BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ÚSTAV AUTOMOBILNÍHO A DOPRAVNÍHO INŽENÝRSTVÍ

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 MECHANICKÝ ČISTÍCÍ STROJ MECHANICAL CLEANER-MACHINE DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Bc. VLASTIMIL MAREK doc. Ing. JIŘÍ MALÁŠEK, Ph.D. BRNO 015

2

3 Vysoké učení technické v Bně, Fakulta stojního inženýství Ústav automobilního a dopavního inženýství Akademický ok: 014/015 ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE student(ka): Bc. Vlastimil Maek kteý/kteá studuje v magisteském navazujícím studijním pogamu obo: Automobilní a dopavní inženýství (301T038) Ředitel ústavu Vám v souladu se zákonem č.111/1998 o vysokých školách a se Studijním a zkušebním řádem VUT v Bně učuje následující téma diplomové páce: v anglickém jazyce: Mechanický čistící stoj Mechanical cleane-machine Stučná chaakteistika poblematiky úkolu: Navhněte konstukci mechanických česlí po čističku odpadních vod dle zadaných paametů: šířka kanálu 800 mm, hloubka kanálu 1850 mm, výsypná výška 600 mm, sklon česlí 70. Cíle diplomové páce: Posouzení optimálního návhu konstukce vzhledem k povozním podmínkám a zatížení. Povedení technických a pevnostních výpočtů. Zhotovení výkesu sestavy zařízení a důležitých detailních výkesů.

4 Seznam odboné liteatuy: 1. Shigley J.E.,Mischke Ch.R.,Budynas R.G.: Konstuování stojních součástí ISBN Bigoš P.,Kuľka J.,Kopas M.,Mantič M.: Teóia a stavba zdvíhacích a dopavných zaiadení. TU v Košiciach. 01. ISBN Jančík, L.: Části a mechanismy stojů, ČVUT Paha, Klimeš P.: Části a mechanismy stojů I, II, VUT Bno Janíček P., Ondáček E., Vbka J.: Pužnost a pevnost, VUT Bno, Gajdůšek, J., Škopán, M.: Teoie dopavních a manipulačních zařízení, skipta VUT Bno Dažan,F. a kol.: Teoie a stavba dopavníků. 8. Kolář, D. a kol.: Části a mechanizmy stojů. Vedoucí diplomové páce: doc. Ing. Jiří Malášek, Ph.D. Temín odevzdání diplomové páce je stanoven časovým plánem akademického oku 014/015. V Bně, dne L.S. pof. Ing. Václav Píštěk, DSc. Ředitel ústavu doc. Ing. Jaoslav Katolický, Ph.D. Děkan fakulty

5 ABSTRAKT, KLÍČOVÁ SLOVA ABSTRAKT Tato páce se zabývá konstukcí mechanicky shabovaných česlí po čistínu odpadních vod, kteé budou umístěny v přívodním kanále šířky 800 mm a hloubky mm. Páce obsahuje ešeši používaných systémů, návh vlastního konstukčního řešení, návh pohonu mechanismu a další nezbytné pevnostní a technické výpočty. Páce je doplněna výkesovou dokumentací sestavy stoje a dalších důležitých detailů. KLÍČOVÁ SLOVA česle, řetězové česle, mechanické předčištění, shabky, stíací lišta, elektomoto ABSTRACT This maste s thesis deals with design of mechanical sceen cleaning machine fo wastewate teatment plant, which will be placed in 800 mm wide and mm deep intake canal. Thesis includes eseach of poduced systems, constuction design, dive unit design and othe necessay stength and technical calculations. Thesis is supplemented by dawing of machine and its details. KEYWORDS sceens, chain ba sceens, mechanical pe-teatment, sceenings, ake ba, electic moto BRNO 015

6

7 BIBLIOGRAFICKÁ CITACE BIBLIOGRAFICKÁ CITACE MAREK, V. Mechanický čistící stoj. Bno: Vysoké učení technické v Bně, Fakulta stojního inženýství, s. Vedoucí diplomové páce doc. Ing. Jiří Malášek, Ph.D. BRNO 015

8

9 ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ Pohlašuji, že tato páce je mým původním dílem, zpacoval jsem ji samostatně pod vedením doc. Ing. Jiřího Maláška, Ph.D. a s použitím liteatuy uvedené v seznamu. V Bně dne 9. května Jméno a přímení BRNO 015

10

11 PODĚKOVÁNÍ PODĚKOVÁNÍ Tímto bych chtěl poděkovat svému vedoucímu doc. Ing. Jiřímu Maláškovi, Ph.D. za odboné připomínky, kteé mi pomohly při tvobě této páce. Rovněž bych chtěl poděkovat odině za podpou při studiu na vysoké škole. BRNO 015

12

13 OBSAH OBSAH Úvod Česle Ručně stíané česle Stojně stíané česle Stojně stíané česle řetězové Spodem stíané řetězové česle Stojně stíané česle vozíkové Zahnuté česle Samočistící česle pásové Samočistící česle stupňovité Hydaulické česle teleskopické Hydaulické česle dvouamenné Bubnové česle... 7 Volba konstukčního řešení Zadané paamety Doplňující paamety Bezpečnostní výška Sklon kanálu Šířka půliny Šířka česlice Výpočet půtočné ychlosti a zatížení česlí Půtočná ychlost Plocha půřezu Omočený obvod Hydaulický polomě Chézyho ychlostní součinitel podle Manninga Rychlost poudu v kanále Půtočný půřez v ámu česlí Půtočná ychlost mezi česlicemi Ztátová výška hladiny Zatížení česlí... 3 BRNO

14 OBSAH 4 Návh pohonu Návh řetězu Hmotnost řetězu Roztečný půmě řetězového kola Rozbo zatížení Zatížení tažené větve řetězu Hmotnost shabků Složka tíhové síly ve směu pohybu řetězu Třecí síla mezi shabky a česlicovou mříží Třecí síla mezi stíací lištou a česlicovou mříží Valivý odpo válečků tažené větve řetězu Čepové tření mezi válečky a pouzdy v tažené větvi řetězu Nominální tahová síla v tažené větvi řetězu Volba ychlosti pohybu stíacích lišt Koigovaná tahová síla v tažené větvi řetězu Zatížení volné větve řetězu Složka tíhové síly ve směu pohybu řetězu Valivý odpo válečků volné větve řetězu Čepové tření mezi válečky a pouzdy ve volné větvi řetězu Nominální tahová síla ve volné větvi řetězu Koigovaná tahová síla ve volné větvi řetězu Návh elektomotou a převodovky Požadovaná hnací síla na řetězovém kole Požadovaný moment na výstupu převodovky Požadovaný výkon na výstupu převodovky Požadované otáčky výstupní hřídele převodovky Volba elektomotou a převodovky Kontola otáček výstupní hřídele převodovky Kontola výkonu elektomotou Volba pojistné spojky Kontola řetězu Vypínací moment spojky Tahová síla v tažené části řetězu při vypnutí BRNO

15 OBSAH Měný tlak mezi čepy a pouzdy řetězu Návh a kontola hřídele Návh ozměů hřídele Návh pea mezi hřídelem a převodovkou Výpočet zatěžujících sil Rovnice statické ovnováhy Půběh ohybového momentu Půběh kouticího momentu Učení nebezpečných míst Výpočet meze únavy mateiálu Výpočet meze pevnosti ve smyku Pevnostní výpočet v bodě Pevnostní výpočet v bodě Pevnostní výpočet v bodě Pevnostní výpočet v bodě Vyhodnocení bezpečnosti hřídele Návh a kontola ložisek Volba ložisek Výpočet adiálních sil Ekvivalentní dynamické zatížení Tvanlivost ložisek Přehled konstukčních pvků Rám stoje Zahnuté Česlice Ochanný plech Napínací zařízení Uchycení elektomotou s převodovkou Stíací lišta Ukotvení stoje ke kanálu Zakytování stoje Pevnostní kontola metodou konečných pvků Pevnostní kontola stíacíí lišty Síťování modelu BRNO

16 OBSAH 6.1. Pevnostní kontola při přetížení z důvodů vyšší hmotnosti Pevnostní kontola při přetížení z důvodu vzpříčení předmětu na kaji Pevnostní kontola při přetížení z důvodu vzpříčení předmětu upostřed Vyhodnocení bezpečnosti Pevnostní kontola řetězu Síťování modelu Okajové podmínky Vyhodnocení výsledku Závě Použité infomační zdoje Seznam použitých zkatek a symbolů Seznam příloh BRNO

17 ÚVOD ÚVOD Jedním z největších poblémů současného světa je znečištění vody ve vodních tocích a nádžích. Jedním ze zdojů znečištění je vypouštění odpadních vod, jednak komunálních, dále pak půmyslových, zemědělských a jiných. Množství odpadních vod z důvodu ůstu populace, jejich vyšších životních náoků a z důvodu neustálého ozšiřování půmyslu, stále oste. Poto je potřeba se čím dál více zabývat jejich čištěním. Například evopská směnice 91/71/EHS požaduje, aby svou vlastní čistínu odpadních vod (dále jen ČOV) měla každá aglomeace s počtem ekvivalentních obyvatel vyšším jak 000 EO [1]. Čištění odpadních vod pobíhá nejčastěji ve třech stupních: - mechanické (pimání) čištění - biologické (sekundání) čištění - teciální čištění Mechanické čištění zajišťují lapák štěku, česle, lapák písku, lapák tuků a usazovací nádž. Pvní čtyři zařízení bývají označovány jako ochanná část ČOV nebo také jako mechanické předčištění. Cílem této páce je dle zadaných paametů navhnout zařízení k odstaňování nečistot z česlí. Dílčími úkoly bude volba vhodného konstukčního řešení na základě ešeše, povedení technických a pevnostních výpočtů, MKP kontola vybaných součástí a tvoba výkesové dokumentace. BRNO

