Alternativy řešení plošinových zvedáků SOLUTION ALTERNATIVES OF LIFTING PLATFORM

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

Alternativy řešení plošinových zvedáků SOLUTION ALTERNATIVES OF LIFTING PLATFORM

DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER´S THESIS

AUTOR PRÁCE

Bc. ONDŘEJ HÁJEK

AUTHOR

VEDOUCÍ PRÁCE

doc. Ing. JIŘÍ MALÁŠEK, Ph.D.

SUPERVISOR

BRNO 2010

PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Abstrakt Cílem této diplomové práce je rozbor mechanických možností konstrukce plošinových zvedáků. Návrh plošinového zvedáku s mechanickým i hydraulickým pohonem s nosností 3500 kg a zdvihem 600 mm. Práce je zaměřena především na návrh a pevnostní výpočet mechanizmu a konstrukce. Návrh hydraulického obvodu a vypracování sestavných výkresu pro oba druhy pohonu. Klíčová slova: plošinový zvedák, hydraulický pohon, mechanický pohon, hydraulický obvod

Abstract The aim of this thesis is to analyze the possibility of mechanical design platform lifts. Proposal lifting platform with mechanical and hydraulic drive with a capacity of 3500 kg and lift 600 mm. The work is mainly focused on design and strength calculation mechanism and structure. Proposal hydraulic circuits and the development drawings for both types of drive. Key words: platform lift, hydraulic drive, mechanical drive, hydraulic circuit


Bibliografická citace VŠKP dle ČSN ISO 690 HÁJEK, O. Alternativy řešení plošinového zvedáku. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 2010. 135 s. Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Jiří Malášek, Ph.D.


Čestné prohlášení Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně, pod vedením vedoucího diplomové práce pana doc. Ing. Jiřího Maláška, Ph.D. a s použitím níže uvedené literatury.

V Brně dne 20. května 2010


....................................................

Poděkování Děkuji zejména svému vedoucímu diplomové práce panu doc. Ing. Jiřímu Maláškovi, Ph.D. za odborné rady a pomoc při překonávání potíží, které se vyskytli v průběhu řešení této práce. Dále bych chtěl poděkovat zástupcům firmy Serapid panu Dominique Thoumire a Eric Michaut za vstřícné jednání a praktické rady.


OBSAH: 1 Úvod........................................................................................................................................ 9 2 Rozdělení plošinových zvedáků ........................................................................................... 9 2. 1 Dvousloupové zvedáky ....................................................................................................... 9 2. 2 Čtyřsloupové zvedáky....................................................................................................... 10 2. 3 Nůžkové zvedáky.............................................................................................................. 10 2. 4 Pístové zvedáky................................................................................................................. 11 3 Návrh konstrukce plošinového zvedáku ........................................................................... 12 3. 1 Zadané parametry.............................................................................................................. 12 3. 2 Rychlost zdvihu................................................................................................................. 12 3. 3 Zatížení.............................................................................................................................. 12 3. 4 Rozdělení hmotnosti vozidla............................................................................................. 13 4 Statický výpočet................................................................................................................... 14 4. 1 Rozbor úlohy..................................................................................................................... 14 4. 2 Klasifikace členů............................................................................................................... 15 4. 3 Klasifikace vazeb .............................................................................................................. 15 4. 4 Určení počtu stupňů volnosti ............................................................................................ 15 4. 5 Uvolnění jednotlivých těles soustavy................................................................................ 15 4. 5. 1 Člen 2 ............................................................................................................................ 15 4. 5. 2 Člen 3 ............................................................................................................................ 16 4. 5. 3 Člen 4 ............................................................................................................................ 16 4. 5. 4 Člen 5 ............................................................................................................................ 17 4. 5. 5 Člen 6 ............................................................................................................................ 17 4. 5. 6 Člen 7 ............................................................................................................................ 18 4. 6 Statický rozbor .................................................................................................................. 18 4. 7 Maticové řešení soustavy statických rovnic...................................................................... 19 4. 7. 1 Řešení v horní poloze zvedáku pro stav A viz obr. 9................................................... 21 4. 7. 2 Řešení v dolní poloze zvedáku pro stav A viz obr. 9................................................... 22 4. 7. 3 Řešení v horní poloze zvedáku pro stav B viz obr. 10................................................. 23 4. 7. 4 Řešení v dolní poloze zvedáku pro stav B viz obr. 10 ................................................. 24 4. 7. 5 Závislost síly na přímočarý hydromotor vzhledem k jeho úhlu.................................... 25 5 Průběhy vnitřních sil .......................................................................................................... 25 5. 1 Člen 2 za stavu A v dolní poloze zvedáku ........................................................................ 25 5. 1. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.............................................. 25 5. 1. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému ....................................................... 26 5. 1. 3 Výpočet jednotlivých sil ............................................................................................... 26 5. 1. 4 Výsledné vnitřní účinky ................................................................................................ 27 5. 2 Člen 3 za stavu A v dolní poloze zvedáku ........................................................................ 29


5. 2. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.............................................. 29 5. 2. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému ....................................................... 29 5. 2. 3 Výpočet jednotlivých sil ............................................................................................... 30 5. 2. 4 Výsledné vnitřní účinky ................................................................................................ 30 5. 3 Člen 4 za stavu A v dolní poloze zvedáku ........................................................................ 32 5. 3. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.............................................. 32 5. 3. 2 Velikosti jednotlivých sil .............................................................................................. 33 5. 3. 3 Výsledné vnitřní účinky ................................................................................................ 33 5. 4 Člen 5 za stavu A v dolní poloze zvedáku ........................................................................ 34 5. 4. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.............................................. 34 5. 4. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému ....................................................... 34 5. 4. 3 Výpočet jednotlivých sil ............................................................................................... 35 5. 4. 4 Výsledné vnitřní účinky ................................................................................................ 35 5. 5 Člen 3 za stavu B v dolní poloze zvedáku ........................................................................ 36 5. 5. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.............................................. 36 5. 5. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému ....................................................... 36 5. 5. 3 Výpočet jednotlivých sil ............................................................................................... 36 5. 5. 4 Výsledné vnitřní účinky ................................................................................................ 37 5. 6 Člen 4 za stavu B v dolní poloze zvedáku ........................................................................ 39 5. 6. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.............................................. 39 5. 6. 2 Velikosti jednotlivých sil .............................................................................................. 39 5. 6. 3 Výsledné vnitřní účinky ................................................................................................ 39 6 Návrh průřezů ..................................................................................................................... 41 6. 1 Člen 2 ................................................................................................................................ 41 6. 1. 1 Kontrola na vzpěr.......................................................................................................... 42 6. 1. 2 Kontrola průřezu v bodě C............................................................................................ 44 6. 2 Člen 3 ................................................................................................................................ 45 6. 2. 1 Kontrola na vzpěr.......................................................................................................... 45 6. 2. 2 Kontrola průřezu v bodě C............................................................................................ 53 6. 2. 3 Kontrola průřezu v bodě B............................................................................................ 54 6. 4 Člen 5 Přímočarý hydromotor........................................................................................... 56 7 Pevnostní kontrola čepů ..................................................................................................... 58 7. 1 Středový čep kontrola ....................................................................................................... 58 7. 2 Horní čep k hydromotoru .................................................................................................. 60 7. 3 Spodní čep k hydromotoru ................................................................................................ 63 7. 4 Spodní čep členu 2 ............................................................................................................ 66 7. 5 Horní čep členu 3 .............................................................................................................. 70 7. 6 Spodní čep členu 3 ............................................................................................................ 73 7. 7 Dílčí závěr ......................................................................................................................... 76


8 Návrh hydraulického obvodu ............................................................................................ 77 8. 1 Prvky obvodu .................................................................................................................... 77 8. 2 Výpočet hydraulického obvodu ........................................................................................ 78 9 Návrh zádržného zařízení................................................................................................... 87 9. 1 Vlastní návrh zádržného zařízení ...................................................................................... 87 9. 2 Návrh pneumatického válce.............................................................................................. 88 9. 3 Pevnostní kontrola zádržného zařízení.............................................................................. 90 10 Návrh mechanismu mechanického zdvihu ..................................................................... 92 10. 1 Pohon zvedáku pomocí tlačných řetězů firmy Serapid................................................... 92 10. 2 Funkce lineárního teleskopického zvedacího zařízení.................................................... 93 10. 2 Výpočet plošiny pro mechanický zdvih v horní poloze zvedáku za stavu A.................. 94 10. 3 Výpočet potřebného výkonu dle firmy Separid [30]....................................................... 99 11 Závěr................................................................................................................................. 101 12 Seznam použitých zdrojů ............................................................................................... 102 13 Seznam použitých symbolů ............................................................................................ 104 14 Seznam příloh .................................................................................................................. 115 Výsledné vnitřní účinky na členech v horní poloze zvedáku........................................Příloha A Řešení zádržného zařízení pomocí MKP.......................................................................Příloha B Řešení plošiny zvedáku pro hydraulický zdvih pomocí MKP......................................Příloha C 3D Model zvedáku s hydraulickým pohonem...............................................................Příloha D


1 Úvod Plošinový zvedák je zařízení používané k vyzvednutí břemene do určité výšky. V dnešní době existuje široké spektrum konstrukčních provedení s rozdílnými nosnostmi i dopravními výškami. Vyrábí se od malých zvedáků s nosností stovek kilogramů, například pro motocykly, až po zvedáky s nosností desítek tun například pro zemní stroje. Plošinové zvedáky mají řadu předností jako je relativně velká rychlost zdvihu, jednoduchá konstrukce, nízká vlastní hmotnost a spotřeba energie.

2 Rozdělení plošinových zvedáků 2. 1 Dvousloupové zvedáky

Obr.1 Dvousloupový zvedák se základovým rámem [28]

Obr.2 Dvousloupový zvedák [19]

Dvousloupové šroubové zvedáky: Každý sloup je tvořen ocelovým nosným profilem, základnou, vozíkem s rameny a nosným šroubem. Ve vozících je instalována nosná a pojistná matice. Pohon je buď dvou nebo jednomotorový. Šroubové dvoumotorové zvedáky s elektrickou synchronizací mají motory spojeny datovými a napájecími kabely, které mohou být vedeny v horním spojovacím mostu nebo zapuštěny do podlahy. Zpravidla jsou opatřeny elektronickým vyvažováním zamezujícím rozdílu ve výšce vozíků větší než 20 mm. U šroubových jednomotorových je pohon zdvihu mezi hlavním a vedlejším sloupem je vykonáván prostřednictvím šroubovice a řetězu, případně šroubovice a kardanu, který vede pod přejezdem.

9 PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Dvousloupové hydraulické zvedáky: Rám tvoří dva nosné sloupy opatřené vodícími dráhami. V těchto drahách se svisle pohybují zvedací vozíky zavěšené na pístnicích hydraulických válců. Oba sloupy jsou propojeny v horní části příčníkem. Ve vozících jsou místa, do kterých při zvedání vozidla automaticky zapadají mechanické západky. Zvedané vozidlo je tímto jištěno proti pádu. Zvedací vozíky jsou vybaveny dvěma výsuvnými rameny.1 2. 2 Čtyřsloupové zvedáky

Obr.3 Čtyřsloupový zvedák [28] Čtyřsloupové zvedáky pracují na podobném principu jako dvousloupové. Jsou velice vhodné pro přesné měření a seřizování geometrie. 2. 3 Nůžkové zvedáky

Obr.4 Nůžkový zvedák [28]

Obr.5 Nůžkový zvedák [19]

Konstrukce se většinou skládá ze dvou základen, dvou párů nůžkového mechanismu, dvou plošin, hydraulického a elektrického systému a zajišťovacího zařízení. Pracovní plošiny jsou tvořeny svařencem z ocelových profilů a krycích plechů. 1

Pekař, V.: Vozidlové zvedáky, 2008, s. 23-24


Výchozí provedení zvedáků je s nájezdy z jedné strany a dorazy z druhé. Uchycení těchto nájezdů a dorazů je vyrobeno tak, aby byla možná instalace nájezdů z obou stran dle potřeb v rámci umístění. Nůžkový mechanismus může být vyroben například z uzavřených ocelových profilů jako svařenec nebo dle zatížení i z plných profilů. Základny jsou opatřeny otvory pro ukotvení. Hydraulický agregát je umístěn v ovládacím pultu. Zvedáky mohou být také vybaveny automatickou nivelizací zvedacích plošin pomocí hydraulických pojistných ventilů.2 2. 4 Pístové zvedáky

Obr.6 Jednopístový zvedák [28]

Obr.7 Dvoupístový zvedák [28]

Obr.8 Jednopístový zvedák [28]

Pístové zvedáky mohou být z konstrukčního hlediska buď dvoupístové nebo jednopístové. Tyto zvedáky jsou velice tiché a výkonné. Protože jsou zabudovány do podlahové jámy, zabírají minimum místa a umožňují velmi dobrý přístup k vozidlu. Hlavní nevýhodou těchto zvedáků je komplikovaná a nákladná montáž do již stojící haly příp. dílny a také vysoká pořizovací cena.

2

Pekař, V.: Vozidlové zvedáky, 2008, s. 25


3 Návrh konstrukce plošinového zvedáku 3. 1 Zadané parametry Maximální nosnost Délka Šířka Max. výška ve sklopeném stavu Zdvih

– 3500 kg – 2100 mm – 1900 mm – 120 mm – 600mm

3. 2 Rychlost zdvihu Dle normy ČSN EN 1493+A1 by rychlost zvedání neměla přesáhnout 0,15 m/s. 3. 3 Zatížení ČSN EN 1493+A1 - Tabulka 3 – kombinace zatížení:

Tab.1 Kombinace zatížení [14]

Dle tab. 1 za předpokladu, že zvedák bude pracovat v dílně, volím kombinaci zatížení typu A2.


Kde: a1, Zatížení způsobené komponenty, které nejsou v pohybu, jsou považovány za strukturální statické zatížení. a2, Zatížení způsobené pohyblivými prvky jsou považovány za strukturální dynamické zatížení. b, Jmenovité zatížení. d, Manuální sila produkována od operátorů. Tato síla se tím dá brát jako 1000N působící vodorovně ve výšce podepření. e, Účinky příslušenství pro vozidlové zvedáky např. zvedací trámy, typu schváleného výrobcem pro použití na zvedáku. f, Vliv přípustného naklonění.

3. 4 Rozdělení hmotnosti vozidla Zatížení od náprav je dle normy pro vozidla přesahující 3000 kg v poměru 1:2 a 2:1

Stav A 1200: 2350

Obr.9 Rozložení zatížení [19]

Stav B 2350: 1200

Obr.10 Rozložení zatížení [19]


Zatížení by mělo být rozděleno do čtyřech rohů obdélníku s rozměry 1200 mm na šířku (rozchod kol) a 1700 mm na délku (rozvor).

Obr.11 Místa zatížení [19]

4 Statický výpočet 4. 1 Rozbor úlohy Při výpočtu výsledných stykových sil v mechanismu je soustava uložena nepohyblivě (staticky určitě). Člen 5 viz obr. 12 v soustavě představuje přímočarý hydromotor. Podle polohy zvedáku mění hydromotor svou délku. Jedná se o prostorový mechanismus ale jeho členy jsou uspořádány v rovnoběžných rovinách, proto řešíme soustavu jako rovinou.

Obr.12 Statické schéma


4. 2 Klasifikace členů 1 - rám 2 - vícenásobný nezatížený člen 3 - vícenásobný nezatížený člen 4 - binární zatížený člen 5 - binární nezatížený člen 6 - binární nezatížený člen 7 - binární nezatížený člen 4. 3 Klasifikace vazeb A,B,C,D,E,F,I – rotační vazby H,J – valivé vazby

4. 4 Určení počtu stupňů volnosti i = ( n − 1) ⋅ iv − ( ∑ ξi − η ) i = (7 − 1) ⋅ 3 − (18 − 0) i=0

(1)

n − počet členů soustavy η − počet předpokládaných deformačních parametrů ξ − počet odebraných stupňů volnosti od vazby iv − počet stupňů volnosti v rovině 4. 5 Uvolnění jednotlivých těles soustavy 4. 5. 1 Člen 2

α

Obr.13 Rozložení sil na členu 2


Podmínky statické rovnováhy: Fx : Fy : MZA :

F A x + F C x + F Fx = 0 F Ay + F C y + F Fy = 0 − FCx ⋅ l 21 ⋅ sin α − FFx ⋅ l 22 ⋅ sin α + FCy ⋅ l 21 ⋅ cos α + FFy ⋅ l 22 ⋅ cos α = 0

(2) (3) (4)

4. 5. 2 Člen 3

γ

α


Podmínky statické rovnováhy: Fx : Fy : MZB :

FBx + FDx − FCx + FEx = 0 FBy + FDy − FCy + FEy = 0 FDx ⋅ l 31 ⋅ sin(α − γ ) − FCx ⋅ l 32 ⋅ sin α + FEx ⋅ l 33 ⋅ sin α + FDy ⋅ l 31 ⋅ cos(α − γ ) − − FCy ⋅ l 32 ⋅ cos α + FEy ⋅ l 33 cos α = 0

(5) (6) (7)

4. 5. 3 Člen 4

Obr.15 Rozložení sila na členu 4


Podmínky statické rovnováhy: Fx : Fy : MZB :

− FBx − FHt = 0 − F 1 − F B y + F Hn − F 2 = 0 F 1 ⋅ l 41 + FHn ⋅ (l 42 − ξ ) + FHt ⋅ l 44 − F 2 ⋅ l 43

(8) (9) (10)

4. 5. 4 Člen 5

β


Podmínky statické rovnováhy: Fx : Fy : M ZI :

− FDx − F Ix = 0 − FDy − FIy = 0 FDx ⋅ l 5 ⋅ sin β − FDy ⋅ l 5 ⋅ cos β = 0

(11) (12) (13)

4. 5. 5 Člen 6 ξ



Podmínky statické rovnováhy: Fx : Fy : MZF :

− FFx + FHt = 0 − FFy − FHn = 0 − F Ht ⋅ R 6 + F Hn ⋅ ξ = 0

(14) (15) (16)

4. 5. 6 Člen 7

ξ Obr.18 Rozložení sil na členu 7 Podmínky statické rovnováhy: Fx : Fy : MZE :

− FEx + FJt = 0 − FEy + FJn = 0 FJt ⋅ R 7 − FJn ⋅ ξ = 0

(17) (18) (19)

4. 6 Statický rozbor Neznámé parametry: NP={FAx,FAy,FBx,FBy,FCx,FCy,FDx,FDy,FEx,FEy,FFx,FFy,FIx,FIy,FJn,FJt,FHn,FHt} µF = 18 µM = 0 µ = 18

(20)

Počet použitelných podmínek statické rovnováhy: υi = 3 υ = ∑υi υF = 12 υM = 6 υ = 18

(21)


Nutná podmínka statické určitosti: µ =υ 18 = 18

µM + µR ≤ υM 0≤6

(22)

Podmínka splněna. 4. 7 Maticové řešení soustavy statických rovnic A⋅ x = b

(23)

kde x T = {FAx,FAy,FBx,FBy,FCx,FCy,FDx,FDy,FEx,FEy,FFx,FFy,FIx,FIy,FJn,FJt,FHn,FHt} bT = {0,0,0,0,0,0,0,F1+F2+FG,-F1*l41+F2*l43,0,0,0,0,0,0,0,0,0} Výpočet zatížení: Stav A – Větší zatížení na straně síly F2 G1 A = 1200kg G 2 A = 2350kg Z důvodu bezpečnosti a vlastní váhy zvedaných součástí zvedáku zatížení navýšíme o G=500kg F 1CA = (G1 A + G / 2) ⋅ g F 1CA = (1200 + 250) ⋅ 9,81 F 1CA = 14224,5 N F 2CA = (G 2 A + G / 2) ⋅ g F 2CA = (2350 + 250) ⋅ 9,81 F 2CA = 25506 N

F 1 A = F 1CA / 4 = 14224,5 / 4 = 3556,125N F 2 A = F 2CA / 4 = 25506 / 4 = 6376,5N

(24)

(25)

(26) (27)

Stav B – Větší zatížení na straně síly F1 G1B = 2350kg G 2 B = 1200kg Z důvodu bezpečnosti a vlastní váhy zvedaných součástí zvedáku zatížení navýšíme o G=500kg F 1CB = (G1B + G / 2) ⋅ g F 1CB = ( 2350 + 250 ) ⋅ 9,81 F 1CB = 25506 N

(28)

F 2 CB = (G 2 B + G / 2) ⋅ g F 2CB = (1200 + 250 ) ⋅ 9,81 F 2CB = 14224,5 N

(29)


