ANALYTICKÝ VÝPOČET VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA 1 HYDRAULICKÝ LIS. doc. Ing. Martin Hynek, PhD. a kolektiv. verze - 1.0

Katedra konstruování strojů Fakulta strojní

KϬ8ͲHYDRAULICKÝ LIS

Ϭ1ͲHYDRAULICKÝ LIS ANALYTICKÝ VÝPOČET VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA

doc. Ing. Martin Hynek, PhD. a kolektiv

verze - 1.0 Tento projekt je spolufinancován Evropským sociálním fondem a státním rozpočtem České republiky KA08.01 - stránka 1

Hledáte kvalitní studium? Nabízíme vám jej na Katedře konstruování strojů Katedra konstruování strojů je jednou ze šesti kateder Fakulty strojní na Západočeské univerzitě v Plzni a patří na fakultě k největším. Fakulta strojní je moderní otevřenou vzdělávací institucí uznávanou i v oblasti vědy a výzkumu uplatňovaného v praxi. Katedra konstruování strojů disponuje moderně vybavenými laboratořemi s počítačovou technikou, na které jsou např. studentům pro studijní účely neomezeně k dispozici nové verze předních CAD (Pro/Engineer, Catia, NX ) a CAE (MSC Marc, Ansys) systémů. Laboratoře katedry jsou ve všední dny studentům plně k dispozici např. pro práci na semestrálních, bakalářských či diplomových pracích, i na dalších projektech v rámci univerzity apod. Kvalita výuky na katedře je úzce propojena s celouniverzitním systémem hodnocení kvality výuky, na kterém se průběžně, zejména po absolvování jednotlivých semestrů, podílejí všichni studenti. V současné době probíhá na katedře konstruování strojů významná komplexní inovace výuky, v rámci které mj. vznikají i nové kvalitní učební materiály, které budou v nadcházejících letech využívány pro podporu výuky. Jeden z výsledků této snahy máte nyní ve svých rukou. V rámci výuky i mimo ni mají studenti možnost zapojit se na katedře také do spolupráce s předními strojírenskými podniky v plzeňském regionu i mimo něj. Řada studentů rovněž vyjíždí na studijní stáže a praxe do zahraničí. Nabídka studia na katedře konstruování strojů: Bakalářské studium (3roky, titul Bc.) Studijní program

B2301: strojní inženýrství („zaměřený univerzitně“)

B2341: strojírenství (zaměřený „profesně“)

Zaměření

Stavba výrobních strojů a zařízení Dopravní a manipulační technika

Design průmyslové techniky Diagnostika a servis silničních vozidel Servis zdravotnické techniky

Magisterské studium (2roky, titul Ing.) Studijní program Zaměření

N2301: Strojní inženýrství Stavba výrobních strojů a zařízení Dopravní a manipulační technika

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

Západočeská univerzita v Plzni, 2014 ISBN © doc. Ing. Martin Hynek, Ph.D. Ing. Petr Votápek, Ph.D. Bc. Michal Švamberk Ing. Jitka Bezděková

KA08.01 - stránka 2

Obsah 1. Brzda beranu 1.1. Popis 1.2. Výpočet 1.3. Katalogové listy 2. Rám lisu 2.1. Úvod 2.2. Popis horní nepohyblivé traverzy 2.3. Výpočet horní nepohyblivé traverzy 2.4. Popis beranu 2.5. Výpočet beranu 2.6. Popis spodní nepohyblivé traverzy 2.7. Výpočet spodní nepohyblivé traverzy 2.8. Výpočet kruhových sloupů 2.9. Střední čára rámu lisu 2.10. Výpočtový model lisu 3. Předepínací matice 3.1. Popis 3.2. Výpočet 4. Hydraulický válec 4.1. Popis 4.2. Výpočet hydraulického válce 4.2.1. Výpočet průměru pístu 4.2.2. Výpočet průměru pístnice 4.2.3. Výpočet stěny hydraulického válce 4.2.4. Výpočet příruby 4.2.5. Výpočet šroubů hydraulického válce 5. Hydraulika 5.1. Popis 5.2. Výpočet hydrauliky 5.2.1. Potřebné dodané množství QV 5.2.2. Geometrický objem čerpadla 5.2.3. Návrh průměru potrubí 5.2.4. Čas pojezdu 6. Světelné závory 6.1. Popis 6.2. Výpočet světelné závory 6.3. Katalogové listy


7. Výměník nástrojů 7.1. Funkce výměníku 7.2. Konstrukční řešení výměníku 7.3. Kinematické schéma 7.4. Výpočet motoru 7.5. Výpočet délky pera v převodovce 7.6. Kontrola hřídele na krut 7.7. Výpočet svěrného spoje korýtkové spojky 7.8. Kontrola spojení kolíkem mezi řetězem a tlačným kamenem 7.9. Kontrola spojení kolíkem mezi tlačným kamenem a táhlem 7.10. Výpočet četnosti a rozteče kuličkových jednotek 7.11. Výpočet a kontrola šroubového spoje oka s hnízdem 7.12. Katalogové listy


1. BRZDA BERANU 1.1 Popis brzdy beranu Z d ůvodu bezpečnosti je nutno použít brzdový systém. Brzdový systém zajistí nouzové zastavení beranu při poruše hydraulického systému a dále zajistí polohu beranu v horní poloze – v tomto okamžiku obsluha vstupuje do pracovního prostoru stroje a manipuluje s vylisovaným dílem. Je použit brzdící systém od firmy SITEMA. Detail uchycení systému brzdy a princip brzdícího tělesa s jeho základními částmi je zobrazen na Obr. 1. Těleso brzdy je řízeno hydraulicky a je navrženo na mechanickém principu. Těleso je schopno zabrzdit beran v jakékoliv poloze. Brzdící těleso je složeno z krytu, pružin, klínů a posuvných čelistí. Pokud je pod brzdící čelisti přiváděn tlak, jsou čelisti tlačeny proti pružině a tyčí brzdy je možno volně pohybovat. V případě, že dojde k poklesu tlaku pod čelistmi, jsou tyto čelisti pružinou odtlačeny směrem dolů po kuželovité ploše klínů a dojde k sevření tyče brzdy a zastavení beranu.

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

Non-Commercial Use Only


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

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



1.2 Výpočet brzdy beranu Brzda musí být nadimenzována tak, aby byla schopna zastavit pohyb beranu, na kterém je připevněna horní polovina nástroje. m1 ≔ 9000

maximální hmotnost horní poloviny nástroje

m2 ≔ 9000

hmotnost beranu

n≔2

počet brzd

k1 ≔ 2

doporučená minimální bezpečnost definovaná výrobcem

k2 ≔ 3.5

doporučená maximální bezpečnost definovaná výrobcem

M

maximální přípustné zatížení brzdy definované výrobcem

m ≔ m1 + m2 = 18000

celková maximální bržděná hmotnost

m ⋅ ⋅ k1;2 M1;2 ＝ ―――― n m ⋅ ⋅ k1 M1 ≔ ――― = 176.52 n

maximální přípustné zatížení brzdy při minimální bezpečnosti definované výrobcem

m ⋅ ⋅ k2 M2 ≔ ―――= 308.91 n

maximální přípustné zatížení brzdy při maximální bezpečnosti definované výrobcem

Z katalogu firmy SITEMA byla vybrána brzda s označením KR 100, která je dimenzována na maximální zatížení 220 kN. Kontrola: M ≔ 220 n⋅M k ≔ ――= 2.5 m⋅

k1 < k < k 2

Vybraný typ brzdy splňuje podmínku bezpečnosti definovanou výrobcem.



1.3

Katalogové listy



2.RÁM LISU 2.1 Úvod

Rám hydraulického lisu je tvořen čtyřmi hlavními částmi. Horní nepohyblivou traverzou, beranem, spodní nepohyblivou traverzou a čtveřicí kruhových sloupů. Hlavní funkcí rámu je zajistit dostatečnou tuhost celé sestavy hydraulického lisu.

2.2 Popis horní nepohyblivé traverzy Horní traverza obsahuje čtyři otvory (1) obr.1 pro průchod pracovních hydraulických válců. Dva menší otvory (2) obr.1 umístěné na podélné ose horní traverzy jsou určené pro průchod brzdové tyče a díry se závitem po obvodu těchto otvorů slouží k uchycení tělesa brzdy (1) obr.2 od firmy SITEMA. Dále je k horní traverze připevněna rozvodná kostka (3) obr.1, která rozvádí potřebné procesní kapaliny do dalších částí lisu. V rozích horní traverzy jsou čtyři průchozí otvory (4) obr.1, do kterých jsou vsazeny čtyři sloupy, které spojují spodní nepohyblivou traverezu s horní traverzou. Po těchto sloupech je veden beran. Horní traverza je navržena jako svařovaná konstrukce z oceli 11 375, která se skládá z několika výpalků, které jsou svařeny do požadovaného tvaru a poté jsou obrobeny funkční plochy traverzy (viz. Výkres 5029.22.03.1301). Traverza musí obsahovat žebrování, aby byla zajištěna dostatečná tuhost rámu lisu, potřebná pro bezproblémový chod stroje. Po svaření je nutné svařenec vyžíhat, aby se odstranilo vnitřní pnutí vzniklé během svařování. Pro určení rozměrů horní traverzy byl vytvořen výpočtový model. Lze si ho představit jako nosník na dvou podporách, který je zatížen silami F1,2, které jsou vyvozeny od hydraulických válců. Průřez nosníku je obdelníkový, kde výška hh je výška traverzy a šířka B je součet tlouštěk všech žeber v daném směru.

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



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

Obrázek 3 - Svařenec horní traverzy před opracováním



2.3 Výpočet horní nepohyblivé traverzy

F1 ≔ 500

zatížení od hydraulických válců

F2 ≔ 500


a ≔ 700 b ≔ 1900 l ≔ 2600

délka traverzy

B ≔ 200

šířka traverzy (celková šířka žeber)

DV ≔ 130

vnější průměr hydraulického válce

Re ≔ 370

materiál ocel 11 375

k≔5

zvolená bezpečnost

Re σdov ≔ ― = 74 k

dovolené maximální napětí

x:

RAx + RBx ＝ 0

y:

−RAy + F1 + F2 − RBy ＝ 0

M:

−F1 ⋅ a − F2 ⋅ b + RBy ⋅ l ＝ 0

F 1 ⋅ a + F2 ⋅ b = 500 RBy ≔ ―――― l

reakce v podpěře B

RAy ≔ F1 + F2 − RBy = 500

reakce v podpěře A



M (x=0):

Mo1 ≔ −F1 ⋅ a − F2 ⋅ b + RBy ⋅ l = 0

M (x=a):

Mo2 ≔ −RAy ⋅ a = −350

M (x=a+b):

⋅

Mo3 ≔ −RAy ⋅ b + F1 ⋅ (b − a) = −350

M (x=l):

Mo4 ≔ −RAy ⋅ l + F1 ⋅ b + F2 ⋅ a = 0

MoMAX ≔ Mo2 = −350 MoMAX σdov ≤ ――― Wo1

⋅

maximální ohybový moment

⋅ MoMAX Wo1 ≥ ――― σdov

||MoMAX|| ⎛ 6 Wo1 ≔ ――― = ⎝4.73 ⋅ 10 ⎞⎠ σdov 2

⋅

3

2

B ⋅ hh D V ⋅ hh 1 2 Wo1 ＝ ――― − ――― ＝ ―⋅ h ⋅ ⎛⎝B − DV⎞⎠ 6 6 6 hh ≔

‾‾‾‾‾‾ 6 ⋅ Wo1 = 636.715 ――― B − DV

výška horní nepohyblivé traverzy

hh ≔ 650 Navržená výška horní nepohyblivé traverzy je 650 mm.