18 ČESLE 1 ČESLE Jak již bylo řečeno, česle jsou součástí mechanického předčištění ČOV. Jejich úkolem je zachytit hubé plovoucí a unášené látky a zabánit tak poškození dalších zařízení ČOV. Jedná se o mříž umístěnou v přívodním kanále ČOV. Jednotlivé puty mříže se nazývají česlice, mezea mezi nimi půlina. Velikost půliny je ovlivněna požadavky na odstanění suspendovaných látek a požadavky následujících pocesů čištění. Na přítoku do čistíny musí být vždy osazeny jemné česle s půlinou až 6 mm (po membánové čistíny 0,5 až mm). Jako ochanu před poškozením jemných česlí lze použít česle hubé s půlinou 0 až 50 mm []. Nečistoty zachycené na česlích (shabky) je nutné v pavidelných intevalech shabovat a předat k dalšímu zpacování. To spočívá v jejich odvodnění a následné likvidaci (např. spálení ve spalovnách, uložení na skládkách, a v případě většího podílu oganických látek kompostování) []. Podle způsobu shabování se česle dělí na učně a stojně stíané. 1.1 RUČNĚ STÍRANÉ ČESLE Jedná se o nejjednodušší řešení česlí, kde odstaňování shabků pobíhá učně pomocí habla. Instalují se do míst, kde je předpokládán nenáočný povoz, například do obtokových kanálů stojně stíaných česlí. Úhel sklonu se volí v ozmezí 30 až 75 [3]. Ob. 1 Ručně stíané česle [4] BRNO

19 ČESLE 1. STROJNĚ STÍRANÉ ČESLE U stojně stíaných česlí mohou být shabky odstaňovány ůznými způsoby, jejichž přehled je uveden dále. Čistící cyklus může být spouštěn automaticky v pavidelných časových intevalech nebo na základě zvýšení hladiny před česlemi z důvodu ucpání půlin, případně také učně obsluhou. Stojně stíané česle se obvykle osazují v objektech s více kanály. Pokud je v objektu kanál pouze jeden, je potřeba zavést obtokový kanál s učně stíanými česlemi. V závislosti na technologickém řešení čističky je vhodné stojně stíané česle kombinovat se zařízením, kteé zabezpečuje dopavu shabků, jejich odvodnění a lisování (např. šnekový dopavník a odvodňovací lis). Shabky mohou také přepadávat do kontejneu a k dalšímu zpacování být převezeny na jiné umístění STROJNĚ STÍRANÉ ČESLE ŘETĚZOVÉ Nosnou konstukcí řetězových česlí je ám s česlicovou mříží, v jehož honí části je umístěn pohon řetězových kol a mechanismus napínání řetězů. Odstaňování shabků pobíhá ode dna nahou pomocí stíacích lišt nebo katáčů. Ty jsou upevněny na postanních hnacích řetězech a svým pohybem po přední staně česlicové mříže unášejí shabky směem k přepadové haně, kde tyto přepadávají samovolně, případně mohou být setřeny stíacím mechanismem nebo odstříknuty vodou. Řetězy mohou být vyobeny z oceli nebo litiny a mohou být opatřeny plastovými válečky. Ve spodní části ámu jsou umístěna vodící řetězová kola. Nevýhodou tohoto řešení je umístění pohyblivých částí pod vodou. Ob. Stojně stíané česle řetězové [5] BRNO

20 ČESLE Částečným řešením poblému ponořených pohyblivých částí je systém, kdy je řetěz v celé své délce veden ve vodících lištách, jak je vidět na Ob. 3. Dalším řešením je systém Catenay ba sceens. Zde se jedná o řetězové česle, kde je řetěz při pohybu dolů veden tak, aby ve spodní části utvořil křivku zvanou řetězovka (Ob. 4). Obě tato řešení umožňují absenci vodících řetězových kol a s nimi spojených ložisek a hřídelí. Jedinou pohyblivou součástí ponořenou pod vodou je potom řetěz. Ob. 3 Řetězové česle s vodícími lištami [4] Ob. 4 Řetězové česle Catenay ba sceens [6] BRNO 015 0

21 ČESLE 1.. SPODEM STÍRANÉ ŘETĚZOVÉ ČESLE Jedná se o podobnou konstukci jako u řetězových česlí. Rozdíl je v tom, že stíací lišty se pohybují po zadní staně česlicové mříže a jsou opatřeny tvaovanými psty, kteé pochází půlinami a posouvají shabky po česlicích směem vzhůu k výsypce, kde bývají shnuty. Výhodou opoti česlím stíaným zepředu je ochana stíacích lišt před objemnými tělesy. V případě nespávné funkce mechanismu, kteý čistí stíací lišty, se však může stát, že setřené nečistoty se dostanou za česle a mohou pak poškodit další zařízení. Ob. 5 Stojní česle spodem stíané [4] BRNO 015 1

22 ČESLE 1..3 STROJNĚ STÍRANÉ ČESLE VOZÍKOVÉ Česlicová mříž je umístěna v ámu, na jehož bočnicích jsou umístěny pojezdové hřebeny, po kteých se pohybuje vozík se stíacími háběmi. Vozík nese pohon a zvedací mechanismus hábí. Tento mechanismus zajišťuje veškeé pohyby hábí při stíání nečistot z česlicové mříže. Vozík pojíždí vždy nad úovní hladiny v kanále a do vody tak zasahují pouze hábě. Jistou nevýhodou tohoto systému může být jeho velká zástavbová výška. Ob. 6 Stojně stíané česle vozíkové [5] 1..4 ZAHNUTÉ ČESLE Na ozdíl od předchozích řešení zde nejsou česlice přímé, ale zakřivené. Odstaňování shabků obstaávají hábě připevněné ke čtyřkloubovému mechanismu, jehož hnací člen je poháněn elektomotoem. V konečné fázi shabování jsou hábě plynule očištěny pomocí otočného hřebene a shabky shnuty do žlabu, v němž je umístěn šnekový dopavník. Stejně jako u vozíkových česlí zde nejsou pod vodou umístěný žádné hnací členy a do vody zasahují pouze hábě. BRNO 015

23 ČESLE Ob. 7 Zahnuté česle CuveMax [7] 1..5 SAMOČISTÍCÍ ČESLE PÁSOVÉ Toto řešení je od všech předchozích odlišné v tom, že zde chybí česlicová mříž, kteá je nahazena kontinuálním česlicovým pásem. Ten se v pavidelných intevalech pootáčí a shabky zachycené na vhodně tvaovaných česlicích se tak při každém pootočení posunou směem vzhůu. V honí části se překlopí a výsypkou jsou usměněny k dalšímu zpacování. Ob. 8 Samočistící česle pásové [4] BRNO 015 3

24 ČESLE 1..6 SAMOČISTÍCÍ ČESLE STUPŇOVITÉ Jedná se o systém s jednou pohyblivou a jednou pevnou česlicovou mříží. Jednotlivé česlice jsou opatřeny zuby, kteé na nich tvoří stupně po zachycování a přesouvání shabků. Pohyblivá česlicová mříž je vsazena do meze mříže pevné a je uchycena k dvouklikovému paalelogamovému mechanismu. Tento systém zajistí, že pohyblivá mříž při každém svém otočení posune shabky o jeden stupeň výš. Pincip je vidět na Ob. 9. Ob. 9 Pincip stupňovitých česlí [8] Ob. 10 Stupňovité česle MEVA Rotosceen [8] Vylepšenou vezi tohoto systému nabízí fima Nodic Wate pod označením MEVA Monosceen. Pohyblivá mříž je stejně jako v předchozím případě uchycena k dvouklikovému mechanismu, koná však obecný ovinný pohyb. Spodní část, kteá je ponořena pod vodou, se pohybuje s menší výchylkou než honí, což má za následek menší ychlost vody mezi pevnými a pohyblivými česlicemi. BRNO 015 4

25 ČESLE Ob. 11 Pincip česlí MEVA Monosceen [9] 1..7 HYDRAULICKÉ ČESLE TELESKOPICKÉ K nosnému ámu česlí je připojeno výkyvné teleskopické ameno, k jehož konci je připevněna stíací lišta. Vysouvání teleskopického amena zajišťuje přímočaý hydomoto umístěný buď uvnitř amene, nebo na jeho povchu. Při zasouvání amene se stíací lišta pohybuje po česlicích směem vzhůu a unáší tak shabky, směem k přepadové haně. Při vysouvání musí být ameno od česlí odklopeno, což zajišťuje duhý přímočaý hydomoto uchycený k ámu česlí. Ob. 1 Hydaulické česle teleskopické [10] BRNO 015 5

26 ČESLE 1..8 HYDRAULICKÉ ČESLE DVOURAMENNÉ Pincip je velice podobný pacovnímu mechanismu ypadla. K ámu česlí je připojeno naklápěcí ameno a k němu ameno se stíací lištou. Pohyb amen je zajištěn přímočaými hydomotoy, kteé mohou být zdvojené. Při pohybu nahou, je stíací lišta přitláčena k česlicím, při pohybu dolů je od nich odklopena. Ob. 13 Hydaulické česle dvouamenné [11] BRNO 015 6

