VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA · 2015. 2. 9. · ANALYTICKÝ VÝPOČET VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA doc. Ing. Martin...

Katedra konstruování strojů Fakulta strojní

K 8 HYDRAULICKÝ LIS

л1 π HYDRAULICKÝ LISANALYTICKÝ VÝPOČET

VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA

doc. Ing. Martin Hynek, PhD. a kolektiv

Tento projekt je spolufinancován Evropským sociálním fondem a státním rozpočtem České republiky

verze - 1.0

KA08.01 - stránka 1

Hledáte kvalitní studium?Nabízíme vám jej na Katedře konstruování strojů Katedra konstruování strojů je jednou ze šesti kateder Fakulty strojní na Západočeské univerzitě v Plzni a patří na fakultě k největším. Fakulta strojní je moderní otevřenou vzdělávací institucí uznávanou i v oblasti vědy a výzkumu uplatňovaného v praxi.

Katedra konstruování strojů disponuje moderně vybavenými laboratořemi s počítačovou technikou, na které jsou např. studentům pro studijní účely neomezeně k dispozici nové verze předních CAD (Pro/Engineer, Catia, NX ) a CAE (MSC Marc, Ansys) systémů. Laboratoře katedry jsou ve všední dny studentům plně k dispozici např. pro práci na semestrálních, bakalářských či diplomových pracích, i na dalších projektech v rámci univerzity apod.

Kvalita výuky na katedře je úzce propojena s celouniverzitním systémem hodnocení kvality výuky, na kterém se průběžně, zejména po absolvování jednotlivých semestrů, podílejí všichni studenti.

V současné době probíhá na katedře konstruování strojů významná komplexní inovace výuky, v rámci které mj. vznikají i nové kvalitní učební materiály, které budou v nadcházejících letech využívány pro podporu výuky. Jeden z výsledků této snahy máte nyní ve svých rukou.

V rámci výuky i mimo ni mají studenti možnost zapojit se na katedře také do spolupráce s předními strojírenskými podniky v plzeňském regionu i mimo něj. Řada studentů rovněž vyjíždí na studijní stáže a praxe do zahraničí.

Nabídka studia na katedře konstruování strojů:

Bakalářské studium (3roky, titul Bc.)

Studijní program B2301: strojní inženýrství („zaměřený univerzitně“)

B2341: strojírenství (zaměřený „profesně“)

Zaměření Stavba výrobních strojů a zařízení Dopravní a manipulační technika

Design průmyslové techniky Diagnostika a servis silničních vozidel Servis zdravotnické techniky

Magisterské studium (2roky, titul Ing.) Studijní program N2301: Strojní inženýrství

Zaměření Stavba výrobních strojů a zařízení Dopravní a manipulační technika

Více informací naleznete na webech www.kks.zcu.cz a www.fst.zcu.cz

Západočeská univerzita v Plzni, 2014

ISBN © doc. Ing. Martin Hynek, Ph.D.

Ing. Petr Votápek, Ph.D. Bc. Michal Švamberk Ing. Jitka Bezděková


Obsah

1. Brzda beranu

1.1. Popis

1.2. Výpočet

1.3. Katalogové listy

2. Rám lisu

2.1. Úvod

2.2. Popis horní nepohyblivé traverzy

2.3. Výpočet horní nepohyblivé traverzy

2.4. Popis beranu

2.5. Výpočet beranu

2.6. Popis spodní nepohyblivé traverzy

2.7. Výpočet spodní nepohyblivé traverzy

2.8. Výpočet kruhových sloupů

2.9. Střední čára rámu lisu

2.10. Výpočtový model lisu

3. Předepínací matice

3.1. Popis

3.2. Výpočet

4. Hydraulický válec

4.1. Popis

4.2. Výpočet hydraulického válce

4.2.1. Výpočet průměru pístu

4.2.2. Výpočet průměru pístnice

4.2.3. Výpočet stěny hydraulického válce

4.2.4. Výpočet příruby

4.2.5. Výpočet šroubů hydraulického válce

5. Hydraulika

5.1. Popis

5.2. Výpočet hydrauliky

5.2.1. Potřebné dodané množství QV

5.2.2. Geometrický objem čerpadla

5.2.3. Návrh průměru potrubí

5.2.4. Čas pojezdu

6. Světelné závory

6.1. Popis

6.2. Výpočet světelné závory



7. Výměník nástrojů

7.1. Funkce výměníku

7.2. Konstrukční řešení výměníku

7.3. Kinematické schéma

7.4. Výpočet motoru

7.5. Výpočet délky pera v převodovce

7.6. Kontrola hřídele na krut

7.7. Výpočet svěrného spoje korýtkové spojky

7.8. Kontrola spojení kolíkem mezi řetězem a tlačným kamenem

7.9. Kontrola spojení kolíkem mezi tlačným kamenem a táhlem

7.10. Výpočet četnosti a rozteče kuličkových jednotek

7.11. Výpočet a kontrola šroubového spoje oka s hnízdem



1.1 Popis brzdy beranu

Z d ůvodu bezpečnosti je nutno použít brzdový systém. Brzdový systém zajistínouzové zastavení beranu při poruše hydraulického systému a dále zajistí polohu beranu v horní poloze – v tomto okamžiku obsluha vstupuje do pracovního prostoru stroje a manipuluje s vylisovaným dílem. Je použit brzdící systém od firmy SITEMA.

Detail uchycení systému brzdy a princip brzdícího tělesa s jeho základními částmi je zobrazen na Obr. 1. Těleso brzdy je řízeno hydraulicky a je navrženo na mechanickém principu. Těleso je schopno zabrzdit beran v jakékoliv poloze. Brzdící těleso je složeno z krytu, pružin, klínů a posuvných čelistí. Pokud je pod brzdící čelisti přiváděn tlak, jsou čelisti tlačeny proti pružině a tyčí brzdy je možno volně pohybovat. V případě, že dojde k poklesu tlaku pod čelistmi, jsou tyto čelisti pružinou odtlačeny směrem dolů po kuželovité ploše klínů a dojde k sevření tyče brzdy a zastavení beranu.

Obrázek 1 - Způsob uchycení brzdové tyče k beranu (1. Brzdová tyč, 2. Šroub M30x140, 3. Upínací matice, 4. Držák brzdové tyče, 5. Stavěcí šroub M10x35)

Non-Commercial Use Only

1. BRZDA BERANU


Obrázek 2 - Uchycení tělesa brzdy k horní nepohyblivé traverze (1Těleso brzdy SITEMA, 2. Brzdová tyč, 3. Horní nepohyblivá traverza)

Obrázek 3 - Brzdové těleso od společnosti SITEMA, rozstřel a popis

Non-Commercial Use Only KA08.01 - stránka 6

1.2 Výpočet brzdy beranu

Brzda musí být nadimenzována tak, aby byla schopna zastavit pohyb beranu, na kterém je připevněna horní polovina nástroje.

≔m1 9000 maximální hmotnost horní poloviny nástroje

≔m2 9000 hmotnost beranu

≔n 2 počet brzd

≔k1 2 doporučená minimální bezpečnost definovaná výrobcem

≔k2 3.5 doporučená maximální bezpečnost definovaná výrobcem

M maximální přípustné zatížení brzdy definované výrobcem

≔m =+m1 m2 18000 celková maximální bržděná hmotnost

＝M1;2 ――――

⋅⋅m k1;2

n

≔M1 =―――

⋅⋅m k1

n176.52 maximální přípustné zatížení brzdy při minimální

bezpečnosti definované výrobcem

≔M2 =―――

⋅⋅m k2

n308.91 maximální přípustné zatížení brzdy při maximální

bezpečnosti definované výrobcem

Z katalogu firmy SITEMA byla vybrána brzda s označením KR 100, která je dimenzována na maximální zatížení 220 kN.

Kontrola:

≔M 220

≔k =――

⋅n M

⋅m2.5 <<k1 k k2

Vybraný typ brzdy splňuje podmínku bezpečnosti definovanou výrobcem.


1.3 Katalogové listy



2.1 ÚvodRám hydraulického lisu je tvořen čtyřmi hlavními částmi. Horní nepohyblivou

traverzou, beranem, spodní nepohyblivou traverzou a čtveřicí kruhových sloupů. Hlavní funkcí rámu je zajistit dostatečnou tuhost celé sestavy hydraulického lisu.

2.2 Popis horní nepohyblivé traverzy

Horní traverza obsahuje čtyři otvory (1) obr.1 pro průchod pracovních hydraulických válců. Dva menší otvory (2) obr.1 umístěné na podélné ose horní traverzy jsou určené pro průchod brzdové tyče a díry se závitem po obvodu těchto otvorů slouží k uchycení tělesa brzdy (1) obr.2 od firmy SITEMA. Dále je k horní traverze připevněna rozvodná kostka (3) obr.1, která rozvádí potřebné procesní kapaliny do dalších částí lisu. V rozích horní traverzy jsou čtyři průchozí otvory (4) obr.1, do kterých jsou vsazeny čtyři sloupy, které spojují spodní nepohyblivou traverezu s horní traverzou. Po těchto sloupech je veden beran.

Horní traverza je navržena jako svařovaná konstrukce z oceli 11 375, která se skládá z několika výpalků, které jsou svařeny do požadovaného tvaru a poté jsou obrobeny funkční plochy traverzy (viz. Výkres 5029.22.03.1301). Traverza musí obsahovat žebrování, aby byla zajištěna dostatečná tuhost rámu lisu, potřebná pro bezproblémový chod stroje. Po svaření je nutné svařenec vyžíhat, aby se odstranilo vnitřní pnutí vzniklé během svařování.

Pro určení rozměrů horní traverzy byl vytvořen výpočtový model. Lze si ho představit jako nosník na dvou podporách, který je zatížen silami F1,2, které jsou vyvozeny od hydraulických válců. Průřez nosníku je obdelníkový, kde výška hh je výška traverzy a šířka B je součet tlouštěk všech žeber v daném směru.

Obrázek 1 - Sestava horní nepohyblivé traverzy(1. Otvory pro hydraulické válce, 2. Otvory pro brzdové tyče, 3. Rozvodná kostka, 4. Otvory pro sloupy)


2.RÁM LISU


Obrázek 2 - Sestava horní nepohyblivé traverzy, vrchní pohled(1. Těleso brzdy)

Obrázek 3 - Svařenec horní traverzy před opracováním


2.3 Výpočet horní nepohyblivé traverzy

≔F1 500 zatížení od hydraulických válců


≔a 700

≔b 1900

≔l 2600 délka traverzy

≔B 200 šířka traverzy (celková šířka žeber)

≔DV 130 vnější průměr hydraulického válce

≔Re 370 materiál ocel 11 375

≔k 5 zvolená bezpečnost

≔σdov =―

Re

k74 dovolené maximální napětí

x:

y:

M:

＝+RAx RBx 0

＝−++−RAy F1 F2 RBy 0

＝+−⋅−F1 a ⋅F2 b ⋅RBy l 0

≔RBy =――――

+⋅F1 a ⋅F2 b

l500 reakce v podpěře B

≔RAy =−+F1 F2 RBy 500 reakce v podpěře A


M (x=0): ≔Mo1 =+−⋅−F1 a ⋅F2 b ⋅RBy l 0

M (x=a): ≔Mo2 =⋅−RAy a −350 ⋅

M (x=a+b): ≔Mo3 =+⋅−RAy b ⋅F1 (( −b a)

) −350 ⋅

M (x=l): ≔Mo4 =++⋅−RAy l ⋅F1 b ⋅F2 a 0 ⋅

≔MoMAX =Mo2 −350 ⋅ maximální ohybový moment

≤σdov ―――

MoMAX

Wo1

≥Wo1 ―――

MoMAX

σdov

≔Wo1 =―――

|

|

MoMAX|

|

σdov

⎛

⎝ ⋅4.73 106

⎞

⎠

3

＝＝Wo1 −―――

⋅B hh

2

6―――

⋅DV hh

2

6⋅⋅

―

1

6h

2⎛

⎝

−B DV⎞

⎠

≔hh =‾‾‾‾‾‾

―――

⋅6 Wo1

−B DV

636.715 výška horní nepohyblivé traverzy

≔hh 650

Navržená výška horní nepohyblivé traverzy je 650 mm.


2.4 Popis beranu

Beran je pohyblivá část hydraulického lisu, která je vyrobena ze svařované konstrukce z oceli 11 375. Jedná se o několik výpalků, které jsou k sobě svařeny do požadovaného tvaru (viz. výkres 5029.22.03.1201), poté se musí obrobit funkční plochy (dosedací plochy, otvory pro sloupy, T-drážky, vedení,...). Pomocí T-drážek je na spodní plochu beranu připevňena horní část nástroje. Velikost T-drážek je dle normy ČSN 02 1030. Beran je nutné žíhat, aby se zbavilo vnitřní pnutí, které vzniklo během svařování.

Pohyb beranu je řízen čtyřmi hydraulickými válci, které jsou upevněny na základně (1) obr.4 v horní části beranu. Tato základna slouží i pro upevnění brzdových tyčí (2) obr.4 a hydraulických válců. V rozích beranu je zkonstruováno prodloužené vedení (3) obr.4, kterým je beran veden při vertikálním pohybu po sloupech lisu a snižuje se tak účinek dvojice sil vznikajících od naklopení beranu. Mezi vodícím sloupem a beranem je vůle 15 mm na průměr. Tato vůle je vymezena vodicími pouzdry (4) obr.6, která jsou zajištěna víčky (2) obr.6 přišroubovanými k beranu. Aby se okolní nečistoty nedostaly do vedení beranu, jsou víčka osazena stíracími kroužky (1) obr.6. Z hlediska údržby je toto pouzdro nutné pravidelně přimazávat tukem. K doplňování tuku slouží postranní otvory v beranu se závitem, kam se přišroubují mazací hlavice (3) obr.6.