2.4 Popis beranu Beran je pohyblivá část hydraulického lisu, která je vyrobena ze svařované konstrukce z oceli 11 375. Jedná se o několik výpalků, které jsou k sobě svařeny do požadovaného tvaru (viz. výkres 5029.22.03.1201), poté se musí obrobit funkční plochy (dosedací plochy, otvory pro sloupy, T-drážky, vedení,...). Pomocí T-drážek je na spodní plochu beranu připevňena horní část nástroje. Velikost T-drážek je dle normy ČSN 02 1030. Beran je nutné žíhat, aby se zbavilo vnitřní pnutí, které vzniklo během svařování. Pohyb beranu je řízen čtyřmi hydraulickými válci, které jsou upevněny na základně (1) obr.4 v horní části beranu. Tato základna slouží i pro upevnění brzdových tyčí (2) obr.4 a hydraulických válců. V rozích beranu je zkonstruováno prodloužené vedení (3) obr.4, kterým je beran veden při vertikálním pohybu po sloupech lisu a snižuje se tak účinek dvojice sil vznikajících od naklopení beranu. Mezi vodícím sloupem a beranem je vůle 15 mm na průměr. Tato vůle je vymezena vodicími pouzdry (4) obr.6, která jsou zajištěna víčky (2) obr.6 přišroubovanými k beranu. Aby se okolní nečistoty nedostaly do vedení beranu, jsou víčka osazena stíracími kroužky (1) obr.6. Z hlediska údržby je toto pouzdro nutné pravidelně přimazávat tukem. K doplňování tuku slouží postranní otvory v beranu se závitem, kam se přišroubují mazací hlavice (3) obr.6. Pro doplnění tuku je používán malý mazací lis se speciálním nástavcem, který musí být stejného druhu, jako je mazací hlavice. Po přiložení násavce mazacího lisu k mazací hlavici je kulička v hlavici odtlačena a mazivo je pod tlakem vpraveno skrz hlavici do pouzdra a přes drážky v pouzdře dál vedeno až k plochám sloupu. Pro určení rozměrů beranu byl vytvořen výpočtový model. Lze si ho představit jako nosník na dvou podporách, který je zatížen silami F1,2, což je zatížení od hydraulických válců a silou F3, která simuluje zatížení od excentricky uloženého nástroje. Průřez nosníku je obdelníkový, kde výška hb je výška traverzy a šířka B je součet tlouštěk všech žeber v daném směru.

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



Obrázek 5 - Sestava beranu

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



2.5 Výpočet beranu

F1 ≔ 500


F2 ≔ 500


F3 ≔ 1000

zatížení od spojitého namáhání excentricky uloženého nástroje

a ≔ 700 b ≔ 1900 l ≔ 2600

délka beranu

l c ＝ ―+ ex 2 B ≔ 200

šířka beranu (celková šířka žeber)

Re ≔ 370


k≔6


Re σdov ≔ ― = 61.67 k




Náhrada spojitého obtížení od excentricky uloženého nástroje:

s ≔ 2500

délka nástroje

q2 ＝ q1 + 15% q1 ＝ q1 + 0.15 q1 ＝ 1.15 q1

spojité obtížení od excentricky uloženého nástroje (excentricita 15%)

s s F3 ＝ q1 ⋅ ―+ q2 ⋅ ― ＝ 1000 kN 2 2

s s ―⋅ ⎝⎛q1 + q2⎞⎠ ＝ ―⋅ 2.15 ⋅ q1 2 2

2 ⋅ F3 q1 ≔ ――― = 372.093 ―― s ⋅ 2.15 q2 ≔ 1.15 ⋅ q1 = 427.907 ―― S1 ⋅ x1 + S2 ⋅ x2 l xT ＝ ――――― ＝ ―+ ex 2 S1 + S2

vzdálenost těžiště spojitého obtížení

s ⎛s l s⎞ s ⎛s l⎞ q1 ⋅ ―⋅ ⎜―+ ―− ― + q2 ⋅ ―⋅ ⎜―+ ― ⎟ 2 ⎝4 2 2⎠ 2 ⎝ 4 2 ⎟⎠ xT ≔ ―――――――――――= 1343.6 s s q1 ⋅ ―+ q2 ⋅ ― 2 2 l ex ≔ xT − ―= 43.6 2

excentricita náhrady F3 za spojité obtížení od nástroje ve směru osy x

c ≔ xT = 1343.6



x:

RAx + RBx ＝ 0

y:

RAy − F1 − F2 + F3 + RBy ＝ 0

M:

F1 ⋅ a + F2 ⋅ b − F3 ⋅ c − RBy ⋅ l ＝ 0

F 1 ⋅ a + F2 ⋅ b − F3 ⋅ c = −16.771 RBy ≔ ―――――― l


RAy ≔ F1 + F2 − F3 − RBy = 16.771


M (x=0):

Mo1 ≔ F1 ⋅ a + F2 ⋅ b − F3 ⋅ c − RBy ⋅ l = 0

M (x=a):

Mo2 ≔ RAy ⋅ a = 11.74

M (x=c):

Mo3 ≔ RAy ⋅ c − F1 ⋅ (c − a) = −299.27

M (x=b):

⋅ ⋅

Mo4 ≔ RAy ⋅ b − F1 ⋅ (b − a) + F3 ⋅ (b − c) = −11.74

M (x=l):

Mo5 ≔ RAy ⋅ l − F1 ⋅ b − F2 ⋅ a + F3 ⋅ (l − c) = 0

MoMAX ≔ Mo3 = −299.27 MoMAX σdov ≤ ――― Wo1

⋅

⋅


⋅

MoMAX Wo1 ≥ ――― σdov

||MoMAX|| ⎛ 6 Wo1 ≔ ――― = ⎝4.85 ⋅ 10 ⎞⎠ σdov

3

2

B ⋅ hb 2 1 Wo1 ＝ ――― ＝ ―⋅ hb ⋅ B 6 6 hb ≔

‾‾‾‾‾‾ 6 ⋅ Wo1 = 381.563 ――― B

výška beranu

hb ≔ 400 Navržená výška beranu je 400 mm.



2.6 Popis spodní nepohyblivé traverzy Spodní traverza je tvořena jako svařenec z několika výpalků. Veškeré vypálené části jsou k sobě přivařeny, jak je možné vidět na výkrese číslo 5029.22.03.1101. Na spodní části traverzy je vidět žebrování, které zajistí dostatečnou tuhost spodního rámu při maximálním zatížení. Po svaření je nutné nechat traverzu vyžíhat, aby se zbavila vnitřního pnutí, které vzniklo při svařování. Poté jsou obrobeny funkční plochy, které jsou znázorněny na obr.x azurovou barvou. Spodní traverza je vybavena kotvicími patkami (1) obr.7 pro upevnění lisu. Upevnění je prováděno pomocí zabetonovaných patek (2) obr.7 a díky šroubům lze lis vyladit do přesné polohy. Na horní plochu traverzy je připevňena spodní část lisovacího nástroje. Pro připevnění nástroje ke spodní traverze jsou na dosedací ploše traverzy s nástrojem vyrobeny T-drážky (3) obr.7. T-drážky mají velikost dle normy ČSN 01 1030. Tento způsob upevnění nástroje se používá pouze při nepřítomnosti výměníku nástrojů. Jelikož sestava lisu je opatřena výměníkem nástrojů, spodní díl nástroje je upevněn pomocí klínových upínek, které jsou blíže popsány v kapitole 1. Na vrchní straně traverzy jsou vyfrézovány kruhové kapsy (4) obr.7, v kterých jsou přišroubovány vodicí kladky. Tyto kladky slouží jako vedení pro pohyblivé hnízdo s nástrojem. Dále jsou ke spodní traverze připevněny dvě kuličkové lišty, po kterých je hnízdo dopraveno do pracovního prostoru lisu. To vše je blíže popsané opět v kapitole 1. Spodní a horní traverza jsou spojeny čtyřmi vodícími sloupy, pro jejichž upevnění jsou v traverzách vyrobeny uložení (5) obr.7, ve kterých jsou nalisovány podložky sloupů. Pro určení rozměrů spodní traverzy byl vytvořen výpočtový model. Lze si ho představit jako nosník na dvou podporách, který je zatížen tíhou nástroje G a silou F3, která se rovná spojitému namáhaní od excentricky uloženého nástroje. Průřez nosníku je obdelníkový, kde výška hs je výška traverzy a šířka B je součet tlouštěk všech žeber v daném směru.

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



Obrázek 8 - Sestava spodní nepohyblivé traverzy

Obrázek 9 - Svařenec spodní nepohyblivé traverzy



2.7 Výpočet spodní nepohyblivé traverzy

m1 ≔ 11000

hmotnost kompletního nástroje

m2 ≔ 10000

hmotnost beranu (pohyblivé traverzy)

F3 ≔ 1000

zatížení od spojitého namáhání excentricky uloženého nástroje

l ≔ 2600

délka traverzy

c ≔ xT = 1343.6 B ≔ 320

šířka traverzy (celková šířka žeber)

Re ≔ 370


k≔5


G

tíha nástroje

Re σdov ≔ ― = 74 k




Náhrada spojitého obtížení od excentricky uloženého nástroje:

x:

RAx + RBx ＝ 0

y:

RAy − G − F3 + RBy ＝ 0

M:

l G ⋅ ―+ F3 ⋅ c − RBy ⋅ l ＝ 0 2

G ≔ m1 ⋅ = 107.87

l G ⋅ ―+ F3 ⋅ c 2 RBy ≔ ――――= 570.708 l


RAy ≔ G + F3 − RBy = 537.166


M (x=0): M (x=l/2): M (x=c): M (x=l):

l Mo1 ≔ G ⋅ ―+ F3 ⋅ c − RBy ⋅ l = 0 2 l ⋅ Mo2 ≔ RAy ⋅ ―= 698.32 2 ⎛ l⎞ Mo3 ≔ RAy ⋅ c − G ⋅ ⎜c − ― = 717.03 2 ⎟⎠ ⎝ l Mo4 ≔ RAy ⋅ l − G ⋅ ―− F3 ⋅ (l − c) = 0 2

MoMAX ≔ Mo3 = 717.03 MoMAX σdov ≤ ――― Wo1

⋅ ⋅


⋅ MoMAX Wo1 ≥ ――― σdov

||MoMAX|| 6 Wo1 ≔ ―――= ⎛⎝9.69 ⋅ 10 ⎞⎠ σdov

3



2

B ⋅ hs Wo1 ＝ ――― 6 hs ≔

‾‾‾‾‾‾ 6 ⋅ Wo1 = 426.241 ――― B výška spodní nepohyblivé traverzy

hs ≔ 430

Navržená výška spodní nepohyblivé traverzy je 430 mm.