F 1B = F 1CB / 4 = 25506 / 4 = 6376,5 N F 2 B = F 2CB / 4 = 14224,5 / 4 = 3556,125 N

(30) (31)

Za předpokladu rovnoměrného rozložení zatížení do čtyř nůžkových mechanismů zvedáku zatížení podělíme čtyřikrát. Z výsledků matic zjistíme síly působící na jeden nůžkový mechanismus. Délky a úhly jednotlivých prutů l 21 = 0,567 m l 22 = 1,134m l 31 = 0,3545 l 32 = 0,567 m l 33 = 1,134m l 34 = 0,019287 l 41 = 0,284m l 42 = 0,916 − 1,132m l 43 = 1,416m l 44 = 0,03m R 6 = 0,0235 R 7 = 0,0275m l 5 = 0,360 − 0,558m, α = 3° − 36° β = 9,6° − 57,8° γ = 3,1°

γ

β

α

Obr.19 Délky a úhly jednotlivých prutů Velikost délky l 42 a l 5 a úhlů α a β se mění podle výšky zdvihu. Ostatní veličiny jsou konstantní. Matice A

1

0

0

0

1

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0

0 0

1 0

0 0

0 0

0 − sin α ⋅ l 21

1 cos α ⋅ l 21

0 0

0 0

0 0

0 0

0 − sin α ⋅ l 22

1 cos α ⋅ l 22

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

1

0

1

0

0

0

0

0

0

0

0

0

1 cos α ⋅ l 33

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 1

−1 0

0

0

0

0

l 42 − ξ

l 44

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

1

0

−1

0

0 0

0 0

0 0

1 0

0 − sin α ⋅ l 32

−1 − cos α ⋅ l 32

0 0

0 0

0 0

0 0

A= 0

0

0

0

0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0 0 −1

0 1 0 sin( α − γ ) ⋅ l 31 cos( α − γ ) ⋅ l 31 sin α ⋅ l 33 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0 0

−1 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0 0 −1

0

0

0

0

0

0

sin β ⋅ l 5

− cos β ⋅ l 5

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 −1

1 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

ξ

− R6

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 1

1 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

−ξ

R7

0

0


4. 7. 1 Řešení v horní poloze zvedáku pro stav A viz obr. 9 x = A −1 ⋅ b -1

x=

1 0 0 1

0 0

0 0

1 0

0 1

0 0

0 0

0 0

0

0

− 0,333

0,459

0

0 0 0 0

1 0

0 1

−1 0

0 −1

1 0

0 0

0

0

− 0,333 − 0,459

0 0

0

0

0

0 1

1 0

0 1

0 1

− 0,667 0,917

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0,193

0,297

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 1

−1 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0,916

0,03

0 0 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0 0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 −1

1 0

0 0 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 1

0 0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

1

0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0 0 0 0 0 9932,63 8019,19 0 0 0 0 0 0 0 0 0

=

0,472 − 0,297

− 11961,40 − 17579,02

FAX FAY

− 186,24 − 1179,38

FBX FBY

11775,16

FCX

26332,27 11801,94

FCY FDX

18741,16

FDY

159,46 8770,49

=

0,667 0,917

1 0

0 0 −1 0 0 0 0 −1

0

•

0 0

− 0,0005 0,0275

•

0,0005 − 0,0235 0 0 0

0

0

0

FEX FEY

186,24 − 8753,25

FFX FFY

− 11801,94

FIX

− 18741,16 8770,49

FIY FJN

159,46

FJT

8753, 25 186,24

FHN FHT


4. 7. 2 Řešení v dolní poloze zvedáku pro stav A viz obr. 9 x = A −1 ⋅ b -1 1 0 0 1

A=

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0

0 0

0 1

0 0

0 0

0 0

0 0

1 0

0 1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0 0 − 0,030 0,566 0 0 0 0 0 0 0 0 0 − 0,059 1,132 0 0 1 0 0 1 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 0 0 1 0 0 1 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 0 0 0 − 0,030 − 0,566 − 0,001 0,355 0,059 1,132 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 0 0 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1,135 0,03 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 0 0 0 0 −1 0 0 0 0 0 0,060 − 0,355 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −1 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0005 − 0,0235 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 − 0,0005 0,0275 0 0

0 0 0 0 0 0

•

1 0

0 9932,63 8019,19 0 0 0 0 0 0 0 0 0

=

− 85339 ,66 − 11563,58

FAX FAY

− 150,71 − 2849, 41

FBX FBY

85188,95

FCX

18646,80 85210,86

FCY FDX

14412 ,34 128,80 7083,87

=

•

FDY FEX FEY

150,71 − 7083,22

FFX FFY

− 85210 ,86

FIX

− 14412 ,34 7083,87

FIY FJN

128,80

FJT

7083, 22 150,71

FHN FHT


4. 7. 3 Řešení v horní poloze zvedáku pro stav B viz obr. 10 x = A −1 ⋅ b -1

x=

1 0

0

0

1

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0 1

0

0

0

1

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0 0 0 0

0 1

0 0

− 0,333 −1

0,459 0

0 1

0 0

0 1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

−1

0

1

0 0

0

1

0 0

0

0

− 0,333 − 0,459

1 0,298

0,667 0,917

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0 −1

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0 0 0 0

0 0

−1 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

1 0,916

0 0,03

0 0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0

0 0

−1 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 −1

1 0

0 0

0

0

0

0

0 0

0

0

0

0

0 0 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

0

1

0

0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

1

0

0

0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0 0 0 0 0

•

0 0,193

− 0,667 0,917 0 0

0

0 9932,63 3224,55 0 0 0 0 0 0

=

0,472 − 0,297

− 11692,36 − 12069,12

FAX FAY

− 74,89 − 6412,91

FBX FBY

11617,47

FCX

15588,84 11628,06

FCY FDX

18465,04

FDY

64,30 3536,71

=

− 0,0005 0,0275

•

0,0005 − 0,0235

FEX FEY

74,89 − 3519,72

FFX FFY

− 11628,06

FIX

− 18465,04 3536,71

FIY FJN

0

64,30

FJT

0 0

3519,72 74,89

FHN FHT


4. 7. 4 Řešení v dolní poloze zvedáku pro stav B viz obr. 10 x = A −1 ⋅ b -1

A=

−

1 0

0

0

0 1

0

0

0 0

0

0

0 0 0 0

1 0

0 1

−1 0

0 0

0

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

− 0,030

0,566

0

0

0

0

0 −1

1 0

0 1

1 0

0 1

0

0

− 0,030 − 0,566 − 0,001

0

0

0

0

0

0

0

1

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0 0

− 0,059 1,132 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0 0 0 0

0 0

−1 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

1 1,132

0 0,03

0 0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

0 0 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0,060

−1 − 0,355

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

−1 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

0

0

1

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

−1

0

0 0 0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 −1

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 0

0 1

0 0

0

0

0

0

0

0

0

−1

0

0

0

0

1

0

0 0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0 0 0 0 9932,63 3224,55 0 0 0 0 0 0

=

− 85187 ,64 − 7315,86

FAX FAY

− 60,60 − 7084, 43

FBX FBY

85127 ,04

FCX

10164 ,05 85135,84

FCY FDX

14399 ,65 51,80 2848,84

=

0,059 1,132

0

0

0 0

0,355

1

0 0 −1

0

•

1

− 0,0005 0,0275

•

0,0005 − 0,0235 0 0 0

0

0

0

FDY FEX FEY

60,60 − 2848,19

FFX FFY

− 85135,84

FIX

− 14399,65 2848,84

FIY FJN

0

51,80

FJT

0 0

2848,19 60,60

FHN FHT

Z výsledku maticového řešení můžeme konstatovat, že největší síly jsou v dolní poloze zvedáku za stavu A. Pouze FBY je za stavu B v dolní poloze vyšší. Proto u prutů, kde se tato síla vyskytuje, provedeme průběh vnitřních sil i pro tento stav. V příloze A je uveden průběh vnitřních sil i pro horní polohu zvedáku.


4. 7. 5 Závislost síly na přímočarý hydromotor vzhledem k jeho úhlu

Graf závislosti síly na přímočarý hydromotor vzhledem k jeho úhlu 140000 120000 Síla [ N ]

100000 80000 60000 40000 20000 0 0

10

20

30

40

50

60

70

Úhel [ ° ]

Obr.20 Graf zavislosti síly na hydromotor vzhledem k jeho úhlu Pro náš případ je přímočarý hydromotor pod úhlem 9 º 6 ´ při sklopeném zvedáku. Při nižším úhlu by vycházeli větší síly, a tím i větší průměr hydraulického válce, což by znamenalo nemožnost umístění pod plošinou zvedáku. Při vyšším úhlu by na hydromotor působily síly menší, ale vzhledem k jeho umístění by byl kratší a nedosáhli bychom tak potřebného zdvihu.

5 Průběhy vnitřních sil 5. 1 Člen 2 za stavu A v dolní poloze zvedáku 5. 1. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

α

Obr.21 Skutečná orientace sil na členu 2


5. 1. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému

α

α

α α α α Obr.22 Rozklad sil na členu 2 5. 1. 3 Výpočet jednotlivých sil

FAXX = FAX ⋅ cos α = 85339,66 ⋅ cos(3) = 85222,70 N FAXY = FAX ⋅ sin α = 85339,66 ⋅ sin(3) = 4466,33N FAYY = FAY ⋅ cos α = 11563,58 ⋅ cos(3) = 11547,73N FAYX = FAY ⋅ sin α = 11563,58 ⋅ sin(3) = 605,19 N FCXX = FCX ⋅ cos α = 85188,95 ⋅ cos(3) = 85072,20 N FCXY = FCX ⋅ sin α = 85188,95 ⋅ sin(3) = 4458,45 N FCYY = FCY ⋅ cos α = 18646,80 ⋅ cos(3) = 18621,25 N FCYX = FCY ⋅ sin α = 18646,80 ⋅ sin(3) = 975,90 N FFXX = FFX ⋅ cos α = 150,71⋅ cos(3) = 150,50 N FFXY = FFX ⋅ sin α = 150,71⋅ sin(3) = 7,89 N FFYY = FFY ⋅ cos α = 7083,22 ⋅ cos(3) = 7073,51N FFYX = FFY ⋅ sin α = 7083,22 ⋅ sin(3) = 370,71N

(32) (33) (34) (35) (36) (37) (38) (39) (40) (41) (42) (43)


5. 1. 4 Výsledné vnitřní účinky

Obr.23 Rozklad sil na členu 2

Obr.24 Normálové síly na členu 2 (N)

N 21 L = FAYX + FAXX = 605,19 + 85222,70 = 85827,89 N N 22 L = N 21 L − FCXX − FCYX = 85827,89 − 85072,20 − 975,90 = −220,21N N 23 P = FFXX − FFYX = 150,50 − 370,71 = −220,21N

(44) (45) (46)


Obr.25 Posouvající síly na členu 2 (N)

T 21L = − FAYY + FAXY = −11547,73 + 4466,33 = −7081,40 N T 22 L = T 21 L − FCXY + FCYY = −7081,40 − 4458,45 + 18621,25 = 7081,40 N T 23 P = FFYY + FFXY = 7073,51 + 7,89 = 7081,40 N

(47) (48) (49)

Obr.26 Momenty na členu 2 (Nm) M 21L = 0 Nm M 21P = (+ FCYY − FCXY ) ⋅ l 21 + (− FFYY − FFXY ) ⋅ l 22 = (+18621,25 − 4458,45) ⋅ 0,567 + (−7073,51 − 7,89) ⋅1,134 = 0 Nm M 22 L = ( FAXY − FAYY ) ⋅ l 21 = ( 4466,33 − 11547,73) ⋅ 0,567 = −4015,15 Nm M 22 P = (− FFYY − FFXY ) ⋅ l 21 = (−7073,51 − 7,89) ⋅ 0,567 = −4015,15Nm

(50)

(51) (52)


5. 2 Člen 3 za stavu A v dolní poloze zvedáku 5. 2. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

α

Obr.27 Skutečná orientace sil na členu 3 5. 2. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému

α α

α α

α

α

α α Obr.28 Rozklad sil na členu 3


5. 2. 3 Výpočet jednotlivých sil

FEXX = FEX ⋅ cos α = 128,80 ⋅ cos(3) = 128,62 N FEXY = FEX ⋅ sin α = 128,80 ⋅ sin(3) = 6,74 N FEYY = FEY ⋅ cos α = 7083,87 ⋅ cos(3) = 7074,16 N FEYX = FEY ⋅ sin α = 7083,87 ⋅ sin(3) = 370,74 N FCXX = FCX ⋅ cos α = 85188,95 ⋅ cos(3) = 85072,20 N FCXY = FCX ⋅ sin α = 85188,95 ⋅ sin(3) = 4458,45 N FCYY = FCY ⋅ cos α = 18646,80 ⋅ cos(3) = 18621,25 N FCYX = FCY ⋅ sin α = 18646,80 ⋅ sin(3) = 975,90 N FBXX = FBX ⋅ cos α = 150,71⋅ cos(3) = 150,50 N FBXY = FBX ⋅ sin α = 150,71⋅ sin(3) = 7,89 N FBYY = FBY ⋅ cos α = 2849,41⋅ cos(3) = 2845,50 N FBYX = FBY ⋅ sin α = 2849,41 ⋅ sin(3) = 149,13N FDXX = FDX ⋅ cos α = 85210,86 ⋅ cos(3) = 85094,08 N FDXY = FDX ⋅ sin α = 85210,86 ⋅ sin(3) = 4459,59 N FDYY = FDY ⋅ cos α = 14412,34 ⋅ cos(3) = 14392,59 N FDYX = FDY ⋅ sin α = 14412,34 ⋅ sin(3) = 754,28 N

(53) (54) (55) (56) (56) (57) (58) (59) (60) (61) (62) (63) (64) (65) (66) (67)




Obr.30 Normálové síly na členu 3(N)

N 31 L = FBXX − FBYX = 150,50 − 149,13 = 1,37 N N 32 L = N 31 L − FDXX + FDYX = 1,37 − 85094,08 + 754,28 = −84338,42 N N 33 = N 32 − FCYX + FCXX = −84338,42 − 975,90 + 85072,20 = −242,12 N N 34 P = FEXX − FEYX = 128,62 − 370,74 = −242,12 N L

L

(68) (69) (70) (71)


T 31 L = − FBXY − FBYY = −7,89 − 2845,50 = −2853,39 N T 32 L = T 31 L + FDXY + FDYY = −2853,39 + 4459,59 + 14392,59 = 15998,79 N T 33 L = T 31 L − FCXY − FCYY = 15998,79 − 4458,45 − 18621,25 = −7080,90 N T 34 P = − FEYY − FEXY = −7074,16 − 6,74 = −7080,90 N

(72) (73) (74) (75)


Obr.32 Momenty na členu 3 (Nm) M 31 L = 0 Nm M 31 P = ( FEYY + FEXY ) ⋅ l 33 + ( − FCYY − FCXY ) ⋅ l 32 + ( FDYY + FDXY ) ⋅ l 31 + ( FDYX − FDXX ) ⋅ l 34 = M 31 P = (7074 ,16 + 6,74 ) ⋅1,134 + ( −18621,25 − 4458, 45) ⋅ 0,567 + + (14392 ,59 + 4459 ,59 ) ⋅ 0,3545 + (754 ,28 − 85094 ,08) ⋅ 0,019287 M 31 P = 0 Nm M 32 L = (− FBYY − FBXY ) ⋅ l 31 + ( FBXX − FBYX ) ⋅ l 34 = (−2845,50 − 7,89) ⋅ 0,3545 + + (150,50 − 149,13) ⋅ 0,019287 = −1011,50 Nm

M 33 P = ( FEYY + FEXY ) ⋅ l 32 = (7074,16 + 6,74) ⋅ 0,567 = 4014,87 Nm

(76) (77)

(78)

(79)

5. 3 Člen 4 za stavu A v dolní poloze zvedáku (u jednoho nůžkového mechanismu) 5. 3. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.



5. 3. 2 Velikosti jednotlivých sil FBX = 150,71N FBY = 2849,41N FHT = 150,71N FHN = 7083,22 N F 1 = 3556,13 N F 2 = 6376,5 N 5. 3. 3 Výsledné vnitřní účinky


N 43 L = − FBX = −150,71N

(80)

N 44 P = − FHT = −150,71N

(81)


T 42 L = − F 1 = −3556,13 N T 43 = T 42 + FBY = −3556,13 + 2849,41 = −706,72 N T 44 L = T 42 L + FHN = −706,72 + 7083,22 = 6376,5 N L

L

T 45 = F 2 = 6376,5 N P

(82) (83) (84) (85)

Obr.36 Momenty na členu 4 (Nm)


M 42 L = 0 Nm M 43 L = − F 1 ⋅ l 21 − FBX ⋅ l 44 = −3556,13 ⋅ 0,284 − 150,71 ⋅ 0,03 = −1005,42 Nm M 44 P = − F 2 ⋅ (l 43 − l 42) = −6376,5 ⋅ 0,284 = −1810,93Nm M 45 P = 0 Nm

(86) (87) (88) (89)

5. 4 Člen 5 za stavu A v dolní poloze zvedáku 5. 4. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

β


5. 4. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému

β

β β

β




FDXX = FDX ⋅ cos β = 85210,86 ⋅ cos(9,6) = 84017,57 N FDXY = FDX ⋅ sin β = 85210,86 ⋅ sin(9,6) = 14210,51N FDYY = FDY ⋅ cos β = 14412,34 ⋅ cos(9,6) = 14210,51N FDYX = FDY ⋅ sin β = 14412,34 ⋅ sin(9,6) = 2403,53 N FIXX = FIX ⋅ cos β = 85210,86 ⋅ cos(9,6) = 84017,57 N FIXY = FIX ⋅ sin β = 85210,86 ⋅ sin(9,6) = 14210,51N FIYY = FIY ⋅ cos β = 14412,34 ⋅ cos(9,6) = 14210,51N FIYX = FIY ⋅ sin β = 14412,34 ⋅ sin(9,6) = 2403,53N

(90) (91) (92) (93) (94) (95) (96) (97)


Obr.39 Orientace sil na členu 5


N 51L = − FIXX − FIYX = −84017,57 − 2403,53 = −86421,10 N N 52 P = − FDXX − FDYX = −84017,57 − 2403,53 = −86421,10 N

(98) (99)

Z výpočtu je patrné že přímočarý hydromotor je zatížen pouze normálovými silami.