Pro doplnění tuku je používán malý mazací lis se speciálním nástavcem, který musí být stejného druhu, jako je mazací hlavice. Po přiložení násavce mazacího lisu k mazací hlavici je kulička v hlavici odtlačena a mazivo je pod tlakem vpraveno skrz hlavici do pouzdra a přes drážky v pouzdře dál vedeno až k plochám sloupu.

Pro určení rozměrů beranu byl vytvořen výpočtový model. Lze si ho představit jako nosník na dvou podporách, který je zatížen silami F1,2, což je zatížení od hydraulických válců a silou F3, která simuluje zatížení od excentricky uloženého nástroje. Průřez nosníku je obdelníkový, kde výška hb je výška traverzy a šířka B je součet tlouštěk všech žeber v daném směru.

Obrázek 4 - Sestava beranu(1. Základna pro upevnění hydraulických válců a brzdových tyčí, 2. Brzdové tyče, 3. Prodloužené vedení)


Obrázek 5 - Sestava beranu

Obrázek 6 - Řez vedením beranu(1. Stírací kroužek, 2. Víčko, 3. Mazací hlavice, 4. Vodicí pouzdro, 5. Prodloužené vedení)


2.5 Výpočet beranu



≔F3 1000 zatížení od spojitého namáhání excentricky uloženého nástroje

≔a 700

≔b 1900

≔l 2600 délka beranu

＝c +―

l

2ex

≔B 200 šířka beranu (celková šířka žeber)



≔σdov =―

Re

k61.67 dovolené maximální napětí


Náhrada spojitého obtížení od excentricky uloženého nástroje:

≔s 2500 délka nástroje

＝＝＝q2 +q1 %15 q1 +q1 0.15 q1 1.15 q1 spojité obtížení od excentricky uloženého nástroje (excentricita 15%)

＝＝F3 +⋅q1 ―

s

2⋅q2 ―

s

21000 kN ＝⋅

―

s

2⎛

⎝

+q1 q2⎞

⎠

⋅⋅―

s

22.15 q1

≔q1 =―――

⋅2 F3

⋅s 2.15372.093

――

≔q2 =⋅1.15 q1 427.907――

＝＝xT ―――――

+⋅S1 x1 ⋅S2 x2

+S1 S2

+―

l

2ex vzdálenost těžiště spojitého obtížení

≔xT =―――――――――――

+⋅⋅q1 ―

s

2

⎛

⎜

⎝

−+―

s

4―

l

2―

s

2

⎞

⎟

⎠

⋅⋅q2 ―

s

2

⎛

⎜

⎝

+―

s

4―

l

2

⎞

⎟

⎠

+⋅q1 ―

s

2⋅q2 ―

s

2

1343.6

≔ex =−xT ―

l

243.6 excentricita náhrady F3 za spojité

obtížení od nástroje ve směru osy x

≔c =xT 1343.6


x:

y:

M:

＝+RAx RBx 0

＝++−−RAy F1 F2 F3 RBy 0

＝−−+⋅F1 a ⋅F2 b ⋅F3 c ⋅RBy l 0

≔RBy =――――――

−+⋅F1 a ⋅F2 b ⋅F3 c

l−16.771 reakce v podpěře B

≔RAy =−−+F1 F2 F3 RBy 16.771 reakce v podpěře A

M (x=0): ≔Mo1 =−−+⋅F1 a ⋅F2 b ⋅F3 c ⋅RBy l 0

M (x=a): ≔Mo2 =⋅RAy a 11.74 ⋅

M (x=c): ≔Mo3 =−⋅RAy c ⋅F1 (( −c a)

) −299.27 ⋅

M (x=b): ≔Mo4 =+−⋅RAy b ⋅F1 (( −b a)

) ⋅F3 (( −b c)

) −11.74 ⋅

M (x=l): ≔Mo5 =+−−⋅RAy l ⋅F1 b ⋅F2 a ⋅F3 (( −l c)

) 0 ⋅

≔MoMAX =Mo3 −299.27 ⋅ maximální ohybový moment

≤σdov ―――

MoMAX

Wo1

≥Wo1 ―――

MoMAX

σdov

≔Wo1 =―――

|

|

MoMAX|

|

σdov

⎛

⎝ ⋅4.85 106

⎞

⎠

3

＝＝Wo1 ―――

⋅B hb

2

6⋅⋅

―

1

6hb

2B

≔hb =‾‾‾‾‾‾

―――

⋅6 Wo1

B381.563 výška beranu

≔hb 400

Navržená výška beranu je 400 mm.


2.6 Popis spodní nepohyblivé traverzy

Spodní traverza je tvořena jako svařenec z několika výpalků. Veškeré vypálené části jsou k sobě přivařeny, jak je možné vidět na výkrese číslo 5029.22.03.1101. Na spodní části traverzy je vidět žebrování, které zajistí dostatečnou tuhost spodního rámu při maximálním zatížení. Po svaření je nutné nechat traverzu vyžíhat, aby se zbavila vnitřního pnutí, které vzniklo při svařování. Poté jsou obrobeny funkční plochy, které jsou znázorněny na obr.x azurovou barvou.

Spodní traverza je vybavena kotvicími patkami (1) obr.7 pro upevnění lisu. Upevnění je prováděno pomocí zabetonovaných patek (2) obr.7 a díky šroubům lze lis vyladit do přesné polohy. Na horní plochu traverzy je připevňena spodní část lisovacího nástroje. Pro připevnění nástroje ke spodní traverze jsou na dosedací ploše traverzy s nástrojem vyrobeny T-drážky (3) obr.7. T-drážky mají velikost dle normy ČSN 01 1030. Tento způsob upevnění nástroje se používá pouze při nepřítomnosti výměníku nástrojů. Jelikož sestava lisu je opatřena výměníkem nástrojů, spodní díl nástroje je upevněn pomocí klínových upínek, které jsou blíže popsány v kapitole 1. Na vrchní straně traverzy jsou vyfrézovány kruhové kapsy (4) obr.7, v kterých jsou přišroubovány vodicí kladky. Tyto kladky slouží jako vedení pro pohyblivé hnízdo s nástrojem. Dále jsou ke spodní traverze připevněny dvě kuličkové lišty, po kterých je hnízdo dopraveno do pracovního prostoru lisu. To vše je blíže popsané opět v kapitole 1.

Spodní a horní traverza jsou spojeny čtyřmi vodícími sloupy, pro jejichž upevnění jsou v traverzách vyrobeny uložení (5) obr.7, ve kterých jsou nalisovány podložky sloupů.

Pro určení rozměrů spodní traverzy byl vytvořen výpočtový model. Lze si ho představit jako nosník na dvou podporách, který je zatížen tíhou nástroje G a silou F3, která se rovná spojitému namáhaní od excentricky uloženého nástroje. Průřez nosníku je obdelníkový, kde výška hs je výška traverzy a šířka B je součet tlouštěk všech žeber v daném směru.

Obrázek 7 - Sestava spodní nepohyblivé traverzy(1. Kotvicí patky, 2. Zabetonované patky, 3. T-drážka, 4. Kruhové kapsy, 5. Otvory pro sloupy)


Obrázek 8 - Sestava spodní nepohyblivé traverzy

Obrázek 9 - Svařenec spodní nepohyblivé traverzy


2.7 Výpočet spodní nepohyblivé traverzy

≔m1 11000 hmotnost kompletního nástroje

≔m2 10000 hmotnost beranu (pohyblivé traverzy)

≔F3 1000 zatížení od spojitého namáhání excentricky uloženého nástroje

≔l 2600 délka traverzy

≔c =xT 1343.6

≔B 320 šířka traverzy (celková šířka žeber)



G tíha nástroje

≔σdov =―

Re

k74 dovolené maximální napětí


Náhrada spojitého obtížení od excentricky uloženého nástroje:

x:

y:

M:

＝+RAx RBx 0

＝+−−RAy G F3 RBy 0

＝−+⋅G―

l

2⋅F3 c ⋅RBy l 0 ≔G =⋅m1 107.87

≔RBy =――――

+⋅G―

l

2⋅F3 c

l570.708 reakce v podpěře B

≔RAy =−+G F3 RBy 537.166 reakce v podpěře A

M (x=0): ≔Mo1 =−+⋅G―

l

2⋅F3 c ⋅RBy l 0

M (x=l/2): ≔Mo2 =⋅RAy ―

l

2698.32 ⋅

M (x=c): ≔Mo3 =−⋅RAy c ⋅G⎛

⎜

⎝

−c―

l

2

⎞

⎟

⎠

717.03 ⋅

M (x=l): ≔Mo4 =−−⋅RAy l ⋅G―

l

2⋅F3 (

( −l c)) 0 ⋅

≔MoMAX =Mo3 717.03 ⋅ maximální ohybový moment

≤σdov ―――

MoMAX

Wo1

≥Wo1 ―――

MoMAX

σdov

≔Wo1 =―――

|

|

MoMAX|

|

σdov

⎛

⎝ ⋅9.69 106

⎞

⎠

3


＝Wo1 ―――

⋅B hs

2

6

≔hs =‾‾‾‾‾‾

―――

⋅6 Wo1

B426.241

≔hs 430 výška spodní nepohyblivé traverzy

Navržená výška spodní nepohyblivé traverzy je 430 mm.

2.8 Výpočet kruhových sloupů

≔Re 500 mez kluzu (materiál sloupu 42CrMo4)

≔k 5 bezpečnost

≔F 1000 síla lisu

≔Fp1 500 předepínací síla na 1 sloup (zjištěná z výpočtu pro předepínací matici)

≔σD =―

Re

k100 dovolené napětí sloupu

≔Fmax =+―

F

2Fp1 1000 maximání síla ve sloupu

≤＝σ―――

Fmax

Ssloupu

σD

＝＝Ssloupu ――

Fmax

σD

―――

⋅ D2

4

≔D =――→

‾‾‾‾‾‾‾

―――

⋅4 Fmax

⋅ σD

explicit

ALL‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾

―――――

⋅4 ⋅1000

⋅ ⋅100112.838

≔D 120


Kontrola na tah a ohyb:

≔Ssloupu =―――

⋅ D2

411309.73

2

≔Wsloupu =―――

⋅ D3

32169646.003

3

≔M ⋅625

≔σsl =+―――

Fmax

Ssloupu

―――

―

M

2

Wsloupu

1930.49

≔D 200

≔D1 140


2.9 Střední čára rámu lisu

Pro výpočet rámu lisu je nutné navrhnout jeho základní rozměry a definovat střední čáru rámu lisu zobrazenou na obrázku.

≔l 2600 šířka střední čáry rámu = rozteč sloupů

≔hh 690 výška horní nepohyblivé traverzy

≔hb 500 výška beranu

≔hs 430 výška spodní nepohyblivé traverzy

≔b1 500 navýšení beranu v oblasti vedení sloupů

≔a1 2350 maximální výška otevření lisu

≔c1 575 rozestup horní traverzy a beranu při maximálním otevření lisu

≔a =+a1 ―

hs

22565

≔b =+hb b1 1000 výška beranu v oblasti vedení sloupů

≔c =−+c1 ―

hh

2b1 420

≔h =++a b c 3.985 výška střední čáry rámu lisu


2.10 Výpočtový model lisu

Čtyřsloupový rám lisu se řadí mezi staticky neurčité konstrukce. S počtem sloupů roste složitost řešení. Pro výpočet čtyřsloupového rámu lisu, který je osmnáctkrát staticky neurčitý, je nutné rám zjednodušit.

Rozříznutím rámu v podélném a příčném směru vzniknou dva rovinné dvousloupové rámy, které jsou třikrát staticky neurčité. Rám s delší stranou je z důvodu jeho většího namáhání pro výpočet vhodnější.

Střední čára rámu je narušena řezem a do vzniklé mezery jsou vloženy tři jednotkové staticky neurčité veličiny (V, H, M).

≔F1 F2 ≔F1 =―――

100

250 síla hydraulických válců

FQ síla, kterou působí pohyblivá traverza při naklopení na sloupy

≔h 3985 výška rámu

≔d 500 vzdálenost hydraulických válců od středové čáry

≔b 500 výška beranu v oblasti sloupu

≔l 2600 rozteč sloupů v podélném směru

≔c 420


Předpoklady výpočtu:

1.2.3.

4.

5.6.

Sloupy jsou pevně ukotveny ve spodní a horní traverze.Rám je zatížen osamělými silami působícími v jednotlivých bodech přímo na rámu.Není uvažována možnost výskytu dodatečných napětí vzniklých na základě špatné montáže jednotlivých komponent lisu.Excentricita působení lisovací síly v podélném směru pracovního prostroru je uvažována ε.Horní a spodní traverza jsou vůči sloupům uvažovány jako nekonečně tuhé.Čtyřsloupový rám je 18x vnitřně staticky neurčitý. Pro zjednodušení je nutné čtyřsloupový rám rozdělit v podélném a příčném směru na dva dvousloupové rámy.

Pro staticky neurčité veličiny - V, H, M platí podmínka o minimu deformační práce A vykonané v celé soustavě - Castigliánova věta.

＝A

⌠

⎮

⎮

⌡

d

R

―――

MC

2

⋅⋅2 E Jx Castigliánova věta

＝＝＝――

δA

δM――

δA

δH――

δA

δV0 podmínka pro výpočet účinků V, H, M

Dále je předpokládáno, že celkový vnitřně neurčitý moment MC je algebraickým součtem jednotlivých složek momentů vyvolaných neurčitými veličinami V, H, M.