2.8 Výpočet kruhových sloupů Re ≔ 500

mez kluzu (materiál sloupu 42CrMo4)

k≔5

bezpečnost

F ≔ 1000

síla lisu

Fp1 ≔ 500

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

Re σD ≔ ― = 100 k F Fmax ≔ ―+ Fp1 = 1000 2

dovolené napětí sloupu maximání síla ve sloupu

Fmax σ ＝ ――― ≤ σD Ssloupu 2

Fmax ⋅D Ssloupu ＝ ――＝ ――― σD 4 explicit ‾‾‾‾‾‾‾ 4 ⋅ Fmax ALL D ≔ ――― ――→ ⋅ σD

‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾ 4 ⋅ 1000 ⋅ = 112.838 ――――― ⋅ 100 ⋅

D ≔ 120



Kontrola na tah a ohyb: 2

⋅D Ssloupu ≔ ――― = 11309.73 4 3 ⋅D Wsloupu ≔ ――― = 169646.003 32 M ≔ 625

2

3

⋅

M ― Fmax 2 σsl ≔ ――― + ――― = 1930.49 Ssloupu Wsloupu

D ≔ 200 D1 ≔ 140



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

l ≔ 2600

šířka střední čáry rámu = rozteč sloupů

hh ≔ 690

výška horní nepohyblivé traverzy

hb ≔ 500

výška beranu

hs ≔ 430

výška spodní nepohyblivé traverzy

b1 ≔ 500

navýšení beranu v oblasti vedení sloupů

a1 ≔ 2350

maximální výška otevření lisu

c1 ≔ 575

rozestup horní traverzy a beranu při maximálním otevření lisu

hs a ≔ a1 + ―= 2565 2 b ≔ hb + b1 = 1000

výška beranu v oblasti vedení sloupů

hh c ≔ c1 + ―− b1 = 420 2 h ≔ a + b + c = 3.985

výška střední čáry rámu lisu



2.10 Výpočtový model lisu Čtyřsloupový rám lisu se řadí mezi staticky neurčité konstrukce. S počtem sloupů roste složitost řešení. Pro výpočet čtyřsloupového rámu lisu, který je osmnáctkrát staticky neurčitý, je nutné rám zjednodušit. Rozříznutím rámu v podélném a příčném směru vzniknou dva rovinné dvousloupové rámy, které jsou třikrát staticky neurčité. Rám s delší stranou je z důvodu jeho většího namáhání pro výpočet vhodnější. Střední čára rámu je narušena řezem a do vzniklé mezery jsou vloženy tři jednotkové staticky neurčité veličiny (V, H, M).

F1 ≔ F2

100 F1 ≔ ――― = 50 2

síla hydraulických válců

FQ

síla, kterou působí pohyblivá traverza při naklopení na sloupy

h ≔ 3985

výška rámu

d ≔ 500 b ≔ 500

vzdálenost hydraulických válců od středové čáry výška beranu v oblasti sloupu

l ≔ 2600

rozteč sloupů v podélném směru

c ≔ 420



Předpoklady výpočtu: 1. Sloupy jsou pevně ukotveny ve spodní a horní traverze. 2. Rám je zatížen osamělými silami působícími v jednotlivých bodech přímo na rámu. 3. Není uvažována možnost výskytu dodatečných napětí vzniklých na základě špatné montáže jednotlivých komponent lisu.

4. Excentricita působení lisovací síly v podélném směru pracovního prostroru je

uvažována ε. 5. Horní a spodní traverza jsou vůči sloupům uvažovány jako nekonečně tuhé. 6. Čtyřsloupový rám je 18x vnitřně staticky neurčitý. Pro zjednodušení je nutné čtyřsloupový rám rozdělit v podélném a příčném směru na dva dvousloupové rámy. Pro staticky neurčité veličiny - V, H, M platí podmínka o minimu deformační práce A vykonané v celé soustavě - Castigliánova věta. ⌠ 2 MC ⎮ A ＝ ――― dx ⎮ ⌡ 2⋅E⋅J

Castigliánova věta

R

δA δA δA ＝ ―― ＝ ―― ＝0 ―― δM δH δV

podmínka pro výpočet účinků V, H, M

Dále je předpokládáno, že celkový vnitřně neurčitý moment MC je algebraickým součtem jednotlivých složek momentů vyvolaných neurčitými veličinami V, H, M. Tímto postupem budou získány rovnice, ze kterých se po zjednodušení získají 3 rovnice zobecněných posuvů, které se vzhledem ke vzniklým integrálním součinům budou řešit Tachov-Kuzněcovovým pravidlem. MC ＝ Π + ⎛⎝M ⋅ ΠM⎞⎠ + ⎛⎝H ⋅ ΠH⎞⎠ + ⎛⎝V ⋅ ΠV⎞⎠ celkový vnitřní neurčitý moment moment okolo sloupů lisu od vnějšího zatížení rámu moment od jednotkového vnitřního staticky neurčitého momentu "M" moment od jednotkové vnitřní staticky neurčité síly "H" moment od jednotkové vnitřní staticky neurčité síly "V"

MC ‥ . Π‥. ΠM ‥ . ΠH ‥ . ΠV ‥ .

⌠ δMC δA 1 ＝ ΠM ⋅ ⎛⎝Π + M ⋅ ΠM + H ⋅ ΠH + V ⋅ ΠV⎞⎠ d x ＝ 0 ⋅⌠ ――⎮ MC ⋅ ―――d x ＝ ―― δM ⌡ E ⋅ J R⌡ δM ⋅ E ⋅ J

[1]

R

Na základě předpokladu číslo 5 se rovnice značně zjednoduší: ⌠ ⎛ Π ⋅ Π ⎞ d x + M ⋅ ⌠ Π 2 d x + H ⋅ ⌠ ⎛ Π ⋅ Π ⎞ d x + V ⋅ ⌠ ⎛Π ⋅ Π ⎞ d x M⎠ ⌡⎝ ⌡ ⎝ H M⎠ ⌡ ⎝ M V⎠ ⌡ M R

=

R

R

=

R

δFM + M ⋅ δMM + H ⋅ δMH + V ⋅ δMV



Po stejných úpravách zbylých rovnic jsou sestaveny tři kanonické rovnice: δFM + M ⋅ δMM + H ⋅ δMH + V ⋅ δMV ＝ 0 δFH + M ⋅ δHM + H ⋅ δHH + V ⋅ δHV ＝ 0 δFV + M ⋅ δVM + H ⋅ δVH + V ⋅ δVV ＝ 0 Pro výpočet jednotlivých součinitelů zobecněných posuvů δ od vnějších zatížení rámu bude použito Dachov-Kuzněcovovo pravidlo o integraci dvou funkcí, kdy jedna musí být přímková. b

b

⌠ (c ⋅ x + d) ⋅ f (x) d x ＝ ⎛c ⋅ x + d⎞ ⋅ ⌠ f (x) d x ＝ y ⋅ S ⎝ ⎠ ⌡ T T ⌡ a

[5]

a

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



Průběh momentových ploch okolo sloupů rámu od vnějšího zatížení



Výpočet velikosti jednotlivých součintelů: 3

⎛ −1 −2 ⎞ ⎛ −1 −2 ⎞ 2 ⋅ h δHH ＝ ⎜―― h⎟ + ⎜―― ⋅ h ⋅ h ⋅ ―― ⋅ h ⋅ h ⋅ ―― ⋅ h⎟ ＝ ―― 3 ⎠ ⎝ 2 3 3 ⎝ 2 ⎠ 2

2

l −l l l l h⋅l δVV ＝ −h ⋅ ―⋅ ―+ h ⋅ ―⋅ ― ＝ 2 ⋅ h ⋅ ―＝ ―― 2 2 2 2 4 2 δMM ＝ h ⋅ 1 ⋅ 1 + h ⋅ 1 ⋅ 1 ＝ 2 ⋅ h ⎞ ⎛ −1 ⎞ −1 2 1 2 ⎛ −1 2 h ⋅ h ⋅ 1⎟ + ⎜―― h ⋅ h ⋅ 1⎟ ＝ ―― h − ―h ＝ −h δMH ＝ δHM ＝ ⎜―― 2 2 ⎝ 2 ⎠ ⎝ 2 ⎠ h l h l δMV ＝ δVM ＝ −h ⋅ ―⋅ ―+ h ⋅ ―⋅ ― ＝0 2 2 2 2 2

2

−1 −l −1 l h ⋅l h ⋅l δVH ＝ δHV ＝ ―― ＝ ――− ―― ＝0 h ⋅ h ⋅ ―+ ―― h⋅h⋅― 2 2 2 2 4 4 ⎛ ⎛ b⎞ b⎞ δFM ＝ δMF ＝ 2 ⋅ F1 ⋅ d ⋅ h + FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ＝ 2 ⋅ F1 ⋅ d ⋅ h − FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⎟ 2⎠ 2 ⎟⎠ ⎝ ⎝ 2 −h δFH ＝ δHF ＝ 2 ⋅ F1 ⋅ d ⋅ h ⋅ ―― ＝ −F1 ⋅ d ⋅ h 2

⎛ ⎛ −l l b ⎞ −l b⎞ l ⋅ ―− FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⋅― δFV ＝ δVF ＝ F1 ⋅ d ⋅ h ⋅ ―+ F1 ⋅ d ⋅ h ⋅ ―+ FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⎟ 2 2 2⎠ 2 2 ⎟⎠ 2 ⎝ ⎝

=

=

⎛ ⎛ b⎞ l b⎞ ⋅l −2 ⋅ FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⋅― ＝ −FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⎟ 2⎠ 2 2 ⎟⎠ ⎝ ⎝



Pro zjednodušený dvousloupový rám platí: F ≔ 1000

pracovní síla lisu (zadána)

F F1 ≔ ―= 500 2

pracovní síla prvního hydraulického válce

F2 ≔ F1 = 500

pracovní síla druhého hydraulického válce

s ≔ 2500

délka nástroje

q2 ＝ q1 + 15% q1 ＝ q1 + 0.15 q1 ＝ 1.15 q1

spojité obtížení od excentricky uloženého nástroje (excentricita 15%)

s s F3 ＝ q1 ⋅ ―+ q2 ⋅ ― ＝ 1000 kN 2 2

s s ―⋅ ⎛⎝q1 + q2⎞⎠ ＝ ―⋅ 2.15 ⋅ q1 2 2

...

2 ⋅ F3 q1 ≔ ――― = 372.093 ―― s ⋅ 2.15 q2 ≔ 1.15 ⋅ q1 = 427.907 ―― S1 ⋅ x1 + S2 ⋅ x2 l xT ＝ ――――― ＝ ―+ ex 2 S1 + S2

vzdálenost těžiště spojitého obtížení od A

s ⎛s l s⎞ s ⎛s l⎞ q1 ⋅ ―⋅ ⎜―+ ―− ― + q2 ⋅ ―⋅ ⎜―+ ― ⎟ 2 ⎝4 2 2⎠ 2 ⎝ 4 2 ⎟⎠ xT ≔ ―――――――――――= 1343.6 s s q1 ⋅ ―+ q2 ⋅ ― 2 2 l ex ≔ xT − ―= 43.6 2

excentricita lisovací síly v podélném směru pracovního prostoru lisu



Z momentové podmínky rámu vypočítám sílu FQ, kterou působí beran při svém naklopení na sloupy F3 ⋅ ex FQ ≔ ―― = 51.91 2⋅c

2 ⋅ FQ ⋅ c ＝ F3 ⋅ ex

Po dosazení součinitelů do níže uvedených kanonických rovnic je možné vyjádřit vnitřní staticky neurčité veličiny V, H, M: δFM + M ⋅ δMM + H ⋅ δMH + V ⋅ δMV ＝ 0 δFH + M ⋅ δHM + H ⋅ δHH + V ⋅ δHV ＝ 0 δFV + M ⋅ δVM + H ⋅ δVH + V ⋅ δVV ＝ 0 2 2 ⋅ F1 ⋅ d ⋅ h + M ⋅ 2 h + H ⋅ ⎛⎝−h ⎞⎠ + V ⋅ 0 ＝ 0 3

2 2 2h −F1 ⋅ d ⋅ h + M ⋅ ⎛⎝−h ⎞⎠ + H ⋅ ――+ V ⋅ 0 ＝ 0 3 2 ⎛ b⎞ h⋅l l M ⋅ 0 H ⋅ 0 V ⋅ −FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⋅ + + + ＝0 ―― 2 ⎟⎠ 2 ⎝

Ze třetí rovnice vypočítám V:

⎛ b⎞ 2 ⋅ FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― 2 ⎟⎠ ⎝ V ≔ ―――――― = 14.104 h⋅l

2

⎛ h⋅l b⎞ V ⋅ ―― ＝ FQ ⋅ b ⋅ ⎜a + ― ⋅l 2 ⎟⎠ 2 ⎝

...