5. 5 Člen 3 za stavu B v dolní poloze zvedáku 5. 5. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

α

Obr.41Skutečná orientace sil na členu 3 5. 5. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému Stejný jako ve stavu A viz obr. 26 5. 5. 3 Výpočet jednotlivých sil

FEXX = FEX ⋅ cos α = 51,80 ⋅ cos(3) = 51,73N FEXY = FEX ⋅ sin α = 51,80 ⋅ sin(3) = 2,71N FEYY = FEY ⋅ cos α = 2848,84 ⋅ cos(3) = 2844,93N FEYX = FEY ⋅ sin α = 2848,84 ⋅ sin(3) = 149,10 N FCXX = FCX ⋅ cos α = 85127,04 ⋅ cos(3) = 85010,37 N FCXY = FCX ⋅ sin α = 85127,04 ⋅ sin(3) = 4455,20 N FCYY = FCY ⋅ cos α = 10164,05 ⋅ cos(3) = 10150,12 N FCYX = FCY ⋅ sin α = 10164,05 ⋅ sin(3) = 531,95 N FBXX = FBX ⋅ cos α = 60,60 ⋅ cos(3) = 60,52 N FBXY = FBX ⋅ sin α = 60,60 ⋅ sin(3) = 3,17 N FBYY = FBY ⋅ cos α = 7084,43 ⋅ cos(3) = 7074,72 N FBYX = FBY ⋅ sin α = 7081,45 ⋅ sin(3) = 370,61N FDXX = FDX ⋅ cos α = 85135,84 ⋅ cos(3) = 85019,16 N FDXY = FDX ⋅ sin α = 85135,84 ⋅ sin(3) = 4455,67 N FDYY = FDY ⋅ cos α = 14399,65 ⋅ cos(3) = 14379,92 N FDYX = FDY ⋅ sin α = 14399,65 ⋅ sin(3) = 753,62 N

(100) (101) (102) (103) (104) (105) (106) (107) (108) (109) (110) (111) (112) (113) (114) (115)





N 31L = FBXX − FBYX = 60,52 − 370,77 = −310,25 N N 32 L = N 31L − FDXX + FDYX = −310,25 − 85019,16 + 753,62 = −84575,80 N N 33 L = N 32 L − FCYX + FCXX = −84575,80 − 531,95 + 85010,37 = −97,37 N N 34 P = FEXX − FEYX = 51,73 − 149,10 = −97,37 N

(116) (117) (118) (119)


Obr.44 Posouvající síly na členu 3(N)

T 31L = − FBXY − FBYY = −3,17 − 70714,72 = −7077,90 N T 32 L = T 31L + FDXY + FDYY = −7077,90 + 4455,67 + 14379,92 = 11757,68 N T 33 = T 32 − FCXY − FCYY = 11757,68 − 4455,20 − 10150,12 = −2847,64 N T 34 P = − FEYY − FEXY = −2844,93 − 2,71 = −2847,64 N L

L

(120) (121) (122) (123)

Obr.45 Momenty na členu 3 (Nm) M 31 L = 0 Nm M 31 P = ( FEYY + FEXY ) ⋅ l 33 + ( − FCYY − FCXY ) ⋅ l 32 + ( FDYY + FDXY ) ⋅ l 31 + ( FDYX − FDXX ) ⋅ l 34 = M 31 P = ( 2844 ,93 + 2,71) ⋅1,134 + ( −10150 ,12 − 4455 ,20 ) ⋅ 0,567 + + (14379 ,92 + 4455,67 ) ⋅ 0,3545 + (753,62 − 85019 ,16 ) ⋅ 0,019287 M 31 P = 0 Nm

(124) (125)

M 32 L = ( − FBYY − FBXY ) ⋅ l 31 + ( FBXX − FBYX ) ⋅ l 34 ( −7074 ,92 − 2,71) ⋅ 0,3545 + (60,52 − 370,77 ) ⋅ 0,019287 = −2515,1Nm

(126) (127)


5. 6 Člen 4 za stavu B v dolní poloze zvedáku (u jednoho nůžkového mechanismu) 5. 6. 1 Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

Obr.46 Skutečná orientace sil na členu 4 5. 6. 2 Velikosti jednotlivých sil FBX = 60,60 N FBY = 7084,43 N FHT = 60,60 N FHN = 2848,19 N F 1 = 6376,5 N F 2 = 3556,13N 5. 6. 3 Výsledné vnitřní účinky


N 43 L = − FBX = −60,60 N

(128)

N 44 P = − FHT = −60,60 N

(129)

Obr.48 Posouvající síly na členu 4 (N) 39 PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

T 42 L = − F 1 = −6376,5 N T 43 L = T 42 L + FBY = −6376,5 + 7084,43 = 707,93N T 44 = T 43 + FHN = 707,93 + 2848,19 = 3556,13N T 45 P = F 2 = 3556,13 N L

L

(130) (131) (132) (133)


M 42 L = 0 Nm M 43 L = − F 1 ⋅ l 21 − FBX ⋅ l 44 = −6376,5 ⋅ 0,284 − 60,60 ⋅ 0,03 = −1812,74 Nm M 44 P = − F 2 ⋅ (l 43 − l 42 ) = −3556,13 ⋅ 0,284 = −1009,94 Nm M 45 P = 0 Nm

(134) (135) (136) (137)


6 Návrh průřezů Volím materiál 11523 (S355J0) pro všechny členy zvedáku Obdélníkový profil Dle [8] Re = 450 MPa E = 2,1 ⋅ 105 MPa Rm = 600MPa Dle ČSN EN 1493 σ DOV = Re/ s σ DOV = 450 / 1,5 σ DOV = 300 MPa τ DOV = 0,8 ⋅ σ DO τ DOV = 0,8 ⋅ 300 τ DOV = 240 MPa

(138)

(139)

s = 1,5 viz tab. 1 str. 10 v kombinaci s tab. A.2 viz ČSN EN 1493 Dle [32] λd = 60 - štíhlost prostého tlaku 6. 1 Člen 2

Obr.50 Člen 2


6. 1. 1 Kontrola na vzpěr V rovině Y mezi body C-E Dle [5] α =π l = l0 Dle obr. 51 l 22 − l 21 = 567 mm b2C − E = 20mm h2C − E = 65,3mm Obr.51 Průřez mezi C-E Střední plocha průřezu S 2.C − E = h2.C − E ⋅ b2.C − E

(140)

S 2.C − E = 65,3 ⋅ 20 = 1306mm 2 Kvadratický moment průřezu J Y2.C − E =

3 1 b2 C − E ⋅ h2 C − E 12

J Y2.C − E =

1 20 ⋅ 65,33 = 464075,2mm 4 12

(141)

Štíhlost tyče v rovině Y

λY =

l0 J Y2.C −E S 2.C −E

=

567 = 30 464075,2 1306

(142)

Mezní štíhlost tyče

λK = α ⋅

E 2,1⋅105 =π ⋅ = 67,87 Re 450

(143)

λY ≤ λK

Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku.


Bezpečnost k meznímu stavu pružnosti

Re N 23 S 2.C − E 450 ⋅1306 kk = 4994,36 k k = 117,7 kk =

(144)

Prvek je nejvíce namáhán v horní poloze zvedáku za stavu A viz Příloha A str.3 V rovině Z mezi body C-E Kvadratický moment průřezu J Z2.C − E =

3 1 b2 C − E ⋅ h2 C − E 12

J Z2.C − E =

1 3 20 ⋅ 65,3 = 43533,3mm 4 12

(145)

Štíhlost tyče v rovině Z

λz =

l0 = JZ S

567 J Z2.C − E S 2.C −E

=

567 = 98,2 43533,3 1306

(146)

λZ > λK Řešíme v oblasti pružného vzpěru dle Eulera

Mezní štíhlost tyče viz (143) Kritická síla

E⋅J l2 5 2.1⋅10 ⋅ 43533,3 FKR = π 2 ⋅ 567 2 FKR = 280656,1N FKR = α 2 ⋅

(147)

Kritické napětí dle Eulera

π2 ⋅E λ2 2 π ⋅ 2.1 ⋅ 10 5 σKR = 98,2 2 σKR = 214,9 MPa σKR =

(148)


Bezpečnost vzhledem k MSVS σKR σ max σKR kk = N 23 S 2.C − E 214,9 kk = 4994,36 1306 kk = 56,2 kk =

(149)

N 23 = 4994,36 N - větší namáhání v horní poloze zvedáku. viz příloha A str.3 6. 1. 2 Kontrola průřezu v bodě C Průřez je nejvíce namáhán v dolní poloze zvedáku za stavu A viz obr.24 Kontrola na tah Ve spodní části na délce l 21 je prut namáhán tahem Plocha průřezu

S 2C = Sp 2C − So2C = 80 ⋅ 20 − 30 ⋅ 20 = 1000mm 2

(150)

F N 22 85827,89 = = = 85,8MPa S S 2C 1000

(151)

σt 2C =

σt 2C < σ Dov 85,8 < 300 MPa Kontrola na smyk

τ 2C =

(152)

F T22 7081,40 = = = 7,1MPa S S 2C 1000

τ 2C < τ DS 7,1 < 240 MPa Kontrola na ohyb Vliv otvoru pro čep J Y2 CC = J Y2 CP − J Y2CO 3 3 1 1 J Y2 CC = ⋅ b2 CP ⋅ h2 CP − b2 CO ⋅ h2 CO 12 12 1 1 2 CC 3 J Y = ⋅ 20 ⋅ 80 − ⋅ 20 ⋅ 30 3 12 12 J Y2 CC = 808333,33mm 4

(153)

Obr.52 Průřez C


σO2C =

Mo Mo 4015,15 ⋅1000 = Y −Y = = 198,7 MPa 808333,33 Wo J 2CC 40 Z

(154)

σO 2C < σ DO 198,7 < 300 MPa Redukované napětí (155)

σ red = σ 2 + 3 ⋅τ 2 σ red = (σt 2C + σO C ) 2 + 3 ⋅τ 2C

2

2

σ red = (85,8 + 198,7) 2 + 3 ⋅ 7,12 σ red = 284,8MPa σred < σ DO 284,8 < 300 MPa 6. 2 Člen 3

Obr.53 Člen 3 6. 2. 1 Kontrola na vzpěr V rovině Y mezi body A-B Dle [5] α =π l = l0 Dle obr. 54 l 31 = 354,5mm b3 A− B = 25mm

Obr.54 Průřez mezi A-B

h3 A− B = 65mm


Střední plocha průřezu S 3. A− B = h3 A− B ⋅ b3 A− B

(156)

S 3. A− B = 65 ⋅ 20 = 1625mm 2 Kvadratický moment průřezu J Y3. A− B =

3 1 b3 A− B ⋅ h3 A− B 12

J Y3. A− B =

1 25 ⋅ 653 = 572135,4mm 4 12

(157)


λY =

l0 J Y3. A− B S3. A−B

=

354,5 = 18,9 572135,4 1625

(158)


λK = α ⋅

E 2,1⋅105 =π ⋅ = 67,87 Re 450

(159)

λY ≤ λK

Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku. Bezpečnost k meznímu stavu pružnosti

Re N 31 S 3. A − B 450 ⋅ 1625 kk = 542,55 k k = 1347,8 kk =

(160)

Prvek je nejvíce namáhán v horní poloze zvedáku za stavu A viz příloha A str.6


V rovině Y mezi body B-C Dle [5] α =π l = l0 Dle obr. 55 l 32 − l 31 = 212,5mm b3 B −C = 25mm h3 B −C = 80mm Obr.55 průřez mezi B-C Střední plocha průřezu S 3. B −C = h3 B −C ⋅ b3 B −C

(161)

S 3. B −C = 80 ⋅ 25 = 2000mm 2 Kvadratický moment průřezu J Y3. B −C =

3 1 b3 B −C ⋅ h3 B −C 12

J Y3. B −C =

1 25 ⋅ 80 3 = 1066666 ,7 mm 4 12

(162)


l0

λY =

3. B −C Y

J S3.B−C

=

212,5 = 9,2 1066666,7 2000

(163)


E 2,1⋅105 λK = α ⋅ =π ⋅ = 67,87 Re 450

(164)

λY ≤ λK

Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku.



Re N 32 S 3. B −C 450 ⋅ 2000 kk = 84338,42 k k = 10,7 kk =

(165)

Prvek je nejvíce namáhán v dolní poloze zvedáku za stavu A viz str. 31 V rovině Y mezi body C-E Dle [5] α =π l = l0 Dle obr. 56 l 33 − l 32 = 567mm b3C − E = 25mm h3C − E = 65,3mm Obr.56 Průřez mezi C-E Střední plocha průřezu S 3.C − E = h3C − E ⋅ b3C − E

(166)

S 3.C − E = 65,3 ⋅ 25 = 1632,5mm 2 Kvadratický moment průřezu J Y3.C − E =

3 1 b3C − E ⋅ h3C − E 12

J Y3.C − E =

1 25 ⋅ 65,33 = 580093,9mm 4 12

(167)


λY =

l0 J Y3.C − E S3.C − E

=

567 = 30 580093,9 1632,5

(168)



2,1⋅105 E λK = α ⋅ =π ⋅ = 67,87 Re 450

(169)

λY ≤ λK

Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku. Bezpečnost k meznímu stavu pružnosti

Re N 34 S 3.C − E 450 ⋅ 1632,5 kk = 5026,16 k k = 146,2 kk =

(170)

Prvek je nejvíce namáhán v horní poloze zvedáku za stavu A viz příloha A str. 6 V rovině Z mezi body A-B Střední plocha průřezu viz (156) Kvadratický moment průřezu J Z3 A− B =

3 1 b3 A− B ⋅ h3 A− B 12

J Z3 A− B =

1 3 25 ⋅ 65 = 84635,4mm 4 12

(171)


λz =

l0 J Z3 A− B S3 A−B

=

354,5 = 49 84635,4 1625

(172)


E 2,1⋅105 λK = α ⋅ =π ⋅ = 67,9 Re 450

(173)

λZ < λk Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku.



Re N 31 S 3 A− B 450 ⋅ 1625 kk = 3708.83 k k = 197,2 kk =

(174)

Nejvyšší síla na prutu je v horní poloze zvedáku za stavu B viz. příloha A str.12 Kontrola na vzpěr v rovině Z mezi body B-C Střední plocha průřezu viz (161) Kvadratický moment průřezu J Z3.B −C =

3 1 b3 B −C ⋅ h3 B −C 12

J Z3.B −C =

1 ⋅ 253 ⋅ 80 = 104166,7 mm 4 12

(175)

Štíhlost tyče v rovině Z-Z

λz =

l0 J Z3.B−C S3.B−C

(176)

212,5 104166,7 2000 λz = 30 λz =


E Re 2,1 ⋅ 105 λK = π ⋅ 450 λK = 67,9 λK = α ⋅

(177)

λZ ≤ λk Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku.



Re N 32 S 3. B −C 450 ⋅ 2000 kk = 84338,42 k k = 10,7 kk =

(178)

Prvek je nejvíce namáhán v dolní poloze zvedáku za stavu A viz str.31 V rovině Z mezi body C-D Dle [5] α =π ⋅ 2 l 0 = 0,7 ⋅ l Dle obr. 57 l36 = l 33 − l 35 − l 32 l36 = 1134 − 158 − 567 = 409mm Obr.57 Průřez mezi C-D

b3C − D = 25mm h3C − D = 69mm Střední plocha průřezu S 3.C − D = h3C − D ⋅ b3C − D

(179)

S 3.C − D = 69 ⋅ 25 = 1725mm 2 Kvadratický moment průřezu J Z3.C − D =

3 1 b3C − D ⋅ h3C − D 12

J Z3.C − D =

1 3 25 ⋅ 69 = 89843,75mm 4 12

(180)


λz =

λz =

l ⋅ 0,7 J Z3.C −D S3.C −D 0,7 ⋅ 409 J Z3.C −D S3.C −D

(181)

=

286,3 = 39,7 89843,75 1725



E Re

λK = α ⋅

λK = π ⋅ 2 ⋅ λK = 95,98

(182)

2,1 ⋅ 105 450

λZ < λk λZ < λd Bezpečnost k meznímu stavu pružnosti

Re N 33 S 3.C − D 450 ⋅ 1725 kk = 5026,16 k k = 154,4 kk =

(183)

Prvek je nejvíce namáhán v horní poloze zvedáku za stavu A viz příloha A str.6 Kontrola na vzpěr v rovině Z mezi body D-E Dle [5] α =π ⋅ 2 l 0 = 0,7 ⋅ l Dle obr. 58 l35 = 158mm b3 D − E = 25mm h3 D − E = 54mm Obr.58 Průřez mezi D-E Střední plocha průřezu S 3. D − E = h3 D − E ⋅ b3 D − E

(184)

S 3. D − E = 54 ⋅ 25 = 1350mm 2 Kvadratický moment průřezu J Z3. D − E =

3 1 b3 D − E ⋅ h3 D − E 12

J Z3. D − E =

1 3 25 ⋅ 54 = 70312,5mm 4 12

(185)



λz =

λz =

l ⋅ 0,7 J Z3.D−E S3.D−E 0,7 ⋅158 3. D − E Z

(186)

=

J S3.D−E

110,6 = 15 70312,5 1350

Mezní štíhlost tyče λK = α ⋅

E Re

λK = π ⋅ 2 ⋅

(187) 2,1 ⋅10 5 = 95,98 450

λZ ≤ λk Štíhlost je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku. Bezpečnost k meznímu stavu pružnosti

Re N 34 S 3. D − E 450 ⋅ 1350 kk = 5026,16 k k = 120,9 kk =

(188)

Prvek je nejvíce namáhán v horní poloze zvedáku za stavu A viz příloha A str.6 6. 2. 2 Kontrola průřezu v bodě C Průřez C je nejvíce namáhán v dolní poloze zvedáku za stavu A viz obr. 30, 31, 32 Kontrola na tlak

S3C = Sp3C − So3C = 80 ⋅ 25 − 35 ⋅ 25 = 1125mm2 σt3C =

F N 33 84338,42 = = = 75MPa S S 3C 1125

(189) (190)

σt 3C < σ DOV 75 < 300 MPa


Kontrola na smyk

τ 3C =

(191)

F T33 15998,79 = = = 14,2MPa S S 3C 1125

τ 3C < τ DOV 14,2 < 240 MPa Kontrola na ohyb Vliv otvoru pro čep J Y3CC = J Y3CP − J Y3CO 1 3CP 3CP 3 1 3CO 3CO 3 ⋅ bY ⋅ hY − bY ⋅ hY J Y3CC = 12 12 1 1 3CC 3 ⋅ 25 ⋅ 80 − ⋅ 25 ⋅ 35 3 JY = 12 12 J Y3CC = 977343 ,8mm 4

Mo Mo33 4014,97 ⋅1000 = 164,3MPa = = 977343,8 Wo J Y3CC 40 Z C σO 3 < σ DOV 164,3 < 300 MPa σO3C =

(192)

Obr.59 Průřez v bodě C (193)

Redukované napětí (194)

σ red = σ 2 + 3 ⋅τ 2 σ red = (σt3C + σO C ) 2 + 3 ⋅τ 3C

2

3

σ red = (75 + 164,3) 2 + 3 ⋅14,2 2 σ red = 240,6MPa σred < σ DOV 240,6 < 300MPa 6. 2. 3 Kontrola průřezu v bodě B Průřez B je nejvíce namáhán v dolní poloze zvedáku za stavu B viz obr. 42, 43, 44

S3 B = Sp3 B − So3 B = 80 ⋅ 25 − 35 ⋅ 25 = 1125mm2

(195)

Kontrola na tlak

σt3B =

F N 32 84575,8 = = = 74,18MPa S S3B 1125

(196)

σt 3B < σ DOV 74,18 < 300MPa


Kontrola na smyk

τ 3B =

F T32 11757,7 = = = 10,5MPa S S3B 1125

(197)

τ 3B < σ DOV 10,5 < 300 MPa Kontrola na ohyb Vliv otvoru pro čep

Obr.60 Průřez v bodě B

TY =

25 ⋅ 41,5 ⋅ 20,75 + 3,5 ⋅ 25 ⋅ 78,25 = 25,24mm 25 ⋅ 41,5 + 3,5 ⋅ 25

1 1 ⋅ 25 ⋅ 41,53 + 25 ⋅ 41,5 ⋅ 4,49 2 + ⋅ 25 ⋅ 3,5 3 + 12 12 + 25 ⋅ 3,5 ⋅ 53,012 J Y3CB =

(198)

(199)

J Y3CB = 415788,55mm 4 σO3B =

Mo Mo 2515,10 ⋅ 1000 = 3CB = = 152,7 MPa 415788,55 Wo J Y 25,24 Z

(200)

σO 3 B ≤ σ DOV 152,7 ≤ 300MPa


Redukované napětí (201)

σ red = σ 2 + 3 ⋅τ 2 σ red = (σt3B + σO B ) 2 + 3 ⋅τ 3B

2

3

σ red = (74,18 + 152,7) 2 + 3 ⋅10,5 2 σ red = 227 ,6 MPa σred < σ DOV 227,6 < 300 MPa Vyhovuje 6. 4 Člen 5 Přímočarý hydromotor Materiál 11500 (E295) Kruhový profil φd PH = 32mm Dle [8] Re = 335MPa E = 2,1 ⋅10 5 MPa Dle [5] α =π l = l0 Plocha tyče

π ⋅ d PH π ⋅ 32 2 = = 804,2mm 2 4 4 2

S PH =

(202)

Kvadratický moment průřezu

π ⋅ d PH π ⋅ 32 4 = = 51471,9mm 4 64 64 4

J XPH = J YPH =

(203)

Štíhlost tyče v dolní poloze

λx =

l0 J XPH S PH

=

360 = 45 51471,9 804,2

(204)

Štíhlost tyče v horní poloze λx =

l0 PH X

J S PH

=

558 = 69,75 51471,9 804,2

(205)



λK = α ⋅

2,1 ⋅ 105 E =π ⋅ = 83,08 Re 300

(206)

Štíhlost v dolní poloze je menší než štíhlost prostého tlaku (λd), pak je řešení v oblasti prostého tlaku a namáhání součásti řešíme dle pevnostní podmínky v tlaku. V horní poloze je tyč namáhána vzpěrem dle Tetmajera proto provedeme kontrolu. Kontrola válce Kritická síla

FKR = α 2 ⋅

5 E ⋅ J XPH 2 2.1 ⋅10 ⋅ 51471,9 = π ⋅ = 342626,4 N l2 5582

(207)

Kritické napětí dle Tetmajera pro ocel 11 500 (E295) dle [32] σKR = a − b ⋅ λ = 335 − 0,62 ⋅ λ = 335 − 0,62 ⋅ 69,75 = 291,8MPa (208) Bezpečnost vzhledem k MSVS kk =

291,8 σKR σKR = = = 16 F 14765,1 σ max S PH 804,2

(209)

F=14765,1 – síla působící na přímočarý hydromotor v horní poloze zvedáku za stavu A. viz příloha A. V maticovém výpočtu byly uvažovány síly na jeden nůžkový mechanismus a tudíž i na jeden lineární hydromotor. V následném řešení hydraulického obvodu a výpočtu tlaku vycházeli příliš vysoké tlaky z tohoto důvodu přidáme další hydromotor. Potom síla na jeden hydromotor v horní poloze bude: N 52 ⋅ 2 3 22147 ,6 ⋅ 2 = 3 = 14765,1N

F1HM = F1HM F1HM

(210)

dle [11] FKR 3,5 14765,1N ≤ 97893,1N F max ≤

Vyhovuje.