Tímto postupem budou získány rovnice, ze kterých se po zjednodušení získají 3 rovnice zobecněných posuvů, které se vzhledem ke vzniklým integrálním součinům budou řešit Tachov-Kuzněcovovým pravidlem.

＝MC +++Π ⎛

⎝

⋅M ΠM⎞

⎠

⎛

⎝

⋅H ΠH⎞

⎠

⎛

⎝

⋅V ΠV⎞

⎠

‥MC . celkový vnitřní neurčitý moment‥Π . moment okolo sloupů lisu od vnějšího zatížení rámu

‥ΠM . moment od jednotkového vnitřního staticky neurčitého momentu "M"‥ΠH . moment od jednotkové vnitřní staticky neurčité síly "H"‥ΠV . moment od jednotkové vnitřní staticky neurčité síly "V"

＝＝＝――

δA

δM

⌠

⎮

⌡

d

R

⋅MC ―――

δMC

⋅⋅δM E Jx ⋅

――

1

⋅E J

⌠

⌡

d

R

⋅ΠM ⎛

⎝

+++Π ⋅M ΠM ⋅H ΠH ⋅V ΠV⎞

⎠

x 0 [1]

Na základě předpokladu číslo 5 se rovnice značně zjednoduší:

+++⌠

⌡

d

R

⎛

⎝

⋅Π ΠM⎞

⎠

x ⋅M⌠

⌡

d

R

ΠM

2x ⋅H ⌠

⌡

d

R

⎛

⎝

⋅ΠH ΠM⎞

⎠

x ⋅V ⌠

⌡

d

R

⎛

⎝

⋅ΠM ΠV⎞

⎠

x =

= +++δFM ⋅M δMM ⋅H δMH ⋅V δMV


Po stejných úpravách zbylých rovnic jsou sestaveny tři kanonické rovnice:

＝+++δFM ⋅M δMM ⋅H δMH ⋅V δMV 0

＝+++δFH ⋅M δHM ⋅H δHH ⋅V δHV 0

＝+++δFV ⋅M δVM ⋅H δVH ⋅V δVV 0

Pro výpočet jednotlivých součinitelů zobecněných posuvů δ od vnějších zatížení rámu bude použito Dachov-Kuzněcovovo pravidlo o integraci dvou funkcí, kdy jedna musí být přímková.

＝＝⌠

⌡

d

a

b

⋅(( +⋅c x d)

) f ((x)

) x ⋅⎛

⎝

+⋅c xT d⎞

⎠

⌠

⌡

d

a

b

f ((x)

) x ⋅yT S [5]

Průběh momentových ploch okolo sloupů rámu od jednotkových staticky neurčitých veličin V, M, H.


Průběh momentových ploch okolo sloupů rámu od vnějšího zatížení


Výpočet velikosti jednotlivých součintelů:

＝＝δHH +⎛

⎜

⎝

⋅⋅⋅――

−1

2h h

――

−2

3h

⎞

⎟

⎠

⎛

⎜

⎝

⋅⋅⋅⋅――

−1

2h h

――

−2

3h

⎞

⎟

⎠

――

⋅2 h3

3

＝＝＝δVV +⋅⋅−h―

l

2―

−l

2⋅⋅h

―

l

2―

l

2⋅⋅2 h

―

l2

4――

⋅h l2

2

＝＝δMM +⋅⋅h 1 1 ⋅⋅h 1 1 ⋅2 h

＝＝＝＝δMH δHM +⎛

⎜

⎝

⋅⋅――

−1

2h h 1

⎞

⎟

⎠

⎛

⎜

⎝

⋅⋅――

−1

2h h 1

⎞

⎟

⎠

−――

−1

2h

2―

1

2h

2−h

2

＝＝＝δMV δVM +⋅⋅−h―

h

2―

l

2⋅⋅h

―

h

2―

l

20

＝＝＝＝δVH δHV +⋅⋅――

−1

2h h

―

−l

2⋅⋅

――

−1

2h h

―

l

2−

――

⋅h2

l

4――

⋅h2

l

40

＝＝＝δFM δMF −+⋅⋅⋅2 F1 d h ⋅⋅FQ b⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

⋅⋅FQ b⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

⋅⋅⋅2 F1 d h

＝＝＝δFH δHF ⋅⋅⋅⋅2 F1 d h――

−h

2⋅⋅−F1 d h

2

＝＝δFV δVF −++⋅⋅⋅F1 d h―

−l

2⋅⋅⋅F1 d h

―

l

2⋅⋅⋅FQ b

⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

―

−l

2⋅⋅⋅FQ b

⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

―

l

2=

= ＝⋅⋅⋅⋅−2 FQ b⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

―

l

2⋅⋅⋅−FQ b

⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

l


Pro zjednodušený dvousloupový rám platí:

≔F 1000 pracovní síla lisu (zadána)

≔F1 =―

F

2500 pracovní síla prvního hydraulického válce

≔F2 =F1 500 pracovní síla druhého hydraulického válce

≔s 2500 délka nástroje

＝＝＝q2 +q1 %15 q1 +q1 0.15 q1 1.15 q1 spojité obtížení od excentricky uloženého nástroje (excentricita 15%)

＝＝F3 +⋅q1 ―

s

2⋅q2 ―

s

21000 kN ... ＝⋅

―

s

2⎛

⎝

+q1 q2⎞

⎠

⋅⋅―

s

22.15 q1

≔q1 =―――

⋅2 F3

⋅s 2.15372.093

――

≔q2 =⋅1.15 q1 427.907――

＝＝xT ―――――

+⋅S1 x1 ⋅S2 x2

+S1 S2

+―

l

2ex vzdálenost těžiště spojitého obtížení od A

≔xT =―――――――――――

+⋅⋅q1 ―

s

2

⎛

⎜

⎝

−+―

s

4―

l

2―

s

2

⎞

⎟

⎠

⋅⋅q2 ―

s

2

⎛

⎜

⎝

+―

s

4―

l

2

⎞

⎟

⎠

+⋅q1 ―

s

2⋅q2 ―

s

2

1343.6

≔ex =−xT ―

l

243.6 excentricita lisovací síly v podélném směru

pracovního prostoru lisu


Z momentové podmínky rámu vypočítám sílu FQ, kterou působí beran při svém naklopení na sloupy

＝⋅⋅2 FQ c ⋅F3 ex ≔FQ =――

⋅F3 ex

⋅2 c51.91

Po dosazení součinitelů do níže uvedených kanonických rovnic je možné vyjádřit vnitřní staticky neurčité veličiny V, H, M:

＝+++δFM ⋅M δMM ⋅H δMH ⋅V δMV 0

＝+++δFH ⋅M δHM ⋅H δHH ⋅V δHV 0

＝+++δFV ⋅M δVM ⋅H δVH ⋅V δVV 0

＝+++⋅⋅⋅2 F1 d h ⋅M 2 h ⋅H ⎛

⎝−h2

⎞

⎠ ⋅V 0 0

＝+++⋅⋅−F1 d h2

⋅M ⎛

⎝−h2

⎞

⎠ ⋅H――

2 h3

3⋅V 0 0

＝+++⋅⋅⋅−FQ b⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

l ⋅M 0 ⋅H 0 ⋅V――

⋅h l2

20

Ze třetí rovnice vypočítám V:

＝⋅V――

⋅h l2

2⋅⋅⋅FQ b

⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

l ... ≔V =――――――

⋅⋅⋅2 FQ b⎛

⎜

⎝

+a―

b

2

⎞

⎟

⎠

⋅h l14.104

Součtem první a druhé rovnice získám H:

＝−+⋅⋅⋅2 F1 d h ⋅⋅2 M h ⋅H h2

0

＝+−⋅⋅−2 F1 d h ⋅2 M h ⋅2 H――

2 h2

30

＝+⋅−H h2

⋅H――

⋅4 h2

30 ... ＝⋅H

⎛

⎜

⎝

−⋅―

4

3h

2h

2 ⎞

⎟

⎠

0 ... ＝H 0

Dosazením H do první rovnice vypočítám M:

＝+−+⋅⋅⋅2 F1 d h ⋅⋅2 M h ⋅0 h2

⋅V 0 0 ≔M =⋅−F1 d −250 ⋅

Velikosti ohybových momentů v jednotlivých uzlech okolo rámu lisu:

≔Ma =M −250 ⋅

≔Mb =+M ⋅V⎛

⎜

⎝

−―

l

2d

⎞

⎟

⎠

−238.72 ⋅

≔Mc =++M ⋅V―

l

2⋅F1 d 18.33 ⋅

≔Md =Mc 18.33 ⋅


≔Me =+Mc ⋅FQ b 44.29 ⋅

≔Mf =Me 44.29 ⋅

≔Mg =+−M ⋅F1

⎛

⎜

⎝

−―

l

2d

⎞

⎟

⎠

⋅FQ b −624.04 ⋅

≔Mh =−−+M ⋅V ex ⋅F2

⎛

⎜

⎝

−−―

l

2d ex

⎞

⎟

⎠

⋅FQ b −653.54 ⋅

≔Mi =−++M ⋅V―

l

2⋅F2 d ⋅FQ b −7.62 ⋅

≔Mj =Mi −7.62 ⋅

≔Mk =++M ⋅V―

l

2⋅F2 d 18.33 ⋅

≔Ml =Mk 18.33 ⋅

≔Mm =+M ⋅V⎛

⎜

⎝

−―

l

2d

⎞

⎟

⎠

−238.72 ⋅

≔Mn =M −250 ⋅

Velikosti posouvajících sil v jednotlivých intervalech mezi uzly okolo rámu lisu:

≔Tab =−V −14.1

≔Tbc =−−V F1 −514.1

≔Tcd 0

≔Tde =FQ 51.91

≔Tef 0

≔Tfg =+−F1 V −485.9

≔Tgh =+−F1 V −485.9

≔Thi =−+−F3 F2 V −514.1

≔Tij 0

≔Tjk =−FQ −51.91

≔Tkl 0

≔Tlm =+V F2 514.1

≔Tmn =V 14.1


3.1 Popis předepínací matice

Předepínací matice M150x6 (5) obr.1 slouží k uchycení jednotlicých sloupů k horní a spodní nepohyblivé traverze. V místě zúžení sloupu je vyrobena kuželová dosedací plocha, na které je sloup uložen pomocí opěrné podložky (1) obr.1 do horní či spodní nepohyblivé traverzy. Po celé délce vedení je mezi sloupem a traverzou odlehčení (2) obr.1 a dostatečně tuhé spojení je zajištěno díky předepnutí této části sloupu.

Při použití předepínací matice je nutné dodržet několik následujících kroků. Na vyčnívající konce sloupů nad horní traverzou a pod spodní traverzou je nejprve nasazena opěrná podložka. Po očištění a namazání závitu a dosedací plochy podložky s maticí potažmo odtahovacími šrouby se předepínací matice našroubuje na konec sloupu se závitem M150x6. Mazáním předepsaným lubrikantem je zajištěn koeficient tření pro výpočet utahovacího momentu při utahování odtahovacích šroubů.

V dalším kroku jsou našroubovány odtahovací šrouby do matice. Jako první jsou menším momentem (30-70% předepínacího momentu) utahovány 4 šrouby a to postupně, první si zvolím, druhý po 180°, třetí 90° od spojnice prvního a druhého, čtvrtý 180°od třetího. (12:00, 6:00, 9:00, 3:00). Stejné čtyři šrouby jsou následně utaženy na 100% utahovacího momentu.

Při demontáži je nutné povolovat jednotlivé šrouby po obvodu matice postupně v kruhovém směru a to na tři až čtyři povolení. Je nutné vyvarovat se vyšroubování jednoho nebo více šroubů a zbylé šrouby ponechat zatížené předepínací silou, nastala by deformace závitů a bylo by obtížné matici odšroubovat.

Obrázek 1 - Uložení sloupu ve spodní nepohyblivé traverze(1. Opěrná podložka, 2. Odlehčení sloupu, 3. Vystředění sloupu, 4. Podložka, 5. Předepínací matice M150x6)


3. PŘEDEPÍNACÍ MATICE


3.2 Výpočet předepínací matice

Lis: ≔F 1000 síla lisu

≔nsl 4 počet sloupů

≔p 2 předepnutí (bezpečnost proti odlehnutí)

Matice: ≔Rm 809 GR2-M150x6 (materiál 42CrMo4)

≔nšr 12 počet šroubů

M16x1,5 závit šroubů

≔P 1.5 stoupání závitu

≔d2 15.026 střední průměr závitu

≔lz 50 délka závitu šroubu

≔μ 0.2 součinitel tření

≔μz =――――

μ

cos((30 )

)

0.231 součinitel tření v závitu

≔F1 =―

F

nsl

250 síla lisu na 1 sloup

≔Fp1 =⋅F1 p 500 předepínací síla na 1 sloup

≔Fp1š =――

Fp1

nšr

41.67 předepínací síla na 1 šroub

≔α =atan

⎛

⎜

⎝

tan

⎛

⎜

⎝

――

P

⋅ d2

⎞

⎟

⎠

⎞

⎟

⎠

1.821 úhel stoupání šroubovice

≔φ =atan⎛

⎝

μz⎞

⎠

13.004 třecí úhel

≔Mš ⋅⋅Fp1š ((tan

(( +α φ)

)))

―

d2

2utahovací moment jednoho šroubu

=Mš 82.853 ⋅

Šrouby na předepínací matici je nutné utáhnout utahovacím momentem 82,85 Nm.


4.1 Popis hydraulického válce

Pracovní síla na beranu je vyvozena čtyřmi hydraulickými válci s dvojčinnými hydraulickými písty, které umožňují vratný pohyb pístnice. Hydraulický válec je pomocí příruby přišroubován k hornímu rámu lisu (obr. 3). K beranu jsou hydraulické válce připevněny upínacím systémem, který je složen z tlačného elementu, prstence, dvou pojistných půlkruhů a šroubů.