27 ČESLE 1..9 BUBNOVÉ ČESLE Bubnové česle jsou konstukčně výazně odlišné ode všech předchozích řešení. Rám stoje tvoří šnekový dopavník, na jehož konci je umístěn česlicový koš. Na jeho česlicích jsou zachytávány nečistoty. Čištění může pobíhat dvěma způsoby. Buď jsou nečistoty shabávány stíací lištou, kteá otuje kolem česlicového koše (Ob. 14), nebo jsou nečistoty shabávány pevnou stíací lištou z otujícího koše (Ob. 15). Shabky v obou případech padají do žlabu šnekového dopavníku, ve kteém jsou záoveň odvodněny a slisovány. Celé zařízení je v přívodním kanále umístěno pod úhlem 35. Ob. 14 Bubnové česle s otační lištou [1] Ob. 15 Bubnové česle s otačním košem [13] BRNO 015 7

28 VOLBA KONSTRUKČNÍHO ŘEŠENÍ VOLBA KONSTRUKČNÍHO ŘEŠENÍ Na základě ešeše z předchozí kapitoly a po zvážení požadavků ze zadání bylo zvoleno konstukční řešení pomocí řetězového systému bez spodních vodicích kol. U tohoto systému je při zadané výsypné výšce (600 mm) možno dosáhnout elativně malé zástavbové výšky, což umožňuje snadnou údžbu všech mechanismů. Řetězový systém vyžaduje po svou funkci použití řetězu, jehož část bude vždy ponořena pod vodní hladinou. Toto bude vyřešeno použitím neezového řetězu s plastovými válečky a voděodolným plastickým mazivem. O konstukci jednotlivých částí stoje budou pojednávat další kapitoly. Ob. 16 Zvolené konstukční řešení celkový pohled bez předního kytu BRNO 015 8

29 VOLBA KONSTRUKČNÍHO ŘEŠENÍ.1 ZADANÉ PARAMETRY - šířka kanálu B = 800 mm - hloubka kanálu H = 1850 mm - výsypná výška h v = 600 mm - sklon česlí α = 70. DOPLŇUJÍCÍ PARAMETRY Po povedení technických výpočtů je potřeba k zadaným paametům doplnit několik dalších, jejichž hodnoty je třeba zvolit...1 BEZPEČNOSTNÍ VÝŠKA Jedná se o minimální vzdálenost hladiny od okaje kanálu. Dle [3] by se měla pohybovat v ozmezí 0,5 až 1 m. Tento ozmě ovlivňuje ychlost mezi česlicemi. H 1 = 850 mm zvoleno s ohledem na maximální dovolenou ychlost mezi česlicemi.. SKLON KANÁLU Sklon kanálu se obvykle pohybuje řádově v ozmezí desetin až setin pocenta. Tento paamet ovněž ovlivňuje ychlost mezi česlicemi. i = 0,03 % zvoleno s ohledem na maximální dovolenou ychlost mezi česlicemi..3 ŠÍŘKA PRŮLINY Po návh mechanismu v této páci není definováno, zda se má jednat o česle hubé nebo jemné. Vzhledem k vyšší potřebě použití jemných česlí v ČOV bylo zvoleno použití jemných česlí s půlinou 5 mm. b p = 5 mm..4 ŠÍŘKA ČESLICE b č = 3 mm zvoleno BRNO 015 9

30 VÝPOČET PRŮTOČNÉ RYCHLOSTI A ZATÍŽENÍ ČESLÍ 3 VÝPOČET PRŮTOČNÉ RYCHLOSTI A ZATÍŽENÍ ČESLÍ 3.1 PRŮTOČNÁ RYCHLOST Aby nedocházelo k potlačení shabků skz česlicovou mříž, nesmí podle nomy ČSN EN velikost půtočné ychlosti mezi česlicemi přesáhnout hodnotu v čmax = 1, m s -1. K učení půtočné ychlosti mezi česlicemi je potřeba znát ychlost poudu v kanále, kteá se učí pomocí Chézyho ovnice [3] PLOCHA PRŮŘEZU H H H mm (1) max 1 S H max B mm 0,8 m () kde: H max [mm] maximální výška hladiny v kanále 3.1. OMOČENÝ OBVOD O B H max mm (3) HYDRAULICKÝ POLOMĚR R O S ,714 mm 0,85714 m 800 (4) CHÉZYHO RYCHLOSTNÍ SOUČINITEL PODLE MANNINGA C R 0, ,969 m s (5) n 0,014 kde: n [-] součinitel dsnosti podle Manninga, po betonový žlab n = 0,014 [15] BRNO

31 VÝPOČET PRŮTOČNÉ RYCHLOSTI A ZATÍŽENÍ ČESLÍ RYCHLOST PROUDU V KANÁLE Rychlost poudu kapaliny v kanále podle Chézyho ovnice: 1 v C R i 57,969 85,714 0,0003 0,537 ms (6) PRŮTOČNÝ PRŮŘEZ V RÁMU ČESLÍ B b z mm (7) p p p S p H max Bp mm (8) kde: B p [mm] půtočná šířka v ámu česlí z p [-] počet půlin; z p = 85 zvoleno s ohledem na celkové ozměy zařízení S p [mm] plocha půtočného půřezu v ámu česlí PRŮTOČNÁ RYCHLOST MEZI ČESLICEMI 3 1 Q (9) v S 0,537 0,8 0,496 m p s Q 0,496 1 v č 1,011 m s (10) S 0,45 kde: Q [m 3 s -1 ] objemový půtok kapaliny v kanále Platí v č < v čmax. Navžené ozměy tedy vyhovují podmínce dovolené ychlosti ZTRÁTOVÁ VÝŠKA HLADINY h č b b č p 4 3 v 3 sin 1,83 g ,537 sin 70 0,01 m 1 mm 9,81 (11) kde: β [-] součinitel tvau česlic; po zvolený tva česlic (zaoblení z přední stany) je jeho hodnota β = 1,83 [3] g [m s - ] tíhové zychlení; g = 9,81 m s - BRNO

32 VÝPOČET PRŮTOČNÉ RYCHLOSTI A ZATÍŽENÍ ČESLÍ 3. ZATÍŽENÍ ČESLÍ Při výpočtu zatížení česlí je třeba uvažovat mezní stav, kdy je česlicová mříž zcela ucpána nečistotami. Zatížení se učí ze vztahu po tlakovou sílu působící na šikmou plochu. Sč zč bč H max 84 0,0031 0,5m (1) H max 1 F čc Sč v g sin 0, ,81sin N (13) Fčc 1 36 F č 14,71 N (14) z 84 č kde: S č [m ] celková plocha česlic kolmá na smě ychlosti z č [-] počet česlic; zvoleno z č = 84 H max [m] dle (1); mm = 1 m F čc [N] celková síla od sloupce kapaliny působící na česle ρ v [kg m -3 ] hustota vody; ρ v = kg m -3 Síla působící na jednu česlici F č = 14,71 N je vzhledem k celkovým ozměům zařízení minimální a je možno ji zanedbat. BRNO 015 3

33 NÁVRH POHONU 4 NÁVRH POHONU Pohon stíacích lišt bude ealizován pomocí dvou řetězů umístěných v bočnicích, kde budou vedeny pomocí vodicích lišt. Hnací řetězová kola budou umístěna na společné hřídeli a poháněna elektomotoem s převodovkou. 4.1 NÁVRH ŘETĚZU Aby v dalších výpočtech bylo možno učit zatížení řetězu, je třeba znát jeho hmotnost a je tedy potřeba zvolit, jaký řetěz bude použit. Byl zvolen dopavní řetěz ozměové řady M8 dle DIN 8167 s oztečí P = 50 mm [16]. Jelikož bude řetěz pacovat pod vodu, bude vyoben z neezové oceli třídy (17 381) s plastovými válečky z mateiálu PA1, kteý má velmi nízkou nasákavost (0,04 esp. 0,07 % za 4 esp. 96 h) a je poto vhodný k použití pod vodou [17][18]. Mazání bude zajištěno pomocí plastického maziva FUCHS RENOLIT AQUA, kteé je odolné poti vyplachování vodou [19]. Délka řetězu byla zvolena l = 6 m a počet stíacích lišt z hc = 1. Stíací lišty budou k řetězu připevněny pomocí unášecích článků vlastní konstukce. Ob. 17 Schéma řetězu [16] BRNO

34 NÁVRH POHONU Tab. 1 Rozměy řetězu [16] Rozměy řetězu [mm] P d 1 d d 3 s b 1 min b max b 3 min g , 0 Ob. 18 Nákes unášecího článku řetězu HMOTNOST ŘETĚZU m q l 1,54 9,4 kg (15) kde: q [kg m -1 ] délková hmotnost řetězu; q = 1,54 kg m -1 [0] l [m] délka řetězu; zvoleno l = 6 m 4.1. ROZTEČNÝ PRŮMĚR ŘETĚZOVÉHO KOLA d P 180 sin zz sin 1 193,185 mm (16) kde: z z [-] počet zubů řetězového kola; zvoleno z z = 1 BRNO