7 Pevnostní kontrola čepů Pro všechny čepy volím stejný materiál – Ocel 11 523 (S355J0) Dle [8] Re = 450 MPa E = 2,1 ⋅ 105 MPa Rm = 600MPa Dle ČSN EN 1493+A1 σ DO = Re/ s σ DO = 450 / 1,5 σ DO = 300 MPa τ DO = 0,8 ⋅ σ DO τ DO = 0,8 ⋅ 300 τ DO = 240 MPa

(211)

(212)

s = 1,5 viz tab. 1 str. 12 v kombinaci s tab. A.2 viz ČSN EN 1493+A1 pdov = 0,66 ⋅ Re pdov = 297 MPa

(213)

7. 1 Středový čep kontrola

Obr.61 Středový čep Síla na čep Fc = Fcx 2 + Fcy 2 Fc = 85188,95 2 + 18646,8 2 Fc = 87205,9 N

(214)

d SC = 30mm a SC = 20mm Čep je nejvíce namáhán v dolní poloze za stavu A viz str. 22


Výsledné vnitřní účinky

Obr.62 VVU na středovém čepu (N) Plocha čepu π ⋅ d sc S sc = 4 π ⋅ 30 2 S sc = 4 S sc = 706,86 mm 2 2

(215)

Kontrola na smyk

τ sc =

FC 87205,9 = = 123,4MPa S SC 706,86

(216)

τ sc < τ DO 123,4 < 240 MPa Kontrola čepu na otlačení FC a SC ⋅ d SC 87205,9 pČ = 30 ⋅ 20 pČ = 145,3MPa

pČ =

(217)

pČ ≤ pdov Kontrola pouzdra na otlačení Maximální dovolené statické zatížení 250MPa, dodavatel SKF. V tomto případě je kontrola stejná jako čepu, pouzdro vyhovuje.


7. 2 Horní čep k hydromotoru

Obr.63 Horní čep hydromotoru Výpočet reakcí V maticovém výpočtu byly uvažovány síly na jeden nůžkový mechanismus a tudíž i na jeden lineární hydromotor. Tak v následném řešení hydraulického obvodu vycházeli příliš vysoké tlaky z tohoto důvodu přidáme další hydromotor. lhpc = 63mm dhpc = 30mm ahpc = 20mm bhpc = 15mm Potom síla na jeden hydromotor a tudíž i na čep bude N 52 ⋅ 2 3 86421,10 ⋅ 2 = 3 = 57614,1N

F1HM = F1HM F1HM

(218)

N 52 = 86421,10 N viz obr. 40 str. 35 Čep je nejvíce namáhán v dolní poloze za stavu A viz str. 20 Řešeni jednoho čepu

Rahpc =

F1HM = 28807,05 N 2

(219)

Rbhpc =

F1HM = 28807,05 N 2

(220)


Dle literatury [6] 1 1 Mahpc = ⋅ F ⋅ l = ⋅ F ⋅ lhpc 8 8 1 Mahpc = ⋅ (57614,1 ⋅ 63) 8 Mahpc = 453711Nmm Mahpc = Mbhpc lhpc Mshpc = − Rahpc ⋅ + Mahpc 2 Mshpc = −28807,05 ⋅ 31,5 + 453711

(221)

(222)

Mshpc = −453711Nmm Výsledné vnitřní účinky

Obr.64 VVU na horním čepu hydromotoru (N, Nm) Plocha čepu π ⋅ dhpc 2 Shpc = 4 π ⋅ 30 2 Shpc = 4 Shpc = 707 mm 2

(223)


Kontrola na smyk τhpc =

F Ra 28807,1 = = = 40,1MPa S Shpc 707

(224)

τ hpc < τ DO 40,1 < 240MPa Kontrola na ohyb Mohpc = Mahpc = Mbhpc

σOhpc =

Mohpc Mohpc 453711 = = = 171,2MPa 3 π ⋅ 303 Wohpc π ⋅ dhpc 32 32

(225)

σOhpc < σ DOV 171,2 < 300 MPa Redukované napětí σ red σ red σ red σ red

= σ 2 + 3 ⋅τ 2 = σohpc 2 + 3 ⋅τhpc 2 = 171,2 2 + 3 ⋅ 40,12 = 184,8 MPa

(226)

σ red < σ DOV 184,8 < 300 MPa Kontrola čepu na otlačení F1HM 2 ⋅ ahpc ⋅ d hpc 57614,1 pč = 2 ⋅ 20 ⋅ 30 pč = 48MPa pč =

(227)

pč < p dov Kontrola zatížení pouzdra F1HM bhpc ⋅ d hpc 57614,1 pP = 15 ⋅ 30 p P = 128 MPa pP =

(228)

p P < pdovp Maximální dovolené statické zatížení 250MPa, dodavatel SKF.


7. 3 Spodní čep k hydromotoru

Obr.65 Spodní čep hydromotoru l spc = 88mm aspc = 44mm bspc = 44mm cspc = 65mm d spc = 30mm espc = 15mm Liniové zatížení qspc =

F 1HM 57614,1 N = = 886,4 lqspc 65 mm

(229)

F1HM = 57614,1N stejné jako u horní čep k hydromotoru

Výsledné Reakce Dle literatury [6]

[

]

qspc ⋅ cspc ⋅ 4 ⋅ bspc 2 (3 ⋅ aspc + bspc ) + cspc 2 ⋅ (aspc − bspc ) 2 ⋅ lspc 3 886,4 ⋅ 65 Raspc = ⋅ 4 ⋅ 44 2 (3 ⋅ 44 + 44 ) + 65 2 ⋅ (44 − 44 ) 3 4 ⋅ 88 Raspc = 28807,1N = − Rbspc

Raspc =

[

(230)

]



Obr.66 VVU na spodním čepu hydromotoru (N, Nm) Výpočet posouvajících sil Ta SPC = Ra SPC = 28807,1N T 2 SPC = RaSPC cspc T 3 SPC = Ra SPC − qspc ⋅ 2 65 T 3 SPC = 28807,1 − 886,4 ⋅ 2 T 3SPC = 0 N

(231) (232) (233)

Výpočet momentů q spc ⋅ cspc ⋅ 12 ⋅ a spc ⋅ b spc 2 + a spc ⋅ cspc 2 − 2 ⋅ b spc ⋅ cspc 2 12 ⋅ lspc 2 886 ,4 ⋅ 65 =− ⋅ 12 ⋅ 44 ⋅ 44 2 + 44 ⋅ 65 2 − 2 ⋅ 44 ⋅ 65 2 2 12 ⋅ 88 = −518516 ,7 Nmm cspc   = Ma SPC + Ra SPC ⋅  aspc −  2   65   = −518516 ,7 + 28807 ,1 ⋅  44 −  2   = −187235 ,1Nmm

Ma SPC = − Ma SPC Ma SPC M 2 SPC M 2 SPC M 2 SPC

(

(

 cspc 2   lspc   M 3 SPC = Ma SPC + Ra SPC ⋅   − qspc ⋅   2   8  65 2  88  M 3 SPC = −518516,7 + 28807,1 ⋅   − 886,4 ⋅ 8  2 M 3 SPC = 280865,7 Nmm

)

(234)

)

(235)

(236)


Plocha čepu π ⋅ dspc 2 4 π ⋅ 30 2 Sspc = 4 Sspc = 706,9mm 2 Sspc =

(241)

Kontrola na smyk

τspc =

F Raspc 28807,1 = = = 40,1MPa S Sspc 706,9

(237)

τ spc < τ DO 40,1 < 240 MPa Kontrola na maximální ohyb

518516,7 Mospc Mospc = = = 195,6MPa 3 π ⋅ 303 Wospc π ⋅ dspc 32 32 σOspc < σ DOV 195,6 < 300 MPa σOspc =

(238)

Redukované napětí σ red σ red σ red σ red

= σ 2 + 3 ⋅τ 2 = σOspc 2 + 3 ⋅τspc 2 = 195,6 2 + 3 ⋅ 40,12 = 207,6 MPa

(239)

σ red < σ DOV 184,8 < 300 MPa Kontrola čepu na otlačení F1HM pČ = 2 ⋅ espc ⋅ d spc 57614,1 pČ = 2 ⋅ 15 ⋅ 30 pČ = 64 MPa

(240)

pČ < pdov Kontrola zatížení pouzdra F1HM cspc ⋅ d 57614,1 pP = 65 ⋅ 30 p P = 30MPa p p < pdovp Maximální dovolené statické zatížení 250MPa, dodavatel SKF pP =

(241)


7. 4 Spodní čep členu 2

Obr.67 Spodní čep členu 2 Zatížení čepu FA = FAx 2 + FAy 2 FA = 85339,66 2 + 11563,582 FA = 86119,53 N

(242)

Čep je nejvíce namáhán v dolní poloze za stavu A viz str. 22 lsc 2 = 62,5mm asc 2 = 35mm bsc 2 = 27,5mm csc 2 = 30mm dsc 2 = 30mm eec 2 = 15mm fec 2 = 30mm Liniové zatížení

qsc 2 =

FA 86119,53 N = = 2870,7 lsc 2 30 mm

(243)

Výpočet reakcí

[

]

qsc 2 ⋅ csc 2 ⋅ 4 ⋅ bsc 2 2 (3 ⋅ asc 2 + bsc 2 ) + csc 2 2 ⋅ (asc 2 − bsc 2 ) 3 4 ⋅ lsc 2 2870,7 ⋅ 30 Rassc 2 = − ⋅ 4 ⋅ 27,5 2 (3 ⋅ 35 + 27,5) + 30 2 ⋅ (35 − 27,5) 3 4 ⋅ 62,5 Rassc 2 = −35942,1N Rasc 2 = −

[

[

]

]

qsc 2 ⋅ csc 2 ⋅ 4 ⋅ asc 2 2 (asc 2 + 3bsc 2 ) + csc 2 2 ⋅ (bsc 2 − asc 2 ) 3 4 ⋅ lsc 2 2870,7 ⋅ 30 ⋅ 4 ⋅ 35 2 (35 + 3 ⋅ 27,5) + 30 2 ⋅ (27,5 − 35) Rbssc 2 = 4 ⋅ 62,53 Rbssc 2 = 50178,9 N Rbsc 2 =

[

]

(244)

(245)



Obr.68 VVU na spodním čepu členu 2 (N, Nm) Dle literatury [6] Výpočet posouvajících sil T 1SC 2 = RaSC 2 = −35942,1N T 2 SC 2 = − RaSC 2 X PL L T 3 SC 2 = − RaSC 2 + qSC 2 ⋅ 2 T 3 L SC 2 = −35942,1 + 2870,7 ⋅ 12,52 T 3 L SC 2 = 0 N XP T 3 P SC 2 = RbSC 2 − qSC 2 ⋅ P 2 T 3 P SC 2 = 50178,9 − 2870,7 ⋅ 17,48 T 3 P SC 2 = 0 N

(246) (247) (248)

(249)

Poloha přechodného průřezu R q Rasc 2 35942,1 L Xp = = = 12,52mm qsc 2 2870,7 Rb 50178,9 Xp P = = = 17,48mm qsc 2 2870,7 Xp =

(250)


Výpočet momentů qSC 2 ⋅ cSC 2 ⋅ (12 ⋅ aSC 2 ⋅ bSC 2 2 + aSC 2 ⋅ cSC 2 2 − 2 ⋅ bSC 2 ⋅ cSC 2 2 ) 12 ⋅ lSC 2 2 2870,7 ⋅ 30 M 1SC 2 = ⋅ (12 ⋅ 35 ⋅ 27,52 + 35 ⋅ 30 2 − 2 ⋅ 27,5 ⋅ 30 2 ) 2 12 ⋅ 62,5 M 1SC 2 = 550485,4 Nmm

M 1SC 2 =

cSC 2   M 2 SC 2 = MaSC 2 + RaSC 2 ⋅  aSC 2 −  2   30   M 2SC 2 = 550485,4 − 35942,1 ⋅  35 −  2  M 2 SC 2 = −168356,6 Nmm M3

L

SC 2

M 3 L SC 2 M 3 L SC 2

 X L2  cSC 2  L = MaSC 2 − RaSC 2 ⋅  aSC 2 − + X P  + qSC 2 ⋅  P   2  2     12,52 2 = 550485,4 − 35942,1 ⋅ (35 − 15 + 12,52 ) + 2870,7 ⋅ 2 = −393360 Nmm

qSC 2 ⋅ cSC 2 ⋅ (12 ⋅ aSC 2 2 ⋅ bSC 2 + bSC 2 ⋅ cSC 2 2 − 2 ⋅ aSC 2 ⋅ cSC 2 2 ) 2 12 ⋅ lSC 2 2870 ,7 ⋅ 30 ⋅ (12 ⋅ 35 2 ⋅ 27 ,5 + 27 ,5 ⋅ 30 2 − 2 ⋅ 35 ⋅ 30 2 ) M 5 SC 2 = − 12 ⋅ 62,5 2 M 5 SC 2 = −672432 ,8 Nmm M 5 SC 2 = −

cSC 2   M 4 SC 2 = MaSC 2 − RaSC 2 ⋅  bSC 2 −  2   30   M 4 SC 2 = 672432,8 − 50178,9 ⋅  27,5 −  2  M 4 SC 2 = 45196,55 Nmm M3

P

M3

P

M3

P

SC 2

SC 2 SC 2

 X P2  cSC 2  P = MbSC 2 − RbSC 2 ⋅  bSC 2 − + X P  + qSC 2 ⋅  P   2  2    

(251)

(252)

(253)

(254)

(255)

(256)

17,482 = 672432,8 − 50178,9 ⋅ (27,5 − 15 + 17,48) + 2870,7 ⋅ 2 = −393358,9 Nmm

Plocha čepu π ⋅ dsc 2 2 4 π ⋅ 30 2 Ssc 2 = 4 Ssc 2 = 706,9mm 2 Ssc 2 =

(257)


Kontrola na smyk

τsc 2 =

F T5 50178,9 = = = 70,1MPa S Ssc 2 706,9

(258)

τsc 2 < τ DO 70,1 < 240 MPa Kontrola na maximální ohyb

σOsc 2 =

Mo max sc 2 Mo max sc 2 672432,8 = = = 253,7MPa π ⋅ dsc 23 π ⋅ 303 Wosc 2 32 32

(259)

σOsc 2 < σ DOV 253.7 < 300 MPa Redukované napětí σ red σ red σ red σ red

= σ 2 + 3 ⋅τ 2 = σO 2 sc 2 2 + 3 ⋅τsc 2 2 = 253,7 2 + 3 ⋅ 70,12 = 281,2MPa

(260)

σ red < σ DOV 281.2 < 300 MPa Kontrola čepu na otlačení Rbsc 2 esc 2 ⋅ d sc 2 50178,9 pČ = 15 ⋅ 30 pČ = 111,5MPa pČ =

(261)

pČ < pdov Kontrola zatížení pouzdra FA c SP 2 ⋅ d SP 2 86119 ,53 pP = 30 ⋅ 30 p P = 95,7 MPa pP =

(262)

p p < pdovp Maximální dovolené statické zatížení 250MPa, dodavatel SKF.


7. 5 Horní čep členu 3 Čep je více zatížen za stavu B v dolním poloze FB = FBx 2 + FBy 2 FB = 60,60 2 + 7084,432 FB = 7084,7 N

(263)

Obr.69 Horní čep členu 3 l1hc 3 = 110mm l 2hc 3 = 75mm ahc 3 = 50mm dhc 3 = 30mm bhc 3 = 30mm chc 3 = 25mm

Výpočet reakcí

Rahc3 − FB + Rbhc 3 = 0

(264)

− FB ⋅ l 2 hc 3 + Rbhc 3 ⋅ l1hc 3 = 0

(265)

FB ⋅ l 2 hc3 l1hc3 7084,7 ⋅ 75 = 110 = 4830,5 N

Rbhc 3 = Rbhc 3 Rbhc 3

Rahc 3 = FB − Rbhc 3 Rahc 3 = 7084,7 − 4830,5 Rahc 3 = 2254,2 N

(266)

(267)



Obr.70 VVU na horním čepu členu 3 (N, Nmm) Výpočet momentů Mo1hc3 = 0 Nmm Mo 2 hc3 = Rahc3 ⋅ l 2hc3 = 2254,2 ⋅ 75 = 169065 Nmm Mo 3 hc3 = 0 Nmm

(268) (269) (270)

Plocha čepu π ⋅ dhc 3 2 4 π ⋅ 30 2 Shc 3 = 4 Shc 3 = 706,9mm 2

Shc 3 =

(271)

Kontrola na smyk

τhc 3 =

F Rbhc 3 4830,5 = = = 6,8MPa S Shc3 706,9

(272)

τ hc 3 < τ DO 6,8 < 240 MPa


Kontrola na maximální ohyb

σOhc3 =

Mo max hc3 Mo max hc3 169065 = = = 63,8MPa π ⋅ dhc33 π ⋅ 303 Wohc3 32 32

(273)

σOhc 3 < σ DOV 63,8 < 300 MPa Redukované napětí σ red σ red σ red σ red

= σ 2 + 3 ⋅τ 2 = σOhc 3 2 + 3 ⋅τhc 3 2 = 63,8 2 + 3 ⋅ 6,8 2 = 65MPa

(274)

σ red < σ DOV 65 < 300 MPa Kontrola čepu na otlačení FB chc 3 ⋅ d hc 3 7084,7 pČ = 25 ⋅ 30 pČ = 10 MPa pČ =

(275)

pČ < pdov Kontrola zatížení pouzdra Rbhc 3 bhc 3 ⋅ d hc 3 4830 ,5 pP = 30 ⋅ 30 p P = 5, 4 MPa pP =

(276)

p p < p dovp Maximální dovolené statické zatížení 250MPa, dodavatel SKF.


7. 6 Spodní čep členu 3 Čep je nejvíce zatížen v horní poloze zvedáku za stavu A

Obr.71 Spodní čep členu 3 l Sc 3 = 530mm l1Sc 3 = l 2 Sc 3 = 43,4mm d Sc 3 = 35mm d 2 Sc 3 = 28mm a Sc 3 = 20mm bSc 3 = 20mm FE = FEx 2 + FEy 2 FE = 159,46 2 + 8770,5 2 FE = 8772 N

(277)

Výpočet reakcí RaSc 3 = FE = 8772 N RbSc 3 = FE = 8772 N

(278) (279)

Výpočet posouvajících sil T1 SC 3 = FF = 8772 N L T2 SC 3 = Ra SC 3 − FF = 8772 − 8772 = 0 N L

(280) (281)

Výpočet momentů Mo1 Sc 3 = 0 Nmm Mo 2 Sc 3 = RaSc 3 ⋅ l1Sc 3 = 8772 ⋅ 43,4 = 380704,8 Nmm L  lSc 3   lSc 3  Mo 3 Sc 3 = RaSc 3 ⋅  − l1Sc 3   − FF ⋅   2   2  3L Mo Sc 3 = 8772 ⋅ 265 − 8772 ⋅ (265 − 43,4) L Mo 3 Sc 3 = 380704,8 Nmm P Mo 4 Sc 3 = RbSc 3 ⋅ l 2Sc 3 = 8772 ⋅ 43,4 = 380704,8 Nmm P Mo 5 Sc 3 = 0 Nmm

(282) (283)

(284)

(285)



Obr.72 VVU na spodním čepu členu 3(N, Nmm) Plocha čepu v místě maximálního ohybu π ⋅ dSc 3 2 4 π ⋅ 35 2 SSc 3 = 4 SSc 3 = 962mm 2 SSc 3 =

(286)

Kontrola na smyk

τSc3 =

F FE 8772 = = = 9MPa S SSc3 962

(287)

τ Sc 3 < τ DO 9 < 240MPa Kontrola na maximální ohyb

Mo max Sc 3 Mo max Sc3 380704,8 = = = 90MPa WoSc 3 π ⋅ dSc 33 π ⋅ 353 32 32 σOSc3 < σ DOV 90 < 300MPa σOSc3 =

(288)



= σ 2 + 3 ⋅τ 2 = σOhc 3 2 + 3 ⋅ τhc 3 2 = 90 2 + 3 ⋅ 9 2 = 91,3MPa

(289)

σ red < σ DOV 91,3 < 300 MPa

Kontrola čepu v místě změny průřezu Ohybový moment v místě změny průřezu

Mosc 3 = Rasc3 ⋅ (asc3 / 2) = 8772 ⋅10 = 87720Nmm

(290)

Plocha čepu π ⋅ d 2 Sc 3 2 4 π ⋅ 282 SSc 3 = 4 SSc 3 = 616mm 2 SSc 3 =

(291)

Kontrola na smyk

τSc3 =

F FE 8772 = = = 14,2MPa S SSc3 616

(292)

α s = 3 - Je voleno dle [5] Kontrola na ohyb

σOSc3 =

MoSc3 MoSc3 87720 = = = 40,7 MPa 3 WoSc 3 π ⋅ d 2Sc 3 π ⋅ 283 32 32

(293)

α o = 1,85 - Je voleno dle [8] Redukované napětí σ red σ red σ red σ red

= (α o ⋅ σ ) 2 + 3 ⋅ (α s ⋅ τ ) 2 = (α o ⋅ σOhc 3) 2 + 3 ⋅ (α s ⋅ τhc 3) 2 = (1,85 ⋅ 40,7) 2 + 3 ⋅ (3 ⋅ 14,2) 2 = 105 MPa

(294)

σ red < σ DOV 88,6 < 300 MPa


Kontrola čepu na otlačení FE pČ = bSC 3 ⋅ d SC 3 8772 pČ = 20 ⋅ 35 pČ = 12,5MPa

(295)

pČ < pdov Kontrola zatížení pouzdra Ra sc 3 a sc 3 ⋅ d 2 sc 3 8772 pP = 20 ⋅ 28 p P = 15,7 MPa pP =

(296)

p p < p dovp Maximální dovolené statické zatížení 250MPa, dodavatel SKF.