Pístnice hydraulického válce (1) obr.2 je našroubována závitem M64x4 na tlačný element (2) obr.2 s osazením. Tlačný element je přes dva pojistné půlkruhy (3) obr.2 pomocí šroubů(4) obr.2 připevněn k prstenci (5) obr.2 a prstenec je několika šrouby (6) obr.2 připevněn k beranu.

Síla vyvolaná hydraulickým válcem působí na beran a prostupuje dále nástrojem na spodní traverzu.

Obrázek 1 - Hydraulický válec


4. HYDRAULICKÝ VÁLEC


Obrázek 2 - Připevnění hydraulického válce k beranu lisu(1. Pístnice , 2. Tlačný element, 3. Pojistný půlkruh, 4. Šroub M20x60, 5. Prstenec beranu, 6. Šroub M20x70)

Obrázek 3 - Připevnění válce k horní nepohyblivé traverze (1. Horní nepohyblivá traverza, 2. Šroub M16x80, 3. Hydraulický válec)


4.2 Výpočet hydraulického válce

4.2.1 výpočet průměru pístu

≔p1 32 tlak nad válcem

≔F1 1000 lisovací síla

≔n 4 počet hydraulických válců

≔S =――

F1

⋅p1 n7812.50

2 činná plocha pístu

≔d1 =‾‾‾‾‾‾‾

―――

⋅n F1

⋅⋅4 p1

99.736 vypočtený průměr jednoho pístu

≔d1 100 zaokrouhlený průměr pístu

≔F1skut =⋅p1 ―――

⋅ d1

2

4251.3 skutečná lisovací síla na jednom válci

≔F1vyp =⋅F1skut n 1005.31 skutečná lisovací síla lisu

4.2.2 výpočet průměru pístnice

≔p2 32 tlak pod válcem

≔d2 =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾

−d1

2―――――

⋅4 ⎛

⎝

⋅F1skut 1.1⎞

⎠

⋅⋅p2 n85.15 průměr pístnice (skutečná lisovací síla byla

zvětšena o 10% pro pokrytí třecích ztrát)

≔d2 85 zaokrouhlený průměr pístnice

Kontrola vypočteného průměru pístnice d2:

≔Re 370 mez kluzu - materiál pístnice ocel 11 375


≔σD =――

Re

k185.00 maximální dovolené napětí pístnice

≔d2dov =‾‾‾‾‾‾‾

―――

⋅4 F1vyp

⋅ σD

83.18 nejmenší dovolený průměr pístnice

>d2 d2dov podmínka splněna - průměr pístnice vyhovuje


4.2.3 výpočet stěny hydraulického válce

≔Re 370 mez kluzu - materiál válce ocel 11 375

≔k 2.5 zvolená bezpečnost

≔σdov =―

Re

k148 maximální dovolené napětí ve válci

＝χ―

D

d1

poměrový koeficient tloušťky stěny válce

dle teorie HMH:

＝σRED_HMH‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾

−−−++σo

2σr

2σt

2⋅σo σr ⋅σr σt ⋅σo σt

≔χHMH =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾

―――――

σdov

−σdov ⋅‾‾3 p1

1.26

≔DHMH =⋅χHMH d1 126.44

dle teorie Saint-Venant:

＝σRED_S.V. −σt ⋅μ ⎛

⎝

+σr σo⎞

⎠

≔χS.V. =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾

―――――

+σdov ⋅p1 0.4

−σdov ⋅1.3 p1

1.23

≔DS.V. =⋅χS.V. d1 122.93

≔D 130 vnější průměr válce

≔δ =―――

−D d1

215 tloušťka stěny válce


＝＝＝＝σo ――

F

Sdna

――――――

⋅p1 ―――

⋅2

4

−―――

⋅ D2

4―――

⋅ d1

2

4

―――

⋅p1 d1

2

−D2

d1

2―――

p1

−χ2

1

≔σo =―――

⋅p1 d1

2

−D2

d1

246.38 napětí působící na dno válce

≔σr_r1 =−p1 −32 radiální napětí ve válci na vnitřním poloměru

≔σr_R 0 radiální napětí ve válci na vnějším poloměru

≔σt_r1 =+⋅2 σo p1 124.75 tečné napětí ve válci na vnitřním poloměru

≔σt_R =⋅2 σo 92.75 tečné napětí ve válci na vnějším poloměru

≔σMAX =σt_r1 124.75 maximání napětí ve válci

<σMAX σdov podmínka maximálního dovoleného napětí splněna

Byl navržen hydraulický válec s vnitřním průměrem pístu 100 mm, tloušťkou stěny válce 15 mm a průměrem pístnice 85 mm.


4.2.4 výpočet příruby

≔K 3 součinitel pro volbu výšky příruby

≔T =⋅K δ 45.00 ≔T 50 výška příruby

4.2.5 výpočet šroubů hydraulického válce

Je nutné navrhnout dostatečný počet a odpovídající velikost šroubů pro připevnění válců.

nš ≔ 8 počet šroubů

šroub M16, DIN 912 - 10.9

＝FZ ⋅p1 ―

S

nzpětná síla hydraulického válce

≔FZ =⋅p1 ―――――

⋅ ⎛

⎝

−d1

2d2

2⎞

⎠

⋅4 n17.44

≔Fzš =―

FZ

nš

2179 zpětná síla hydraulického válce na 1 šroub

≔σDŠ =――

FZ

⋅n0.00 ⋅

2


B

1 2 3 4 5 6 7 8

2 61 43 75

A

B

D

F

E

C C

A

E

D

F

8

320

280

8x

18

1501

1502

1503

Poznamka:

1:5

kgC.hmotnost

A1500_hydraulicky_valec

0

MS

Presnost ISO 8015Tolerance ISO 2768mKEN ISO 13920-BESvary CSN EN ISO 5817A3

.

Meritko

5029.22.03.1000

17.2.2014

-

1.7.20131.7.2013

C.sestavy:

PVMS 8.3.2013

8.3.2013

.Všechna práva vyhrazena / All rights reserved

Cislo vykresu

dne:

Format

,

3

Zm

ena

Dat

um

Pod

pis

Inde

x zm

eny

RevizeList: Pocet listu:

Projekt:Nazev

Dne:Schvalil:Vykres kon.:

Kreslil:

Model kon.:Modeloval:

Title

PV-----

------

--

--

-

-

-

-

281.14

-

HYDRAULICKY VALEC5029.22.03.1500

11

KA-08

Vykres: 5029.22.03.1500, naposledy ulozil: svamberk

CAD

Model:

ZDVIH 1550mm

PÍSTU 100mm PÍSTNICE 85mm

Poz. Nazev Rozmer Polotovar Hmot. cista

Material konecny Cislo vykresu ks

1503 - ST. SROUB M10x12 ISO 4027 0.004 - - 1

1502 TLACNY ELEMENT KR 150- 110 CSN EN 10060 6.14 42CrMo4 5029.22.03.1501 1

1501 HYDRAULICKY VALEC 100/85-1550 510006NC KJ-TECH 275.00 1.2210 - 1

1998

615


5.1 Popis hydrauliky

Hydraulický agregát je upevněn na horní nepohyblivé traverze lisu. Lisovací síla je vyvozena čtyřmi hydraulickými válci s dvojčinnými hydraulickými písty, které umožňují vratný pohyb pístnice. Není tedy nutné navrhovat další pohon pro zpětný pohyb beranu.

Při výběru hydraulické kapaliny do hydraulického systému je nutné brát zřetel na ekologičnost kapaliny, hořlavost a na její další vlastnosti. Nesmí způsobovat korozi a musí mít schopnost pohltit vzduch nebo jiné příměsi, které by se mohly při změně tlaku nebo teplot vylučovat v podobě páry. Pro návrh hydraulického pohonu lisu byl zvolen univerzální minerální hydraulický olej OH – HV 46. Pro zadržení případného úniku oleje z hydraulické stanice je pod hydraulický agregát umístěna záchytná vana.

Obrázek 1 - Umístění hydraulická stanice na lisu(1. Hydraulická stanice, 2. Vana)


5.HYDRAULIKA


5.2 Výpočet hydrauliky

5.2.1 potřebné dodané množství QV

≔d 100 průměr pístu

≔d2 85 průměr pístnice

≔v 400――

rychlost beranu dolů

≔v2 210――

rychlost beranu nahoru

≔nv 4 počet hydraulických válců

≔QV =⋅⋅――

⋅ d2

4v nv 753.98

――

potřebné dodané množství kapaliny při pohybu beranu dolu

≔QV2 =⋅⋅―――――

⋅ ⎛

⎝

−d2

d2

2⎞

⎠

4v2 nv 109.85

――

potřebné dodané množství kapaliny při pohybu beranu nahoru

5.2.2 geometrický objem čerpadla

≔η 0.9 účinnost

≔n =24.1667―

11450

――

1 otáčky motoru

＝QV ⋅⋅Vg n η

≔Vg =⋅――

QV

n―

1

η0.578 geometrický objem čerpadla

5.2.3 návrh průměru potrubí

V sacím potrubí musí být laminární proudění, tj. rychlost v sacím potrubí nesmí překročit

1.5 m/s - volí se v rozsahu 0.5-1.5 m/s

≔vsp 1―

zvolená rychlost v sacím potrubí

＝QV ⋅Ssp vsp

≔dsp =‾‾‾‾‾

――

⋅4 QV

⋅ vsp

126.491 vypočtený průměr sacího potrubí

Ve výtlačném potrubí se připouští turbolentní proudění - tj. rychlost se volí 5-10 m/s.


≔vvp 7―

zvolená rychlost ve výtlačném potrubí

＝QV ⋅Svp vvp

≔dvp =‾‾‾‾‾‾

―――

⋅4 QV

⋅ vvp

47.809 vypočtený průměr výtlačného potrubí

V odpadním potrubí se připouští rychlost 2-5 m/s.

≔vop 3―

zvolená rychlost v odpadním potrubí

＝QV ⋅Sop vop

≔dop =‾‾‾‾‾‾

――

⋅4 QV

⋅ vop

73.03 vypočtený průměr odpadního potrubí

5.2.4 čas pojezdu

≔h 1550 zdvih

≔t =―

h

v3.875 čas pohybu beranu dolů

≔t2 =―

h

v2

7.381 čas pohybu beranu nahoru



TOPNÁ TĚLESA PRO OHŘEV OLEJŮohřev olejů a karbonizujících kapalinvýkon 500W – 12,5 kW

Specifikace:

Topná tělesa určená pro ohřev olejů a ostatních karbonizujících kapalin o všech aplikací, kde je požadováno nízké zatížení W/cm². Využití v hydraulice, dopravní technice, výhybkách, pro ohřev teplo nosného oleje v duplikátorech atd..

Thermis, spol. s r.o. Tel: +420 545 226 177-184 IČO: 26 88 36 43Mateří 14 Fax: +420 545 226 177, 181 DIČ: CZ 26 88 36 43614 00 Brno E-mail: [email protected] KOS v Brně, oddíl C, vložka 43349Czech Republic www.thermis.cz Komerční banka Brno – Černá Pole

Typ: 14211Topné těleso určené pro přímý ohřev oleje. Výkonové povrchové zatížení je voleno tak, aby nedocházelo ke karbonizaci oleje. Topné větve jsou ocelové, umístěné v ocelové poniklované přírubě. Krytí IP 42. Příruba může být dimenzována na tlak 0,6; 1,0; 2,5; nebo 6,4MPa. Je možné dodávat řadu dalších výkonových, rozměrových a jiných provedení - např. bez krytu, tropické, apod.

Typ: 14070Topné těleso určené pro přímý ohřev oleje. Výkonové povrchové zatížení je voleno tak, aby nedocházelo ke karbonizaci oleje. Topné větve jsou ocelové, umístěné v mosazné přírubě. Krytí IP 54. Provozní tlak 0,6 MPa.