35 NÁVRH POHONU 4. ROZBOR ZATÍŽENÍ Ob. 19 Schéma zatížení řetězu Výsledná síla v tažené větvi řetězu je dána součtem složky tíhové síly všech pohyblivých částí ve směu pohybu řetězu F g1, třecí síly mezi shabky a česlicovou mříží F ts1, třecích sil mezi stíacími lištami a česlicovou mříží F th1, valivého odpou válečků F v1 a čepového tření mezi válečky a pouzdy F č1. Ve volné větvi je výsledná síla daná velikostí složky tíhové síly ve směu pohybu řetězu F g, poti kteé působí valivý odpo F v a čepové tření F č. BRNO

36 NÁVRH POHONU 4.3 ZATÍŽENÍ TAŽENÉ VĚTVE ŘETĚZU HMOTNOST SHRABKŮ Po učení hmotnosti shabků je třeba předpokládat plné ucpání česlicové mříže. Tento stav by ovšem při povozu neměl nikdy nastat, což bude zajištěno čistěním v pavidelných intevalech, kteé bude možno v případě zvýšené podukce shabků (například při dešti) zkátit až na minimum a zajistit tak kontinuální čistění. S h bh hh hč bp zp mm 0,033m (17) H cos 1,85 3 V s Sh 0,033 0,178 m (18) cos70 m V 980 0, ,44 kg (19) s kde: s s S h [m ] pacovní plocha stíací lišty b h [mm] šířka stíací lišty; zvoleno 679 mm h h [mm] hloubka stíací lišty; zvoleno 30 mm h č [mm] hloubka česlice 30 mm V s [m 3 ] objem shabků ρ s [kg m -3 ] hustota shabků; shabky jsou z převážné části tvořeny vodou a mokým dřevem, zvoleno ρ s = 980 kg m SLOŽKA TÍHOVÉ SÍLY VE SMĚRU POHYBU ŘETĚZU F g1 m s z m z h m g sin 9,4 174,44 6 3,19 9,81sin h ,7 N (0) kde: z [-] počet řetězů; z = z h [-] počet stíacích lišt v jedné větvi řetězu; z h = 6 m h [kg] hmotnost stíací lišty; m h = 3,19 kg, odměřeno z 3D modelu BRNO

37 NÁVRH POHONU TŘECÍ SÍLA MEZI SHRABKY A ČESLICOVOU MŘÍŽÍ 174,44 9,81 0,5 cos70 9,6 N F m g f cos (1) ts1 s ts kde: f ts [-] součinitel smykového tření mezi shabky a ocelí; shabky jsou z velké části tvořeny mokým dřevem, kde je součinitel smykového tření 0, [1]; z důvodu předpokládané vyšší adhezivity shabků byla zvolena hodnota f ts = 0, TŘECÍ SÍLA MEZI STÍRACÍ LIŠTOU A ČESLICOVOU MŘÍŽÍ 3,19 9,81 0, cos70,1 N F m g f cos () th1 h th kde: f th [-] součinitel smykového tření mezi stíací lištou a česlicovou mříží; po ocel ocel f th = 0, [] VALIVÝ ODPOR VÁLEČKŮ TAŽENÉ VĚTVE ŘETĚZU m 9,4 F v1 g cos 9,81 cos70 4,1 N (3) d 15 kde: 3 ε [mm] ameno valivého odpou po ozhaní polyme ocel; ε = mm [3] ČEPOVÉ TŘENÍ MEZI VÁLEČKY A POUZDRY V TAŽENÉ VĚTVI ŘETĚZU f č f tp 0,3 0,471 (4) m f č d1 9,4 0,471 7 F č1 g cos 9,81 cos70 3,4 N (5) d 15 v kde: f č [-] součinitel čepového tření mezi ocelí a polymey f tp [-] součinitel smykového tření mezi ocelí a polymey; f tp = 0,3 [4] BRNO

38 NÁVRH POHONU NOMINÁLNÍ TAHOVÁ SÍLA V TAŽENÉ VĚTVI ŘETĚZU F 1n F g1 F z ts1 F v1 F č1 z h1 F th1 1869,7 9,6 4,1 3,4 6,1 1101,3 N (6) VOLBA RYCHLOSTI POHYBU STÍRACÍCH LIŠT Rychlost pohybu závisí na délce shabovacího cyklu, kteá by dle ČSN EN neměla přesáhnout dvě minuty. Byla zvolena ychlost řetězu v = 0,5 m s -1 a doba pacovního cyklu t c = 60 s, což při délce řetězu 6 m umožní každé stíací liště vykonat až 3 pacovní pohyby a zajistí tak dokonalé očištění česlicové mříže i stíacích lišt KORIGOVANÁ TAHOVÁ SÍLA V TAŽENÉ VĚTVI ŘETĚZU Aby se zohlednily další vlivy na zatížení řetězu, násobí se nominální tahová síla součinitelem povozu a součinitelem ychlosti [5]. F F k k 1101,3 1,3 0,9 188,5 N (7) 1k kde: 1n s v k s [-] součinitel povozu; k s = 1,3 [5] k v [-] součinitel ychlosti; po ychlost v = 0,5 m s -1 a zvolený počet zubů řetězového kola z = 1 je k s = 0,9 [5] 4.4 ZATÍŽENÍ VOLNÉ VĚTVE ŘETĚZU SLOŽKA TÍHOVÉ SÍLY VE SMĚRU POHYBU ŘETĚZU m 9,4 F g zh mh g sin 63,19 9,81sin70 19 N (8) 4.4. VALIVÝ ODPOR VÁLEČKŮ VOLNÉ VĚTVE ŘETĚZU F v m z m g cos d h h v 9, ,19 9,81 cos70 1,3 N (9) BRNO

39 NÁVRH POHONU ČEPOVÉ TŘENÍ MEZI VÁLEČKY A POUZDRY VE VOLNÉ VĚTVI ŘETĚZU F č m z m f g d č 1 h h d v cos 9,4 0, ,19 9,81 cos ,6 N (30) NOMINÁLNÍ TAHOVÁ SÍLA VE VOLNÉ VĚTVI ŘETĚZU F F F F 19 1,3 9,6 188,1 N (31) n g v č KORIGOVANÁ TAHOVÁ SÍLA VE VOLNÉ VĚTVI ŘETĚZU F F k k 188,1 1,3 0,9 0,1 N (3) k n s v 4.5 NÁVRH ELEKTROMOTORU A PŘEVODOVKY POŽADOVANÁ HNACÍ SÍLA NA ŘETĚZOVÉM KOLE F F F 188,5 0,1 1068,4 N (33) 1k k 4.5. POŽADOVANÝ MOMENT NA VÝSTUPU PŘEVODOVKY d 193,185 M k z F 1068, Nmm 06,4 Nm (34) POŽADOVANÝ VÝKON NA VÝSTUPU PŘEVODOVKY P z F v 1068,4 0,5 534, W 0,53 kw (35) mp POŽADOVANÉ OTÁČKY VÝSTUPNÍ HŘÍDELE PŘEVODOVKY n h v d 0,5 0,193 0,41 s 1 4,6 min 1 (36) BRNO

40 NÁVRH POHONU VOLBA ELEKTROMOTORU A PŘEVODOVKY Dle vypočtených požadovaných hodnot byl zvolen převodový moto s označením KA47/TDRE80M4 od fimy SEW-EURODRIVE. Jedná se o čtyřpólový třífázový asynchonní moto s kuželočelní převodovkou. Převodovka je osazena dutou výstupní hřídelí a amenem po uchycení elektomotou. Paamety převodového motou [6]: - jmenovité otáčky elektomotou n m = 1435 min -1 - jmenovitý výkon elektomotou P m = 0,75 kw - kouticí moment na výstupu převodovky M kp = 85 Nm - převodový pomě i p = 56,83 - účinnost převodovky η p = 0,96 - půmě duté hřídele d h1 = 35 mm - momentová přetížitelnost ξ =,9 - hmotnost m m = 30 kg Ob. 0 Převodový moto SEW-EURODRIVE KA47/TDRE80M4 [6] BRNO

41 NÁVRH POHONU KONTROLA OTÁČEK VÝSTUPNÍ HŘÍDELE PŘEVODOVKY n h, skut nm ,51 min (37) i 56,83 p nh nh,skut 4,6 5,51 n % ,64 % (38) n 4,6 h kde: n h,skut [min -1 ] skutečné otáčky výstupní hřídele převodovky Δn % [%] pocentuální odchylka skutečných otáček od požadovaných Odchylka od požadovaných otáček Δn % =,64 % je zcela zanedbatelná a nijak neovlivní chod stoje ani předchozí výpočty. Převodovka tedy může být použita KONTROLA VÝKONU ELEKTROMOTORU P P 0,75 0,96 0,7 kw (39) mp, skut m p Skutečný výkon na výstupu převodovky P mp,skut = 0,7 kw je větší než požadovaný, zvolený moto tedy může být použit. BRNO