7. 7 Dílčí závěr Vrchní čep členu 2 je obdobný jako spodní čep členu 3. Zatížení čepu členu 2 je srovnatelné a rameno u ohybového momentu několikanásobně kratší, a z toho důvodu usuzuji, že není potřebné pevnostně jej kontrolovat. Na tomto místě bych chtěl ještě podotknout, že základní maticový výpočet je nastaven pro výpočet jednoho nůžkového mechanismu a jednoho hydraulického válce. Tedy pro jednu zvedací plošinu byli uvažovány dva nůžkové mechanismy a dva hydraulické válce. Kvůli komplikacím s tlakem v hydraulickém obvodu byl přidán další válec na jednu plošinu.


8 Návrh hydraulického obvodu

Obr.73 Hydraulický obvod 8. 1 Prvky obvodu 1, Sací filtr Agro-Hytos [16] 2, Zubový hydrogenerátor Parker PGP503 A 0033 Y viz [26] 3, Pojistný ventil PQS Rakovník s.r.o. VP 5 – 20/32 1Y – P 230U – 1 [27] 4, Zpětný ventil PQS Rakovník s.r.o. CV – 1 / 4 – 40 [27] 5, Odpadní filtr v hlavní větvi Agro-Hytos [16] 6, Zubový dělič průtoku Jihostroj DPV 2 [20] 7, Elektromotor SIEMENS 1LA7 130-0BA6x [21] 8, Hydraulická hadice Hansa-Flex KP 200 S [18] 9, Elektromagnetický ovládaný rozvaděč PQS Rakovník s.r.o. Dn 04 [27] 10, Ovládaný škrtící ventil PQS Rakovník s.r.o. ATV-01-1 [27] 11, Dvoučinný lineární hydromotor Krob hydraulika 55-32-198 viz [22] Z těchto jednotlivých členů by měl jít sestavit hydraulický obvod, ale bezpochyby by bylo výhodnější nechat sestavit hydraulický agregát například firmou Q-Hydraulika kteří se na to specializují.


8. 2 Výpočet hydraulického obvodu Tlak na jeden hydraulický válec P=

Fp 57614,1 4 ⋅ 57614,1 = = = 24,3MPa S HV π ⋅ DHV π ⋅ 55 2 4

(297)

Průtok hydraulickým válcem

Q π ⋅ DHV 2 π ⋅ 0,0552 ⇒ Q = vHV ⋅ SHV = 0,05 ⋅ = 0,05 ⋅ = 1,2 ⋅10−4 m 3 ⋅ s −1 SHV 4 4

vHV =

vHV = 0,05m / s

(298)

- volím viz str. 12

φDHV = 0,055m Q = 1,2 ⋅10 −4 m 3 ⋅ s −1 = 7,13l ⋅ min −1 Volba hydrogenerátoru Zubový hydrogenerátor Parker PGP503 A 0033 Y viz [26] VO = 3,3 ⋅10 −6 m 3 / ot QG = 8,25l min −1 = 1,375 ⋅ 10 −4 m 3 ⋅ s −1 při 2500 ot / min PG max = 35MPa nG max = 4000 min −1 PG = 27,5MPa Potřebný výkon elektromotoru QG ⋅ PG η CG 1,375 ⋅ 10 − 4 ⋅ 27 ,5 ⋅ 10 6 = 0,95 = 3980W ≈ 4kW

PEG = PEG PEG

(299)

Rychlost v potrubí vp =

QG QG 1,375 ⋅ 10 −4 ⋅ 4 = = = 0,68 m / s 2 Sp π ⋅ 0,016 2 π ⋅dp

(300)

4 d P = 0,016m průměr potrubí Reynoldsovo číslo

Re =

vP ⋅ dp 0,68 ⋅ 0,016 = = 163,3 ν 67 ⋅10 −6

(301)


ν = 67mm 2 ⋅ s −1 viz [25] ρ = 876kg / m 3 hustota oleje viz [25] λ − Pro hadice

λ=

80 − 85 83 = = 0,51 Re 163,3

(302)

Objem hydromotorů  π ⋅ DHV 2  3 3  ⋅ 6 ⋅ Z = ⋅ π ⋅ DHV 2 ⋅ Z = ⋅ π ⋅ 0,055 2 ⋅ 0,198 = 2,8 ⋅10 −3 m 3 VHV =  4 2 2   Čas zdvihu

tHV =

VHV 2,8 ⋅10 −3 = = 21s QG 1,375 ⋅10 −4

(303)

(304)

8. 3 Náhradní schéma hydraulického obvodu

Obr.74 Náhradní schéma hydraulického obvodu Odpor proti zrychlení v potrubí Vzhledem k umístění hydraulického agregátu bokem zvedáku bude výsledné sérioparalelní zapojení následující.

Obr.75 Sérioparalelní zapojení první plošiny Obr.76 Sérioparalelní zapojení druhé plošiny 79 PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Odpor proti zrychlení v přívodním potrubí pro zdvih zvedáku

m 2 SP 2 π ⋅ dP ⋅ l P1 ⋅ ρ H1 = 4 2  π ⋅ dP2     4    π ⋅ 0,0162 ⋅ 2 ⋅ 876 4 H1 = 2  π ⋅ 0,0162    4   H1 = 8713733,13kgm−4 H1 =

(305)

Odpor proti zrychlení v potrubí k hydromotorům pro zdvih zvedáku

m 2 SP 2 π ⋅ dP ⋅ l PH 1 ⋅ ρ H2 = 4 2  π ⋅ dP2     4    π ⋅ 0,0162 ⋅ 0,3 ⋅ 876 4 H2 = 2  π ⋅ 0,0162    4   H 2 = 1307059,97kgm−4 H2 =

(306)

Z důvodu stejné délky a průměrů hadic – H 2 = H 3 = H 4 1 1 1 1 3 = + + = H 234 H 2 H 3 H 4 1,31 ⋅10 6 1 1 = 2,295 ⋅10 − 6 H 234 kgm − 4 H 234 = 435686,66kgm − 4

(307)

Odpor proti zrychlení v přívodním potrubí k druhé plošině zvedáku

π ⋅ dP ⋅ lP 2 ⋅ ρ m H5 = 2 = 4 2 SP  π ⋅ dP2     4    π ⋅ 0,0162 ⋅ 3,5 ⋅ 876 4 H5 = 2  π ⋅ 0,0162    4   H 5 = 15249032,98kgm −4 2

(308)


Odpor proti zrychlení v potrubí k hydromotorům u druhé plošiny zvedáku je stejný jako u první plošiny H 234 = H 678 Celkový odpor proti zrychlení v potrubí pro zdvih zvedáku 1 H CZ 1 H CZ 1 H CZ H CZ

1 1 + H 1 + H 234 H 5 + H 678 1 1 = + 6 5 7 8,71 ⋅ 10 + 4,36 ⋅ 10 1,525 ⋅ 10 + 4,36 ⋅ 10 5 1 = 1,73 ⋅ 10 −7 kgm − 4 6 = 5,78 ⋅ 10 kgm −4 =

(309)

Výpočet odporu proti zrychlení v potrubí pro zpuštění zvedáku Odpor proti zrychlení v přívodním potrubí

m 2 SP 2 π ⋅ dP ⋅ l PS ⋅ ρ 4 H1 = 2  π ⋅ dP2     4    π ⋅ 0,0162 ⋅ 5,5 ⋅ 876 4 H1 = 2  π ⋅ 0,0162    4   H1 = 2,4 ⋅107 kgm−4 H1 =

(310)

Odpor proti zrychlení v potrubí k hydromotorům

m 2 SP 2 π ⋅ dP ⋅ l PHS ⋅ ρ 4 H2 = 2  π ⋅ dP2     4    π ⋅ 0,0162 ⋅ 0,7 ⋅ 876 4 H2 = 2  π ⋅ 0,0162    4   H 2 = 3049806,6kgm−4 H2 =

(311)


Z důvodu stejné délky a průměrů hadic – H 2 = H 3 = H 4 = H 6 = H 7 = H 8 1 H 234678 1 H 234678 H 234678

1 1 1 1 1 1 6 + + + + + = H 2 H 3 H 4 H 6 H 7 H 8 3,05 ⋅ 10 6 1 = 1,97 ⋅ 10 − 6 kgm − 4 = 5,08 ⋅ 10 5 kgm − 4 =

(312)

Celkový odpor proti zrychlení v potrubí pro zpouštění zvedáku H CS = H 1 + H 234678 H CS = 2,4 ⋅10 7 + 5,08 ⋅10 5 H CS = 2,45 ⋅10 7 kgm − 4

(313)

Odpor proti zrychlení v hydraulických válcích Hz = HZ =

HZ =

m (314)

S HV ⋅ 6 m 2

2

 π ⋅ d HV 2     4  ⋅6   4000 2

 π ⋅ 0,0552   ⋅ 6  4   H Z = 118107702,2kgm − 4 Součet odporů proti zrychlení H = H CZ + H CS + HZ H = 5,78 ⋅ 10 6 + 2,45 ⋅ 10 7 + 1,18 ⋅ 10 8 H = 1,483 ⋅ 10 8 kgm − 4

(315)

Odpor proti pohybu přívodním potrubí pro zdvih zvedáku

l ρ ⋅ v2 ∆P = λ ⋅ ⋅ d 2 λ=

83 Re

Re =

v⋅d ν

(316)

v=

∆P =

83 ⋅ν ⋅ l ⋅ ρ ⋅ v 2 v⋅d2 ⋅2

∆P =

83 ⋅ν ⋅ l ⋅ ρ Q ⋅ 4 ⋅ d2 ⋅2 π ⋅d 2

∆P =

166 ⋅ν ⋅ l ⋅ ρ ⋅Q π ⋅d4

Q 4⋅Q = S π ⋅d2 (317)

(318)


R1 =

166 ⋅ν ⋅ l P1 ⋅ ρ 4 π ⋅ dP

R1 =

166 ⋅ 67 ⋅ 10 −6 ⋅ 2 ⋅ 876 π ⋅ 0,016 4

(319)

R1 = 9,46 ⋅ 10 7 kgm − 4 s −1 Odpor proti pohybu v potrubí k hydromotorům pro zdvih zvedáku R2 =

166 ⋅ν ⋅ l H 1 ⋅ ρ 4 π ⋅ dP

R2 =

166 ⋅ 67 ⋅ 10 −6 ⋅ 0,3 ⋅ 876 π ⋅ 0,016 4

(320)

R2 = 1,42 ⋅ 10 7 kgm −4 s −1 Z důvodu stejné délky a průměrů hadic – R 2 = R3 = R 4 1 1 1 1 3 = + + = R234 R2 R3 R4 1, 42 ⋅ 10 7 1 1 = 2,11 ⋅ 10 −7 R234 kgm − 4 s −1 6 R234 = 4,73 ⋅ 10 kgm − 4 s −1

(321)

Odpor proti pohybu v přívodním potrubí k druhé plošině zvedáku R5 =

166 ⋅ν ⋅ l P 2 ⋅ ρ 4 π ⋅ dP

R5 =

166 ⋅ 67 ⋅10 −6 ⋅ 3,5 ⋅ 876 π ⋅ 0,016 4

(322)

R5 = 1,66 ⋅108 kgm − 4 s −1 Odpor proti pohybu v potrubí k hydromotorům u druhé plošiny zvedáku je stejný jako u první plošiny R234 = R678 Celkový odpor proti pohybu v potrubí pro zdvih zvedáku 1 RCZ 1 RCZ 1 RCZ RCZ

1 1 + R1 + R234 R5 + R678 1 1 = + 7 6 8 9,46 ⋅ 10 + 4,73 ⋅ 10 1,66 ⋅ 10 + 4,73 ⋅ 10 6 1 = 1,59 ⋅ 10 −8 kgm −4 s −1 7 = 6,28 ⋅ 10 kgm − 4 s −1 =

(323)


Výpočet odporu proti pohybu v potrubí pro zpuštění zvedáku Odpor proti pohybu v přívodním potrubí R1 =

166 ⋅ν ⋅ l PS ⋅ ρ 4 π ⋅dP

R1 =

166 ⋅ 67 ⋅10 −6 ⋅ 5,5 ⋅ 876 π ⋅ 0,016 4

(324)

R1 = 2,6 ⋅10 8 kgm −4 s −1 Odpor proti pohybu v potrubí k hydromotorům R2 =

166 ⋅ν ⋅ l PHS ⋅ ρ 4 π ⋅ dP

R2 =

166 ⋅ 67 ⋅10 −6 ⋅ 0,7 ⋅ 876 π ⋅ 0,016 4

(325)

R2 = 3,3 ⋅10 7 kgm − 4 s −1 Z důvodu stejné délky a průměrů hadic – R 2 = R3 = R 4 = R 6 = R 7 = R8 1 R234678 1 R234678 R234678

1 1 1 1 1 1 6 + + + + + = R2 R3 R4 R6 R7 R8 3,3 ⋅ 10 7 1 = 1,82 ⋅ 10 −7 kgm − 4 s −1 6 = 5,5 ⋅ 10 kgm − 4 s −1 =

(326)

Celkový odpor proti pohybu v potrubí pro zpouštění zvedáku RCS = R1 + R234678 RCS = 3,3 ⋅ 10 7 + 5,5 ⋅ 10 6 RCS = 3,85 ⋅ 10 7 kgm − 4 s −1

(327)

Součet odporů proti pohybu R = RCZ + RCS R = 6,28 ⋅ 10 7 + 3,85 ⋅ 10 7 R = 1,013 ⋅ 10 8 kgm − 4 s −1

(328)

Časová konstanta H R 1.483 ⋅ 108 T= 1,013 ⋅ 108 T = 1,46s T=

(329)


Ustálený průtok v obvodu Qu = Qu =

(∆PG − ∆PMS )

(330)

R

(27,5 − 24,3)

1,013 ⋅ 108 3,2 ⋅ 10 6 Qu = 1,013 ⋅ 10 8 Qu = 3,16 ⋅ 10 − 2 m 3 s −1 Qu >> QG Čas rozběhu hydraulického obvodu QG ⋅T Qu 1,375 ⋅10 −4 tr = ⋅1,46 3,16 ⋅10 −2 tr = 6,35 ⋅10 −3 s

tr =

(331)

Odpor proti pohybu nositele energie ∆Pa1 = H CZ ⋅

dQ dt

(332)

∆Pa1 = 5,78 ⋅ 10 6 ⋅

−4

1,375 ⋅ 10 6,35 ⋅ 10 −3

∆Pa1 = 125157,5Pa = 0,125MPa ∆Pa 2 = H CS ⋅

dQ dt

(333)

1,375 ⋅ 10 − 4 ∆Pa 2 = 2,45 ⋅ 10 ⋅ 6,35 ⋅ 10 −3 7

∆Pa 2 = 530511,8 Pa = 0,53MPa Odpor proti zrychlení nositele energie 2

∆Pz1 = λ

lP v ⋅ ρ ⋅ P = RCZ ⋅ Q dP 2

(334)

∆Pz1 = 6,28 ⋅ 10 7 ⋅ 1,375 ⋅ 10 − 4 ∆Pz1 = 8635 Pa = 0,0086 MPa


2

∆Pz 2 = λ

lP v ⋅ ρ ⋅ P = RCS ⋅ Q dP 2

(335)

∆Pz 2 = 3,85 ⋅ 10 7 ⋅ 1,375 ⋅ 10 − 4 ∆Pz 2 = 5294 Pa = 0,0053MPa Přeměna tlakové energie na mechanickou práci F m⋅ g = S π ⋅ DHV 2 4 5873 ⋅ 9,81⋅ 4 ∆PMS = π ⋅ 0,0552 ∆PMS = 24,3MPa ∆PMS =

(336)

Přeměna kinetické energie dopravovaných hmot dQ m dQ = ⋅ dt SHV 2 dt 1,375 ⋅10 −4 ∆PMD = 118107702,2 ⋅ 6,35 ⋅10 −3 ∆PMD = HZ

(337)

∆PMD = 2557450,2 Pa = 2,56 MPa Tlak na generátoru ∆Pa 2 S HV − S PH ∆Pz 2 ∆PMS ∆PMD ⋅ + ∆Pz1 + + + η CG η CG η CG η CG S HV 0,53 0,0053 24,3 2,56 ∆PG = 0,125 + ⋅ 0,572 + 0,0086 + + + 0.95 0.95 0.95 0.95 ∆PG = 28,7 MPa

(338)

S HV − S PH 55 2 − 36 2 = = 0,572 S HV 55 2

(339)

∆PG = ∆Pa1 +

Čas brzdění hydraulického mechanismu tb = Q

H ∆PMS

t b = 3,16 ⋅ 10 −2 ⋅ t b = 0,19 s

(340) 1,438 ⋅ 10 24,3 ⋅ 10 6

8


9 Návrh zádržného zařízení Zádržné zařízení má za úkol při případné poruše udržet zvedák v horní poloze. Často používané zádržné zařízení u těchto zvedáků je na principu zaseknutí ozubeného hřebene umístěného po okrajích hydraulického válce do zubů záchytného zařízení. Z důvodu malého prostoru pod horní deskou zvedáku ve složeném stavu se používá k vyzvednutí záchytného zařízení miniaturních pneumatických válců. Na obr.77 a obr.78 jsou ukázky používaných zádržných zařízení

Obr.77 Zádržné zařízení s pneumatickým válcem do strany[19]

Obr. 78 Zádržné zařízeni s pneumatickým válcem z hora[28]

Rozdíl v těchto zařízeních je hlavně v umístění pneumatického válce. 9. 1 Vlastní návrh zádržného zařízení Při návrhu zádržného zařízení vycházím z nejčastěji používaných druhů. Zařízení se bude tedy skládat ze dvou zachycovačů, dvou spojovacích plechů, dvou ozubených hřebenů kolem hydraulického válce, pneumatického válce a jeho příslušenství. Zádržné zařízení bude použito pouze na jednom ze tří válců na každé plošině, jelikož v horní poloze zvedáku nepůsobí na hydromotory již tak velká síla jako při začátku zdvihání viz graf 20 str. 25.

