sklon rypadla β = 3, o. T ( TA + TB) + TVED + TZVED ( ) ( (33) ) T := AIV + BIV f χ + Gv + G6v + Q 1v sin( β ) (34) Tabulka 69: Síla potřebná pro zasouvání dle vzorce (34) Síla pro zasouvání T [N ] 86941,55 Síla vyvozená válcem při zasouvání: Volím HV 100/50/630, maximální tlak hydromotoru p = 16 MPa. Průměr pístu D = 100mm a průměr pístnice d = 50mm. FHV := π 4 ( ) D d p (35) FHV = N 147

148 Příloha č.6 Odpor otáčení nosného sloupu Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Maximální ohybový moment v případě AIV a BIV : Pro návrh pohonu uvažujeme pouze čisté hmotnosti a jmenovité břemeno. ( ) Momax := G G G6 + Q1.67 (36) Momax = Nm Moment odporu otáčení (výpočet dle SKF): M třřen = 55 Nm dle K000 Mzvedání:= Momax sin( β ) (37) Mk := Mtrení + Mzvedání Mzvedání = Nm (38) Tabulka 70: Moment odporu otáčení dle vzorce (38) Moment M k [Nm] 795,649 Rychlost otáčení ramene na R=3m je v R = 0,06m s 1, z toho plynou otáčky ramene: nr := 60 vr π R (39) 1 nr = ot min Potřebný výkon motoru: η p = 0,96, η r = 0,9 P := Mk π nr 60 η p η r (40) Tabulka 71: Potřebný výkon motoru dle vzorce (40) Potřebný výkon P[W ] 180,087 Vzhledem ke zvýšené hodnotě Q1 na 56000N je tento potřebný výkon o něco navýšen. 148

149 Příloha č.7 Odpor zdvihu vozíku Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Volím zdvih vozíku pomocí teleskopického hydromotoru. Potřebný zdvih je H = 1,79m. Potřebná zvedací síla: Tíhová síla vozíku Gv = 3000 N, pro další výpočet zaokrouhluji na Gv = 5000 N. Fz := Gv + G1 + G + G6 + Q1 (41) Tabulka 7: Potřebná síla pro zvedání dle vzorce (41) Zvedací síla Fz [N ] 900 Volím teleskopický hydromotor typu TGG Síla teleskopu při zdvihu H = 1,79m : FT = N, to znamená, že se nevyužije plný tlak p = 16 MPa. 149

150 Příloha č.8 Odpor pojezdu manipulátoru Přepočet je proveden dle firemní literatury [1]. Odpor pojezdu: Oc Oval + Okluz+ Ozved (G + Q1 ) součet všech reakcí na obě pojezdová kola (pro provozní stav pojíždění) Q součet reakcí na všechny kladky Parametry pro výpočet: e = 0,5mm, f c1 = 0,015, f c = 0,1, rc1 = 45mm, rc = 3,5mm, R1 = 160mm, R = 90mm, α = 3, o Oc G + Q1 R1 ( ) Q ( ) ( ) e + fc1 rc1 + e + fc rc + G + Q1 sin( α ) R Pro výpočet odporu pojezdu uvažujeme dva nepříznivé stavy pojíždění: 1: případ IV rameno vysunuté s otočnou plošinou a Q1 na R =,67 m a natočené o α = 130 o : případ II rameno zasunuté s otočnou plošinou a Q1 na R = 1,637 m a natočené o α = 90 o Případ 1: - jsou zde zahrnuty siny a cosiny ve vzorci z důvodu zkrácení vzorce ( ) 1 By := Gv Gv 17 + G G.49 + G6 + Q By = N ( ) Ay := Gv + Gp + G1 + G + G6 + Q1 By Ay = N 150 (43) (4)

151 Cx := ( ) 1 G ( 0.9) + Gv ( 0.789) + G1 ( 1.047) + G ( 1.61) + G6 + Q1 (.46) 3.34 p Cx = N Případ : ( ) 1 By := Gv Gp G G G6 + Q (45) By = N ( ) Ay := Gv + Gp + G1 + G + G6 + Q1 By (46) Ay = N Cx := ( 1 ) G ( 0.9) + Gv + G1 + G + G6 + Q1 ( 0.789) 3.34 p (47) Cx = N Odpory pojezdu: 1: Pro případ 1 (G + Q1 ) = Ay + B y, Ay + B y = 11301N součet reakcí na obě pojezdová kola Součet reakcí na všechny 4 kladky: α = 5,37 o Q := Cx + cos ( α ) (48) Cx Q = N 151 (44)