Součtem první a druhé rovnice získám H: 2

2 ⋅ F1 ⋅ d ⋅ h + 2 ⋅ M ⋅ h − H ⋅ h ＝ 0 2

2h −2 F1 ⋅ d ⋅ h − 2 M ⋅ h + 2 H ⋅ ―― ＝0 3 2 2 4⋅h ... −H ⋅ h + H ⋅ ――＝ 0 3

⎛4 2 2⎞ H ⋅ ⎜―⋅ h − h ⎟ ＝ 0 ⎝3 ⎠

...

H＝0

Dosazením H do první rovnice vypočítám M: 2

2 ⋅ F1 ⋅ d ⋅ h + 2 ⋅ M ⋅ h − 0 ⋅ h + V ⋅ 0 ＝ 0

M ≔ −F1 ⋅ d = −250

⋅

Velikosti ohybových momentů v jednotlivých uzlech okolo rámu lisu: Ma ≔ M = −250

⋅

⎞ ⎛l Mb ≔ M + V ⋅ ⎜―− d⎟ = −238.72 ⎝2 ⎠ l Mc ≔ M + V ⋅ ―+ F1 ⋅ d = 18.33 2 Md ≔ Mc = 18.33

⋅ ⋅

⋅



Me ≔ Mc + FQ ⋅ b = 44.29 Mf ≔ Me = 44.29

⋅

⋅

⎞ ⎛l Mg ≔ M − F1 ⋅ ⎜―− d⎟ + FQ ⋅ b = −624.04 ⋅ ⎝2 ⎠ ⎛l ⎞ Mh ≔ M + V ⋅ ex − F2 ⋅ ⎜―− d − ex⎟ − FQ ⋅ b = −653.54 ⎝2 ⎠ l Mi ≔ M + V ⋅ ―+ F2 ⋅ d − FQ ⋅ b = −7.62 ⋅ 2 Mj ≔ Mi = −7.62

⋅

l Mk ≔ M + V ⋅ ―+ F2 ⋅ d = 18.33 2 Ml ≔ Mk = 18.33

⋅

⋅

⎞ ⎛l Mm ≔ M + V ⋅ ⎜―− d⎟ = −238.72 ⎝2 ⎠ Mn ≔ M = −250

⋅

⋅

⋅

Velikosti posouvajících sil v jednotlivých intervalech mezi uzly okolo rámu lisu: Tab ≔ −V = −14.1 Tbc ≔ −V − F1 = −514.1 Tcd ≔ 0 Tde ≔ FQ = 51.91 Tef ≔ 0 Tfg ≔ −F1 + V = −485.9 Tgh ≔ −F1 + V = −485.9 Thi ≔ −F3 + F2 − V = −514.1 Tij ≔ 0 Tjk ≔ −FQ = −51.91 Tkl ≔ 0 Tlm ≔ V + F2 = 514.1 Tmn ≔ V = 14.1



3. PŘEDEPÍNACÍ MATICE 3.1 Popis předepínací matice Předepínací matice M150x6 (5) obr.1 slouží k uchycení jednotlicých sloupů k horní a spodní nepohyblivé traverze. V místě zúžení sloupu je vyrobena kuželová dosedací plocha, na které je sloup uložen pomocí opěrné podložky (1) obr.1 do horní či spodní nepohyblivé traverzy. Po celé délce vedení je mezi sloupem a traverzou odlehčení (2) obr.1 a dostatečně tuhé spojení je zajištěno díky předepnutí této části sloupu. Při použití předepínací matice je nutné dodržet několik následujících kroků. Na vyčnívající konce sloupů nad horní traverzou a pod spodní traverzou je nejprve nasazena opěrná podložka. Po očištění a namazání závitu a dosedací plochy podložky s maticí potažmo odtahovacími šrouby se předepínací matice našroubuje na konec sloupu se závitem M150x6. Mazáním předepsaným lubrikantem je zajištěn koeficient tření pro výpočet utahovacího momentu při utahování odtahovacích šroubů. V dalším kroku jsou našroubovány odtahovací šrouby do matice. Jako první jsou menším momentem (30-70% předepínacího momentu) utahovány 4 šrouby a to postupně, první si zvolím, druhý po 180°, třetí 90° od spojnice prvního a druhého, čtvrtý 180°od třetího. (12:00, 6:00, 9:00, 3:00). Stejné čtyři šrouby jsou následně utaženy na 100% utahovacího momentu. Při demontáži je nutné povolovat jednotlivé šrouby po obvodu matice postupně v kruhovém směru a to na tři až čtyři povolení. Je nutné vyvarovat se vyšroubování jednoho nebo více šroubů a zbylé šrouby ponechat zatížené předepínací silou, nastala by deformace závitů a bylo by obtížné matici odšroubovat.

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



3.2 Výpočet předepínací matice Lis:

Matice:

F ≔ 1000

síla lisu

nsl ≔ 4

počet sloupů

p≔2

předepnutí (bezpečnost proti odlehnutí)

Rm ≔ 809

GR2-M150x6 (materiál 42CrMo4)

nšr ≔ 12

počet šroubů

M16x1,5

závit šroubů

P ≔ 1.5

stoupání závitu

d2 ≔ 15.026

střední průměr závitu

lz ≔ 50

délka závitu šroubu

μ ≔ 0.2

součinitel tření

μ μz ≔ ―――― = 0.231 cos (30 )

součinitel tření v závitu

F F1 ≔ ― = 250 nsl

síla lisu na 1 sloup

Fp1 ≔ F1 ⋅ p = 500

předepínací síla na 1 sloup

Fp1 Fp1š ≔ ―― = 41.67 nšr

předepínací síla na 1 šroub

⎛ P ⎞⎞ ⎛ α ≔ atan ⎜tan ⎜――⎟⎟ = 1.821 ⎝ ⎝ ⋅ d 2 ⎠⎠

úhel stoupání šroubovice

φ ≔ atan ⎛⎝μz⎞⎠ = 13.004

třecí úhel

d2 Mš ≔ Fp1š ⋅ (tan (α + φ)) ⋅ ― 2

utahovací moment jednoho šroubu

Mš = 82.853

⋅

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



4. HYDRAULICKÝ VÁLEC 4.1 Popis hydraulického válce Pracovní síla na beranu je vyvozena čtyřmi hydraulickými válci s dvojčinnými hydraulickými písty, které umožňují vratný pohyb pístnice. Hydraulický válec je pomocí příruby přišroubován k hornímu rámu lisu (obr. 3). K beranu jsou hydraulické válce připevněny upínacím systémem, který je složen z tlačného elementu, prstence, dvou pojistných půlkruhů a šroubů. Pístnice hydraulického válce (1) obr.2 je našroubována závitem M64x4 na tlačný element (2) obr.2 s osazením. Tlačný element je přes dva pojistné půlkruhy (3) obr.2 pomocí šroubů(4) obr.2 připevněn k prstenci (5) obr.2 a prstenec je několika šrouby (6) obr.2 připevněn k beranu. Síla vyvolaná hydraulickým válcem působí na beran a prostupuje dále nástrojem na spodní traverzu.

Obrázek 1 - Hydraulický válec



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

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



4.2 Výpočet hydraulického válce 4.2.1 výpočet průměru pístu p1 ≔ 32

tlak nad válcem

F1 ≔ 1000

lisovací síla

n≔4

počet hydraulických válců

F1 S ≔ ―― = 7812.50 p1 ⋅ n d1 ≔

2

činná plocha pístu

‾‾‾‾‾‾‾ n ⋅ F1 = 99.736 ――― 4 ⋅ p1 ⋅

vypočtený průměr jednoho pístu

zaokrouhlený průměr pístu

d1 ≔ 100 2

⋅ d1 = 251.3 F1skut ≔ p1 ⋅ ――― 4

skutečná lisovací síla na jednom válci

F1vyp ≔ F1skut ⋅ n = 1005.31

skutečná lisovací síla lisu

4.2.2 výpočet průměru pístnice tlak pod válcem

p2 ≔ 32

d2 ≔

‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾ 4 ⋅ ⎛⎝F1skut ⋅ 1.1⎞⎠ 2 d1 − ―――――= 85.15 p2 ⋅ ⋅ n

průměr pístnice (skutečná lisovací síla byla zvětšena o 10% pro pokrytí třecích ztrát) zaokrouhlený průměr pístnice

d2 ≔ 85 Kontrola vypočteného průměru pístnice d2: Re ≔ 370

mez kluzu - materiál pístnice ocel 11 375

k≔2


Re σD ≔ ―― = 185.00 k

maximální dovolené napětí pístnice

d2dov ≔

d2 > d2dov

‾‾‾‾‾‾‾ 4 ⋅ F1vyp = 83.18 ――― ⋅ σD

nejmenší dovolený průměr pístnice

podmínka splněna - průměr pístnice vyhovuje



4.2.3 výpočet stěny hydraulického válce Re ≔ 370

mez kluzu - materiál válce ocel 11 375

k ≔ 2.5


Re = 148 σdov ≔ ― k

maximální dovolené napětí ve válci

D χ＝― d1

poměrový koeficient tloušťky stěny válce

dle teorie HMH: 2 2 2 σRED_HMH ＝ ‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾ σo + σr + σt − σo ⋅ σr − σr ⋅ σt − σo ⋅ σt

χHMH ≔

‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾ σdov = 1.26 ――――― ‾‾ σdov − 3 ⋅ p1

DHMH ≔ χHMH ⋅ d1 = 126.44

dle teorie Saint-Venant: σRED_S.V. ＝ σt − μ ⋅ ⎛⎝σr + σo⎞⎠

χS.V. ≔

‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾ σdov + p1 ⋅ 0.4 = 1.23 ――――― σdov − 1.3 ⋅ p1