Obr. 79 Návrh zádržného zařízení


Hmotnost zádržného zařízení Z programu Autodesk Inventor Professional 2009 jsem zjistil hmotnost zádržného zařízení mz = 2,3kg z důvodu tření a hmotnosti dalších prvků navyšuji vlastní hmotnost o 20%. 9. 2 Návrh pneumatického válce Síla působící na válec FPV = mz ⋅ g FPV = 2,3 ⋅ 9,81 ⋅ 1,2 FPV = 27 N

(341)

Volím pneumatický jednočinný válec s vratnou pružinou od firmy Festo typ. 156 938 AEVU-16-20-P-A [17] Průměr pístu: 16mm Zdvih: 20mm Teoretická síla při 6 barech: 111N Pohyb vpřed: 81N Vlastní hmotnost: 89g

Obr. 80 Funkční řez pneumatického válce AEVU [17]

Tlak na jeden pneumatický válec PPV =

Fpv S pv

=

Fpv 4 ⋅ 27 = = 0,135MPa π ⋅ D pv π ⋅16 2 4

(342)

Průtok vzduchu QPV π ⋅ DPV π ⋅ 0,016 2 ⇒ QPV = vPV ⋅ SPV = 0,05 ⋅ = 0,05 ⋅ = 1 ⋅10 −5 m 3 ⋅ s −1 SPV 4 4 2

vPV =

(343)


Rychlost v potrubí

QPV QPV 1 ⋅10−5 ⋅ 4 = = = 0,35m / s vPP = S PP π ⋅ d PP 2 π ⋅ 0,0062 4 Objem pneumotorů  π ⋅ DPV 2  1 1  ⋅ 2 ⋅ Z = ⋅ π ⋅ DPV 2 ⋅ Z = ⋅ π ⋅ 0,016 2 ⋅ 0,02 = 8 ⋅10 −6 m 3 VPV =  4 2 2  

(344)

(345)

Čas zdvihu tPV =

VPV 8 ⋅ 10 −6 = 1s = QPV 1 ⋅ 10 −5

(346)

Návrh pneumatického obvodu

Obr. 81 Pneumatický obvod 1. Kompresor 2. Vzduchový filtr s regulátorem 3. Tří polohový dvoucestný elektromagnetický ventil 4. Dva vzduchové válce


9. 3 Pevnostní kontrola zádržného zařízení Zádržné zařízení musí udržet stejnou váhu jako hydromotory ve vysunutém stavu. Z maticového výpočtu je patrné, že horší zatížení v horním poloze zvedáku je za stavu A viz. str. 21 Pro tento stav je proveden průběh vnitřních sil v Příloze A z něhož snadno zjistíme sílu na jeden válec. Protože se zádržné zařízení skládá ze dvou zachycovačů, tak síla na jeden válec se rovná síle na jeden zachycovač.

Obr. 82 Zachycovač Síla na jeden zachycovač F1Z = 22147,6 N viz. příloha A str. 10 Síla na jeden zub zachycovače F1Z 5 22147,6 = 5 = 4429,52 N

F1ZZ = F1ZZ F1ZZ

(347)

Zachycovač je vybaven 5-ti zuby Kontrola zubu na smyk F1ZZ SZ 4429,52 τz = 5 ⋅ 15 τ z = 59MPa τz =

(348) Obr. 83 Zuby zachycovače


Kontrola zubu na ohyb

F1ZZ ⋅ z F ⋅z = 1ZZ 1 1 3 2 bZ ⋅ hZ bZ ⋅ hZ 12 6 hZ 2 4429,52 ⋅ 5 σOZ = = 118,1MPa 1 2 5 ⋅15 6 Redukované namáhání σOZ =

σ red = σ O Z + 3 ⋅ τ Z σ red = 118,12 + 3 ⋅ 59 2 σ red = 156,2 MPa 2

(349)

2

(350)

σ red ≤ σ dov Kontrola svaru pro upevnění zubů Napětí ve smyku F1Z S SZ 22147 ,6 τ s1 = 75 ⋅ 5 τ s1 = 59 MPa τ s1 =

(351)

Napětí v ohybu 6⋅MS 2 aS ⋅ LS 6 ⋅ 22147,6 ⋅ 2,5 = 5 ⋅ 752 = 11,8MPa

σ OS = σ OS σ OS

(352)

Výsledné kombinované namáhání svaru σ komb = σ OS + 3 ⋅τ S σ komb = 11,8 2 + 3 ⋅ 59 2 σ komb = 102,9 Mpa 2

2

Dovolené napětí ve svaru Re σ Dov ≈ kS 450 σ Dov ≈ 3 σ Dov ≈ 150 MPa k S = 3 - dle Joseph P. Visodic. viz [23] σ komb ≤ σ Dov

(353)

(354)


10 Návrh mechanismu mechanického zdvihu V návrhu mechanického zdvihu jsme se zpočátku snažili nahradit přímočaré hydromotory šroubovými převodovkami například od firmy Stromag viz obr.84 popřípadě od firmy Servo-Drive viz obr. 85.

Obr. 84 Převodovka Stromag [33]

Obr. 85 Převodovka Servo-Drive[31]

Z důvodu rozměrů však nelze tyto převodovky použít pro náš případ. Pro potřebnou sílu jsou převodovky vyšší jak 120mm, což je výška zvedáku ve sklopeném stavu, proto není jejich použití v rámci vyhovění zadaní této práce možné. 10. 1 Pohon zvedáku pomocí tlačných řetězů firmy Serapid Vzhledem k výše zmiňovanému zadání práce, využijeme při návrhu mechanického zdvihu tlačných řetězů od firmy Serapid, přičemž budou tyto řetězové stanice umístěny vedle zvedáků. Při bočním umístění nebudou tedy překážet pro přejezd zvedáku, navíc dosáhneme maximální výšky plošiny ve sklopeném stavu 120mm, a tím vyhovíme zadání práce. Z emailové komunikace s firmou Serapid, konkrétně s panem Dominique Thoumire, byl pro zvedák navržen LinkLift 50 umístěný na každé straně zvedáku.

Obr. 86 Model Serapid [30]

Obr. 87 Serapid řetězový zvedák [30]


10. 2 Funkce lineárního teleskopického zvedacího zařízení Zvedací systémy firmy Serapid poskytují mechanický způsob k vyzvednutí těžkých břemen například vozidel. Princip je založen na zamykání a odemykání flexibilních připojení, spojovacích elementů. Při zvedání břemene se speciálně tvarované řetězy navzájem spojí a vytvoří pevné sloupce. Při sklápění se řetězy postupně ve spodní části odemykají a skládají viz obr. 89. Tlačné řetězy spojují silné stránky jiných metod pohybu, jako jsou pásy nebo pohybové šrouby, a zároveň kompenzují jejich slabiny. Toto platí zejména při vertikálním pohybu. Výhody: - opakované zdvihy s přesností milimetru i při vysokých rychlostech, - rychlost zdvihu až 300mm/s (možné i rychlejší), - kapacita až 10 tun při zdvihu do 7m, - úsporné na místo, - jednoduchá konfigurace, - 80% účinnost, - dlouhá životnost, - minimální údržba.

Obr.88 Článek řetězu Serapid [30]

Obr. 89 Model Serapid [30]


10. 2 Výpočet plošiny pro mechanický zdvih v horní poloze zvedáku za stavu A

l1 = 0,284m l 2 = 0,916 ÷ 1,132m l 3 = 0,5 ÷ 0,284m F1 = 7112,25 N F 2 = 12753 N

Obr. 90 Statický rozbor

Stupeň statické neurčitosti 4 − 3 = 1SN

(355)

Volba staticky neurčité veličiny

Obr. 91 Volby staticky neurčitých veličin Přetvárné podmínky Φ b , a = − Φ b , c ⇒ Φ b , a + Φ b ,c = 0 ϕ b ,a = 0 − 12753 ⋅ 0,5 ⋅ 0,916 − M ⋅ l2 − F2 ⋅ l3 ⋅ l2 ϕ b ,c = = = = −2,28 −3 rad 11 −6 3E ⋅ I 3⋅ E ⋅ I 3 ⋅ 2,1 ⋅ 10 ⋅ 4,07 ⋅ 10 l1 0,284 α b ,a = = = 1,11 ⋅ 10 −7 rad 11 −6 3 ⋅ E ⋅ I 3 ⋅ 2,1 ⋅ 10 ⋅ 4,07 ⋅ 10 l2 0,916 α b ,c = = = 3,57 ⋅ 10 −7 rad 11 −6 3 ⋅ E ⋅ I 3 ⋅ 2,1 ⋅ 10 ⋅ 4,07 ⋅ 10 l1 0,284 β a ,b = = = 5,54 ⋅ 10 −8 rad 11 −6 6 ⋅ E ⋅ I 6 ⋅ 2,1 ⋅ 10 ⋅ 4,07 ⋅ 10 l2 0,916 β c ,b = = = 3,57 ⋅ 10 −7 rad 11 −6 6 ⋅ E ⋅ I 3 ⋅ 2,1 ⋅ 10 ⋅ 4,07 ⋅ 10

(356) (357) (358) (359) (360)


φb , a = ϕ b ,a + X ⋅ α b ,a + β a ,b φb ,c = ϕb ,c + X ⋅ α b ,c + β c ,b ϕ b ,a + X ⋅ α b ,a + β a ,b = −ϕ b ,c − X ⋅ α b ,c − β c ,b X ⋅ α b ,a + X ⋅ α b ,c = −ϕ b ,c − ϕb ,a − β c ,b − β a ,b − ϕ b , c − ϕ b , a − β c ,b − β a , b X= α b , a + α b ,c 2,28 ⋅10 −3 − 0 − 3,57 ⋅10 −7 − 5,54 ⋅10 −8 X= 1,11 ⋅10 − 7 + 3,57 ⋅10 − 7 X = 4866,51Nm

(361)

Kvadratický moment průřezu

Obr. 92 Profil horní plošiny bd = 0,6m hd = 0,005m bv = 0,03m hv = 0,055m b ⋅ h ⋅ Y + hv ⋅ bv ⋅ YvT ⋅ 5 YT = d d dT bd ⋅ hd 0,6 ⋅ 0,005 ⋅ 0,0575 + 0,055 ⋅ 0,03 ⋅ 0,0275 ⋅ 5 YT = 0,6 ⋅ 0,005 + 0,055 ⋅ 0,03 ⋅ 5 YT = 0,0355 m 1 1 3 3 bd ⋅ hd + bd ⋅ hd ⋅ (YdT − YT ) 2 + ⋅ bv ⋅ hv ⋅ 5 + bv ⋅ hv ⋅ (YT − YvT ) 2 ⋅ 5 12 12 1 1 3 I PM = ⋅ 0,6 ⋅ 0,005 + 0,6 ⋅ 0,005 ⋅ (0,0575 − 0,0355) 2 + ⋅ 0,03 ⋅ 0,0553 ⋅ 5 + 12 12 + 0,03 ⋅ 0,055 ⋅ (0,0355 − 0,0275) 2 ⋅ 5 I PM = 4,07 ⋅10 −6 m 4 I PM =

(362)

(363)

Stav 0 ϕ b,c

Obr. 93 Stav 0 95 PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Stav 1

β a,b

α b,a

α b,c

β c,b

Obr. 94 Stav 1 Výpočet reakcí

Obr. 95 Prostý nosník 1/2 − X − 4866,513 ∑ M a = 0 ⇒ Rb1⋅ l1 + X ⇒ Rb1 = l1 = 0,284 = −17135,61N

(364)

∑M

(365)

= 0 ⇒ − Ra ⋅ l1 + F1 ⋅ l1 + X ⇒ X + F1 ⋅ l1 4866,51 + 7112,25 ⋅ 0,284 Ra = = = 24247,86 N l1 0,284 b

Obr. 96 Prostý nosník 2/2

∑M

= 0 ⇒ Rc ⋅ l 2 − F 2 ⋅ l 2 − X − M ⇒ X + F 2 ⋅ l 2 + M 4866,51 + 12753 ⋅ 0,916 + 6376,5 Rc = = = 25027,03N l2 0,916 ∑ M c = 0 ⇒ − Rb2 ⋅ l 2 − X − M ⇒ − X − M − 4866,51 − 6376,5 Rb2 = = = −12274,03N l2 0,916 b

(366)

(367)


Reakce Ra a Rc již známe, Rb dopočítáme součtem na jednotlivých prostých nosnících Rb = Rb1 + Rb 2 Rb = −17135,61 − 12274,03 Rb = −29409,64 N

(368)

Průběhy vnitřních sil

Obr. 97 Průběh posouvajících sil (N) T1 = Ra − F1 = 24247,86 − 7112,25 = 17135,61N T2 = T1 + Rb = 17135,61 − 29409,64 = −12274,03 N T3 = T2 + Rc = −12274,03 + 25027,03 = 12753 N T4 = T3 − F 2 = 12753 − 12753 = 0 N

(369) (370) (371) (372)

Obr. 98 Průběh momentů (Nm) M 1 = M 5 = 0 Nm L M 2 = ( Ra − F1) ⋅ l1 = ( 24247,86 − 7112,25) ⋅ 0,284 = 4866,5 Nm P M 4 = F 2 ⋅ l 3 = 12753 ⋅ 0,5 = 6376,5 Nm

(373) (374) (375)


Tabulka hodnot pro polohy a stavy zvedáku

Ra [N] Rb [N] Rc [N] T1 [N] T2 [N] T3 [N] M2 [Nm] M4 [Nm]

Horní poloha A B 24247,86 22308,02 -29409,64 -16399,73 25027,03 13956,96 17135,61 9555,02 -12274,03 -6844,71 12753 7112,25 4866,5 2713,63 6376,5 3556,125

Dolní poloha A B 17304,28 18435,6 -15948,55 -8892,63 18509,53 10322,27 10192,03 5682,6 -5756,52 -3210,03 12753 7112,25 2894,54 1613,86 3621,85 2019,88

Tab. 2 Hodnoty pro určité stavy zvedáku Z tabulky je patrné, že největší zatížení plošiny je za stavu A v horní poloze zvedáku. Je to způsobeno vlivem velkého ohybového momentu v horní poloze na pravé straně. Tato plošina se liší od plošiny pro hydraulický zdvih hlavně tím, že výztuhy mohou být přes celou délku plošiny, což u hydraulického zdvihu nebylo možné z důvodu umístění přímočarých hydromotorů pod plošinou. Při výpočtu plošiny pro mechanický zdvih počítáme s dvojnásobným zatížením oproti plošině pro hydraulický zdvih, kde je zatížení počítáno vzhledem k jednomu nůžkovému mechanismu, jelikož hledáme výslednou reakci Ra pro kterou budeme navrhovat tlačný řetěz. Pevnostní kontrola v bodě 4 Kontrola na smyk

τ PM =

F F 2 12753 = = = 1,34MPa S S PM 11250

τ PM < τ DO 1,34 < 240MPa

(376)

viz (139)

Plocha průřezu S PM = bd ⋅ hd + 5 ⋅ bv ⋅ hv S PM = 0,6 ⋅ 0,005 + 5 ⋅ 0,03 ⋅ 0,055 S PM = 0,01125m 2 = 11250mm 2

(377)

Kontrola na maximální ohyb

σO PM =

Mo max Mo max 6376,5 ⋅1000 = = = 47MPa I PM Wo 4,07 ⋅106 Z 30

(378)

σO PM < σ DOV viz (138) 47 < 300 MPa



(379)

= σ 2 + 3 ⋅τ 2 = σO 2 + 3 ⋅ τ 2 = 47 2 + 3 ⋅1,34 2 = 47 MPa

σ red < σ DOV viz (138) 47 < 300 MPa 10. 3 Výpočet potřebného výkonu dle firmy Separid [30] Celkové zatížení jedné zvedací plošiny m1ZP = 2000kg Zátěžná síla FG = m1ZP ⋅ g FG = 2000 ⋅ 9,81 FG = 19620 N

(380)

Třecí síla Ft = FG ⋅ f Ft = 19620 ⋅ 0,1 Ft = 1962 N f = 0,1 volím součinitel tření ocel – ocel

(381)

Externí síly Můžou nastat prostřednictvím rázového zatížení, například při mechanickém zastavení. Fe Fe Fe fe

= FG ⋅ f e = 19620 ⋅ 0,2 = 3924 N = 0,2 koeficient rázu

Obr. 99 Nůžkový zvedák poháněný tlačným řetězem [30]

(382)

Obr. 100 Model tlačného řetězu [30]


Celková síla FC = FG + Ft + Fe FC = 19620 + 1962 + 3924 FC = 25506 N

(383)

Výpočet momentu FC ⋅10 −3 ⋅ p 0,8 25506 ⋅10 −3 ⋅ 50 = MP 0,8 M P = 1594,13 Nm MP =

(384)

p = 50 vzdálenost čepů tlačného řetězu 0,8 – konstanta účinnosti Otáčky v 6 ⋅10 − 3 ⋅ p 0,08 ⋅ 60 nP = 6 ⋅10 − 3 ⋅ 50 nP = 16 ot / min v = 0,08m / s volím dle str.12 nP =

(385)

Výkon M ⋅n PP = 9550 1594,13 ⋅16 PP = 9550 PP = 2,7 kW

(386)

Volba elektropřevodovky Volím čelní elektropřevodovku Nord-drive system [24] typ: sk SK5282-100LA/4 Výkon převodovky PE = 3kW otáčky n E = 17ot / min Moment M E = 1685 Nm Výstup dutá hřídel d E = φ 60mm

Obr.101 Elektropřevodovka Nord-drive system [24]


11 Závěr Dle zadaných parametrů jsem navrhl plošinový zvedák s hydraulickým i mechanickým pohonem. Na začátku práce jsem se věnoval jednotlivým alternativám řešení plošinových zvedáků a jejich stručným charakteristikám. Poté jsem přistoupil k návrhu plošinového zvedáku s hydraulickým pohonem pro který jsem zvolil nůžkový mechanismus. Ten jsem navrhl a pevnostně zkontroloval, u některých prvků jsem provedl analýzu pomocí MKP. V rámci pevnostní kontroly jsem se věnoval jednotlivým členům nůžkového mechanismu včetně čepů. Vycházel jsem z normy ČSN 1493+A1 Zvedáky vozidel, která předepisuje bezpečnost pro jednotlivé členy mechanismu 1,5. Kontrolou jsem dospěl k hodnotám jež plně vyhovují normě. Pokračoval jsem návrhem hydraulického obvodu včetně jeho členů, a jeho výpočtem. U hydraulického obvodu jsou vypsány jednotlivé členy ze kterých by měl jít obvod sestavit, ale bezpochyby by bylo výhodnější nechat sestavit hydraulický agregát například firmou Q-Hydraulika, jež se na toto specializuje. Pro případ závady na mechanismu jsem použil zádržné zařízení na principu zaseknutí zubů zachycovačů do ozubených hřebenů, které jsou umístěny na okraji hydraulických válců. Dále jsem vyhotovil sestavný výkres, který je přiložen. V poslední části jsem provedl návrh mechanického zdvihu nůžkového zvedáku pomocí tlačných řetězů francouzské firmy Serapid. Toto provedení jsem se zástupci firmy konzultoval a byl mi doporučen konkrétní typ LinkLift50, jež plně dostačuje zadané nosnosti zvedáku a díky své konstrukci včetně umístnění po stranách, nijak neomezuje využitelnost zvedáku. Opět jsem přiložil sestavný výkres. Některé části by zasloužili více prostoru, ale vzhledem k rozsahu a charakteru práce nebylo možné je dále řešit. Při vytváření této práce jsem čerpal z níže uvedených zdrojů a znalostí získaných zejména z předmětů Pružnost a pevnost, Konstruování strojů – strojní součásti, Hydraulické pohony strojů a dalších.