152 Odpor Oc1 : Parametr α = 3, o Oc1 := Ay + By R1 ( ) Q ( ) ( ) e + fc1 rc1 + e + fc rc + G + Q1 sin( α ) R (49) Tabulka 73: Odpor pojezdu Oc1 dle vzorce (49) Odpor pojezdu Oc1 [N ] 8935,471 : Pro případ Ay + B y = 11301N součet reakcí na obě pojezdová kola Součet reakcí na všechny 4 kladky: α = 5.37 o Cx Q := Cx + cos ( α ) (50) Q = 5807 N Odpor Oc : Parametr α = 3, o Oc := Ay + By R1 Q e + fc1 rc1 + e + fc rc + G + Q1 sin( α ) R (51) ( ) ( ) ( ) Tabulka 74: Odpor pojezdu Oc dle vzorce (51) Odpor pojezdu Oc [N ] 6533,707 15

153 Příloha č.9 Základní výpočtová pevnost dle ČSN [5] Ocel S355 J - dolní mez kluzu oceli (tab. 4. ČSN ) Re = 355MPa - dílčí součinitel spolehlivosti materiálu (tab. 6.1 ČSN ) γ M = 1,15 - hodnota základní výpočtové pevnosti oceli R hodnota základní výpočtové pevnosti: R = Re γm = 355 = 308MPa (5) 1,15 Pro plechy tloušťky do 5mm je základní výpočtová pevnost R = 90 MPa [1]. Ocel na odlitky dolní mez kluzu oceli na odlitky (tab. 4.3 ČSN ) Re = 300 MPa hodnota základní výpočtové pevnosti (tab. 4.7 ČSN ) R = 40 MPa Dovolené napětí oceli S355 J - dolní mez kluzu oceli (tab. 4. ČSN ) Re = 355MPa - součinitel bezpečnosti [1] k = 1,6 hodnota dovoleného napětí: σ DOV = Re 355 = = 1MPa k 1,6 153 (53)

154 Příloha č.10 Napjatost desky při maximálním zatížení horní strana 154

155 Příloha č.11 Napjatost desky při maximálním zatížení spodní strana 155

156 Příloha č.1 Místo extrémního napětí špičky napětí 156

157 Příloha č.13 Detail maximálního posuzovaného napětí spodní strana 157

158 Příloha č.14 Detail maximálního posuzovaného napětí horní strana 158

159 Příloha č.15 Detail stavu napjatosti spodní strana 159

160 Příloha č.16 Napjatost ramene při maximálním zatížení objemový model 160

161 Příloha č.17 Napjatost vnějšího dílu ramene objemový model 161

162 Příloha č.18 Napjatost vnitřního dílu ramene objemový model 16

163 Příloha č.19 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzných desek OM 163

164 Příloha č.0 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzných desek OM 164

165 Příloha č.1 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení OM 165

166 Příloha č. Detail stavu napjatosti v místě ukotvení OM 166

167 Příloha č.3 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek OM 167

168 Příloha č.4 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek OM 168

169 Příloha č.5 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek OM 169

170 Příloha č.6 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek OM 170

171 Příloha č.7 Deformace ramene v ose y 50x zvětšená - OM 171

172 Příloha č.8 Celkové přetvoření ramene 50x zvětšené - OM 17

173 Příloha č.9 Napjatost ramene při maximálním zatížení skořepinový model 173

174 Příloha č.30 Napjatost vnějšího dílu ramene skořepinový model 174

175 Příloha č.31 Napjatost vnitřního dílu ramene skořepinový model 175

176 Příloha č.3 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení SM 176

177 Příloha č.33 Detail stavu napjatosti v místě ukotvení SM 177

178 Příloha č.34 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzných desek SM 178

179 Příloha č.35 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzných desek SM 179

180 Příloha č.36 Detail stavu napjatosti vnitřního dílu v místě kluzátek SM 180

181 Příloha č.37 Detail stavu napjatosti u čelní desky SM 181

182 Příloha č.38 Detail stavu napjatosti vnějšího dílu v místě kluzátek SM 18