Typ V W L+/- 214211900010 3x500 12500 125014211900020 3x400 2500 40014211900030 3x400 6000 70014211900040 3x400 10000 100014211900050 3x400 12500 125014211900060 3x400 4000 60014211900070 3x400 3500 40014211900080 3x400 8000 107514211900090 3x400 5500 800

Typ V W L+/- 2147090010 400 750 450147090020 230 500 300147090030 230 2250 980147090040 230 1000 580147090050 230 1800 820147090060 230 1250 680147090080 230 1750 820


The Professional Choice

- in Fluid Energy Management

Typ Reference ∅ Na

mm

Rozměry

mm Mb

Nm

m1c

kg

m2d

kg

A BC

D E F G H I J Kmin max

E96 202508 87-97 88 140 62 67 1,5 24 M8x75 3 40 35 9 155 7 30 90

E106 202509 99-109 88 140 68 73 1,5 24 M8x76 3 40 35 9 155 7 30 90

E114 202510 112-124 88 140 73 78 1,5 24 M8x77 3 40 35 9 155 7 30 90

E136 202511 128-138 88 140 80 85 1,5 24 M8x78 3 40 35 9 155 7 30 90

E155 202512 146-157 137 189 81 87 1,7 26 M10x80 3 45 35 9 210 10,5 60 60

E168 202513 166-176 137 189 92 96 1,7 26 M10x80 3 45 35 9 210 10,5 60 60

D215 202514 215-219 210 222 121 124 3 30 M12x75 3 40 21 15 270 8 65 110

D226 202515 219-226 210 222 119 123 3 30 M12x80 3 40 24 18 270 11 75 150

a) Doporučený min-max průměr upínaného akumulátoru

b) Doporučený utahovací moment

c) Maximální zatížení při svislé instalaci akumulátoru (objímka upevněná na stěně)

d) Maximální zatížení při vodorovné instalaci akumulátoru (objímka upevněná na zemi)

Konstrukční změny vyhrazenyVýrobní tolerance nejsou brány v úvahu

Upevňovací objímky

Upevňovací objímky a konzoly OSP 775


OLAER (Schweiz) AGBonnstrasse 3, CH – 3186 DüdingenTel. 026 492 70 00, Fax 026 492 70 70E-mail: [email protected] www.olaer.ch

OLAER CZ s.r.o.Vídenská 125, CZ – 61900 Brno

Tel. +420 547 125 601 11, Fax +420 547 125 600E-mail: [email protected]

www.olaer.cz

OLAER (SCHWEIZ) AG Magyarországi Fióktelepe

Sugár út 5/1 H – 2500 EsztergomTel. +36 (70) 943 8114, Fax +36 (33) 319 954

E-mail: [email protected] www.olaer.hu

OLAER Austria GmbHWachtelstrasse 25, A – 4053 Haid

Tel. +43 7229 803 06, Fax +43 7229 803 06 21E-mail: [email protected]

www.olaer.at

Konzoly s pryžovým kroužkem

OSP 775 - 1.4.2011 JK/TS

Reference Konzola s pryžovým kroužkem

Reference Pryžový kroužek

A B C ∅ d ∅ D E F G H J K ∅ L

999928 201186 92 180 100 119 122 200 25 250 20 40 115 18

999932 201092 123 225 100 167 170 200 35 270 20 40 115 18

Popis

Upevňovací příchytky a konzoly Olaer umožňují jednoduché a bezpečné uchycení hydropneumatických akumulátorů nezávisle na montážní

poloze a místě, kde je akumulátor instalován. Příchytky a konzoly jsou pozinkovány. Svými pryžovými vložkami (vyrobeno z EPDM) působí jako

tlumiče chvění a kompenzují dilataci zařízení.

Doporučené upevnění akumulátorů

G

E F HJ KC ∅ L

∅ D

A

B

0,2–1 l 1,5–6 l 10–24 l 32–50 l

∅ d


The Professional Choice

- in Fluid Energy Management

Další osvědčení na požádáníKonstrukční změny vyhrazeny

V souladu se směrnicí pro tlaková zařízení 97/23/ES opatřeno značkou CE* Není opatřeno značkou CE v souladu s článkem 3 směrnice pro tlaková zařízení 97/23/ESVýrobní tolerance nejsou brány v úvahu

Druh konstrukce

Vakový akumulátor vybavený kapalinovým ventilem | bezešvá tlaková nádoba z kované oceli | robustní plnicí plynový ventil (demontovatelný)

Plnicí tlak P0

0,2 P2 až 0,9 P1

Jiné poměry tlaků na požádání.

Teplotní rozsah

Standardní provedení –15 °C až +80 °CJiné rozsahy na požádání.

Tlaková kapalina

Hydraulický olej (minerální olej). Jiná média, např. biologicky odbouratelný olej, nehořlavé kapaliny, vodu, emulze, paliva atd., je nutno uvést v objednávce.

Objemový průtok Q

Maximální hodnoty uvedené v tabulce platí pouze v případě svislé montáže (přívod kapaliny dole). Pro větší objemové průtoky se používají akumulátory série DA.

Montážní poloha

Svislá (přívod kapaliny dole) až vodorovná. Pro montáž plnicího a zkušebního zařízení musí být nad plnicím plynovým ventilem ponechán volný prostor o výšce 200 mm.

Vakový akumulátor Série EHV – CE0,2 až 50 litrů / 330 až 350 bar

Způsob upevnění

Příchytky a konzoly s pryžovými vložkami, popř. upevňovací souprava, viz OSP 775 a OSP 780 „Příslušenství akumulátorů“.

OSP 111

Typ Objemplynu V0

litry

Provoznítlakbar

Hmotnost

kg

Qmax.l/min

Rozměry v mm

A B C ø D ø d E F ø G ø H SW J K

IHV 0,2 – 350 / 00* 0,17 350 2,1 120 266 38 29 58 16 199 G ½" 27 38 24 G ¼" 8

IHV 0,5 – 350 / 00* 0,6 350 2,5 240 258 54 28 91 16 176 G ¾" 36 50 32 G 3/8" 8

IHV 1 – 350 / 90 1 350 5 240 326 54 65 115 22 207 G ¾" 36 50 32 G 3/8" 8

IHV 1,6 – 350 / 90 1,6 350 7 240 396 54 27 115 16 315 G ¾" 36 50 32 G 3/8" 8

IHV 2,5 – 350 / 90 2,4 350 10 450 546 66 65 115 22 415 G 1¼" 53 68 50 G ¾" 10

IHV 4 – 350 / 90 3,7 350 14 450 401 65 35 170 22 301 G 1¼" 53 68 50 G ¾" 10

IHV 5 – 350 / 90 5 350 17 450 895 66 65 115 22 764 G 1¼" 53 68 50 G ¾" 10

IHV 6 – 350 / 90 6 350 19 450 557 65 65 170 22 427 G 1¼" 53 68 50 G ¾" 10

IHV 10 – 350 / 90 – L 10 350 29 450 822 65 65 170 22 692 G 1¼" 53 68 50 G ¾" 10

IHV 10 – 330 / 90 – K 9,2 330 37 900 583 103 65 222 22 415 G 2" 76 101 70 G 1" 13

IHV 12 – 330 / 90 11 330 44 900 683 103 65 222 22 515 G 2" 76 101 70 G 1" 13

IHV 20 – 330 / 90 17,8 330 58 900 893 103 65 222 22 725 G 2" 76 101 70 G 1" 13

IHV 24 – 330 / 90 22,5 330 67 900 1028 103 65 222 22 860 G 2" 76 101 70 G 1" 13

IHV 32 – 330 / 90 32 330 92 900 1418 103 65 222 22 1250 G 2" 76 101 70 G 1" 13

IHV 50 – 330 / 90 48,5 330 124 900 1939 103 70 222 22 1766 G 2" 76 101 70 G 1" 13

18.03.2010Erstellt von:Geprüft von:

Datum NameAenderungIndex

Blatt1 v. 1

DanielH massblattZeichnungs-Nr.OLAER (SCHWEIZ) AGBonnstrasse 3, 3186 DüdingenTel. +41 (0)26 492 70 00, www.olaer.ch A4

Erstelldatum:Gewicht

Ref.-Nr.:

We reserve all rights in connection with this document. Changes are only allowed performed by Olaer AG using the CAD.

P:\Daten\Neue Speicherdok\Kapitel 3\OSP 111\massblatt.dft

DanielH

FGH

BE

CA

ød

J nebo bez otvoru

SW (2 plochy)K

øD


OLAER (SCHWEIZ) AGBonnstrasse 3, CH – 3186 DüdingenTel. 026 492 70 00, Fax 026 492 70 [email protected] www.olaer.ch

OLAER CZ s.r.o.Vídenská 125, CZ – 61900 Brno

Tel. +420 547 125 601 11, Fax +420 547 125 [email protected] www.olaer.cz

OLAER (SCHWEIZ) AG Magyarországi Fióktelepe

Sugár út 5/1 H – 2500 EsztergomTel. +36 (70) 943 8114, Fax +36 (33) 319 954

[email protected] www.olaer.hu

OLAER Austria GmbHWachtelstrasse 25, A – 4053 Haid

Tel. +43 7229 803 06, Fax +43 7229 803 06 [email protected] www.olaer.at

Seznam náhradních dílů

Modely: EHV 0,2 až EHV 50

Důležité informace

• Přejímka: Hydropneumatické akumulátory této série jsou vyrobeny, testovány, označeny a opatřeny dokumentací v souladu s evropskou směrnicí pro tlaková zařízení 97/23/ES. Jiná dokumentace (ASME, SELO, GOST-R, ATEX,...) na požádání.

• Výrobní tolerance nejsou brány v úvahu. Konstrukční změny vyhrazeny.

• Při objednávání náhradních dílů uveďte do objednávky údaje z typového štítku - viz. kruhový plechový štítek na straně plnicího ventilu (zejména referenční číslo „REF" a typ).

• Tělo tlakové nádoby není k dispozici jako náhradní díl.

• * ø d musí být specifikován v objednávce (16, 22 nebo dříve používaný průměr 50 mm). Příklad: d = ø 16 mm EHV 0,2 / EHV 0,5 / EHV 1,6 d = ø 22 mm EHV 1 / EHV 2,5 až EHV 50 d = ø 50 mm dříve dodávané IHV10 až IHV50

• max. povolené cyklické namáhání Δp ≤ 200 bar

Položka Označení

1 Vak ø d* – kompletní sestava

2 Vak

3 Plnicí plynový ventil – kompletní

4 Krytka plnicího ventilu s těsněním

5 Plnicí plynový ventil s těsněním

6 Matice

7 Ochranná krytka

8 Kapalinový ventil - kompletní sestava

9 Dělený pryžový kroužek (KTR)

10 Distanční kroužek

11 Stavěcí matice se zářezy

12 Kapalinový ventil

13 Sada těsnění (obsahuje všechna těsnění)

14 Ploché těsnění

15 O-Kroužek

16 O-Kroužek

17 Opěrný kroužek

18 O-Kroužek

OSP 111 – OCZ – Verze 19/2012 TS-JK


6.1 Popis světelné závory

Pro zvýšení bezpečnosti obsluhy je z volně přístupných stran lisu navržen systém bezpečnostních optických závor od firmy SICK a to jak ve svislé rovině, tak ve vodorovné. Volný prostor je zachován vpředu a vzadu kvůli vyjímání výlisků. Zde ovšem bezpočnost zajišťuje oplocení celého lisu.

Světelné závory jsou u strojů používány jako nepřímé ochranné opatření. Znamená to, že v případě nebezpečí jsou schopny vypnout energii a zastavit stroj.

Světelné závory se skládají vždy z vysílací jednotky na jedné straně a přijímací jednotky na druhé straně chráněného pásma. Mezi oběma jednotkami se nachází tzv. ochranné pole, které je definováno výškou a šířkou. Šířka ochranného pole je rovna délce dráhy světla mezi vysílací a přijímací jednotkou.

Vysílací a přijímací jednotky jsou upevněny na rámu oplocení pomocí držáků dodávaných také společností SICK.

Obrázek 1 - Kompozice světelných závor v sestavě lisu(1. Svislá světelná závory, 2. Vodorovná světelná závora)


6. SVĚTELNÉ ZÁVORY


6.2 Výpočet světelných závor

Bezpečnostní světelné závory musí být umístěny v takové vzdálenosti od nebezpečnéhoprostoru, aby do nebezpečného prostoru bylo možné dosáhnout až po úplném zastavení pohybu stroje. Tato vzdálenost je definována jako minimální vzdálenost k nebezpečnému prostoru.

Pro návrh světelných závor SICK bylo použito vztahů definovaných výrobcem.

S minimální vzdálenost k nebezpečnému prostoru

≔T 0.25 doba doběhu stroje + doba odezvy ochranného zařízení po porušení světelného pole

≔K 2000――

parametr odvozený od údajů rychlostí přiblížení těla(pokud S > 500 mm pak může být K = 1600 mm/s)

Z katalogu firmy SICK byl vybrán pár světelných závor s výškou ochranného pole 1500 mm:C40S-1501DA040 1028983 - vysílač C40E-1501DA040 1028984 - přijímač

Tyto světelné závory jsou použity ve svislém směru.

≔d 14 rozlišení světelné závory

≔S =+⋅K T ⋅8 (( −d 14 )

) 500

Výsledná minimální vzdálenost pro svislé bezpečnostní světelné závory je rovna 500 mm.

Z katalogu firmy SICK byl vybrán pár světelných závor s výškou ochranného pole 300 mm:

C40S-0301AA300 -vysílač

C40E-0301AG300 - přijímač

Tyto světelné závory jsou použity ve vodorovném směru.