42 NÁVRH POHONU 4.6 VOLBA POJISTNÉ SPOJKY Jelikož má elektomoto vysokou momentovou přetížitelnost (ξ =,9) a je opoti požadovaným hodnotám lehce naddimenzován, mohlo by v případě zablokování habla o vzpříčený předmět dojít ke zhuba čtyřnásobnému zvětšení tažných sil v řetězech, než by byl pomocí tepelné ochany vypnut elektomoto. Tato skutečnost vede ke zbytečnému předimenzování ozměů všech součástí, obzvlášť uvážíme-li, že pavděpodobnost nastání takové situace je velmi nízká. Poto bylo zvoleno použití dvou pojistných spojek mezi hřídelí a řetězovými koly. Jedná se o synchonní kuličkové pojistné spojky řady EAS-Compact-R od fimy MAYR vyobené z neezové oceli. Synchonní povedení zajišťuje uložení náboje vůči hřídeli pouze v jedné konkétní poloze, což usnadní seřízení polohy řetězových kol v případě vypnutí spojky. Spojení hřídele s nábojem spojky je řešeno svěným spojem pomocí kuželového pouzda. Hnaná součást je ke spojce připevněna pomocí šoubů. Rozpojení spojky bude snímáno pomocí vypínačů MAYR Namu Extenal s extením čidlem, kteé po ozpojení spojky zajistí okamžité vypnutí motou (s pomocí vhodné řídící jednotky, kteá bude mít za úkol ovněž pavidelné spouštění a vypínání zařízení). Okamžité vypnutí jednak zabání zablokování stíací lišty z důvodu působení tahové síly pouze v jednom řetězu v době, než dojde k vypnutí duhé spojky a jednak zabání elektomotou zbytečnému chodu napázdno. Signál o vypnutí spojky ovněž umožní řídící jednotce upozonit údžbu na pouchu stoje. Paamety spojky [7]: - označení 3 / 49A / 50 - vypínací moment M v = 70 až 175 Nm - maximální otáčky n smax = 1 00 min -1 Ob. 1 Pojistná spojka EAS-Compact-R [8] BRNO 015 4

43 NÁVRH POHONU Ob. Základní ozměy spojky EAS-Compact-R [7] Tab. Základní ozměy spojky [7] Rozměová řada Rozměy spojky [mm] ød L øf s s a x M8 18 Ob. 3 Vypínač Namu Extenal [9] BRNO

44 NÁVRH POHONU 4.7 KONTROLA ŘETĚZU VYPÍNACÍ MOMENT SPOJKY Vypínací moment jedné spojky je učen jako polovina celkového kouticího momentu vynásobeného koeficientem přetížení, kteý má zajistit, aby při dobném přetížení nedocházelo k vypínání spojky. M k M 1,1 06,4 k, max p k 7 Nm (40) M k,max 7 M kv 113,5 Nm (41) z kde: k p [-] součinitel přetížení; zvoleno k p = 1,1 Na základě výpočtu byl zvolen vypínací moment spojky M kv = 115 Nm, a tedy M k,max = 30 Nm TAHOVÁ SÍLA V TAŽENÉ ČÁSTI ŘETĚZU PŘI VYPNUTÍ F max M kv 115 1,1906 kn 1190,6 N (4) d 193,185 F F F 1190,6 0, ,7 N (43) 1max max k kde: ΔF max [N] maximální hnací síla na jednom řetězovém kole MĚRNÝ TLAK MEZI ČEPY A POUZDRY ŘETĚZU F1max 1 410,7 p 11, MPa (44) b d Dovolená hodnota tlaku po čep i pouzdo z neezové oceli je podle výobce Řetězy Vambek spol. s.o. p D = 1 MPa [5]. Hodnota p = 11, MPa je menší než hodnota dovolená, zvolené ozměy řetězu tedy vyhovují. BRNO

45 NÁVRH POHONU 4.8 NÁVRH A KONTROLA HŘÍDELE NÁVRH ROZMĚRŮ HŘÍDELE Ob. 4 Nákes základních ozměů hřídele Tab. 3 Rozměy hřídele Rozměy hřídele [mm] d h1 d h d h3 d h4 l h1 l h l h3 l h4 l h5 l hs R h1 R h ,8 173, ,6 Rozměy hřídele jsou navženy s ohledem na ozměy součástí na něm umístěných. Půmě d h1 odpovídá půměu dutého hřídele převodovky, půměy d h zvolené řadě ložisek a půměy d h3 zvolené řadě pojistných spojek, na kteých jsou umístěna řetězová kola. BRNO

46 NÁVRH POHONU 4.8. NÁVRH PERA MEZI HŘÍDELEM A PŘEVODOVKOU Půměu konce hřídele d h1 = 35 mm odpovídá peo o ozměech [30]: - šířka b pt = 10 mm - výška h pt = 8 mm - hloubka dážky v hřídeli t pt = 4,7 mm - hloubka dážky v náboji t 1pt = 3,3 mm VÝPOČET DOVOLENÉHO TLAKU Dle [31] je dovolený tlak po náboj z oceli při jednosměném zatěžování s malými ázy: p,7 p 0, MPa (45) Dp 0 0 kde: p 0 [MPa] základní hodnota tlaku; po ocelový náboj p 0 = 150 MPa [31] VÝPOČET DÉLKY PERA Po výpočet délky pea se vychází z ovnice po dovolené otlačení na bocích dážky v náboji: l p pt p M k,max M k,max p l b (46) d t h1 1pt Dp pt pt l b d t p pt ,93 mm 353,3 105 pt h1 1pt Dp Na základě vypočtené délky bylo zvoleno PERO 10e7 x 8 x 50 ČSN BRNO

47 NÁVRH POHONU VÝPOČET ZATĚŽUJÍCÍCH SIL Ob. 5 Schéma výpočtového modelu hřídele Tab. 4 Výpočtové ozměy hřídele Výpočtové ozměy hřídele [mm] l h a l a b 105, ,9 7, Výpočtový model hřídele byl sestaven jako put v postou o dvou podpoách (sféická a sféicko-posuvná), kteý je zatížen výslednými silami od řetězů F T, tíhou řetězových kol a spojek F GR, vlastní hmotností q h, tíhou motou F GM a kouticími momenty M k,max a M kv. Rozmě a l odpovídá vzdálenosti středů ložisek, a odpovídá vzdálenosti středu spojkového ložiska (místo kde se přenáší zatížení z hnané části spojky na hřídel [9]) od ložiska kajního, b odpovídá vzdálenosti středů spojkových ložisek a ozmě l h je výpočtová délka hřídele, kteá odpovídá vzdálenosti středu válcového konce hřídele od vzdálenějšího ložiska. Hřídel je zatěžován cyklickým ohybem a statickým kutem, je poto nutné povést výpočet z hlediska únavové životnosti. BRNO

48 NÁVRH POHONU F F F 1 410,7 0,1 1630,8 N (47) T 1max k FT x F T FT z F T cos 1718,5 cos sin 1718,5 sin ,8 N ,5 N (48) (49) GR m m g,8 4,599,81 7,5 N F (50) k s q h mh g l h 3,7 9,81 0,1 N mm 105,6-1 (51) F GM kde: m m g 309,81 94,3 N (5) F Tx [N] složka síly od řetězu v ose x F Tz [N] složka síly od řetězu v ose z m k [-] hmotnost řetězového kola; odměřeno z 3D modelu m k =,8 kg m s [-] hmotnost pojistné spojky; m s = 4,59 [9] m h [-] hmotnost hřídele; odměřeno z 3D modelu m h = 3,7 kg BRNO

49 NÁVRH POHONU ROVNICE STATICKÉ ROVNOVÁHY M xa 0 (53) R h F F a F F a b R a F l q 0 Bz GR Tz GR F F a F F a b GR Tz GR Tz Tz 7,5 1 53,5118,9 7,5 1 53,5 118,9 7, a l 960 Bz l F GM l GM h h q h l h h l 94,3 105,6 105,6 0, , N M ya 0 (54) M kv M k, max M za 0 (55) F Tx a F Tx a b R a 0 Bx l R Bx F Tx a F Tx a l a b 557,8 118,9 557,8 118,9 7, ,8 N Fx 0 (56) FT R R 0 x Bx Ax R Ax FT R 557,8 557,8 557,8 N x Bx Fy 0 (57) R Ay 0 BRNO

50 NÁVRH POHONU Fz 0 (58) F F F q l R R 0 GR Tz GM h h Az Bz R Az F F F q l R 7,5 153,5 GR Tz GM h h Bz 94,3 0,1105,6 055, 1 681,7 Jedná se o tojozměnou úlohu, po kteou existuje šest podmínek statické ovnováhy. Je zde pět neznámých paametů (R ax, R ay, R az, R bx, R by ) a jedna tiviální podmínka (54). Byla tedy řešena soustava pěti ovnic po pět neznámých PRŮBĚH OHYBOVÉHO MOMENTU Ob. 6 Schéma hřídele s vyznačením jednotlivých úseků po učení VVÚ BRNO

51 NÁVRH POHONU OHYBOVÝ MOMENT K OSE X y 0 a I ; M ox y I yi RAz yi qh (59) yii a ; a b M ox y R a y II a yii Az II qh (60) FGR FT z yii y a b III ;al M ox y R a b y III Az III q h a b y III F F b y GR Tz III (61) FGR FTz yiii y a IV l;lh M ox y R a y IV Az l IV q FGR FTz a yiv RBz yiv h al y IV F F b a y GR Tz IV (6) Ob. 7 Půběh ohybového momentu k ose x BRNO

52 NÁVRH POHONU OHYBOVÝ MOMENT K OSE Z y M 0 a I ; oz yi Ra x yi (63) yii a ; a b M oz yii RAx a yii FT x yii (64) y a b III ;al M oz y R a b y F b y III Ax III Tx III (65) y a IV l;lh M y R a y F b a y oz IV Ax l IV Tx IV (66) Ob. 8 Půběh ohybového momentu k ose z BRNO 015 5