DS.V. ≔ χS.V. ⋅ d1 = 122.93

D ≔ 130

vnější průměr válce

D − d1 δ ≔ ――― = 15 2

tloušťka stěny válce



2

⋅ p1 ⋅ ――― 2 p 1 ⋅ d1 p1 F 4 σo ＝ ―― ＝ ―――――― ＝ ―――＝ ――― 2 2 2 2 2 Sdna ⋅ d1 D − d1 χ −1 ⋅D − ――― ――― 4 4 2

p 1 ⋅ d1 = 46.38 σo ≔ ――― 2 2 D − d1 σr_r1 ≔ −p1 = −32

napětí působící na dno válce

σr_R ≔ 0

radiální napětí ve válci na vnějším poloměru

σt_r1 ≔ 2 ⋅ σo + p1 = 124.75

tečné napětí ve válci na vnitřním poloměru

σt_R ≔ 2 ⋅ σo = 92.75

tečné napětí ve válci na vnějším poloměru

σMAX ≔ σt_r1 = 124.75

maximání napětí ve válci

σMAX < σdov

podmínka maximálního dovoleného napětí splněna

radiální napětí ve válci na vnitřním poloměru

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



4.2.4 výpočet příruby součinitel pro volbu výšky příruby

K≔3 T ≔ 50

T ≔ K ⋅ δ = 45.00

výška příruby

4.2.5 výpočet šroubů hydraulického válce Je nutné navrhnout dostatečný počet a odpovídající velikost šroubů pro připevnění válců. počet šroubů

nš ≔ 8

šroub M16, DIN 912 - 10.9 S FZ ＝ p 1 ⋅ ― n

zpětná síla hydraulického válce 2

2

⋅ ⎛⎝d1 − d2 ⎞⎠ FZ ≔ p1 ⋅ ――――― = 17.44 4⋅n FZ Fzš ≔ ― = 2179 nš FZ = 0.00 σDŠ ≔ ―― n⋅

zpětná síla hydraulického válce na 1 šroub

2

⋅



2

1

3

5

4

6

8

7

A

A

1998 320

1503

1501

280

B

C

C

8x

18

B

1502 615 D

D

PÍSTU 100mm PÍSTNICE 85mm ZDVIH 1550mm 3 0 5 1

-

2 1 x 0 1 M B U O R S . T S

7 2 0 4 O S I

4 0 0 . 0

-

-

1

2 0 5 1

T N E M E L E Y N C A L T

0 1 1 0 5 1 R K

0 6 0 0 1 N E N S C

4 1 . 6

4 o M r C 2 4

1 0 5 1 . 3 0 . 2 2 . 9 2 0 5

1

1 0 5 1

C E L A0 V5 Y5 1 KC5 I 8 L/ U0 A0 R1 D Y H

C N 6 0 0 0 1 5

H C E T J K

0 0 . 5 7 2

0 1 2 2 . 1

-

1

Nazev

HYDRAULICKY VALEC

F

Title

Projekt: KA-08 Cislo vykresu

-

Podpis

-

C.sestavy: 5029.22.03.1000

5029.22.03.1500

Vykres: 5029.22.03.1500, naposledy ulozil: svamberk, dne: 17.2.2014 1

2

3

4

5

6

List:

1

Model: A1500_hydraulicky_valec

7

- C - A D 3

0

.

Všechna práva vyhrazena / All rights reserved

-

Index zmeny

Dne:

Presnost ISO 8015 Tolerance ISO 2768mK EN ISO 13920-BE Svary CSN EN ISO 5817

-

Datum

Vykres kon.: Schvalil:

1.7.2013 1.7.2013 8.3.2013 8.3.2013

Zmena

Kreslil:

281.14 kg

C.hmotnost

MS PV MS PV

E

s k

Modeloval: Model kon.:

u s e r k y v o l s i C

A3

.

ly an i r c ee t n ao Mk

Format

. t a ot s mi Hc

1:5

r a v o t o l o P

Meritko

r e m z o R

Poznamka:

v e z a N

. z o P

E

1

Pocet listu:

Revize

KA08.01 - stránka 42 8

F

5.HYDRAULIKA 5.1 Popis hydrauliky Hydraulický agregát je upevněn na horní nepohyblivé traverze lisu. Lisovací síla je vyvozena čtyřmi hydraulickými válci s dvojčinnými hydraulickými písty, které umožňují vratný pohyb pístnice. Není tedy nutné navrhovat další pohon pro zpětný pohyb beranu. Při výběru hydraulické kapaliny do hydraulického systému je nutné brát zřetel na ekologičnost kapaliny, hořlavost a na její další vlastnosti. Nesmí způsobovat korozi a musí mít schopnost pohltit vzduch nebo jiné příměsi, které by se mohly při změně tlaku nebo teplot vylučovat v podobě páry. Pro návrh hydraulického pohonu lisu byl zvolen univerzální minerální hydraulický olej OH – HV 46. Pro zadržení případného úniku oleje z hydraulické stanice je pod hydraulický agregát umístěna záchytná vana.

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



5.2 Výpočet hydrauliky 5.2.1 potřebné dodané množství QV d ≔ 100

průměr pístu

d2 ≔ 85

průměr pístnice

v ≔ 400 ――

rychlost beranu dolů

v2 ≔ 210 ――

rychlost beranu nahoru

nv ≔ 4

počet hydraulických válců 2

⋅d QV ≔ ――⋅ v ⋅ nv = 753.98 ―― 4 2

potřebné dodané množství kapaliny při pohybu beranu dolu

2

⋅ ⎛⎝d − d2 ⎞⎠ ⋅ v2 ⋅ nv = 109.85 ―― QV2 ≔ ――――― 4

potřebné dodané množství kapaliny při pohybu beranu nahoru

5.2.2 geometrický objem čerpadla η ≔ 0.9

účinnost

1 1 n ≔ 24.1667 ―= 1450 ――

otáčky motoru

QV ＝ Vg ⋅ n ⋅ η QV 1 Vg ≔ ―― ⋅ ―= 0.578 n η

geometrický objem čerpadla

5.2.3 návrh průměru potrubí V sacím potrubí musí být laminární proudění, tj. rychlost v sacím potrubí nesmí překročit 1.5 m/s - volí se v rozsahu 0.5-1.5 m/s vsp ≔ 1 ―

zvolená rychlost v sacím potrubí

QV ＝ Ssp ⋅ vsp

dsp ≔

‾‾‾‾‾ 4 ⋅ QV ―― = 126.491 ⋅ vsp

vypočtený průměr sacího potrubí

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



vvp ≔ 7 ―

zvolená rychlost ve výtlačném potrubí

QV ＝ Svp ⋅ vvp

dvp ≔

‾‾‾‾‾‾ 4 ⋅ QV = 47.809 ――― ⋅ vvp

vypočtený průměr výtlačného potrubí

V odpadním potrubí se připouští rychlost 2-5 m/s. vop ≔ 3 ―

zvolená rychlost v odpadním potrubí

QV ＝ Sop ⋅ vop

dop ≔

‾‾‾‾‾‾ 4 ⋅ QV ―― = 73.03 ⋅ vop

vypočtený průměr odpadního potrubí

5.2.4 čas pojezdu h ≔ 1550

zdvih

h t ≔ ―= 3.875 v

čas pohybu beranu dolů

h t2 ≔ ―= 7.381 v2

čas pohybu beranu nahoru




TOPNÁ TĚLESA PRO OHŘEV OLEJŮ ohřev olejů a karbonizujících kapalin výkon 500W – 12,5 kW

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

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

Typ 14211900010 14211900020 14211900030 14211900040 14211900050 14211900060 14211900070 14211900080 14211900090

V 3x500 3x400 3x400 3x400 3x400 3x400 3x400 3x400 3x400

W 12500 2500 6000 10000 12500 4000 3500 8000 5500

L+/- 2 1250 400 700 1000 1250 600 400 1075 800

Typ: 14070 Topné těleso určené pro přímý ohřev oleje. Výkonové povrchové zatížení je voleno tak, aby nedocházelo ke karbonizaci oleje. Topné větve jsou ocelové, umístěné v mosazné přírubě. Krytí IP 54. Provozní tlak 0,6 MPa. Typ 147090010 147090020 147090030 147090040 147090050 147090060 147090080

Thermis, spol. s r.o. Mateří 14 614 00 Brno Czech Republic

V 400 230 230 230 230 230 230

W 750 500 2250 1000 1800 1250 1750

L+/- 2 450 300 980 580 820 680 820

Tel: +420 545 226 177-184 Fax: +420 545 226 177, 181 E-mail: [email protected] www.thermis.cz

IČO: 26 88 36 43 DIČ: CZ 26 88 36 43 KOS v Brně, oddíl C, vložka 43349 Komerční banka Brno -– stránka Černá Pole KA08.01 47

The Professional Choice

- in Fluid Energy Management

Upevňovací objímky a konzoly

OSP 775

Upevňovací objímky

Typ

Reference

∅N mm

Rozměry mm

a

A

C

B min

max

D

E

F

G

H

I

J

K

Mb Nm

m1c kg

m2d kg

90

E96

202508

87-97

88

140

62

67

1,5

24

M8x75

3

40

35

9

155

7

30

E106

202509

99-109

88

140

68

73

1,5

24

M8x76

3

40

35

9

155

7

30

90

E114

202510

112-124

88

140

73

78

1,5

24

M8x77

3

40

35

9

155

7

30

90

E136

202511

128-138

88

140

80

85

1,5

24

M8x78

3

40

35

9

155

7

30

90

E155

202512

146-157

137

189

81

87

1,7

26

M10x80

3

45

35

9

210

10,5

60

60

E168

202513

166-176

137

189

92

96

1,7

26

M10x80

3

45

35

9

210

10,5

60

60

D215

202514

215-219

210

222

121

124

3

30

M12x75

3

40

21

15

270

8

65

110

D226

202515

219-226

210

222

119

123

3

30

M12x80

3

40

24

18

270

11

75

150

a) b) c) d)

Doporučený min-max průměr upínaného akumulátoru Doporučený utahovací moment Maximální zatížení při svislé instalaci akumulátoru (objímka upevněná na stěně) Maximální zatížení při vodorovné instalaci akumulátoru (objímka upevněná na zemi)

Výrobní tolerance nejsou brány v úvahu

Konstrukční změny vyhrazeny KA08.01 - stránka 48

Konzoly s pryžovým kroužkem Reference Konzola s pryžovým kroužkem

Reference Pryžový kroužek

A

B

C

∅d

∅D

E

F

G

H

J

K

∅L

999928

201186

92

180

100

119

122

200

25

250

20

40

115

18

999932

201092

123

225

100

167

170

200

35

270

20

40

115

18

E B

F

H

A

J

∅L

C

∅d

K

∅D

G

Popis Upevňovací příchytky a konzoly Olaer umožňují jednoduché a bezpečné uchycení hydropneumatických akumulátorů nezávisle na montážní poloze a místě, kde je akumulátor instalován. Příchytky a konzoly jsou pozinkovány. Svými pryžovými vložkami (vyrobeno z EPDM) působí jako tlumiče chvění a kompenzují dilataci zařízení.

Doporučené upevnění akumulátorů

0,2–1 l

1,5–6 l

10–24 l

32–50 l

OSP 775 - 1.4.2011 JK/TS OLAER (Schweiz) AG Bonnstrasse 3, CH – 3186 Düdingen Tel. 026 492 70 00, Fax 026 492 70 70 E-mail: [email protected] www.olaer.ch

OLAER (SCHWEIZ) AG OLAER CZ s.r.o. OLAER Austria GmbH Magyarországi Fióktelepe Vídenská 125, CZ – 61900 Brno Wachtelstrasse 25, A – 4053 Haid Sugár út 5/1 H – 2500 Esztergom Tel. +43 7229 803 06, Fax +43 7229 803 06 21 Tel. +420 547 125 601 11, Fax +420 547 125 600 Tel. +36 (70) 943 8114, Fax +36 (33) 319 954 E-mail: [email protected] E-mail: [email protected] www.olaer.cz www.olaer.at E-mail: [email protected] www.olaer.hu - stránka

49

The Professional Choice

Vakový akumulátor Série EHV – CE

- in Fluid Energy Management

OSP 111

0,2 až 50 litrů / 330 až 350 bar

C

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

ød

Plnicí tlak P0 øD

A

E

0,2 P2 až 0,9 P1 Jiné poměry tlaků na požádání.

Teplotní rozsah Standardní provedení –15 °C až +80 °C Jiné rozsahy na požádání.