12 Seznam použitých zdrojů Literatura: [1] Florian, Z., Ondráček, E., Přikryl, K.: Statika, Brno, 182 s. [2] Gajdůšek, J., Škopán, M.: Teorie dopravních a manipulačních zařízení, skripta VUT Brno 1988 [3] Gere J.M. and Timoshenko: Mechanics of materials. Chapman and Hall. Third SI Edition, 1989, ISBN 55-503-79. [4] Jančík, L.: Části a mechanismy strojů, ČVUT Praha, 2004 [5] Janíček P., Ondráček E., Vrbka J.: Pružnost a pevnost, VUT Brno, 1992 [6] Kadlčák, J., Kytýr, J.: Statika stavebních konstrukcí II. VUTIUM Brno, 2004, 431 s., ISBN 80-214-2631-4 [7] Klimeš P.: Části a mechanismy strojů I, II, VUT Brno, 2003 [8] Leinveber, J., Řasa, J., Vávra, J.: Strojnické tabulky, Scientia Praha, 2000, 985 s. ISBN 80-7183-164-6 [9] Pekař, V.: Vozidlové zvedáky, 2008, 52 s. [10] Škopán, M.: Aplikovaná mechanika stavebních a transportních strojů (sylabus), VUT Brno, 2003, 117 s. [11] Škopán, M.: Hydraulické pohony strojů (sylabus), VUT Brno, 2004, 166 s. [12] Vostrovský, J.: Hydraulické a pneumatické mechanismy. ČVUT Praha, 1988 Normy: [13] Norma ČSN 27 0808 Zdvihací zařízení [14] Norma ČSN EN 1493+A1 Zvedáky vozidel [15] Norma ČSN EN 1494+A1 Mobilní a přemístitelné zvedáky a souvisící zdvihací zařízení Ostatní zdroje: [16] Agro-Hytos [online] Dostupné z: http://www.argo-hytos.com/ [17] Festo [online] 2010 Dostupné z: http://www.festo.com/cms/cs_cz/index.htm [18] Hansa-flex [online] 2010 Dostupné z: http://cat.hansa-flex.com/cs/product/903330 [19] HESHBON [online]. 2003 Dostupné z: http://www.heshbon.com/new_enghome/products/pro_10/pro_12/08_26a/pro_12 _44.asp#main1 [20] Jihostroj a.s. [online] 2007 Dostupné z: http://www.jihostroj.com/cz/ [21] JP Šumperk, a.s. [online] 2009 Dostupné z: http://www.elektromotory.com/


[22] Krob s.r.o [online] 2007 Dostupné z: http://www.firmakrob.cz/ [23] mitcalc [online] 2010 Dostupné z: http://www.mitcalc.com/doc/help/CZ/C_safety.htm [24] Nord-drive system [online] 2010 Dostupné z: http://www2.nord.com/cms/cz/product_catalogue/geared_motors/gearedmotors.jsp [25] Oleje [online] 2010 Dostupné z : http://www.oleje.cz [26] Parker [online] 2009 Dostupné z: http://www.seall.cz/produkty/hydraulika/images/HY11-3302_UK.pdf [27] PQS Rakovník s.r.o. [online] 2008 Dostupné z: http://www.pqs-rakovnik.cz/index.php?dok=0023&idp=127&id=2&podsekce=4 [28] Quality tools [online]. 2009 Dostupné z: http://www.quality-tools.cz/Default.htm?produkty/zvedaky_ceskesloupovehydraul.htm [29] RHS Hohlprofile [katalog] 2007 [30] Separid [online] 2010 Dostupné z: http://www.separid.org [31] Servo-drive [online] 2010 Dostupné z: http://www.servo-drive.com/high_power_servo_actuator.php [32] SPŠ Kratochvíl, J., Prokop, J.: Pružnost pevnost [online] 2009 Dostupné z: http://www.sps-ko.cz/data/MEC_PRU_kratichvil.html [33] Stromag Brno [online] 2005 Dostupné z: http://www.stromag.cz/cs/c/frekvencni-menice-2/hlavni-stranka.htm [34] Úlohy ze statiky [online] 2010 Dostupné z : http://www.umt.fme.vutbr.cz/index.php?option=com_content&task=view&id= 24&Itemid=37


13 Seznam použitých symbolů Označení ahc 3

Jednotka [ mm ]

Název Délka čepu v pouzdře

ahpc

[ mm ]

Délka horního čepu k hydromotoru v držáku

a SC

[ mm ]

Délka středového čepu v jednom pouzdře

a sc 2

[ mm ]

Vzdálenost středu čepu od reakční síly

aSc 3

[ mm ]

Délka čepu v pouzdře

aspc

[ mm ]

polovina délka horního čepu k hydromotoru

bd

[m ]

Šířka horní desky

bhpc

[ mm ]

Délka horního čepu k hydromotoru v pouzdře

bhc 3

[ mm ]

Šířka uložení čepu

d PH

[ mm ]

Průměr pístní tyče

bsc 2

[ mm ]

Vzdálenost středu čepu od reakční síly

bsc 3

[ mm ]

Šířka členu 3 na čepu

bspc

[ mm ]

polovina délky horního čepu k hydromotoru

bv

[m ]

Šířka výstuhy

b2C − E b3 A− B

[mm] [mm]

Šířka profilu mezi body C-E na členu 2 Šířka profilu mezi body A-B na členu 3

b3 B −C

[mm]

Šířka profilu mezi body B-C na členu 3

b3C − D

[mm]

Šířka profilu mezi body C-D na členu 3

b3C − E

[mm]

Šířka profilu mezi body C-E na členu 3

b3 D − E

[mm]

Šířka profilu mezi body D-E na členu 3

chc 3

[ mm ]

Šířka členu 3 na čepu

csc 2

[ mm ]

Délka pouzdra členu 2

cspc

[ mm ]

Délka pouzdra

DHV

[m ]

Průměr hydraulického válce

DPV

[m ]

Průměr pneumatického válce

d hc 3

[ mm ]

Průměr horního čepu členu 3

d hpc

[ mm ]

Průměr horního čepu k hydromotoru

dP

[m ]

Průměr potrubí

d PP

[m ]

Průměr pneumatického potrubí

d SC

[ mm ]

Průměr středového čepu

d sc 2

[ mm ]

Průměr spodního čepu členu 2

d Sc 3

[ mm ]

Průměr spodního čepu členu 3

d spc

[ mm ]

Průměr spodního čepu k hydromotoru

E

[MPa]

Modul pružnosti


esc 2

[ mm ]

Délka čepu v držáku na pravé straně

espc

[ mm ]

Délka čepu v držáku

f sc 2

[ mm ]

Délka čepu v držáku na levé straně

FAX

[N]

Síla v podpoře A ve směru osy x

FAXX

[N]

Rozklad síly FAX do lokálního souřadnicového systému

FAXY

[N]

FAY

[N]

Rozklad síly FAX do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře A ve směru osy y

FAYX

[N]

Rozklad síly FAY do lokálního souřadnicového systému

FAYY

[N]

FBX

[N]

Rozklad síly FAY do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře B ve směru osy x

FBXX

[N]

Rozklad síly FBX do lokálního souřadnicového systému

FBXY

[N]

FBY

[N]

Rozklad síly FBX do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře B ve směru osy y

FBYX

[N]

Rozklad síly FBY do lokálního souřadnicového systému

FBYY

[N]

FCX

[N]

Rozklad síly FBY do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře C ve směru osy x

FCXX

[N]

Rozklad síly FCX do lokálního souřadnicového systému

FCXY

[N]

FCY

[N]

Rozklad síly FCX do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře C ve směru osy y

FCYX

[N]

Rozklad síly FCY do lokálního souřadnicového systému

FCYY

[N]

FDX

[N]

Rozklad síly FCY do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře D ve směru osy x

FDXX

[N]

Rozklad síly FDX do lokálního souřadnicového systému

FDXY

[N]

FDY

[N]

Rozklad síly FDX do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře D ve směru osy y

FDYX

[N]

Rozklad síly FDY do lokálního souřadnicového systému

FDYY

[N]

FEX

[N]

Rozklad síly FDY do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře E ve směru osy x

FEXX

[N]

Rozklad síly FEX do lokálního souřadnicového systému

FEXY

[N]

FEY

[N]

Rozklad síly FEX do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře E ve směru osy y

FEYX

[N]

Rozklad síly FEY do lokálního souřadnicového systému

FEYY

[N]

Fe

[N ]

Rozklad síly FEY do lokálního souřadnicového systému Externí zatížení

FFX

[N]

Síla v podpoře F ve směru osy x

FFXX

[N]

Rozklad síly FFX do lokálního souřadnicového systému

FFXY

[N]

Rozklad síly FFX do lokálního souřadnicového systému


FFY

[N]

Síla v podpoře F ve směru osy y

FFYX

[N]

Rozklad síly FFY do lokálního souřadnicového systému

FFYY

[N]

FG

[N ]

Rozklad síly FFY do lokálního souřadnicového systému Zátěžná síla

FHt

[N]

Síla v podpoře H ve směru osy x

FHn

[N]

Síla v podpoře H ve směru osy y

FIX

[N]

Síla v podpoře I ve směru osy x

FIXX

[N]

Rozklad síly FIX do lokálního souřadnicového systému

FIXY

[N]

FIY

[N]

Rozklad síly FIX do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře I ve směru osy y

FIYX

[N]

Rozklad síly FIY do lokálního souřadnicového systému

FIYY

[N]

FJn

[N]

Rozklad síly FIY do lokálního souřadnicového systému Síla v podpoře J ve směru osy y

FJt

[N]

Síla v podpoře J ve směru osy x

FP

[N ]

Síla na jeden hydraulický válec

FPV

[N ]

Síla na pneumatický válec

Ft

[N ]

Třecí síla

F1

[N ]

Síla na levé straně zvedáku

F1 A

[N]

Síla na jede nůžkový mech. na levé straně zvedáku za stavu A

F1B

[N]

Síla na jede nůžkový mech. na levé straně zvedáku za stavu B

F1CA

[N]

Celková síla na levé straně zvedáku za stavu A

F1CB

[N]

Celková síla na levé straně zvedáku za stavu B

F1HM

[N ]

Síla na jeden hydromotor

F1Z

[N ]

Síla na jeden zachycovač

F1ZZ

[N ]

Síla na jeden zub zachycovače

F2

[N ]

Síla na pravé straně zvedáku

F2 A

[N]

Síla na jede nůžkový mech. na pravé straně zvedáku za stavu A

F2 B

[N]

Síla na jede nůžkový mech. na pravé straně zvedáku za stavu B

F2CA

[N]

Celková síla na pravé straně zvedáku za stavu A

F2CB

[N]

Celková síla na pravé straně zvedáku za stavu B

G1 A

[kg]

Zatížení na levé straně zvedáku za stavu A

G1B

[kg]

Zatížení na levé straně zvedáku za stavu B

G2 A

[kg]

Zatížení na pravé straně zvedáku za stavu A

G2 B g

[kg]

Zatížení na pravé straně zvedáku za stavu B

[ m ⋅ s −2 ]

Tíhové zrychlení

H

[ kgm −4 ]

Celkový odpor proti zrychlení

HZ

[ kgm −4 ]

Odpor proti zrychlení v hydraulických válcích


H1

[ kgm −4 ]

Odpor proti zrychlení v přívodním potrubí

H2

[ kgm −4 ]


H3

[ kgm −4 ]


H4

[ kgm −4 ]


H5

[ kgm −4 ]

H6

[ kgm −4 ]

Odpor proti zrychlení v přívodním potrubí k druhé plošině zvedáku Odpor proti zrychlení v potrubí k hydromotorům

H7

[ kgm −4 ]


H8

[ kgm −4 ]


H CZ

[ kgm −4 ]

Celkový odpor proti zrychlení v potrubí pro zdvih zvedáku

H CS

Celkový odpor proti zrychlení v potrubí pro zpouštění zvedáku

hd

[ kgm −4 ] [m ]

hv

[m ]

Výška výstuhy

h2C − E

[mm]

Výška profilu mezi body C-E na členu 2

h3 A− B

[mm]

Výška profilu mezi body A-B na členu 3

h3 B −C

[mm]

Výška profilu mezi body B-C na členu 3

h3C − D

[mm]

Výška profilu mezi body C-D na členu 3

h3C − E

[mm]

Výška profilu mezi body C-E na členu 3

h3 D − E

[mm]

Výška profilu mezi body D-E na členu 3

I PM i

[ m4 ] [-]

Kvadratický moment průřezu plošiny pro mechanický zdvih

iv

[-]

Počet stupňů volnosti v rovině

J XPH

[ mm 4 ]

J J J J

2 CC Y 2 CP Y 2 CO Y 2.C − E Y

Výška horní desky

Stupeň volnosti Kvadratický moment průřezu přímočarého hydromotoru

[ mm ]

Celkový kvadratický moment průřezu na členu 2 v bodě C

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu na členu 2 v bodě C

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu otvoru na členu 2 v bodě C

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu v rovině Y mezi body C-E na členu 2 Kvadratický moment průřezu v rovině Z mezi body C-E

4

J Z2.C − E

[ mm 4 ]

J Y3. A− B

[ mm 4 ]

J Z3. A− B

[ mm 4 ]

J Y3.B −C

[ mm 4 ]

J Z3.B −C

[ mm 4 ]

J Z3.C − D

[ mm 4 ]

J Y3.C − E

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu v rovině Y mezi body A-B na členu 3 Kvadratický moment průřezu v rovině Z mezi body A-B na členu 3 Kvadratický moment průřezu v rovině Y mezi body B-C na členu 3 Kvadratický moment průřezu v rovině Z mezi body B-C na členu 3 Kvadratický moment průřezu v rovině Z mezi body C-D na členu 3 Kvadratický moment průřezu v rovině Y mezi body C-E na členu 3 107


J Z3.D − E

[ mm 4 ]

J Y3CB

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu v rovině Z mezi body D-E na členu 3 Celkový kvadratický moment průřezu na členu 3 v bodě B

J Y3CC

[ mm 4 ]

Celkový kvadratický moment průřezu na členu 3 v bodě C

J Y3CP

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu na členu 3 v bodě C

J Y3CO kk

[ mm 4 ]

Kvadratický moment průřezu otvoru na členu 3 v bodě C

kS

[-] [-]

Bezpečnost k meznímu stavu pružnosti Bezpečnost ve svaru

l hpc

[ mm ]

Délka horního čepu k hydromotoru

l PHS

[m ]

Délka přívodního potrubí k hydromotorům pro zpoštění zvedáku

l PH 1

[m ]

Délka přívodního potrubí k hydromotorům pro zdvih zvedáku

l PS

[m ]

Délka přívodního potrubí pro zpouštění zvedáku

l P1

[m ]

Délka přívodního potrubí pro zdvih zvedáku

lP 2

[m ]

Délka přívodního potrubí k druhé plošině pro zdvih zvedáku

l spc

[ mm ]

Délka spodního čepu k hydromotoru

l sc 2

[ mm ]

Délka spodního čepu členu 2

l Sc 3

[ mm ]

Délka spodního čepu členu 3

l1hc 3

[ mm ]

Délka na horním čepu členu 3

l1Sc 3 l1

[ mm ]

Délka na spodním čepu členu 3

[m]

Délka na plošině pro mechanický zdvih

l 2 hc 3

[ mm ]

Délka horního čepu členu 3

l 2 Sc 3 l2

[ mm ]

Délka spodním čepu členu 3

[m]


l 21

[m]

Délka na členu 2

l22 l3

[m]

Délka členu 2

[m]


l31

[m]

Délka na členu 3

l32

[m]

Délka na členu 3

l33

[m]

Délka členu 3

l34

[m]

Délka na členu 3

l41

[m]

Délka na členu 4

l42

[m]

Délka na členu 4

l43

[m]

Délka na členu 4

l44

[m]

Délka na členu 4

l5

[m]

Délka členu 5

Mahpc

[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment v podpoře a

Ma spc

[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment v podpoře a


Mshpc

[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment ve středu čepu

MP

[ N ⋅ mm ]

Potřebný moment převodovky

M 1hc 3

[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment v bodě 1 na horním čepu členu 3

2

hc 3

[ N ⋅ mm ]


M 3 hc 3

[ N ⋅ mm ]


Mo1 Sc 3

[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment v bodě 1 na spodním čepu členu 3

Mo 2 Sc 3

[ N ⋅ mm ]


Mo 3 Sc 3

[ N ⋅ mm ]


[ N ⋅ mm ]


Mo 5 Sc 3 M 2 spc

[ N ⋅ mm ]


[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment v bodě 2 na čepu

M 3spc

[ N ⋅ mm ]

Ohybový moment v bodě 3 na čepu

M 1SC 2

[ N ⋅ mm ]


M 2 SC 2

[ N ⋅ mm ]


M 3SC 2

[ N ⋅ mm ]


M 4 SC 2

[ N ⋅ mm ]


M 5 SC 2

[ N ⋅ mm ]


M 21

[N ⋅m]

Ohybový moment na členu 2 v bodě 1

M 22

[N ⋅m]


M 23

[N ⋅m]


M 31

[N ⋅m]


M 32

[N ⋅m]


M 33

[N ⋅m]


M 34

[N ⋅m]


M 42

[N ⋅m]


M 43

[N ⋅m]


M 44

[N ⋅m]


M 45

[N ⋅m]


mz

[ kg ]

hmotnost zádržného zařízení

m1ZP

[ kg ]

Celková zvedaná hmotnost jedné plošiny

N 21

[N ]

Normálová síla na členu 2 v bodě 1

N 22

[N ]


N 23

[N ]


N 31

[N ]


N 32

[N ]


N 33

[N ]


N 34

[N ]


M

Mo

4

Sc 3


N 43

[N ]


N 44

[N ]


N 51

[N ]


N 52

[N ]


n nG max

[-]

nP

Potřebné otáčky převodovky

P

[ min −1 ] [MPa]

PČ

[MPa]

Tlak na čep

Pdov

[MPa]

Dovolený tlak

PEG

[kW]

Potřebný výkon elektromotoru

PG max

[MPa]

Maximální tlak generátoru

PG

[MPa]

Pracovní tlak generátoru

PP

[ kW ]

Potřebný výkon převodovky

PPV

[MPa]

Tlak na jeden pneumatický válec

∆PG

[ MPa ]

Tlak na generátoru

∆Pa1

[ MPa ]

Odpor proti pohybu nositele energie

∆PMD

[ MPa ]

Přeměna kinetické energie dopravovaných hmot

∆PMS

[ MPa ]

Přeměna tlakové energie na mechanickou práci

∆PZ 1

[ MPa ]

Odpor proti zrychlení nositele energie

qspc

[ mm ]

Liniové zatížení

q sc 2

[ mm ]

Liniové zatížení

Q

[ m 3 ⋅ s −1 ]

Průtok v hydraulickém válci

QG

[ m 3 ⋅ s −1 ]

Průtok generátoru

Qu

[ m 3 ⋅ s −1 ]

Ustálený průtok v obvodu

QPV

Průtok v pneumatickém válci

Re

[m ⋅s ] [MPa]

Rm

[MPa]

Mez pevnosti

R6

[m]

Poloměr horního kolečka

R7

[m]

Poloměr dolního kolečka

R Re

[ kgm −4 ⋅ s −1 ] Odpor proti pohybu [-] Reynoldsovo číslo

Rahpc

[N ]

Reakční síla v podpoře a

Rahc 3

[N ]


Raspc

[N ]


Ra sc 2

[N ]


RaSC 3

[N ]

Reakční síla v podpoře a na spodním čepu členu 3

−1

[ min ]

3

−1

Počet členů soustavy Maximální otáčky generátoru Tlak na jeden hydraulický válec

Mez pevnosti v kluzu


Rbhpc

[N ]

Reakční síla v podpoře b

Rbspc

[N ]


Rbsc 2

[N ]


Rbhc 3

[N ]


RbSc 3

[N ]

Reakční síla v podpoře b na spodním čepu členu 3

RCZ

[ kgm −4 s −1 ]

Odpor proti pohybu v potrubí pro zdvih zvedáku

RCS

[ kgm −4 s −1 ]

Odpor proti pohybu v potrubí pro zpouštění zvedáku

R1

[ kgm −4 s −1 ]

Odpor proti pohybu v přívodním potrubí

R2

[ kgm −4 s −1 ]

Odpor proti pohybu v potrubí k hydromotorům

R3

[ kgm −4 s −1 ]


R4

[ kgm −4 s −1 ]


R5

[ kgm −4 s −1 ]

Odpor proti pohybu v přívodním potrubí k druhé plošině zvedáku

R678

[ kgm −4 s −1 ]


S HV

2

[ mm ]

Plocha hydraulického válce

S hpc

[ mm 2 ]

Plocha horního čepu k hydromotoru

S PM

[ m2 ]

Plocha průřezu plošiny pro mechanický zdvih

S PP

[ mm 2 ]

Plocha pneumatického potrubí

S PV

[ mm 2 ]

Plocha pneumatického válce

S PH

[ mm 2 ]

Plocha přímočarého hydromotoru

S SC

[ mm ]

Plocha středového čepu

S spc

[ mm 2 ]

Plocha spodního čepu k hydromotoru

S Sc 3

[ mm 2 ]

Plocha spodního čepu členu 3

S sc 2

[ mm 2 ]

Plocha spodního čepu členu 2

2

S hc 3

[ mm ]

Plocha horního čepu členu 3

S O 2C

[ mm 2 ]

Plocha průřezu otvoru na členu 2 v bodě C

S 2C

[ mm 2 ]

Celková plocha průřezu na členu 2 v bodě C

S P 2C

[ mm 2 ]

Plocha průřezu na členu 2 v bodě C

SO3B

[ mm 2 ]

Plocha průřezu otvoru na členu 3 v bodě B

SO 3C

[ mm 2 ]

Plocha průřezu otvoru na členu 3 v bodě C

S P3B

[ mm 2 ]

Plocha průřezu na členu 3 v bodě B

S P 3C

[ mm 2 ]

Plocha průřezu na členu 3 v bodě C

S 2.C − E

[ mm 2 ]

Střední plocha průřezu mezi body C-E na členu 2

S 3. A− B

[ mm 2 ]

Střední plocha průřezu mezi body A-B na členu 3

S 3.B −C

[ mm 2 ]

Střední plocha průřezu mezi body B-C na členu 3

S 3.C − E

[ mm 2 ]

Střední plocha průřezu mezi body C-E na členu 3

S 3.C − D

[ mm 2 ]