53 NÁVRH POHONU VÝSLEDNICE OHYBOVÝCH MOMENTŮ Velikost výsledného ohybového momentu v každém bodě se učí jako výslednice dvou na sebe kolmých vektoů pomocí Pythagoovy věty. M o M x M (67) o oz Ob. 9 Půběh velikosti výsledného ohybového momentu Výpočty a jednotlivé gafy byly zpacovány pomocí pogamu MATLAB s přesností na 1 mm. Maximální ohybový moment má velikost M o,max = Nmm a nachází se ve vzdálenosti 343 až 351 mm od bodu A, což je místo s největším půměem d h4 = 65 mm PRŮBĚH KROUTICÍHO MOMENTU y 0 a I ; k y 0 M y (68) I y II a; a b M k y yii M kv (69) BRNO

54 NÁVRH POHONU y a b III ;al M k y yiii M kv (70) y a IV l;lh M k y yiv M kv (71) Ob. 30 Půběh kouticího momentu URČENÍ NEBEZPEČNÝCH MÍST Ob. 31 Nebezpečná místa na hřídeli Jako nebezpečná místa byly vyhodnoceny body vyznačené na obázku. V bodě 1 dochází ke koncentaci napětí v dážce po peo, v bodech a 3 dochází ke koncentaci napětí v místě osazení, bod 4 je místo s největším ohybovým momentem. Body 1 a jsou záoveň místa s největším kouticím momentem. BRNO

55 NÁVRH POHONU VÝPOČET MEZE ÚNAVY MATERIÁLU Hřídel bude vyobena z neezové oceli (17 346), jejíž mez pevnosti v tahu je R m = 500 MPa [3]. Mez únavy se po mateiály s mezí pevnosti do MPa učí ze vztahu dle [31]:,504 R 0, MPa (7) Co 0 m VÝPOČET MEZE PEVNOSTI VE SMYKU Po další výpočty bude ovněž potřeba znát velikost meze pevnosti ve smyku, kteá se učí dle vztahu [31]: R,67 R 0, MPa (73) sm 0 m PEVNOSTNÍ VÝPOČET V BODĚ 1 SOUČINITELE VRUBU Dle [31] se součinitele vubu učí ze vztahu: R 1, m 1 1 1, a ,64 1 R 1, sm 1 1 1,37 1, , a ,6 1,36 1,13 (74) (75) kde: α σ1 [-] součinitel tvau po ohyb v bodě 1, = 1,64 [33] α τ1 [-] součinitel tvau po kut v bodě 1, = 1,37 [33] a 1 [-] součinitel po výpočet součinitele vubu [31] 1 [mm] polomě vubu v bodě 1; 1 = 0,6 mm [34] BRNO

56 NÁVRH POHONU NAPĚTÍ V BODĚ 1 o1 σ1 M W o1 o1 σ1 3 M 1, d t 35 4,7 h1 o1 pt 3 5,1MPa (76) k1 1 M W k1 k1 1 d 16 3 h1 b pt M t k1 pt 1,13 3 d t ,7 35 4,7 d h1 h1 pt (77) 33,3 MPa ed1 o1 3 k1 5,1 333,3 57,9 MPa (78) kde: M o1 [Nmm] ohybový moment v bodě ; odečteno z výpočtu v MATLABu M o1 = Nmm M k1 [Nmm] kouticí moment v bodě ; odečteno z výpočtu v MATLABu M k1 = Nmm W o1 [mm 3 ] modul půřezu v ohybu v bodě 1 W k1 [mm 3 ] modul půřezu v kutu v bodě 1 MEZ ÚNAVY SOUČÁSTI V BODĚ 1 Co1 kde: k a1 k b1 k c k d k e Co 0,93 0, , ,9 MPa (79) k a1 [-] součinitel vlivu jakosti povchu; po boušený povch a danou mez pevnosti k a1 = 0,93 [31] k b1 [-] součinitel velikosti tělesa; po daný půmě k b = 0,847 [31] k c [-] součinitel způsobu zatěžování; po ohyb za otace k c = 1 [31] k d [-] součinitel vlivu teploty; k d = 1 [31] k e [-] součinitel spolehlivosti; po spolehlivost 99% k e = 0,814 [31] BRNO

57 NÁVRH POHONU BEZPEČNOST K MEZNÍMU STAVU ÚNAVOVÉ PEVNOSTI Co1 161,9 k u1,8 (80) 57,9 ed PEVNOSTNÍ VÝPOČET V BODĚ SOUČINITELE VRUBU a R 1 m R 1,7 1 sm 1 1,7 1, ,6 a ,6 1,568 1,3 (81) (8) kde: α σ [-] součinitel tvau po ohyb v bodě, = [31] α τ [-] součinitel tvau po kut v bodě, = 1,7 [31] a [-] součinitel po výpočet součinitele vubu [31] [mm] polomě vubu v bodě ; = R h1 = mm NAPĚTÍ V BODĚ o σ M W o o σ 3 M 3 d h o ,568 6,51 MPa 3 35 (83) k M W k k 16 M 3 d h k ,3 36,1 MPa 3 35 (84) ed o 3 k 10,1 336,1 6,9 MPa (85) kde: M o [Nmm] ohybový moment v bodě ; odečteno z výpočtu v MATLABu M o = Nmm BRNO

58 NÁVRH POHONU M k [Nmm] kouticí moment v bodě ; odečteno z výpočtu v MATLABu M k = Nmm W o [Nmm] modul půřezu v ohybu v bodě W k [Nmm] modul půřezu v kutu v bodě MEZ ÚNAVY SOUČÁSTI V BODĚ Co kde: k a k b k c k d k e Co 0,93 0, , ,9 MPa (86) k a [-] součinitel vlivu jakosti povchu; po boušený povch a danou mez pevnosti k a = 0,93 [31] k b [-] součinitel velikosti tělesa; po daný půmě k b = 0,847 [31] BEZPEČNOST K MEZNÍMU STAVU ÚNAVOVÉ PEVNOSTI Co 161,9 k u,57 (87) 6,9 ed PEVNOSTNÍ VÝPOČET V BODĚ 3 SOUČINITELE VRUBU 3 3,1 3 1,7 (88) a 3 1 1,1 1 3 Rm , R 1, sm 3 1 1, a 3 3 1, ,367 (89) kde: α σ3 [-] součinitel tvau po ohyb v bodě 3, α σ3 =,1 [31] α τ3 [-] součinitel tvau po kut v bodě 3, α τ3 = 1,8 [31] BRNO

59 NÁVRH POHONU a 3 [-] součinitel po výpočet součinitele vubu [31] 3 [mm] polomě vubu v bodě 3; 3 = R h = mm NAPĚTÍ V BODĚ 3 o3 σ3 M W o3 o3 σ3 3 M 3 d h3 o ,7 6,4 MPa 3 50 (90) k3 3 M W k3 k M d k3 3 h ,367 6,4 MPa 3 50 (91) ed3 o3 3 k3 6,4 3 6,4 8,6 MPa (9) kde: M o3 [Nmm] ohybový moment v bodě 3; odečteno z výpočtu v MATLABu M o3 = Nmm M k3 [Nmm] kouticí moment v bodě 3; odečteno z výpočtu v MATLABu M k3 = Nmm W o3 [Nmm] modul půřezu v ohybu v bodě 3 W k3 [Nmm] modul půřezu v kutu v bodě 3 MEZ ÚNAVY SOUČÁSTI V BODĚ 3 Co3 kde: k a3 k b3 k c k d k e Co 0,93 0, , MPa (93) k a3 [-] součinitel vlivu jakosti povchu; po boušený povch a danou mez pevnosti k a3 = 0,93 [31] k b3 [-] součinitel velikosti tělesa; po daný půmě k b3 = 0,816 [31] BEZPEČNOST K MEZNÍMU STAVU ÚNAVOVÉ PEVNOSTI Co3 156 k u3 5,45 (94) 8,6 ed3 BRNO

60 NÁVRH POHONU PEVNOSTNÍ VÝPOČET V BODĚ 4 NAPĚTÍ V BODĚ 4 o4 M W o4 o4 3 M 3 d h4 o MPa 3 65 (95) k4 M W k4 k4 16 M d k4 3 h ,1 MPa 3 65 (96) ed4 o4 3 k4 8 3,1 8,8 MPa (97) kde: M o4 [Nmm] ohybový moment v bodě 3; odečteno z výpočtu v MATLABu M o4 = M o,max = Nmm M k4 [Nmm] kouticí moment v bodě 3; odečteno z výpočtu v MATLABu M k4 = Nmm W o4 [Nmm] modul půřezu v ohybu v bodě 4 W k4 [Nmm] modul půřezu v kutu v bodě 4 MEZ ÚNAVY SOUČÁSTI V BODĚ 4 Co4 kde: k a4 k b4 k c k d k e Co 0,869 0, , ,8 MPa (98) k a4 [-] součinitel vlivu jakosti povchu; po povch tažený za studena a danou mez pevnosti k a3 = 0,869 [31] k b4 [-] součinitel velikosti tělesa; po daný půmě k b3 = 0,784 [31] BEZPEČNOST K MEZNÍMU STAVU ÚNAVOVÉ PEVNOSTI Co4 139,8 k u4 15,9 (99) 8,8 ed4 BRNO