B

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

SW (2 plochy)

F G H K

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

J nebo bez otvoru

Montážní poloha

Způsob upevnění

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

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

Typ

Objem plynu V0 litry

Provozní tlak bar

Hmotnost kg

Q max. l/min

Rozměry v mm A

B

C

øD

ød

E 199

F

IHV 0,2 – 350 / 00*

0,17

350

2,1

120

266 38 29 Index Aenderung

58

16

IHV 0,5 – 350 / 00*

0,6

350

2,5

240

258

91

16Gewicht176 G ¾" 36 Erstellt von: DanielH

1

350

5

240

326

1,6

350

7

240

396

IHV 1 – 350 / 90 IHV 1,6 – 350 / 90

54

28

OLAER (SCHWEIZ) AG Bonnstrasse 3, 54 653186 Düdingen 115

Tel. +41 (0)26 492 70 00, www.olaer.ch

54

27

115

G Datum ½"

øG 27 Name

Erstelldatum: 18.03.2010

22

Geprüft von: DanielH 207 G ¾" 36

16

315

øH

SW

J

K

38

24

G ¼"

8

50 32 Zeichnungs-Nr.

G 3/8"

8

G 3/8"

8

G /8"

8

Ref.-Nr.:

50

32

50

32

G ¾"

36

Bla 1 v.

A4

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

IHV 2,5 – 350 / 90

2,4

350

10

450

546

66

65

115

22

415

G 1¼"

53

68

50

G ¾"

10

IHV 4 – 350 / 90

3,7

350

14

450

401

65

35

170

22

301

G 1¼"

53

68

50

G ¾"

10

IHV 5 – 350 / 90

5

350

17

450

895

66

65

115

22

764

G 1¼"

53

68

50

G ¾"

10

IHV 6 – 350 / 90

6

350

19

450

557

65

65

170

22

427

G 1¼"

53

68

50

G ¾"

10

IHV 10 – 350 / 90 – L

10

350

29

450

822

65

65

170

22

692

G 1¼"

53

68

50

G ¾"

10

IHV 10 – 330 / 90 – K

9,2

330

37

900

583

103

65

222

22

415

G 2"

76

101

70

G 1"

13

IHV 12 – 330 / 90

11

330

44

900

683

103

65

222

22

515

G 2"

76

101

70

G 1"

13

IHV 20 – 330 / 90

17,8

330

58

900

893

103

65

222

22

725

G 2"

76

101

70

G 1"

13

IHV 24 – 330 / 90

22,5

330

67

900

1028

103

65

222

22

860

G 2"

76

101

70

G 1"

13

IHV 32 – 330 / 90

32

330

92

900

1418

103

65

222

22

1250

G 2"

76

101

70

G 1"

13

IHV 50 – 330 / 90

48,5

330

124

900

1939

103

70

222

22

1766

G 2"

76

101

70

G 1"

13

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

massblatt

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

Další osvědčení na požádání Konstrukční změny vyhrazeny KA08.01 - stránka 50

Seznam náhradních dílů Modely: EHV 0,2 až EHV 50 Položka

Označení

1

Vak ø d* – kompletní sestava

2

Vak

3

Plnicí plynový ventil – kompletní

4

Krytka plnicího ventilu s těsněním

5

Plnicí plynový ventil s těsněním

6

Matice

7

Ochranná krytka

8

Kapalinový ventil - kompletní sestava

9

Dělený pryžový kroužek (KTR)

10

Distanční kroužek

11

Stavěcí matice se zářezy

12

Kapalinový ventil

13

Sada těsnění (obsahuje všechna těsnění)

14

Ploché těsnění

15

O-Kroužek

16

O-Kroužek

17

Opěrný kroužek

18

O-Kroužek

Důležité informace • Přejímka: Hydropneumatické akumulátory této série jsou vyrobeny, testovány, označeny a opatřeny dokumentací v souladu s evropskou směrnicí pro tlaková zařízení 97/23/ES. Jiná dokumentace (ASME, SELO, GOST-R, ATEX,...) na požádání. • Výrobní tolerance nejsou brány v úvahu. Konstrukční změny vyhrazeny. • Při objednávání náhradních dílů uveďte do objednávky údaje z typového štítku - viz. kruhový plechový štítek na straně plnicího ventilu (zejména referenční číslo „REF" a typ). • Tělo tlakové nádoby není k dispozici jako náhradní díl. • * ø d musí být specifikován v objednávce (16, 22 nebo dříve používaný průměr 50 mm). Příklad: d = ø 16 mm d = ø 22 mm d = ø 50 mm

EHV 0,2 / EHV 0,5 / EHV 1,6 EHV 1 / EHV 2,5 až EHV 50 dříve dodávané IHV10 až IHV50

• max. povolené cyklické namáhání Δp ≤ 200 bar

OSP 111 – OCZ – Verze 1 9/2012 TS-JK OLAER (SCHWEIZ) AG Bonnstrasse 3, CH – 3186 Düdingen Tel. 026 492 70 00, Fax 026 492 70 70 [email protected] www.olaer.ch

OLAER Austria GmbH Wachtelstrasse 25, A – 4053 Haid Tel. +43 7229 803 06, Fax +43 7229 803 06 21 [email protected] www.olaer.at

OLAER CZ s.r.o. Vídenská 125, CZ – 61900 Brno Tel. +420 547 125 601 11, Fax +420 547 125 600 [email protected] www.olaer.cz

OLAER (SCHWEIZ) AG Magyarországi Fióktelepe Sugár út 5/1 H – 2500 Esztergom Tel. +36 (70) 943 8114, Fax +36 (33) 319 954 [email protected] www.olaer.hu - stránka

51

6. SVĚTELNÉ ZÁVORY 6.1 Popis světelné závory Pro zvýšení bezpečnosti obsluhy je z volně přístupných stran lisu navržen systém bezpečnostních optických závor od firmy SICK a to jak ve svislé rovině, tak ve vodorovné. Volný prostor je zachován vpředu a vzadu kvůli vyjímání výlisků. Zde ovšem bezpočnost zajišťuje oplocení celého lisu. Světelné závory jsou u strojů používány jako nepřímé ochranné opatření. Znamená to, že v případě nebezpečí jsou schopny vypnout energii a zastavit stroj. Světelné závory se skládají vždy z vysílací jednotky na jedné straně a přijímací jednotky na druhé straně chráněného pásma. Mezi oběma jednotkami se nachází tzv. ochranné pole, které je definováno výškou a šířkou. Šířka ochranného pole je rovna délce dráhy světla mezi vysílací a přijímací jednotkou. Vysílací a přijímací jednotky jsou upevněny na rámu oplocení pomocí držáků dodávaných také společností SICK.

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



6.2 Výpočet světelných závor Bezpečnostní světelné závory musí být umístěny v takové vzdálenosti od nebezpečného prostoru, aby do nebezpečného prostoru bylo možné dosáhnout až po úplném zastavení pohybu stroje. Tato vzdálenost je definována jako minimální vzdálenost k nebezpečnému prostoru. Pro návrh světelných závor SICK bylo použito vztahů definovaných výrobcem. S

minimální vzdálenost k nebezpečnému prostoru

T ≔ 0.25

doba doběhu stroje + doba odezvy ochranného zařízení po porušení světelného pole

K ≔ 2000 ――

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

Z katalogu firmy SICK byl vybrán pár světelných závor s výškou ochranného pole 1500 mm: C40S-1501DA040 1028983 - vysílač C40E-1501DA040 1028984 - přijímač Tyto světelné závory jsou použity ve svislém směru. rozlišení světelné závory

d ≔ 14 S ≔ K ⋅ T + 8 ⋅ (d − 14

) = 500

Výsledná minimální vzdálenost pro svislé bezpečnostní světelné závory je rovna 500 mm. Z katalogu firmy SICK byl vybrán pár světelných závor s výškou ochranného pole 300 mm: C40S-0301AA300 -vysílač C40E-0301AG300 - přijímač Tyto světelné závory jsou použity ve vodorovném směru.

Obrázek 2 - Ukázka světelné závory SICK



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

C40E-1501DA040, C40S-1501DA040


www.mysick.com

KATALOGOVÝ LIST ON-LINE

6.3 Katalogové listy

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

Prijímac

Typ Obj. číslo

> C40E-1501DA040 > 1028984

Vysílac

Typ Obj. číslo

> C40S-1501DA040 > 1028983

At a glance • Type 4 (IEC 61496), PL e (EN ISO 13849) • 7-segment display • PSDI mode with the UE402 switching amplifier • External device monitoring (EDM) and restart interlock (RES) • Configuration and diagnostics via PC • Cascade up to three systems • ADO (Application Diagnostic Output) signaling output for contamination indicator • Accessory Clone Plug - for configuration memory Your benefits • 7-segment display saves time during alignment and diagnostics • Beam coding protects the systems against opticalinterference by ensuring a high level of availability • Ability to cascade up to three systems optimizes the safety application and reduces wiring costs • Preconfigured light curtains and the clone plug enables easy and rapid commissioning • Precise, convenient configuration and diagnostics reduces downtime

Funkce-vysílače Kódování paprsků: Kódování paprsku (stav po dodání): Configuration method: Rozširující konektor: Safe SICK device communication via EFI/SDL:

ü Nekódován PC with CDS (Configuration and Diagnostic Software) ü ü

Funkce přijímače

Bezpečnostní světelné závěsyAAAAAAAAAAAAAA© SICK AG. Práva na změnu vyhrazena.AAAAAAAAAAAAAA10.3.2014 12:43:55 KA08.01 - stránka 55

Tlačítko opětovného rozběhu: Blokování opětného rozběhu (stav po dodání): Kontrola stykačů: Kontrola stykačů (stav po dodání): Kódování paprsků: Kódování paprsku (stav po dodání): Redukované rozlišení: Bypass (s UE402): Rozšiřující připojení nouzového vypnutí a Bypassu: Přepnutí způsobu provozu (s UE402): Muting with: Configuration method: Rozširující konektor: Safe SICK device communication via EFI/SDL:

ü Externí ü Deaktivovaný ü Nekódován ü ü Flexi Classic PC with CDS (Configuration and Diagnostic Software) ü ü

Technická data vysílače Výka ochranného pole: Rozlišení: Délka pouzdra: Prurez konektoru: Typ: Bezpečnostní kategorie: Kategorie: Performance level: PFHd: TM (mission time): Napájecí napětí typické, od, do: Odběr proudu: Způsob připojení: Způsob připojení rozšiřovacího modulu: Způsob připojení konfiguračního modulu: Maximální průřez připojovacího vedení: Vlnová délka: Třída ochrany: Krytí: Ambient operating temperature: Mez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): Frekvence vibrací od ... do: Mez únavy v rázu:

1.500 mm 14 mm 1.632 mm 48 mm x 40 mm Typ 4 (IEC 61496) SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061) 4 (EN ISO 13849) PL e (EN ISO 13849) 1,5 * 1E-08 20 a 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DC ≤2A Hirschmann-zástrčka M26 x 11 + FE M12 x 7 + FE M8 x 4 0,75 mm² 950 nm III (EN 50178) IP 65 (EN 60529) 0 °C ... 55 °C 5 g (IEC 60068-2-6) 10 Hz ... 55 Hz 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29)

Funkce přijímače Výka ochranného pole: Rozlišení: Dosah od ... do: Dosah od ... do (stav po dodání): Délka pouzdra: Prurez konektoru: Typ: Bezpečnostní kategorie: Kategorie: Performance level:

1.500 mm 14 mm 0 m ... 8 m 0 m ... 2,5 m 1.632 mm 48 mm x 40 mm Typ 4 (IEC 61496) SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061) 4 (EN ISO 13849) PL e (EN ISO 13849)


PFHd: TM (mission time): Napájecí napětí typické, od, do: Čas odezvy bez kódování paprsku: Čas odezvy s kódováním paprsku: Odběr proudu: Maximální spínací proud: Vlnová délka: Způsob připojení: Způsob připojení konfiguračního modulu: Způsob připojení rozšiřovacího modulu: Maximální průřez připojovacího vedení: Třída ochrany: Krytí: Ambient operating temperature: Mez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): Frekvence vibrací od ... do: Mez únavy v rázu:

1,5 * 1E-08 20 a 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DC ≤ 23 ms ≤ 48 ms ≤3A 500 mA 950 nm Hirschmann-zástrčka M26 x 11 + FE M8 x 4 M12 x 7 + FE 0,75 mm² III (EN 50178) IP 65 (EN 60529) 0 °C ... 55 °C 5 g (IEC 60068-2-6) 10 Hz ... 55 Hz 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29)

Dimensional drawing


C40E-0301AG300, C40S-0301AA300


www.mysick.com

KATALOGOVÝ LIST ON-LINE

Bezpečnostní světelné závěsy C4000 Basic Plus

Bezpečnostní světelné závěsy C4000 Basic Plus

Prijímac

Typ Obj. číslo

> C40E-0301AG300 > 1027944

Vysílac

Typ Obj. číslo

> C40S-0301AA300 > 1027922

At a glance • Type 4 (IEC 61496), PL e (EN ISO 13849) • 7-segment display • Impact- and scratch-resistant front screen • External device monitoring (EDM) and restart interlock (RES) • Extremely high electromagnetic immunity • Standard M12 connectivity • Extensive range of mounting accessories Your benefits • 7-segment display saves time during alignment and diagnostics • Cost-effective: pre-assembled M12x8 cables • Robust design and immunity to interference ensure maximum availability - even under tough industrial conditions • A multitude of intelligent mounting adapters enables flexible installation

Funkce-vysílače Kódování paprsků: Redukované rozlišení: Configuration method: Rozširující konektor: Safe SICK device communication via EFI/SDL:

hard wired -

Funkce přijímače Tlačítko opětovného rozběhu: Blokování opětného rozběhu (stav po dodání): Kontrola stykačů: Kontrola stykačů (stav po dodání): Kódování paprsků:

ü Deaktivovaný ü Deaktivovaný -


Redukované rozlišení: Přepnutí způsobu provozu (s UE402): PSDI mode with: Muting with: Configuration method: Rozširující konektor: Safe SICK device communication via EFI/SDL:

Flexi Soft Flexi Classic hard wired -

Technická data vysílače Výka ochranného pole: Rozlišení: Délka pouzdra: Prurez konektoru: Typ: Bezpečnostní kategorie: Kategorie: Performance level: PFHd: TM (mission time): Napájecí napětí typické, od, do: Čas odezvy bez kódování paprsku: Způsob připojení: Maximální průřez připojovacího vedení: Vlnová délka: Třída ochrany: Krytí: Ambient operating temperature: Mez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): Frekvence vibrací od ... do: Mez únavy v rázu: Hmotnost:

300 mm 14 mm 417 mm 48 mm x 40 mm Typ 4 (IEC 61496) SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061) 4 (EN ISO 13849) PL e (EN ISO 13849) 1,5 * 1E-08 20 a 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DC ≤ 11 ms Konektor M12 x 7 + FE, přímý 0,25 mm² 950 nm III IP 65 (IEC 60529) 0 °C ... 55 °C 5 g (IEC 60068-2-6) 10 Hz ... 55 Hz 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29) 820 g

Funkce přijímače Výka ochranného pole: Rozlišení: Dosah od ... do: Délka pouzdra: Prurez konektoru: Typ: Bezpečnostní kategorie: Kategorie: Performance level: PFHd: TM (mission time): Napájecí napětí typické, od, do: Čas odezvy bez kódování paprsku: Maximální spínací proud: Vlnová délka: Způsob připojení: Maximální průřez připojovacího vedení: Třída ochrany:

300 mm 14 mm 0 m ... 2,5 m 417 mm 48 mm x 40 mm Typ 4 (IEC 61496) SIL3 (IEC 61508), SILCL3 (IEC 62061) 4 (EN ISO 13849) PL e (EN ISO 13849) 1,5 * 1E-08 20 a 24 V DC, 19,2 V DC, 28,8 V DC ≤ 11 ms 500 mA 950 nm Konektor M12 x 7 + FE, přímý 0,25 mm² III


Krytí: Ambient operating temperature: Mez únavy při vibracích (přezkoušeno dle): Frekvence vibrací od ... do: Mez únavy v rázu: Hmotnost:

IP 65 (IEC 60529) 0 °C ... 55 °C 5 g (IEC 60068-2-6) 10 Hz ... 55 Hz 10 g, 16 ms (IEC 60068-2-29) 850 g

Dimensional drawing


7. VÝMĚNÍK NÁSTROJŮ 7.1 Funkce výměníku nástrojů Malé a střední lisovací nástroje jsou do pracovního prostoru lisu dopravovány pomocí vysokozdvižných vozíků či jeřábů. Pro rozměrné nástroje je nutné použít speciální zařízení, které umožní automatickou výměnu nástroje. Automatický výměník nástrojů slouží k rychlé výměně jednotlivých lisovacích nástrojů upínaných do pracovního prostoru lisu. Pomocí tohoto zařízení se sníží seřizovací časy stroje, zajistí se ekonomická výroba součástí i v malosériové výrobě a zvýší bezpečnost práce při jednotlivých výměnách nástrojů. Doprava lisovacího nástroje je zajištěna pouze jedním pohonem. Lisovací nástroje jsou umístěny na pojízdných hnízdech a pomocí tlačného řetězu je nástroj dopraven do pracovního prostoru lisu. Kde je spodní díl nástroje i s pojízdným hnízdem upevněn pomocí hydraulických upínek ke spodní traverze lisu. Horní díl nástroje je upnut k beranu pomocí šroubového spoje. Výměník nástrojů disponuje dvěma hnízdy. Díky tomu se minimalizují časy výměny jednotlivých nástrojů. V průběhu pracovního cyklu je umožněn přístup k druhé formě (pro potřebu údržby a manipulace s druhou formou). Obě tyto hnízda jsou spojeny pomocí dvou tlačných táhel. K výměně lisovacího nástroje dochází díky posunutí hnízda do pracovního prostoru lisu.

7.2 Konstrukční řešení výměníku Výměník nástrojů je členěn na dva nosné rámy (1,2) obr. 1, které jsou přišroubovány (M20) ke spodní traverze hydraulického lisu a zároveň jsou ukotveny k podlaze pomocí vertikálně nastavitelných patek (3) obr. 1. Rám obou částí výměníku je vytvořen jako svařenec z normalizovaných válcovaných profilů. Oba rámy jsou opatřeny kuličkovými jednotkami (4) obr. 2 a šesti vodicími kladkami (5) obr. 2, které slouží k usnadnění pohybu a vedení hnízd s nástrojem do prostoru lisu. Část výměníku (1) obr. 1 obsahuje pohon, který zajišťuje pohyb hnízd. Jedná se o motor s čelní převodovkou (6) obr. 2 typu FA87B – DRS 132 S4 od společnosti SEW. Motor má výkon 4 kW, krouticí moment 2300 Nm při výstupních otáčkách 17 ot/min. Potřebný krouticí moment je přenášen pomocí hřídele (7) obr. 2 přes korýtkové spojky (8) obr. 3 do dvou řetězových kladek (9) obr. 3 o průměru 120 mm, které jsou opásány tlačnými řetězy (10) obr. 3 typu 60PSG od společnosti Framo Morat. Tlačný řetěz je přes tlačný kámen (11) obr. 3 a krátké táhlo (12) obr. 3 a oko (18) obr. 3 připevněn k prvnímu hnízdu (13) obr. 1. A tato deska je přes dlouhá táhla (14) obr. 1 přišroubována k druhé pojízdné desce. Vedení tlačného řetězu je zajištěno pomocí kolejnic, které jsou pro daný typ řetězu dodávané výrobcem Framo Morat. Pro upnutí hnízda ke spodní traverze lisu slouží upínací klíny (15) obr. 3, které jsou umístěny ve vyfrézovaných kapsách a přišroubovány přímo k desce. Na spodní stranu desky jsou přišroubovány kalené lišty, které jsou v kontaktu s kuličkovými jednotkami, což vede ke snížení tření a také ke zvýšení životnosti. Spodní část lisovacího nástroje je k desce upevněna pomocí čtyř klem (16) obr. 4. Před upnutím je nutné nástroj vystředí pomocí osmi odtlačovacích šroubů (17) obr.4, které jsou umístěny ve dvojici v každém rohu hnízda.



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

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



Obrázek 3- Detailní pohled na pohon výměníku (6. Motor s čelní převodovkou, 8. Korýtková spojka, 9. Řetězová kladka, 10. Tlačný řetěz, 11. Tlačný kámen, 12. Krátké táhlo, 15. Upínací klín)

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



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

Obrázek 8 - Kinematické schéma pohonu výměníku nástrojů



7.4 Výpočet motoru v ≔ 0.1 ―

rychlost posuvu pohybujících se hmot

m ≔ 32400 tz ≔ 0.5

celková hmotnost pohybujících se hmot (nástroje, řetěz, tažné prvky) doba zrychlení na požadovanou rychlost

fv ≔ 0.07

valivé tření mezi deskou a kuličkovými jednotkami

D ≔ 0.12

roztečný průměr řetězové kladky gravitační zrychlení

= 9.807 ― 2 η ≔ 0.8

mechanická účinnost řetězových kladek a řetězu

v a ≔ ―= 0.2 ― 2 tz 3 F ≔ m ⋅ a = ⎛⎝6.48 ⋅ 10 ⎞⎠

zrychlení pohybujících se hmot

4 Ft ≔ m ⋅ fv ⋅ = ⎛⎝2.224 ⋅ 10 ⎞⎠

potřebná pohybová síla při konstantní rychlosti

4 Fc ≔ Froz + Ft = ⎛⎝2.872 ⋅ 10 ⎞⎠

celková pohybová síla potřebná pro provoz

D 1 Mdyn ≔ Froz ⋅ ―⋅ ―= 486 2 η 3 D 1 ⎛ Mstat ≔ Ft ⋅ ―⋅ ―= ⎝1.668 ⋅ 10 ⎞⎠ 2 η 3 M ≔ M + M = ⎝⎛2.154 ⋅ 10 ⎞⎠

dynamický kroutící moment

v 1 na ≔ ――= 15.915 ―― ⋅D

výstupní otáčky převodovky

ω ≔ 2 ⋅ ⋅ na = 1.667 ――

úhlová rychlost

P ≔ M1 ⋅ ω = 3.59

výstupní výkon z převodovky

potřebná pohybová síla pro rozběh

roz

1

dyn

stat

kroutící moment při konst. rychlosti celkový kroutící moment na výstupu převodovky



na základě výstupních otáček a celkového momentu volím motor nejbližší řady s čelní převodovkou od společnosti SEW - typu: FA87B-DRE 132 S4 P=4 kW ne= 1400 ot/min na= 17 ot/min Ma= 2300 Nm Fra= 24500 N i= 88,01

-

výkon motoru jmenovité otáčky motoru výstupní otáčky převodovky výstupní krutící moment z převodovky radiální zatížení převodový poměr