Střední plocha průřezu mezi body C-D na členu 3

2


S 3.D − E

[ mm 2 ]

Střední plocha průřezu mezi body D-E na členu 3

S3 B

[ mm 2 ]

Celková plocha průřezu na členu 3 v bodě B

S 3C s

[ mm 2 ] [-]

Celková plocha průřezu na členu 3 v bodě C

T

[s]

Časová konstanta

T21

[N ]

Posouvající síla na členu 2 v bodě 1

T22

[N ]


T23

[N ]


T31

[N ]


T32

[N ]


T33

[N ]


T34

[N ]


T42

[N ]


T43

[N ]


T44

[N ]


T45

[N ]


tb

[s]

Čas brzdění hydraulického mechanismu

tr

[s]

Čas rozběhu hydraulického obvodu

t HV

[s]

Čas zdvihu

t PV

[s]

Čas zdvihu pneumotorů

VHV

[ m3 ]

Objem přímočarých hydromotorů

Koeficient bezpečnosti

V0

[m ]

Geometrický objem

VPV

[ m3 ]

Objem pneumotorů

vHV

[ m ⋅ s −1 ]

Rychlost vysunutí hydraulického válce

vP

[ m ⋅ s −1 ]

Rychlost kapaliny v potrubí

vPP

[ m ⋅ s −1 ]

Rychlost v pneumatickém obvodu

3

−1

[m⋅s ] [ N ⋅ mm ]

Rychlost vysunutí pneumatického válce

XP

[N ]

Poloha přechodného průřezu

L P P P

[N ]

Poloha přechodného průřezu z levé strany

[N ]

Poloha přechodného průřezu z pravé strany

[m ]

Výška těžiště celého průřezu

YdT

[m ]

Výška těžiště horní desky

YvT α

[m ]

Výška těžiště výztuhy

[°]

Úhel sklonu nůžkového mechanismu

α b,a

[rad]

Koncové pootočení od jednotkových účinků

α b,c

[rad]


vPV X X X YT

Moment v reakci b


αo

[-]

Tvarový součinitel

αs β

[-]

Tvarový součinitel

[°]

Úhel sklonu hydraulického válce

β a,b

[rad]


β c,b

[rad]


ϕ b,a

[rad]

Koncové pootočení od vnějšího zatížení

ϕ b,c γ

[rad]

Koncové pootočení od vnějšího zatížení

[°]

Úhel na členu 3 k uchycení hydraulického válce

[-]

Počet předpokládaných deformačních parametrů

η η CG λ

[-]

Celková účinnost generátoru

[-]

Ztráta třením v potrubí

λK

[-]


λY

[-]


λZ

[-]


µ

[-]

Neznámé parametry

µF

[-]

Neznámé silové parametry

µM ν ρ

[-]

Neznámé momentové parametry

[ mm 2 ⋅ s −1 ]

Kinematická vizkozita Hustota oleje

σ DOV

[ kgm −3 ] [MPa]

σ komb

[MPa]

Kombinované napětí ve svaru pro upevnění zubů zachycovače

σ KR

[MPa]

Kritické napětí

σ red

[MPa]

Redukované napětí

σohpc

[MPa]

Napětí v ohybu na horním čepu hydromotoru

σohc 3

[MPa]

Napětí v ohybu na horním čepu členu 3

σoPM

[MPa]

Napětí v ohybu v plošině pro mechanický zdvih

σoS

[MPa]

Napětí v ohybu ve svaru pro upevnění zubů zachycovače

σospc

[MPa]

Napětí v ohybu na spodním čepu hydromotoru

σosc 2

[MPa]

Napětí v ohybu na spodním čepu členu 2

σoSc 3

[MPa]

Napětí v ohybu na spodním čepu členu 3

σoZ

[MPa]

Napětí v ohybu na jednom zubu zachycovače

σo2C

[MPa]

Napětí v ohybu na členu 2 v bodě C

σo3C

[MPa]

Napětí v ohybu na členu 3 v bodě C

σo3B

[MPa]

Napětí v ohybu na členu 3 v bodě B

σt 2C

[MPa]

Napětí v tahu na členu 2 v bodě C

σt3B

[MPa]

Napětí v tahu na členu 3 v bodě B

Dovolené napětí


σt3C

[MPa]

Napětí v tahu na členu 3 v bodě C

τ DOV

[MPa]

Dovolené napětí ve smyku

τ hpc

[MPa]

Napětí ve smyku na horním čepu hydromotoru

τ hc 3

[MPa]

Napětí ve smyku na horním čepu členu 3

τ PM

[MPa]

Napětí ve smyku v plošině pro mechanický zdvih

τ sc

[MPa]

Napětí ve smyku na středovém čepu

τ spc

[MPa]

Napětí ve smyku na spodním čepu hydromotoru

τ sc 2

[MPa]

Napětí ve smyku na spodním čepu členu 2

τ Sc 3

[MPa]

Napětí ve smyku na spodním čepu členu 3

τ S1

[MPa]

Napětí ve smyku ve svaru pro upevnění zubů zachycovače

τz

[MPa]

Napětí ve smyku na jeden zubu zachycovače

τ 2C

[MPa]

Napětí ve smyku na členu 2 v bodě C

τ 3B

[MPa]

Napětí ve smyku na členu 3 v bodě B

τ 3C

[MPa]

Napětí ve smyku na členu 3 v bodě C

υ

[-]

Použitelné podmínky rovnováhy

υF

[-]

Použitelné silové podmínky rovnováhy

υM ξ

[-]

Použitelné momentové podmínky rovnováhy

[m]

Rameno valivého odporu

ξ

[-]

Počet odebraných stupňů volnosti od vazby


14 Seznam příloh Příloha A: Výsledné vnitřní účinky na členech zvedáku v horní poloze, 15 s. Příloha B: Řešení zádržného zařízení pomocí MKP Příloha C: Řešení plošiny zvedáku pro hydraulický zdvih pomocí MKP Příloha D: 3D Model zvedáku s hydraulickým pohonem Příloha E: Sestavné výkresy Plošinový zvedák s hydraulickým pohonem B328569 M1 Plošinový zvedák s mechanickým pohonem B328660 M1 Kusovníky B328569 000 – 1/6 B328569 000 – 2/6 B328569 000 – 3/6 B328569 000 – 4/6 B328569 000 – 5/6 B328569 000 – 1/6 B328660 000 – 1/4 B328660 000 – 2/4 B328660 000 – 3/4 B328660 000 – 4/4


Příloha A Výsledné vnitřní účinky na členech zvedáku v horní poloze Člen 2 v horní poloze za stavu A Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

α

Obr.1 Orientace sil na členu 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému

α

α

α α α α Obr.2 Rozklad sil na členu 2

1A PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Výpočet jednotlivých sil

FAXX = FAX ⋅ cos α = 11961,40 ⋅ cos(36) = 9676,98 N FAXY = FAX ⋅ sin α = 11961,40 ⋅ sin(36) = 7030,73N FAYY = FAY ⋅ cos α = 17579,02 ⋅ cos(36) = 14221,73N FAYX = FAY ⋅ sin α = 17579,02 ⋅ sin(36) = 10332,69 N FCXX = FCX ⋅ cos α = 11775,16 ⋅ cos(36) = 9526,30 N FCXY = FCX ⋅ sin α = 11775,16 ⋅ sin(36) = 6921,27 N FCYY = FCY ⋅ cos α = 26332,27 ⋅ cos(36) = 21303,25 N FCYX = FCY ⋅ sin α = 26332,27 ⋅ sin(36) = 15447,72 N FFXX = FFX ⋅ cos α = 186,24 ⋅ cos(36) = 150,67 N FFXY = FFX ⋅ sin α = 186,24 ⋅ sin(36) = 109,47 N FFYY = FFY ⋅ cos α = 8753,25 ⋅ cos(36) = 7081,53N FFYX = FFY ⋅ sin α = 8753,25 ⋅ sin(3) = 5145,03N

(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12)





N 21L = FAYX + FAXX = 10332,69 + 9676,98 = 20009,67 N N 22 L = N 21L − FCXX − FCYX = 20009,67 − 9526,30 − 15477,72 = −4994,36 N N 23 = FFXX − FFYX = 150,67 − 5145,03 = −4994,36 N P

(13) (14) (15)


T 21L = − FAYY + FAXY = −14221,73 + 7030,73 = −7190,99 N T 22 L = T 21L − FCXY + FCYY = −7190,99 − 6921,27 + 21303,25 = 7190,99 N T 23 P = FFYY + FFXY = 7081,53 + 109,47 = 7190,99 N l 21 = 0,567m

(16) (17) (18) (19)


M 21L = 0 Nm M 22 L = ( FAXY − FAYY ) ⋅ l 21 = (7030,73 − 14221,73) ⋅ 0,567 = −4077,29 Nm M 22 P = (− FFYY − FFXY ) ⋅ l 21 = (−7081,53 − 109,47) ⋅ 0,567 = −4077,29 Nm

(20) (21) (22)


Člen 3 v horní poloze zvedáku za stavu A Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

α

Obr.7 Orientace sil na členu 3 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému

α α

α α

α

α

α α Obr.8 Rozklad sil na členu 3



FEXX = FEX ⋅ cos α = 159,46 ⋅ cos(36) = 129,01N FEXY = FEX ⋅ sin α = 159,46 ⋅ sin(36) = 93,73N FEYY = FEY ⋅ cosα = 8770,49 ⋅ cos(36) = 7095,48N FEYX = FEY ⋅ sin α = 8770,49 ⋅ sin(36) = 5155,17 N FCXX = FCX ⋅ cos α = 11775,16 ⋅ cos(36) = 9526,30 N FCXY = FCX ⋅ sin α = 11775,16 ⋅ sin(36) = 6921,27 N FCYY = FCY ⋅ cos α = 26332,27 ⋅ cos(36) = 21303,25 N FCYX = FCY ⋅ sin α = 26332,27 ⋅ sin(36) = 15477,72 N FBXX = FBX ⋅ cos α = 186,24 ⋅ cos(36) = 150,67 N FBXY = FBX ⋅ sin α = 186,24 ⋅ sin(36) = 109,47 N FBYY = FBY ⋅ cos α = 1179,38 ⋅ cos(36) = 954,14 N FBYX = FBY ⋅ sin α = 1179,38 ⋅ sin(36) = 693,22 N FDXX = FDX ⋅ cosα = 11801,94 ⋅ cos(36) = 9547,97 N FDXY = FDX ⋅ sin α = 11801,94 ⋅ sin(36) = 6937,00N FDYY = FDY ⋅ cos α = 18741,16 ⋅ cos(36) = 15161,91N FDYX = FDY ⋅ sin α = 18741,16 ⋅ sin(36) = 11015,78N

(23) (24) (25) (26) (27) (28) (29) (30) (31) (32) (33) (34) (35) (36) (37) (38)





N 31L = FBXX − FBYX = 150,67 − 693,22 = −542,55 N N 32 L = N 31L − FDXX + FDYX = −542,55 − 9547,97 + 11015,78 = 925,26 N N 33 = N 32 − FCYX + FCXX = 925,26 − 15477,72 + 9526,30 = −5026,16 N N 34 P = FEXX − FEYX = 129,01 − 5155,17 = −5026,16 N L

L

(39) (40) (41) (42)


T 31L = − FBXY − FBYY = −109,47 − 954,14 = −1063,61N T 32 L = T 31L + FDXY + FDYY = −1063,61 + 6937,00 + 15161,91 = 21035,31N T 33 L = T 31L − FCXY − FCYY = 21035,31 − 6921,27 − 21303,25 = −7189,21N T 34 P = − FEYY − FEXY = −7095,48 − 93,73 = −7189,21N

(43) (44) (45) (46)


Obr.12 Momenty na členu 3 (Nm) M 31 L = 0 Nm M 32 L = (− FBYY − FBXY ) ⋅ l 31 + ( FBXX − FBYX ) ⋅ l 34 M 32 L = (−954,14 − 109,47) ⋅ 0,3545 + (150,67 − 693,22) ⋅ 0,019287 M 32 L = −387,51Nm M 33 P = ( FEYY + FEXY ) ⋅ l 32 = (7095,48 + 93,73) ⋅ 0,567 = 4076,28Nm l 31 = 0,3545m l 32 = 0,567m l 34 = 0,019287m

(47) (48)

(49)

Člen 4 v horní poloze zvedáku za stavu A (u jednoho nůžkového mechanismu) Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

Obr.13 Orientace sil na členu 4 5. 3. 2 Velikosti jednotlivých sil FBX = 186,24 N FBY = 1179,38 N FHT = 186,24 N FHN = 8753,25 N F 1 = 3556,13 N F 2 = 6376,5 N




N 43 L = − FBX = −186,24 N N 44 P = − FHT = −186,24 N

(50) (51)


T 42 L = − F 1 = −3556,13 N T 43 L = T 42 L + FBY = −3556,13 + 1179,38 = −2376,75N T 44 L = T 43 L + FHN = −2376,75 + 8753,25 = 6376,5 N T 45 P = F 2 = 6376,5 N

(52) (53) (54) (55)


M 42 L = 0 Nm M 43 L = − F 1 ⋅ l 21 − FBX ⋅ l 44 = −3556,13 ⋅ 0,284 − 186,24 ⋅ 0,03 = −1015,53Nm M 44 P = − F 2 ⋅ (l 43 − l 42) = −6376,5 ⋅ 0,5 = −3188,25 Nm M 45 P = 0 Nm

(56) (57) (58) (59)

l 43 = 1,416m l 42 = 0,916m


Člen 5 v horní poloze zvedáku za stavu A Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

β

Obr.17 Orientace sil na členu 5 5. 4. 2 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému

β

β β

β

Obr.18 Rozklad sil na členu 5 5. 4. 3 Výpočet jednotlivých sil

FDXX = FDX ⋅ cos β = 11801,94 ⋅ cos(57,8) = 6288,97 N FDXY = FDX ⋅ sin β = 11801,94 ⋅ sin(57,8) = 9986,72 N FDYY = FDY ⋅ cos β = 18741,16 ⋅ cos(57,8) = 9986,72 N FDYX = FDY ⋅ sin β = 18741,16 ⋅ sin(57,8) = 15858,64 N FIXX = FIX ⋅ cos β = 11801,94 ⋅ cos(57,8) = 6288,97 N FIXY = FIX ⋅ sin β = 11801,94 ⋅ sin(57,8) = 9986,72 N FIYY = FIY ⋅ cos β = 18741,16 ⋅ cos(57,8) = 9986,72 N FIYX = FIY ⋅ sin β = 18741,16 ⋅ sin(57,8) = 15858,64 N

(60) (61) (62) (63) (64) (65) (66) (67) 9A



Obr.19 Orientace sil na členu 5


N 51L = − FIXX − FIYX = −6288,97 − 15858,64 = −22147,61N N 52 P = − FDXX − FDYX = −6288,97 − 15858,64 = −22147,61N

(68) (69)

Z výpočtu je patrné že přímočarý hyromotor je zatížen pouze normálovými silami. Stejně jako u kontroly v dolní poloze zvedáku je síla FBY větší za stavu B proto provedeme průběh vnitřních sil na prutech kde tato síla působí.


Člen 3 v horní poloze zvedáku za stavu B Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

α

Obr.21 Orientace sil na členu 3 Rozklad sil do lokálního souřadnicového systému Stejný jako ve stavu A viz obr. 8 Výpočet jednotlivých sil

FEXX = FEX ⋅ cos α = 64,30 ⋅ cos(36) = 52,02 N FEXY = FEX ⋅ sin α = 64,30 ⋅ sin(36) = 37,80 N FEYY = FEY ⋅ cos α = 3536,71⋅ cos(36) = 2861,26 N FEYX = FEY ⋅ sin α = 3536,71⋅ sin(36) = 2078,82 N FCXX = FCX ⋅ cos α = 11617,47 ⋅ cos(36) = 9398,73N FCXY = FCX ⋅ sin α = 11617,47 ⋅ sin(36) = 6828,58 N FCYY = FCY ⋅ cos α = 15558,84 ⋅ cos(36) = 12611,64 N FCYX = FCY ⋅ sin α = 15558,84 ⋅ sin(36) = 9162,89 N FBXX = FBX ⋅ cos α = 74,89 ⋅ cos(36) = 60,59 N FBXY = FBX ⋅ sin α = 74,89 ⋅ sin(36) = 44,02 N FBYY = FBY ⋅ cos α = 6412,91⋅ cos(36) = 5188,15 N FBYX = FBY ⋅ sin α = 6412,91⋅ sin(36) = 3769,41N FDXX = FDX ⋅ cos α = 11628,06 ⋅ cos(36) = 9407,30 N FDXY = FDX ⋅ sin α = 11628,06 ⋅ sin(36) = 6834,80 N FDYY = FDY ⋅ cos α = 18465,04 ⋅ cos(36) = 14938,53N FDYX = FDY ⋅ sin α = 18465,04 ⋅ sin(36) = 10853,48 N

(70) (71) (72) (73) (74) (75) (76) (77) (78) (79) (80) (81) (82) (83) (84) (85)





N 31 L = FBXX − FBYX = 60,59 − 3769,41 = −3708,83 N N 32 L = N 31 L − FDXX + FDYX = −3708,83 − 9407,30 + 10853,48 = −2262,64 N N 33 L = N 32 L − FCYX + FCXX = −2262,64 − 9162,89 + 9398,73 = −2026,80 N N 34 P = FEXX − FEYX = 52,02 − 2078,82 = −2026,80 N

(86) (87) (88) (89)



T 31 L = − FBXY − FBYY = −44,02 − 5188,15 = −5232,17 N T 32 L = T 31 L + FDXY + FDYY = −5232,17 + 6834,80 + 14938,53 = 16541,16 N T 33 = T 32 − FCXY − FCYY = 16541,16 − 6828,58 − 12611,64 = −2899,05 N T 34 P = − FEYY − FEXY = −2861,26 − 37,80 = −2899,05 N L

L

(90) (91) (92) (93)

Obr.25 Momenty na členu 3 (Nm) M 31 L M 32 L M 32 L M 32 L

= 0 Nm = (− FBYY − FBXY ) ⋅ l 31 + ( FBXX − FBYX ) ⋅ l 34 = (−5188,15 − 44,02) ⋅ 0,3545 + (60,59 − 3769,41) ⋅ 0,019287 = −1926,34 Nm

M 33 P = ( FEYY + FEXY ) ⋅ l 32 = (2861,26 + 37,80) ⋅ 0,567 = 1643,76 Nm

(94) (95)

(96)


Člen 4 v horní poloze zvedáku za stavu B (u jednoho nůžkového mechanismu) Skutečná orientace sil na členu dle maticového výpočtu.

Obr.26 Orientace sil na členu 4 Velikosti jednotlivých sil FBX = 74,89 N FBY = 6412,91N FHT = 74,89 N FHN = 3519,72 N F 1 = 6376,5 N F 2 = 3556,13N Výsledné vnitřní účinky


N 43 L = − FBX = −74,89 N

(97)

N 44 P = − FHT = −74,89 N

(98)

Obr.28 Posouvající síly na členu 4 (N) 14A PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

T 42 L = − F 1 = −6376,5 N T 43 L = T 42 L + FBY = −6376,5 + 6412,91 = 36,41N T 44 = T 43 + FHN = 36,41 + 3519,72 = 3556,13 N T 45 P = F 2 = 3556,13 N L

L

(99) (100) (101) (102)


M 42 L = 0 Nm M 43 L = − F 1 ⋅ l 21 − FBX ⋅ l 44 = −6376,5 ⋅ 0,284 − 74,89 ⋅ 0,03 = −1813,17 Nm M 44 P = − F 2 ⋅ (l 43 − l 42 ) = −3556,13 ⋅ 0,5 = −1778,06 Nm M 45 P = 0 Nm

(103) (104) (105) (106)

l 43 = 1,416m l 42 = 0,916m


Příloha B

Obr. 1 Ekvivalentní napětí na zádržném zařízení

Obr. 2 Maximální hlavní napětí na zádržném zařízení

1B PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Obr. 3 Deformace na zádržném zařízení

2B PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Příloha C

Obr. 1 Ekvivalentní napětí na horní desce zvedáku s hydraulickým pohonem

Obr. 2 Hlavní napětí na horní desce zvedáku s hydraulickým pohonem

1C PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Obr. 3 Deformace horní desky zvedáku s hydraulickým pohonem

2C PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Příloha D

Obr. 1 Zvedák v horní poloze

Obr. 2 Zvedák v dolní poloze

1D PDF vytvořeno zkušební verzí pdfFactory www.fineprint.cz

Alternativy řešení plošinových zvedáků SOLUTION ALTERNATIVES OF LIFTING PLATFORM

Recommend Documents