61 NÁVRH POHONU VYHODNOCENÍ BEZPEČNOSTI HŘÍDELE Tab. 5 Součinitele bezpečnosti v nebezpečných místech hřídele Součinitele bezpečnosti [-] k u1 k u k u3 k u4,8,57 5,45 15,9 Nejnižší hodnotu součinitele bezpečnosti k u =,57 vykazuje namáhání v bodě. Tato hodnota je vyhovující a spíše poukazuje na to, že hřídel je předimenzován, což je způsobeno ozměovými požadavky k němu připojených součástí. BRNO

62 NÁVRH POHONU 4.9 NÁVRH A KONTROLA LOŽISEK VOLBA LOŽISEK Po uložení hřídele byly zvoleny ložiskové jednotky SKF SYNT 45 FTF a SYNT 45 LTF. Jedná se o ložiskové jednotky se soudečkovými ložisky SKF 09 E a upínacím systémem ConCenta, kteý umožňuje jednoduché nasazení ložisek na hřídel. Aby se dovnitř ložisek nedostala odstřikující voda, jsou ložiskové jednotky vybaveny hřídelovými těsnícími koužky po extémní postředí. Jednotka SYNT 45 FTF je tzv. axiálně vodící jednotka, kteá neumožňuje axiální pohyb ložiska a odpovídá tak sféické vazbě v bodě B výpočtového modelu. Jednotka SYNT 45 LTF je tzv. axiálně volná jednotka a odpovídá tak sféicko-posuvné vazbě v bodě A, kteá umožňuje částečný axiální pohyb konce hřídele. Použití soudečkových ložisek tak zajistí staticky učité uložení hřídele. Mazání ložisek je zajištěno pomocí plastického maziva na bázi mineálního oleje s lithným mýdlem. Domazávání je řešeno pomocí domazávacího otvou v honí části jednotky. Ob. 3 Ložisková jednotka SKF SYNT 45 [35] BRNO 015 6

63 NÁVRH POHONU Paamety ložiskových jednotek [36]: - dynamická únosnost C l = N - statická únosnost C 0l = N - mezní únavové zatížení P ul = N - hmotnost m l = 4 kg Ob. 33 Základní ozměy ložiskové jednotky SKF SYNT 45 [36] Tab. 6 Základní ozměy ložiskové jednotky [36] Rozměy ložiskové jednotky d al A l B l H l H 1l BRNO

64 NÁVRH POHONU 4.9. VÝPOČET RADIÁLNÍCH SIL Radiální síla působící na ložisko je výslednicí eakcí v ose x a v ose z. Její velikost se učí pomocí Pythagoovy věty. F R R 557, , ,8 N (100) A Ax Az F B R Bx R Bz 557,8 055, 19,6 N (101) EKVIVALENTNÍ DYNAMICKÉ ZATÍŽENÍ Ekvivalentní dynamické zatížení ložiska zahnuje vliv působení axiální síly na ložisko. Na kontolovaná ložiska žádné axiální síly nepůsobí, tudíž bude platit: P F 1 771,8 N (10) e A A P B F e B 19,6 N (103) TRVANLIVOST LOŽISEK Výobce udává po výpočet tvanlivosti vztah [37]: L nmha a 1 a SKF, A n 6 h,skut C P l ea , , , (104) 5, h L nmhb a 1 a SKF, B n 6 h,skut C P l eb , ,51 19, (105), h kde: a 1 [-] součinitel spolehlivosti; po spolehlivost 99% a 1 = 0,5 [37] a SKF,A [-] a SKF,B [-] součinitel tvanlivosti podle SKF po ložisko v místě A; závisí na viskozitě maziva, otáčkách a zatížení, po dané povozní podmínky je jeho hodnota přibližně učena jako a SKF,A = 45 [37] součinitel tvanlivosti podle SKF po ložisko v místě B; po dané povozní podmínky je jeho hodnota přibližně učena jako a SKF,B = 40 [37] BRNO

65 NÁVRH POHONU Po danou aplikaci výobce uvádí požadovanou tvanlivost cca h [37]. Vypočtená tvanlivost je výazně vyšší než požadovaná, což je způsobeno jednak ozměovými požadavky (konstukce hřídele závislá na půměu duté hřídele převodovky), nízkými povozními otáčkami, kteé ovlivňují jak samotný výpočet tvanlivosti, tak volbu součinitele tvanlivost podle SKF. Dalším ovlivňujícím faktoem je samotné použití soudečkových ložisek, kteá mají výazně vyšší dynamickou únosnost než ložiska kuličková nebo válečková obdobných ozměů. BRNO

66 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ 5 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ V této kapitole budou ukázány důležité konstukční uzly, kteé nebyly uvedeny v předchozích kapitolách. Obázky jsou expotovány z 3D modelu v pogamu Autodek Invento a po lepší ozpoznání někteých součástí, jsou tyto ozlišeny baevně. 5.1 RÁM STROJE Ob. 34 Rám stoje Rám stoje je tvořen dvěma tubkami čtvecového půřezu, ke kteým jsou po délce přivařeny plechové bočnice. Jednotlivé stany jsou k sobě připojeny pomocí dvou L pofilů BRNO

67 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ a vyhnovacího plechu v zadní části, dále pomocí dvou kuhových tubek v postřední části a pomocí spodního plechu. V honí části je přivařena výsypka spolu s překlady, kteé slouží k upevnění kycích plechů a ovněž zajišťují vyztužení celé konstukce. Na vnitřní staně bočnic jsou umístěny dáhy po vedení řetězu a v honí části jsou navařeny nosné desky napínacího zařízení. Stoj je ovněž vybaven oky po montáž a přepavu, kteá jsou navařena k bočnicím. Všechny součásti jsou vyobeny z neezových mateiálů, bočnice z oceli (17 34) a ostatní součásti z oceli (17 347). Oba mateiály jsou dobře svařitelné s výbonou odolností poti koozi i v agesivnějším postředí [38] ZAHNUTÉ ČESLICE Ob. 35 Detail spodní části česlic Z důvodu využitelnosti celé výšky česlic, bylo přistoupeno k použití česlic se zahnutou spodní částí. Jak vyplývá z Ob. 36 a), v případě použití ovných česlic by při stejných ozměech ostatních součástí nedocházelo k odstaňování nečistot usazených v půlinách mezi česlicemi až do vzdálenosti cca 47 mm ode dna kanálu a až do výšky 135 mm by zuby nebyly v plném záběu. V případě použití zahnutých česlic jsou zuby v plném záběu pakticky od pvního kontaktu s česlicovou mříží a nečištěný posto má výšku pouze cca 3 mm Ob. 36 b). BRNO

68 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ Posto na bocích kanálu pod vedením řetězu je vyplněn plechovým náběhem, kteý má za úkol zabánit usazování nečistot v nečištěném místě a následnému zablokování stíací lišty o případný vzpříčený předmět větších ozměu - Ob. 35. Ob. 36 Schéma náběhu habla mezi česlice BRNO

69 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ 5.1. OCHRANNÝ PLECH Ob. 37 Detail řetězové dáhy a ochanného plechu Dalším pvkem, kteý má za úkol zabánit zablokování stíací lišty je ochanný plech, kteý je umístěn po stanách v celé délce řetězového vedení. Jedná se o pás, kyjící posto pod spodní řetězovou dáhou, kteá je podpíána žeby, o něž by se mohl zachytit unášený nebo vyhabovaný předmět a zablokovat tak stíací lištu. BRNO

70 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ 5. NAPÍNACÍ ZAŘÍZENÍ Ob. 38 Napínací zařízení Ob. 39 Džák vypínacího čidla K napínání řetězu slouží jednoduché napínací zařízení, kteé sestává z pohyblivé desky s navařenou závitovou tyčí, pevné desky přivařené k bočnici, matice a podložky. Otáčením matice dochází k posuvu závitové tyče a tím i celé pohyblivé desky s ložiskovou jednotkou. K upevnění zařízení ve finální poloze slouží šouby M1, kteé záoveň dží i ložiskové jednotky. V honí části pohyblivé desky je pomocí dvou šoubů M6 připevněn plechový džák exteního snímače ozpojení spojky. BRNO

71 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ 5.3 UCHYCENÍ ELEKTROMOTORU S PŘEVODOVKOU Ob. 40 Detail uchycení elektomotou s převodovkou Převodovka s dutou hřídelí je nasazena na válcový konec hřídele a přenos kouticího momentu je ealizován pomocí peového spoje. K uchycení motou s převodovkou v požadované poloze slouží ameno přišoubované ke spodní ploše převodové skříně, v jehož oku je umístěn gumový silentblok, Rameno je pomocí šoubového spoje připevněno k plechovému džáku, kteý je k zařízení upevněn pomocí šoubů na napínacím zařízení. BRNO

72 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ 5.4 STÍRACÍ LIŠTA Stíací lišta se skládá z nosné lišty, kteá je vyobena z ohýbaného plechu a je vyztužena žeby, ozubeného habla a dvou džáků. Hablo je k liště připevněno pomocí šesti šoubů M5, kteé jsou zašoubovány do dě se závitem v nosné liště. K řetězu je lišta připevněna pomocí džáků z ohýbaného plechu. Po snížení kontaktního napětí jak mezi džákem a lištou, tak mezi džákem a řetězem, jsou džáky opatřeny plastovými pouzdy z mateiálu PA1. Lišta, hablo i džáky jsou stejně jako řetěz vyobeny z neezové oceli (17 381), kteá se vyznačuje výbonou koozivzdoností v agesivním postředí a vysokou mezí kluzu R e1.446 = 450 MPa [38][39]. Ob. 41 Stíací lišta celkový pohled BRNO 015 7