Obrázek 2 - Ukázka světelné závory SICK


KA

TA

LO

GO

VÝ

LIS

T O

N-L

INE

ww

w.m

ysic

k.c

om

Bezpečnostní světelné závěsyC4000 Standard Host with extensionconnection M12 x 7 + FE

C40E-1501DA040, C40S-1501DA040



Bezpečnostní světelné závěsyAAAAAAAAAAAAAA© SICK AG. Práva na změnu vyhrazena.AAAAAAAAAAAAAA10.3.2014 12:43:55

Bezpečnostní světelné závěsy C4000 Standard Host with extension connection M12 x 7 + FE

PrijímacTyp > C40E-1501DA040Obj. číslo > 1028984

VysílacTyp > C40S-1501DA040Obj. číslo > 1028983

At a glanceType 4 (IEC 61496), PL e (EN ISO 13849)•7-segment display•PSDI mode with the UE402 switching amplifier•External device monitoring (EDM) and restart interlock (RES)•Configuration and diagnostics via PC•Cascade up to three systems•ADO (Application Diagnostic Output) signaling output for contamination indicator•Accessory Clone Plug - for configuration memory•

Your benefits7-segment display saves time during alignment and diagnostics•Beam coding protects the systems against opticalinterference by ensuring a highlevel of availability

•

Ability to cascade up to three systems optimizes the safety application andreduces wiring costs

•

Preconfigured light curtains and the clone plug enables easy and rapidcommissioning

•

Precise, convenient configuration and diagnostics reduces downtime•

Funkce-vysílačeKódování paprsků: ü

Kódování paprsku (stav po dodání): NekódovánConfiguration method: PC with CDS (Configuration and Diagnostic Software)Rozširující konektor: ü

Safe SICK device communication via EFI/SDL: ü

Funkce přijímače


https://www.mysick.com/productfinder/cs?1028984





Tlačítko opětovného rozběhu: ü

Blokování opětného rozběhu (stav po dodání): ExterníKontrola stykačů: ü

Kontrola stykačů (stav po dodání): DeaktivovanýKódování paprsků: ü

Kódování paprsku (stav po dodání): NekódovánRedukované rozlišení: -Bypass (s UE402): ü

Rozšiřující připojení nouzového vypnutí a Bypassu: -Přepnutí způsobu provozu (s UE402): ü

Muting with: Flexi ClassicConfiguration method: PC with CDS (Configuration and Diagnostic Software)Rozširující konektor: ü

Safe SICK device communication via EFI/SDL: ü

Technická data vysílačeVýka ochranného pole: 1.500 mmRozlišení: 14 mmDélka pouzdra: 1.632 mmPrurez konektoru: 48 mm x 40 mmTyp: Typ 4 (IEC 61496)Bezpečnostní kategorie: SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061)Kategorie: 4 (EN ISO 13849)Performance level: PL e (EN ISO 13849)PFHd: 1,5 * 1E-08TM (mission time): 20 aNapájecí napětí typické, od, do: 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DCOdběr proudu: ≤ 2 AZpůsob připojení: Hirschmann-zástrčka M26 x 11 + FEZpůsob připojení rozšiřovacího modulu: M12 x 7 + FEZpůsob připojení konfiguračního modulu: M8 x 4Maximální průřez připojovacího vedení: 0,75 mm²Vlnová délka: 950 nmTřída ochrany: III (EN 50178)Krytí: IP 65 (EN 60529)Ambient operating temperature: 0 °C ... 55 °CMez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): 5 g (IEC 60068-2-6)Frekvence vibrací od ... do: 10 Hz ... 55 HzMez únavy v rázu: 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29)

Funkce přijímačeVýka ochranného pole: 1.500 mmRozlišení: 14 mmDosah od ... do: 0 m ... 8 mDosah od ... do (stav po dodání): 0 m ... 2,5 mDélka pouzdra: 1.632 mmPrurez konektoru: 48 mm x 40 mmTyp: Typ 4 (IEC 61496)Bezpečnostní kategorie: SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061)Kategorie: 4 (EN ISO 13849)Performance level: PL e (EN ISO 13849)



PFHd: 1,5 * 1E-08TM (mission time): 20 aNapájecí napětí typické, od, do: 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DCČas odezvy bez kódování paprsku: ≤ 23 msČas odezvy s kódováním paprsku: ≤ 48 msOdběr proudu: ≤ 3 AMaximální spínací proud: 500 mAVlnová délka: 950 nmZpůsob připojení: Hirschmann-zástrčka M26 x 11 + FEZpůsob připojení konfiguračního modulu: M8 x 4Způsob připojení rozšiřovacího modulu: M12 x 7 + FEMaximální průřez připojovacího vedení: 0,75 mm²Třída ochrany: III (EN 50178)Krytí: IP 65 (EN 60529)Ambient operating temperature: 0 °C ... 55 °CMez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): 5 g (IEC 60068-2-6)Frekvence vibrací od ... do: 10 Hz ... 55 HzMez únavy v rázu: 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29)

Dimensional drawing


KA

TA

LO

GO

VÝ

LIS

T O

N-L

INE

ww

w.m

ysic

k.c

om

Bezpečnostní světelné závěsyC4000 Basic Plus

C40E-0301AG300, C40S-0301AA300



Bezpečnostní světelné závěsy C4000 Basic Plus

PrijímacTyp > C40E-0301AG300Obj. číslo > 1027944

VysílacTyp > C40S-0301AA300Obj. číslo > 1027922

At a glanceType 4 (IEC 61496), PL e (EN ISO 13849)•7-segment display•Impact- and scratch-resistant front screen•External device monitoring (EDM) and restart interlock (RES)•Extremely high electromagnetic immunity•Standard M12 connectivity•Extensive range of mounting accessories•

Your benefits7-segment display saves time during alignment and diagnostics•Cost-effective: pre-assembled M12x8 cables•Robust design and immunity to interference ensure maximum availability - evenunder tough industrial conditions

•

A multitude of intelligent mounting adapters enables flexible installation•

Funkce-vysílačeKódování paprsků: -Redukované rozlišení: -Configuration method: hard wiredRozširující konektor: -Safe SICK device communication via EFI/SDL: -

Funkce přijímačeTlačítko opětovného rozběhu: ü

Blokování opětného rozběhu (stav po dodání): DeaktivovanýKontrola stykačů: ü

Kontrola stykačů (stav po dodání): DeaktivovanýKódování paprsků: -







Redukované rozlišení: -Přepnutí způsobu provozu (s UE402): -PSDI mode with: Flexi SoftMuting with: Flexi ClassicConfiguration method: hard wiredRozširující konektor: -Safe SICK device communication via EFI/SDL: -

Technická data vysílačeVýka ochranného pole: 300 mmRozlišení: 14 mmDélka pouzdra: 417 mmPrurez konektoru: 48 mm x 40 mmTyp: Typ 4 (IEC 61496)Bezpečnostní kategorie: SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061)Kategorie: 4 (EN ISO 13849)Performance level: PL e (EN ISO 13849)PFHd: 1,5 * 1E-08TM (mission time): 20 aNapájecí napětí typické, od, do: 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DCČas odezvy bez kódování paprsku: ≤ 11 msZpůsob připojení: Konektor M12 x 7 + FE, přímýMaximální průřez připojovacího vedení: 0,25 mm²Vlnová délka: 950 nmTřída ochrany: IIIKrytí: IP 65 (IEC 60529)Ambient operating temperature: 0 °C ... 55 °CMez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): 5 g (IEC 60068-2-6)Frekvence vibrací od ... do: 10 Hz ... 55 HzMez únavy v rázu: 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29)Hmotnost: 820 g

Funkce přijímačeVýka ochranného pole: 300 mmRozlišení: 14 mmDosah od ... do: 0 m ... 2,5 mDélka pouzdra: 417 mmPrurez konektoru: 48 mm x 40 mmTyp: Typ 4 (IEC 61496)Bezpečnostní kategorie: SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061)Kategorie: 4 (EN ISO 13849)Performance level: PL e (EN ISO 13849)PFHd: 1,5 * 1E-08TM (mission time): 20 aNapájecí napětí typické, od, do: 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DCČas odezvy bez kódování paprsku: ≤ 11 msMaximální spínací proud: 500 mAVlnová délka: 950 nmZpůsob připojení: Konektor M12 x 7 + FE, přímýMaximální průřez připojovacího vedení: 0,25 mm²Třída ochrany: III



Krytí: IP 65 (IEC 60529)Ambient operating temperature: 0 °C ... 55 °CMez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): 5 g (IEC 60068-2-6)Frekvence vibrací od ... do: 10 Hz ... 55 HzMez únavy v rázu: 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29)Hmotnost: 850 g

Dimensional drawing


7.1 Funkce výměníku nástrojů

Malé a střední lisovací nástroje jsou do pracovního prostoru lisu dopravovány pomocí vysokozdvižných vozíků či jeřábů. Pro rozměrné nástroje je nutné použít speciální zařízení, které umožní automatickou výměnu nástroje.

Automatický výměník nástrojů slouží k rychlé výměně jednotlivých lisovacích nástrojů upínaných do pracovního prostoru lisu. Pomocí tohoto zařízení se sníží seřizovací časy stroje, zajistí se ekonomická výroba součástí i v malosériové výrobě a zvýší bezpečnost práce při jednotlivých výměnách nástrojů.

Doprava lisovacího nástroje je zajištěna pouze jedním pohonem. Lisovací nástroje jsou umístěny na pojízdných hnízdech a pomocí tlačného řetězu je nástroj dopraven do pracovního prostoru lisu. Kde je spodní díl nástroje i s pojízdným hnízdem upevněn pomocí hydraulických upínek ke spodní traverze lisu. Horní díl nástroje je upnut k beranu pomocí šroubového spoje.

Výměník nástrojů disponuje dvěma hnízdy. Díky tomu se minimalizují časy výměny jednotlivých nástrojů. V průběhu pracovního cyklu je umožněn přístup k druhé formě (pro potřebu údržby a manipulace s druhou formou). Obě tyto hnízda jsou spojeny pomocí dvou tlačných táhel. K výměně lisovacího nástroje dochází díky posunutí hnízda do pracovního prostoru lisu.

7.2 Konstrukční řešení výměníku

Výměník nástrojů je členěn na dva nosné rámy (1,2) obr. 1, které jsou přišroubovány (M20) ke spodní traverze hydraulického lisu a zároveň jsou ukotveny k podlaze pomocí vertikálně nastavitelných patek (3) obr. 1. Rám obou částí výměníku je vytvořen jako svařenec z normalizovaných válcovaných profilů. Oba rámy jsou opatřeny kuličkovými jednotkami (4) obr. 2 a šesti vodicími kladkami (5) obr. 2, které slouží k usnadnění pohybu a vedení hnízd s nástrojem do prostoru lisu. Část výměníku (1) obr. 1 obsahuje pohon, který zajišťuje pohyb hnízd. Jedná se o motor s čelní převodovkou (6) obr. 2 typu FA87B – DRS 132 S4 od společnosti SEW. Motor má výkon 4 kW, krouticí moment 2300 Nm při výstupních otáčkách 17 ot/min. Potřebný krouticí moment je přenášen pomocí hřídele (7) obr. 2 přes korýtkové spojky (8) obr. 3 do dvou řetězových kladek (9) obr. 3 o průměru 120 mm, které jsou opásány tlačnými řetězy (10) obr. 3 typu 60PSG od společnosti Framo Morat. Tlačný řetěz je přes tlačný kámen (11) obr. 3 a krátké táhlo (12) obr. 3 a oko (18) obr. 3 připevněn k prvnímu hnízdu (13) obr. 1. A tato deska je přes dlouhá táhla (14) obr. 1 přišroubována k druhé pojízdné desce. Vedení tlačného řetězu je zajištěno pomocí kolejnic, které jsou pro daný typ řetězu dodávané výrobcem Framo Morat.

Pro upnutí hnízda ke spodní traverze lisu slouží upínací klíny (15) obr. 3, které jsou umístěny ve vyfrézovaných kapsách a přišroubovány přímo k desce. Na spodní stranu desky jsou přišroubovány kalené lišty, které jsou v kontaktu s kuličkovými jednotkami, což vede ke snížení tření a také ke zvýšení životnosti. Spodní část lisovacího nástroje je k desce upevněna pomocí čtyř klem (16) obr. 4. Před upnutím je nutné nástroj vystředí pomocí osmi odtlačovacích šroubů (17) obr.4, které jsou umístěny ve dvojici v každém rohu hnízda.


7. VÝMĚNÍK NÁSTROJŮ


Obrázek 1 - Sestava výměníku nástrojů (1. Rám s pohonem, 2. Rám, 3. Patka, 13. Hnízdo, 14. Táhlo)

Obrázek 2- Pravá část výměníku nástrojů (3. Patka, 4. Kuličková jednotka, 5. Vodicí kladka, 6. Motor s čelní převodovkou, 7. Hřídel)


Obrázek 3- Detailní pohled na pohon výměníku (6. Motor s čelní převodovkou, 8. Korýtková spojka, 9. Řetězová kladka, 10. Tlačný řetěz, 11. Tlačný kámen, 12. Krátké táhlo,

15. Upínací klín)

Obrázek 4 - Způsob upnutí lisovacího nástroje (16. Klema, 17. Odtlačovací šroub)


7.3 Kinematické schéma

Kinematické schéma (Obr. 5) znázorňuje mechanismus pohonu výměníku nástrojů. Schéma je zakresleno v pohledu shora na samotný pohon. Hřídel (2), procházející čelním převodovým motorem (1), je spojena pomocí korýtkové spojky (3) s řetězovou kladkou (4). Řetězová kladka je opásána tlačným řetězem (5), který je přes táhlo připojen k hnízdu (6).

Obrázek 8 - Kinematické schéma pohonu výměníku nástrojů


7.4 Výpočet motoru

≔v 0.1―

rychlost posuvu pohybujících se hmot

≔m 32400 celková hmotnost pohybujících se hmot (nástroje, řetěz, tažné prvky)

≔tz 0.5 doba zrychlení na požadovanou rychlost

≔fv 0.07 valivé tření mezi deskou a kuličkovými jednotkami

≔D 0.12 roztečný průměr řetězové kladky

= 9.807―

2gravitační zrychlení

≔η 0.8 mechanická účinnost řetězových kladek a řetězu

≔a =―

v

tz

0.2―

2zrychlení pohybujících se hmot

≔Froz =⋅m a ⎛

⎝ ⋅6.48 103

⎞

⎠ potřebná pohybová síla pro rozběh

≔Ft =⋅⋅m fv⎛

⎝ ⋅2.224 104

⎞

⎠ potřebná pohybová síla při konstantní rychlosti

≔Fc =+Froz Ft⎛

⎝ ⋅2.872 104

⎞

⎠ celková pohybová síla potřebná pro provoz

≔Mdyn =⋅⋅Froz ―

D

2―

1

η486 dynamický kroutící moment

≔Mstat =⋅⋅Ft ―

D

2―

1

η

⎛

⎝ ⋅1.668 103

⎞

⎠ kroutící moment při konst. rychlosti

≔M1 =+Mdyn Mstat⎛

⎝ ⋅2.154 103

⎞

⎠ celkový kroutící moment na výstupu převodovky

≔na =――

v

⋅ D15.915

――

1 výstupní otáčky převodovky

≔ω =⋅⋅2 na 1.667――

úhlová rychlost

≔P =⋅M1 ω 3.59 výstupní výkon z převodovky


na základě výstupních otáček a celkového momentu volím motor nejbližší řady s čelní převodovkou od společnosti SEW- typu: FA87B-DRE 132 S4

P=4 kW - výkon motorune= 1400 ot/min - jmenovité otáčky motoruna= 17 ot/min - výstupní otáčky převodovkyMa= 2300 Nm - výstupní krutící moment z převodovkyFra= 24500 N - radiální zatíženíi= 88,01 - převodový poměr

- na základě vybrané převodovky je nutné provést přepočet kroutícího momentu

≔Ma 2300 výstupní kroutící moment z převodovky

≔na 17――

1 výstupní otáčky z převodovky

≔v =⋅⋅ D na 0.107―

rychlost posuvu pohybujících se hmot

≔a =―

v

tz

0.214―

2zrychlení pohybujících se hmot

≔Froz =⋅m a ⎛

⎝ ⋅6.922 103

⎞

⎠ potřebná pohybová síla pro rozběh

=Ft⎛

⎝ ⋅2.224 104

⎞

⎠ potřebná pohybová síla při konstantní rychlosti

≔Fc =+Froz Ft⎛

⎝ ⋅2.916 104

⎞

⎠ celková pohybová síla potřebná pro provoz

≔Mdyn =⋅⋅Froz ―

D

2―

1

η519.117 dynamický kroutící moment

≔Mstat =⋅⋅Ft ―

D

2―

1

η

⎛

⎝ ⋅1.668 103

⎞

⎠ statický kroutící moment

≔M1 =+Mdyn Mstat⎛

⎝ ⋅2.187 103

⎞

⎠ celkový kroutící moment na výstupu převodovky

≔moment =|

|

|

|

|

if

else

≤M1 Ma

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”


7.5 Výpočet délky pera v převodovce

≔d 60 průměr hřídele

≔PD 120 dovolený měrný tlak - materiál: ocel 11 500

=M1⎛

⎝ ⋅2.187 103

⎞

⎠ ⋅ přenášený kroutící moment

≔b 18 šířka pera

≔h 11 výška pera

≔F =――

M1

―

d

2

⎛

⎝ ⋅7.291 104

⎞

⎠ přenášená síla

≔S =――

F

PD

607.5632 styková plocha pera

≔l =+――

⋅2 S

hb 128.466 minimální délka pera

Volím délku pera 200 mm

7.6 Kontrola hřídele na krut

≔dm 45 minimální průměr hřídele

≔τdk 125 dovolené krutové napětí hřídele při míjivém zatížení- materiál. ocel 11 700

=M1⎛

⎝ ⋅2.187 103

⎞

⎠ ⋅ přenášený kroutící moment

≔Wk =―――

⋅ dm

3

16

⎛

⎝ ⋅1.789 10−5

⎞

⎠

3 modul průřezu pro krut

≔τk =――

M1

Wk

122.244 minimální krutové napětí

≔hridel =|

|

|

|

|

if

else

≤τk τdk

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”


7.7 Výpočet svěrného spoje korýtkové spojkypředpoklady: -spojka přenáší 80% výkonu převodového motoru

-výkon je přenášen pouze svěrným spojem, pero slouží pro synchronizaci pohybu mezi oběma kladkami

=M1⎛

⎝ ⋅2.187 103

⎞

⎠ ⋅ výstupní kroutící moment z převodovky

≔Pd1 60 dovolený měrný tlak spojky -materiál: ocel 11 500

=dm 45 průměr spojovaných hřídelí

≔i 8 počet šroubů ve spoji

≔ν 0.18 součinitel sevření ocel - ocel (suché plochy)

≔ks 1.5 bezpečnost proti skluzu

≔ft 0.12 součinitel tření

≔Mp =⋅0.8 M1⎛

⎝ ⋅1.75 103

⎞

⎠ ⋅ moment přenášený korýtkovou spojkou

≔Msv =⋅ks Mp⎛

⎝ ⋅2.625 103

⎞

⎠ ⋅ svěrný moment

≔Fsv =―――

⋅2 Msv

dm

⎛

⎝ ⋅1.167 105

⎞

⎠ svěrná síla (přenášená obvodová síla)

≔Lmin =―――――

Fsv

⋅⋅⋅ dm Pd1 ft

114.604 minimální délka spojky

volím délku spojky 120 mm

≔Ls 120 zvolená délka spojky

≔Fo =――――

⋅⋅2 Mp ks

⋅⋅⋅ i dm ν

⎛

⎝ ⋅2.579 104

⎞

⎠ potřebná osová síla na jeden šroub

volím šroub M10, ISO 10.9, který má dovolenou osovou sílu 36,1 kN


7.7.1 Výpočet utahovacího momentu na osovou sílu

=Fo⎛

⎝ ⋅2.579 104

⎞

⎠ osová síla v jednom šroubu

≔p 1.5 stoupání závitu

≔dš2 9.026 střední průměr závitu šroubu

≔s 16 průměr hlavy šroubu

≔dd 11 průměr vrtané díry pro šroub

≔β 60 vrcholový úhel závitu

≔f2 0.15 součinitel tření v závitu šroubu

≔f3 0.12 součinitel tření mezi hlavou šroubu a spojovanou částí

≔Dr =――

+s dd

213.5 roztečný průměr třecí plochy hlavy šroubu

≔α =atan

⎛

⎜

⎝

――

p

⋅ dš2

⎞

⎟

⎠

3.028 úhel stoupání závitu

≔fe =―――

f2

cos

⎛

⎜

⎝

―

β

2

⎞

⎟

⎠

0.173 efektivní součinitel tření

≔Mu1 =⋅⋅Fo f3 ―

Dr

220.886 ⋅ třecí moment mezi hlavou šroubu a spojkou

≔Mu2 =⋅⋅Fo fe ――

dš2

220.156 ⋅ třecí moment v závitu

≔Mu3 =⋅⋅Fo tan((α)

)

――

dš2

26.156 ⋅ moment převedený na osovou sílu

≔Muc =++Mu1 Mu2 Mu3 47.198 ⋅ potřebný utahovací moment

7.2 Kontrola svěrného spoje na otlačení

=Pd1 60 dovolený měrný tlak náboje -materiál: ocel 11 500

≔Pp =―――

⋅i Fo

⋅dm Ls

38.201 tlak ve svěrném spoji


≔tlak =|

|

|

|

|

if

else

≤Pp Pd1

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

7.8 Kontrola spojení kolíkem mezi řetězem a tlačným kamenemPředpooklad: - jeden řetěz je zatížen 80% výkonu převodového motoru.

- řetěz obsahuje 2 kolíky - kolíky rovnoměrně zatížené

≔dk 15 průměr kolíku

≔x 39 šířka tlačného kamene

≔y 9 šířka článku řetězu

≔τd 50 dovolené smykové napětí kolíku - materiál: ocel 11 500

≔Pd 60 dovolený měrný tlak kamene- materiál:ocel 11 500

≔Pc 90 dovolený měrný tlak článku řetězu- materiál: kalená ocel 11 500

≔n 2 počet kolíků na jeden řetěz

≔pp 2 počet střižných ploch

=Fc⎛

⎝ ⋅2.916 104

⎞

⎠ celková potřebná síla pro provoz

≔Fk =⋅0.8 Fc⎛

⎝ ⋅2.333 104

⎞

⎠ síla zatěžující kolík


≔Ss1 =―――

⋅ dk

2

4

⎛

⎝ ⋅1.767 10−4

⎞

⎠

2 průřez kolíku

≔τs1 =―――

―

Fk

n

⋅pp Ss1

33.006 smykové napětí v kolíku při zatížení

≔smyk_1 =|

|

|

|

|

if

else

≤τs1 τd

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

≔St1 =⋅x dk⎛

⎝ ⋅5.85 10−4

⎞

⎠

2 plocha namáhaná tlakem P1

≔P1 =――

―

Fk

n

St1

19.941 tlak od tlačného kamene

≔tlak_1 =|

|

|

|

|

if

else

≤P1 Pd

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

≔St2 =⋅⋅2 y dk⎛

⎝ ⋅2.7 10−4

⎞

⎠


≔P2 =――

―

Fk

n

St2

43.205 tlak od řetězu

≔tlak_2 =|

|

|

|

|

if

else

≤P2 Pc

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

Celková pevnostní podmínka kolíku

≔kolik_1 =|

|

|

|

|

if

else

∧∧≤τs1 τd ≤P1 Pd ≤P2 Pc

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”


7.9 Kontrola spojení kolíkem mezi tlačným kamenem a táhlemPředpooklad: - jeden řetěz je zatížen 80% výkonu převodového motoru.

≔dK 20 průměr kolíku

≔X 38 šířka táhla

≔Y 20.5 šířka kamene

=τd 50 dovolené smykové napětí kolíku - materiál: ocel 11 500

=Pd 60 dovolené měrný tlak táhla a tlačného kamene - materiál: ocel 11 500

=pp 2 počet střižných ploch

=Fk⎛

⎝ ⋅2.333 104

⎞

⎠ síla přenášená mezi tlačným kamenem a táhlem

≔Ss2 =―――

⋅ dK

2

4

⎛

⎝ ⋅3.142 10−4

⎞

⎠

2 průřez kolíku

≔τs2 =―――

Fk

⋅pp Ss2

37.132 smykové napětí v kolíku při zatížení


≔smyk_2 =|

|

|

|

|

if

else

≤τs2 τd

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

≔St3 =⋅X dK⎛

⎝ ⋅7.6 10−4

⎞

⎠


≔P3 =――

Fk

St3

30.698 tlak od krátké oje

≔tlak_3 =|

|

|

|

|

if

else

≤P3 Pd

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

≔St4 =⋅⋅2 Y dK⎛

⎝ ⋅8.2 10−4

⎞

⎠


≔P4 =――

Fk

St4

28.452 tlak od tlačného kamene

≔tlak_4 =|

|

|

|

|

if

else

≤P4 Pd

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”

Celková pevnostní podmínka kolíku

≔kolik_2 =|

|

|

|

|

if

else

∧∧≤τs2 τd ≤P3 Pd ≤P4 Pd

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”


7.10 Výpočet četnosti a rozteče kuličkových jednotek- typ kuličkové jednotky: KU60M-R

≔N 1000 nosnost jedné kuličkové jednotky

≔m1 16100 hmotnost hnízda včetně formy

≔nř 2 počet řad s kuličkovými jednotkami

≔ld 2500 délka hnízda

≔k =――

m1

N16.1 počet kuličkových jednotek na jedno hnízdo

- 75% kusů kuličkových jednotek ponese jedno hnízdo

≔kc =――

k

0.7521.467 počet kuličkových jednotek na jedno hnízdo

daný podmínkou výše≔kc 22

≔nrk =−―

kc

nř1 10 počet roztečí na jedno hnízdo

≔rk =――

ld

nrk

250 rozteč mezi kuličkovými jednotkami


7.11 Výpočet a kontrola šroubového spoje oka s hnízdemPředpoklad: - jeden řetěz přenáší 80% výkonu převodového motoru

- šroub M12x45, ISO 8,8 se šestihranným vnitřním vybráním

=Fc⎛

⎝ ⋅2.916 104

⎞

⎠ celková potřebná síla pro provoz sestavy

≔FD ⋅36.7 103 dovolená osová síla šroubu

≔iš 4 počet šroubů na jedno oko

≔d3 9.853 průměr jádra šroubu

≔dh 18 průměr hlavy šroubu

≔D0 13 průměr vrtané díry pro šroub

≔lz 45 délka závitu

≔E1 ⋅2.1 105 modul pružnosti v tahu pro šroub

≔E2 =E1⎛

⎝ ⋅2.1 105

⎞

⎠ modul pružnosti v tahu pro spojvanou součást

≔ls 25 délka spojované součásti

≔Ψ 1 součinitel proti odlehnutí

≔Fcp =⋅0.8 Fc⎛

⎝ ⋅2.333 104

⎞

⎠ síla přenášená jedním okem

≔Fa =――

Fcp

iš

⎛

⎝ ⋅5.833 103

⎞

⎠ osová síla připadající jednomu šroubu


≔Sj =―――

⋅ d3

2

4

⎛

⎝ ⋅7.625 10−5

⎞

⎠

2 průřez jádra šroubu

≔k1 =――

⋅E1 Sj

lz

⎛

⎝ ⋅3.558 105

⎞

⎠

――

tuhost šroubu

≔Dx =+dh ―

ls

100.021 průměr válce nahrazujícího spojovanou

soušást

≔S2 =―――――

⋅ ⎛

⎝

−Dx

2D0

2⎞

⎠

4

⎛

⎝ ⋅1.973 10−4

⎞

⎠

2 průřez spojované součásti

≔k2 =―――

⋅E2 S2

ls

⎛

⎝ ⋅1.658 106

⎞

⎠

――

tuhost spojované součásti

≔ΔF1 =⋅Fa ―――

k1

+k1 k2

⎛

⎝ ⋅1.031 103

⎞

⎠ část síly Fa připadající na šroub

≔ΔF2 =⋅Fa ―――

k2

+k1 k2

⎛

⎝ ⋅4.802 103

⎞

⎠ část síly Fa připadající na spojovanou součást

≔F2 =⋅Ψ Fa⎛

⎝ ⋅5.833 103

⎞

⎠ síla působící na spojovanou součást

≔Fp =+F2 ΔF2⎛

⎝ ⋅1.063 104

⎞

⎠ předepínací síla

≔F1 =+Fp ΔF1⎛

⎝ ⋅1.167 104

⎞

⎠ maximální osová síla ve šroubu

≔sroub =|

|

|

|

|

if

else

≤F1 FD

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje” silová podmínka šroubu


předepínací síla

stoupání závitu

střední průměr závitu

průměr hlavy šroubu

průměr vrtané díry pro šroub

součinitel tření v závitu šroubu

součinitel tření mezi hlavou šroubu a okem

7.11.1 Výpočet utahovacího

momentu Fp = ⎛⎝1.063 ⋅ 104

⎞

⎠

pš ≔ 1.75

d2 ≔ 10.863

dh = 18

D0 = 13

f2 = 0.15

f3 = 0.12

=β 60 vrcholový úhel závitu

≔Dr2 =―――

+dh D0

215.5 roztečný průměr třecí plochy hlavy šroubu

≔α =atan

⎛

⎜

⎝

――

pš

⋅ d2

⎞

⎟

⎠

2.935 úhel stoupání závitu

≔fe1 =―――

f2

cos

⎛

⎜

⎝

―

β

2

⎞

⎟

⎠

0.173 efektivní součinitel tření

≔Mu11 =⋅⋅Fp f3 ――

Dr2

29.89 ⋅ třecí moment mezi hlavou šroubu a okem

≔Mu21 =⋅⋅Fp fe1 ―

d2

210.004 ⋅ třecí moment v závitu

≔Mu31 =⋅⋅Fp tan((α)