73 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ Ob. 4 Stíací lišta detail džáku 5.5 UKOTVENÍ STROJE KE KANÁLU Ob. 43 Kotvící konzola Zařízení bude ke kanálu ukotveno pomocí, kotvící konzoly, kteá bude nasazena na zabetonované závitové tyče se závitem M18. K bočnicím bude konzola připevněna pomocí dvou šoubů M18. Pojištění spojů bude zajištěno pomocí pužných podložek. K ustavení v přesné poloze slouží vyfézované dážky. BRNO

74 PŘEHLED KONSTRUKČNÍCH PRVKŮ 5.6 ZAKRYTOVÁNÍ STROJE Ob. 44 Pohled zepředu na zakytovaný stoj umístěný v kanále Z důvodu bezpečnosti a ochany je zařízení opatřeno plechovými kyty. Ty jsou vyobeny z neezového plechu tloušťky 1 mm. Po obvodě jsou plechy přišoubovány k ámu stoje pomocí šoubů M5 a po lepší manipulaci jsou opatřeny plastovými ukojeťmi. Ob. 45 Pohled zezadu na zakytovaný stoj umístěný v kanále BRNO

75 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ 6 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ Tato kapitola se zabývá pevnostní kontolou stíací lišty a řetězu metodou konečných pvků (dále jen MKP) pomocí výpočtového pogamu ANSYS Wokbench. Obě součásti byly kontolovány vzhledem k meznímu stavu pužnosti. Poovnávané napětí je učeno pomocí hypotézy HMH (v pogamu označované jako Equivalent von Mises Stess ). 6.1 PEVNOSTNÍ KONTROLA STÍRACÍÍ LIŠTY Stíací lišta je jednou z nejnamáhanějších součástí celého zařízení a vzhledem k její tvaové složitosti bylo přistoupeno ke kontole pomocí MKP. Výpočet byl poveden po tři možné kitické zátěžné stavy, kteé mohou nastat ve chvíli, než dojde k odpojení pohonu řetězu pomocí pojistných spojek: 1. přetížení z důvodu větší hmotnosti shabků než je hmotnost výpočtová. přetížení z důvodu vzpříčení předmětu v kajní části lišty 3. přetížení z důvodu vzpříčení předmětu upostřed lišty SÍŤOVÁNÍ MODELU Po výpočet stíací lišty byl použit zjednodušený 3D model bez spojovacích šoubů a jim příslušných otvoů. Rovněž byl zjednodušen tva žebe a svaů. Vytvořená síť se skládá z celkového počtu pvků, přičemž velikost pvků byla zmenšena v místech předpokládaných koncentací napětí (svay žebe a ohyby džáků). Ob. 46 Síťování 3D modelu stíací lišty BRNO

76 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ 6.1. PEVNOSTNÍ KONTROLA PŘI PŘETÍŽENÍ Z DŮVODŮ VYŠŠÍ HMOTNOSTI Stíací lišta je v tomto stavu zatížena maximálními tažnými silami přenášenými od řetězu F 1max = 1 410,7 N. Tyto jsou modelovány pomocí okajových podmínek Foce 1 a Foce, kteé jsou umístěny na boční plochy pouzde v místech, kde budou uchyceny k řetězům. Další okajovou podmínkou je vazba Remote Displacement 1, kteá modeluje silové působení od shabků, kteé stíací liště zabaňují v pohybu po česlicové mříži. Tato vazba je umístěna na vyhnovací plochu lišty, kteé znemožňuje pohyb v ose y (pozn.: souřadný systém je odlišný od souřadného systému použitého při pevnostním výpočtu hřídele). Vedení lišty řetězem je znázoněno vazbou Remote Displacement, kteá je, stejně jako výše uvedené síly, umístěna na boční plochy pouzde a umožňuje jim pouze pohyb v ose y. Vedení habla v česlicové mříži je znázoněno vazbou Remote Displacement 3, kteá je umístěna na boky všech zubů a umožňuje jim tanslační pohyb v ose y a otaci kolem osy z. Ob. 47 Okajové podmínky po přetížení z důvodu vyšší hmotnosti Z výsledků analýzy po tento zátěžný stav vyplývá, že maximální napětí se nachází v místě ohybu džáků a jeho velikost je σ max1 = 00,95 MPa. Bezpečnost k meznímu stavu pužnosti se potom ovná: Re k k1,4 (106) 00,95 max1 BRNO

77 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ Ob. 48 Místo s největším ekvivalentním napětím - džák lišty Místo s největší defomací se nachází upostřed vyhnovací lišty a její velikost je δ 1 = 0,86 mm. Vzhledem k celkové délce lišty l l = 679 mm se jedná o zanedbatelnou hodnotu. Ob. 49 Půběh celkové defomace BRNO

78 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ PEVNOSTNÍ KONTROLA PŘI PŘETÍŽENÍ Z DŮVODU VZPŘÍČENÍ PŘEDMĚTU NA KRAJI Okajové podmínky v této nebezpečné situaci jsou stejné jako v předchozí, komě vazby Remote Displacement 1, kteá v tomto případě není umístěna na plochu stíací lišty, ale na její boční hanu. Znázoňuje tak vzpříčený předmět v boční části ámu (např. kámen), kteý znemožní haně pohyb v ose y. Ob. 50 Okajové podmínky po případ vzpříčení předmětu v kajní části lišty BRNO

79 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ Z výsledků analýzy po tento zátěžný stav vyplývá, že maximální napětí se nachází v místě ohybu vzdálenějšího džáku a jeho velikost je σ max = 16,74 MPa. Bezpečnost k meznímu stavu pužnosti se potom ovná: Re k k,08 (107) 16,74 max Ob. 51 Místo s největším ekvivalentním napětím - džák lišty Místo s největší celkovou defomací se opět nachází v postřední části a její velikost je ovněž zanedbatelná (δ = 0,53 mm). Ob. 5 Půběh celkové defomace BRNO

80 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ PEVNOSTNÍ KONTROLA PŘI PŘETÍŽENÍ Z DŮVODU VZPŘÍČENÍ PŘEDMĚTU UPROSTŘED Opoti předchozím stavům se tento liší opět pouze umístěním vazby Remote Displacement 1, kteá je v tomto případě umístěna na plochu 10 x 10 mm v postřední části stíací lišty. Tato vazba znázoňuje zaseknutí stíací lišty o předmět vzpříčený v postřední části. Ob. 53 Okajové podmínky po případ vzpříčení předmětu upostřed BRNO

81 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ Nejvyšší napětí po tento zátěžný stav se nachází v postřední části a to na honí haně vyhnovací lišty. Jeho velikost je σ max = 183,64 MPa a bezpečnost k meznímu stavu pužnosti se potom ovná: Re k k3,45 (108) 183,64 max3 Ob. 54 Půběh napětí - nejvyšší ekvivalentní napětí upostřed v honí části lišty Místo s největší celkovou defomací se nachází na boční staně džáků a pouzde, kde jsou tyto uchyceny k řetězu. Její velikost je δ 3 = 1,6 mm a vzhledem k ozměům stíací lišty je ovněž možné ji považovat za přijatelnou. Ob. 55 Půběh celkové defomace BRNO

82 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ VYHODNOCENÍ BEZPEČNOSTI Součinitele bezpečnosti [-] k k1 k k k k3,4,08,45 Nejnižší hodnotu součinitele bezpečnosti vykazuje duhý zatěžovací stav, kdy je přetížení způsobeno vzpříčením předmětu v kajní části stíací lišty. Velikost součinitele bezpečnosti k k =,08 je dostatečná a stíací lišta tak může být použita. 6. PEVNOSTNÍ KONTROLA ŘETĚZU Vzhledem k tomu, že kontola řetězu na otlačení je pouze jednou z podmínek konstukce řetězu a přípustná tahová síla je v katalogu výobce uvedena pouze po standadní, nikoliv neezové povedení řetězu, bylo přistoupeno k pevnostní kontole pomocí MKP SÍŤOVÁNÍ MODELU Ob. 56 Síťování modelu řetězu 6.. OKRAJOVÉ PODMÍNKY Maximální tahová síla v řetězu F 1max = 1 410,7 N je znázoněna pomocí síly Foce, kteá je ozložena na vnitřní plochu volného pouzda. Vedení řetězu představují vazby Remote Displacement umístěné na vnitřní plochy článků řetězu, kteé umožňují pohyb řetězu pouze BRNO 015 8

83 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ v ose x (smě pohybu). Uchycení stíací lišty k nosnému článku je modelováno pomocí pevné vazby Fixed Suppot. Ob. 57 Okajové podmínky řetězu BRNO

84 PEVNOSTNÍ KONTROLA METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ 6..3 VYHODNOCENÍ VÝSLEDKU Nejvyšší ekvivalentní napětí se nachází na vnitřní staně nosného článku řetězu na haně otvou, ve kteém je nalisován řetězový čep. Jeho velikost je σ max4 = 175,48 MPa. Bezpečnost k meznímu stavu pužnosti se potom ovná: Re k k4,56 (109) 175,48 max4 Bezpečnost řetězu je dostatečná a řetěz dané ozměové řady tak může být použit. Ob. 58 Místo s maximálním ekvivalentním napětím na řetězu - otvo po čep na vnitřní staně unášecího článku BRNO