)

―

d2

22.962 ⋅ moment převedený na osovou sílu

≔Muc1 =++Mu11 Mu21 Mu31 22.856 ⋅ potřebný utahovací moment


7.11.2 Kontrola šroubového spoje na tah a krut

=Ψ 1 součinitel proti odlehnutí

=d3 9.853 průměr jádra šroubu

=Fa⎛

⎝ ⋅5.833 103

⎞

⎠ osová síla zatěžující jeden šroub

≔Re 1080 mez kluzu materiálu šroubu

=Muc1 22.856 ⋅ utahovací moment šroubu

≔σdš =⋅0.3 Re 324 dovolené napětí pro kontrolu šroubu

≔k =+1 Ψ 2 součinitel bezpečnosti

≔FŠmax =⋅k Fa⎛

⎝ ⋅1.167 104

⎞

⎠ maximální zatížení šroubu

=Sj⎛

⎝ ⋅7.625 10−5

⎞

⎠

2 průřez jádra šroubu

≔σ =――

FŠmax

Sj

152.991 tahové napětí v jádře šroubu

≔WKš =―――

⋅ d3

3

16

⎛

⎝ ⋅1.878 10−7

⎞

⎠

3 modul průřezu pro krut

≔τKš =――

Muc1

WKš

121.695 krutové napětí ve šroubu od utahovacího momentu

≔σred =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾

+σ2

⋅3 τKš

2260.452 redukované napětí podle HMH

≔šroub_2 =|

|

|

|

|

if

else

≤σred σdš

‖

‖

“vyhovuje”

‖

‖

“nevyhovuje”

“vyhovuje”


– DRE-GM 11/2013 385

9

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

(→ 136) DR71M DR80S DR80M DR90M DR90L DR100M DR100L/LC DR132S DR132M/MC DR160.. DR180S/M DR180L/LCAC 139 156 156 179 179 197 197 221 221 270 316 316AD 119 128 128 140 140 157 157 170 170 228 253 253ADS 129 139 139 150 150 158 158 172 172 228 253 253L 553 562 593 595 615 645 675 718 768 809 878 938LS 621 643 674 688 708 738 768 830 880 946 1067 1127LB 209 218 249 251 271 301 331 374 424 465 534 594LBS 277 299 330 344 364 394 424 486 536 602 723 783

99



– DRE-GM 11/2013 335

9

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

F..DRE/DRS [kW]F..DRE/DRS

4.0 8.49.31011

4570408036803330

174.87156.30140.71127.42

29100305003160032500

0.951.051.151.30

FAFAFFFF

97979797

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

200220205240

392391390391

13141516182022

2950267025502350210018901710

112.99102.1697.5889.8580.3172.2965.47

33400340003430034700352003560035900

1.451.601.701.852.02.32.5

FAFAFFFF

97979797

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

200220205240

392391390391

131517

286025602300

109.4997.8988.01

235002460024500

1.051.151.30

FAFAFFFF

87878787

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

135145140155

387386385386

1921262932

19901780148013101180

76.3968.4056.7550.3645.28

2410023800231002260022200

1.501.702.02.22.4

FAFAFFFF

87878787

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

135145140155

387386385386

22252630

1730152014401260

66.4658.3255.2748.37

13900156001610017100

0.851.001.051.20

FAFAFFFF

77777777

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

9510099110

382381380381

3438434957

11401000880780665

43.5838.2333.7429.9125.54

1770018300187001900019300

1.301.501.701.902.2

FAFAFFFF

77777777

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

9510099110

382381380381

4651576874

820750665560515

31.5128.7525.50*21.4319.70

1890019100193001960019700

1.651.902.22.72.9

FAFAFFFF

77777777

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

9410098110

382381380381

535866708089101114129151161170194215245278314367

715655575545475430375330295250235225197178156137122104

27.4125.1322.0520.90*18.2916.4814.4612.7611.319.669.088.607.536.785.955.254.663.97

111001160012000122001250012700129001300013000130001290012700123001200011700113001100010500

1.151.251.401.501.701.902.22.52.83.22.22.53.13.53.94.34.64.8

FAFAFFFF

67676767

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

71777480

377376375376

69768792108119137157178189222244282

550500435415350320275240210200172157136

21.1719.1116.8115.8813.5212.2910.649.318.197.736.585.985.18

6490648064406420632062506120582057105650548053805220

1.101.201.351.451.701.852.2

1.701.952.12.42.73.1

FAFAFFFF

57575757

DREDREDREDRE

132S4132S4132S4132S4

68736874

372371370371

Pm[kW]

na[1/min]

Ma[Nm]

i FRa1)

[N]SEW

fBm

[kg]

Pi

fkVA

Hz

n


Subject to technical changes

Framo Morat GmbH & Co. KG Tel.: +49 (0) 7657 / 88-0 www.framo-morat.comFranz-Morat-Straße 6 • D-79871 Eisenbach Fax: +49 (0) 7657 / 88-333 [email protected]


Framo Morat GmbH & Co. KG Tel.: +49 (0) 7657 / 88-0 www.framo-morat.com

LinearChainLinearChain30 31

4.2 Type 60 PSG

4.2.1 Technical data

- max. push force (for 1 meter of chain unguided, load guided): ................. 18000 N

- weight per meter:....................................................................................... 8,7 kg

- number of links per meter: ........................................................................ 17

4.2.2 Dimensions

4.2.3 Guiding rail

Standard profile guideweight 7,5 kg/m5-0602-206.00

Low profile guideweight 7,5 kg/m5-0602-210.00

high profile guideweight 12,5 kg/m5-0602-215.00

Mid

dle

of ro

ller

Type 60 PSG

4.2.3 Assembly of the standard push chain 5-0602-100.00

retaining ring00150100150100


supporting plate00152301522150

guiding roller5-0601-100.60

drive roller5-0601-100.50

middle roller5-0601-100.40

shaft5-0602-100.30


right cover plate5-0601-100.20

left cover plate5-0601-100.10

retaining ring5-0601-100.90



Mid

dle

of ro

ller

Mid

dle

of ro

ller

front link

bore

pitch







4.2 Type 60 PSG

4.2.1 Technical data

- max. push force (for 1 meter of chain unguided, load guided): ................. 18000 N

- weight per meter:....................................................................................... 8,7 kg

- number of links per meter: ........................................................................ 17

4.2.2 Dimensions

4.2.3 Guiding rail

Standard profile guideweight 7,5 kg/m5-0602-206.00

Low profile guideweight 7,5 kg/m5-0602-210.00

high profile guideweight 12,5 kg/m5-0602-215.00

Mid

dle

of ro

ller

Type 60 PSG

4.2.3 Assembly of the standard push chain 5-0602-100.00





drive roller5-0601-100.50

middle roller5-0601-100.40

shaft5-0602-100.30


right cover plate5-0601-100.20

left cover plate5-0601-100.10




Mid

dle

of ro

ller

Mid

dle

of ro

ller

front link

bore

pitch







5. Drive housing

5.1 General descriptionA special design of sprocket wheel housing with chain guides is needed to convert the gearmotor torque to a linear thrust force. For larger thrust forces a duplex chain is used with double sprocket wheel.The drive housing contains a guide plate and reaction plate. The guide plate leads the chain around the sprocket wheel. The reaction plate guides the chain into the appropriate direction (90° or 180°). The gear motor can be installed directly on the drive housing shaft or connected with a flexible coupling.

5.2 Material and maintenanceThe drive housing is made of cast aluminium. Internal parts are maintenance free. The bearings are lubricated for life.

5.3 Installation and drive shaftsThe drive housing is equipped with a mounting angle on each side which can be turned to fit any mounting position. The standard drive shaft location is shown on the drawing below. The location can be changed by reversing the assembly of the sprocket wheel and shaft or by simply specifying the appropriate location.

5.4 Weight of drive housing with mounting angle

0°

270°

180°

90°

Stroke direction

Pitch 40mmPitch 25mm Pitch 60mm

Weight (standard chain) 8,8 kg3,6 kg 21,2 kg

Weight (duplex chain) -- 30 kg

Standard

Drive housings for LinearChain 25 PS

Drive housings with 90° return facility

Drive housings with 90° + 90° return facility

Custom return facility and custom shafts available on request.







Drive housings for LinearChain 60PS, 60 PSR, 60 PSG



Drive housings for LinearChain 60PD, 60 PDG



Custom return facility and custom shafts available on request.Custom return facility and custom shafts available on request.


Kuličkové válečky

Kuličkové válečky v nasazení:

Air Cargo, Strojírenství

a dopravní technika

Bratislava: tel. 00421 245241325 fax 00421 245242005 • Germany: tel. +49 3763 5091-0F 30KA08.01 - stránka 86


www.torwegge.sk • [email protected] F 31KA08.01 - stránka 87

www.torwegge.sk • [email protected] F 33

Kuličkové válečky• Při teplotách mezi min. -30° C a max. plus 70° C – při stálém provozu nebo plus 100 C při krátkém provozu neovlivní kvalitu chodu válečků.

• Když se nepoužije těsnění, jsou možné teploty od 150° C až do plus 200° C, kde se sníží nosnost válečků a je nutné dodržet následující směrohé hodnoty: u 125° C = 10 % u 150° C = 20 % u 170° C = 30 % u 200° C = 50 %

• Pokud je třeba, dá se při vysokých požadavcích použít i těsnění.

Kuličkové válečky pro vysokou zátěž pro přepravu kontejnerůVálečky pro letiště s plného materiálu s otočným kuličkovým věncem a velikou odtokovou dírou.(žádné těsnění)

Příchytka – rozměry na str. F 37

Kuličkové válečky z plného materiálu

Nosnost 50 - 600 kg

D

mm

dw

mm

D1

mm

h

mm

H

mm

a

mm

b

mm

Nos-nostdaN(kp)

Ks váhakg

€/Ks

nettoProvedeníObj. č.

Nosnost 50 - 600 kg

Neustále velké množství na skladě

KU15M Povrch 15 24 31 9,5 21,0 3,8 5,5 50 0,045KU22M pozinkovaný 22 36 45 9,8 30,5 4,0 6,3 130 0,150KU30M 30 45 55 13,8 36,8 5,0 8,3 250 0,300KU45M 45 62 75 19,0 53,5 4,5 10,0 600 0,820KU60M 57,1 100 117 29,5 77,5 5,0 16,5 1000 3,8

KU15M-R všechny 15 24 31 9,5 21,0 2,8 5,5 50 0,045KU22M-R pozinkované, 22 36 45 9,8 30,5 2,8 6,3 130 0,150KU30M-R díly niro-ocel 30 45 55 13,8 36,8 4,0 8,3 250 0,365KU45M-R kulička 45 62 75 19,0 53,4 4,0 10,0 600 0,820KU60M-R 57,1 100 117 29,5 77,5 5,0 16,5 1000 3,8

Provedení

€/Ks

netto

KU30C-0 Povrch pozinkovaný 30 45 55 13,8 36,8 3,4 8,3 350 0,380KU45C-0 Povrch pozinkovaný 45 62 75 19,0 53,4 3,8 10,0 600 1,100

KU30C-0Niro Všechny díly nerezová ocel 30 45 55 13,8 36,8 3,4 8,3 200 0,380KU45C-0Niro Všechny díly nerezová ocel 45 62 75 19,0 53,4 3,8 10,0 300 1,100

KU30C-0M 30 45 55 13,8 36,8 3,4 8,3 200 0,380KU45C-0M 45 62 75 19,0 53,4 3,8 10,0 600 1,100

D1

mm

h

mm

a

mm

dw

mm

D

mm

b

mm

Ks váhakg

H

mm

NosnostdaN(kp)

Díly pozinkované a nerezovéOcelové kuličky

Obj. č.



Tento projekt je spolufinancován Evropským sociálním fondem a státním rozpočtem České republiky v rámci projektu

č. CZ.1.07/2.2.00/28.0056 „Ukázkové vývojové projekty z praxe pro posílení praktických znalostí budoucích strojních inženýrů“.

doc. Ing. Martin Hynek, Ph.D.,

Bc. Michal Švamberk,

Ing. Petr Votápek, Ph.D.,Ing. Jitka Bezděková


Date post:	19-Dec-2020
Category:	Documents
Upload:	others
View:	4 times
Download:	0 times

VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA · 2015. 2. 9. · ANALYTICKÝ VÝPOČET VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA doc. Ing. Martin...

Documents