- na základě vybrané převodovky je nutné provést přepočet kroutícího momentu

Ma ≔ 2300

výstupní kroutící moment z převodovky

1 na ≔ 17 ――

výstupní otáčky z převodovky

v ≔ ⋅ D ⋅ na = 0.107 ―

rychlost posuvu pohybujících se hmot

v a ≔ ―= 0.214 ― 2 tz

zrychlení pohybujících se hmot

3 Froz ≔ m ⋅ a = ⎛⎝6.922 ⋅ 10 ⎞⎠

potřebná pohybová síla pro rozběh

4 Ft = ⎛⎝2.224 ⋅ 10 ⎞⎠

potřebná pohybová síla při konstantní rychlosti

4 Fc ≔ Froz + Ft = ⎛⎝2.916 ⋅ 10 ⎞⎠

celková pohybová síla potřebná pro provoz

D 1 Mdyn ≔ Froz ⋅ ―⋅ ―= 519.117 2 η 3 D 1 ⎛ Mstat ≔ Ft ⋅ ―⋅ ―= ⎝1.668 ⋅ 10 ⎞⎠ 2 η 3 M ≔ M + M = ⎝⎛2.187 ⋅ 10 ⎞⎠

dynamický kroutící moment

1

dyn

stat

statický kroutící moment celkový kroutící moment na výstupu převodovky

| = “vyhovuje” moment ≔ if M1 ≤ Ma ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” ‖ |



7.5 Výpočet délky pera v převodovce d ≔ 60

průměr hřídele

PD ≔ 120

dovolený měrný tlak - materiál: ocel 11 500

3 M1 = ⎛⎝2.187 ⋅ 10 ⎞⎠

přenášený kroutící moment

⋅

b ≔ 18

šířka pera

h ≔ 11

výška pera

M1 ⎛ 4 F ≔ ―― = ⎝7.291 ⋅ 10 ⎞⎠ d ― 2

přenášená síla

F S ≔ ―― = 607.563 PD

2

styková plocha pera

2⋅S l ≔ ―― + b = 128.466 h

minimální délka pera

Volím délku pera 200 mm

7.6 Kontrola hřídele na krut dm ≔ 45

minimální průměr hřídele

τdk ≔ 125

dovolené krutové napětí hřídele při míjivém zatížení - materiál. ocel 11 700 přenášený kroutící moment

3 M1 = ⎛⎝2.187 ⋅ 10 ⎞⎠

⋅

3

⋅ dm −5 Wk ≔ ――― = ⎛⎝1.789 ⋅ 10 ⎞⎠ 16

3

M1 = 122.244 τk ≔ ―― Wk

modul průřezu pro krut

minimální krutové napětí

| = “vyhovuje” hridel ≔ if τk ≤ τdk ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖



7.7 Výpočet svěrného spoje korýtkové spojky předpoklady:

-spojka přenáší 80% výkonu převodového motoru -výkon je přenášen pouze svěrným spojem, pero slouží pro synchronizaci pohybu mezi oběma kladkami

3 M1 = ⎛⎝2.187 ⋅ 10 ⎞⎠

výstupní kroutící moment z převodovky

⋅

Pd1 ≔ 60

dovolený měrný tlak spojky -materiál: ocel 11 500

dm = 45

průměr spojovaných hřídelí

i≔8

počet šroubů ve spoji

ν ≔ 0.18

součinitel sevření ocel - ocel (suché plochy)

ks ≔ 1.5

bezpečnost proti skluzu

ft ≔ 0.12

součinitel tření

3 Mp ≔ 0.8 ⋅ M1 = ⎛⎝1.75 ⋅ 10 ⎞⎠ 3 Msv ≔ ks ⋅ Mp = ⎛⎝2.625 ⋅ 10 ⎞⎠

moment přenášený korýtkovou spojkou

⋅ ⋅

svěrný moment

2 ⋅ Msv ⎛ 5 Fsv ≔ ――― = ⎝1.167 ⋅ 10 ⎞⎠ dm

svěrná síla (přenášená obvodová síla)

Fsv Lmin ≔ ――――― = 114.604 ⋅ dm ⋅ Pd1 ⋅ ft

minimální délka spojky

volím délku spojky 120 mm Ls ≔ 120

zvolená délka spojky

2 ⋅ M p ⋅ ks ⎛ 4 Fo ≔ ―――― = ⎝2.579 ⋅ 10 ⎞⎠ ⋅ i ⋅ dm ⋅ ν

potřebná osová síla na jeden šroub

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



7.7.1 Výpočet utahovacího momentu na osovou sílu 4 Fo = ⎛⎝2.579 ⋅ 10 ⎞⎠

osová síla v jednom šroubu

p ≔ 1.5

stoupání závitu

dš2 ≔ 9.026

střední průměr závitu šroubu

s ≔ 16

průměr hlavy šroubu

dd ≔ 11

průměr vrtané díry pro šroub

β ≔ 60

vrcholový úhel závitu

f2 ≔ 0.15

součinitel tření v závitu šroubu

f3 ≔ 0.12

součinitel tření mezi hlavou šroubu a spojovanou částí

s + dd Dr ≔ ――= 13.5 2

roztečný průměr třecí plochy hlavy šroubu

⎛ p ⎞ α ≔ atan ⎜――⎟ = 3.028 ⎝ ⋅ dš2 ⎠

úhel stoupání závitu

f2 = 0.173 fe ≔ ――― ⎛β⎞ cos ⎜― ⎝ 2 ⎟⎠

efektivní součinitel tření

Dr Mu1 ≔ Fo ⋅ f3 ⋅ ― = 20.886 2

⋅

třecí moment mezi hlavou šroubu a spojkou

dš2 Mu2 ≔ Fo ⋅ fe ⋅ ―― = 20.156 2

⋅

třecí moment v závitu

dš2 Mu3 ≔ Fo ⋅ tan (α) ⋅ ―― = 6.156 2 Muc ≔ Mu1 + Mu2 + Mu3 = 47.198

moment převedený na osovou sílu

⋅

⋅

potřebný utahovací moment

7.2 Kontrola svěrného spoje na otlačení Pd1 = 60

dovolený měrný tlak náboje -materiál: ocel 11 500

i ⋅ Fo Pp ≔ ――― = 38.201 dm ⋅ Ls

tlak ve svěrném spoji



| = “vyhovuje” tlak ≔ if Pp ≤ Pd1 ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” ‖ |

7.8 Kontrola spojení kolíkem mezi řetězem a tlačným kamenem Předpooklad:

- jeden řetěz je zatížen 80% výkonu převodového motoru. - řetěz obsahuje 2 kolíky - kolíky rovnoměrně zatížené

dk ≔ 15

průměr kolíku

x ≔ 39

šířka tlačného kamene

y≔9

šířka článku řetězu

τd ≔ 50

dovolené smykové napětí kolíku - materiál: ocel 11 500

Pd ≔ 60

n≔2

dovolený měrný tlak kamene - materiál:ocel 11 500 dovolený měrný tlak článku řetězu - materiál: kalená ocel 11 500 počet kolíků na jeden řetěz

pp ≔ 2

počet střižných ploch

4 Fc = ⎛⎝2.916 ⋅ 10 ⎞⎠

celková potřebná síla pro provoz

4 Fk ≔ 0.8 ⋅ Fc = ⎛⎝2.333 ⋅ 10 ⎞⎠

síla zatěžující kolík

Pc ≔ 90



2

⋅ dk −4 Ss1 ≔ ――― = ⎛⎝1.767 ⋅ 10 ⎞⎠ 4

2

Fk ― n = 33.006 τs1 ≔ ――― pp ⋅ Ss1

průřez kolíku

smykové napětí v kolíku při zatížení

| = “vyhovuje” smyk_1 ≔ if τs1 ≤ τd ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖

−4 St1 ≔ x ⋅ dk = ⎛⎝5.85 ⋅ 10 ⎞⎠

2

plocha namáhaná tlakem P1

Fk ― n P1 ≔ ―― = 19.941 St1

tlak od tlačného kamene

| = “vyhovuje” tlak_1 ≔ if P1 ≤ Pd ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖ −4 St2 ≔ 2 ⋅ y ⋅ dk = ⎛⎝2.7 ⋅ 10 ⎞⎠

2


Fk ― n P2 ≔ ―― = 43.205 St2

tlak od řetězu

| = “vyhovuje” tlak_2 ≔ if P2 ≤ Pc ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖

Celková pevnostní podmínka kolíku kolik_1 ≔ if τs1 ≤ τd ∧ P1 ≤ Pd ∧ P2 ≤ Pc| = “vyhovuje” | ‖ “vyhovuje” ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖



7.9 Kontrola spojení kolíkem mezi tlačným kamenem a táhlem Předpooklad:

- jeden řetěz je zatížen 80% výkonu převodového motoru.

dK ≔ 20

průměr kolíku

X ≔ 38

šířka táhla

Y ≔ 20.5

šířka kamene

τd = 50

dovolené smykové napětí kolíku - materiál: ocel 11 500

Pd = 60

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

pp = 2

počet střižných ploch

4 Fk = ⎛⎝2.333 ⋅ 10 ⎞⎠

síla přenášená mezi tlačným kamenem a táhlem

2

⋅ dK −4 Ss2 ≔ ――― = ⎛⎝3.142 ⋅ 10 ⎞⎠ 4

Fk = 37.132 τs2 ≔ ――― pp ⋅ Ss2

2

průřez kolíku

smykové napětí v kolíku při zatížení



| = “vyhovuje” smyk_2 ≔ if τs2 ≤ τd ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” ‖ |

−4 St3 ≔ X ⋅ dK = ⎛⎝7.6 ⋅ 10 ⎞⎠

2


Fk P3 ≔ ―― = 30.698 St3

tlak od krátké oje

| = “vyhovuje” tlak_3 ≔ if P3 ≤ Pd ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” ‖ |

−4 St4 ≔ 2 ⋅ Y ⋅ dK = ⎛⎝8.2 ⋅ 10 ⎞⎠

2


Fk P4 ≔ ―― = 28.452 St4

tlak od tlačného kamene

| = “vyhovuje” tlak_4 ≔ if P4 ≤ Pd ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” ‖ |

Celková pevnostní podmínka kolíku kolik_2 ≔ if τs2 ≤ τd ∧ P3 ≤ Pd ∧ P4 ≤ Pd| = “vyhovuje” | ‖ “vyhovuje” ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖



7.10 Výpočet četnosti a rozteče kuličkových jednotek - typ kuličkové jednotky: KU60M-R N ≔ 1000

nosnost jedné kuličkové jednotky

m1 ≔ 16100

hmotnost hnízda včetně formy

nř ≔ 2

počet řad s kuličkovými jednotkami

ld ≔ 2500

délka hnízda

m1 k ≔ ―― = 16.1 N

počet kuličkových jednotek na jedno hnízdo

- 75% kusů kuličkových jednotek ponese jedno hnízdo k = 21.467 kc ≔ ―― 0.75

počet kuličkových jednotek na jedno hnízdo daný podmínkou výše

kc ≔ 22 kc nrk ≔ ―− 1 = 10 nř

počet roztečí na jedno hnízdo

ld rk ≔ ―― = 250 nrk

rozteč mezi kuličkovými jednotkami



7.11 Výpočet a kontrola šroubového spoje oka s hnízdem

- jeden řetěz přenáší 80% výkonu převodového motoru - šroub M12x45, ISO 8,8 se šestihranným vnitřním vybráním

Předpoklad:

4 Fc = ⎛⎝2.916 ⋅ 10 ⎞⎠

FD ≔ 36.7 ⋅ 10

3

celková potřebná síla pro provoz sestavy dovolená osová síla šroubu

iš ≔ 4

počet šroubů na jedno oko

d3 ≔ 9.853

průměr jádra šroubu

dh ≔ 18


D0 ≔ 13


lz ≔ 45

délka závitu

E1 ≔ 2.1 ⋅ 10

5

modul pružnosti v tahu pro šroub

5 E2 ≔ E1 = ⎛⎝2.1 ⋅ 10 ⎞⎠

modul pružnosti v tahu pro spojvanou součást

ls ≔ 25

délka spojované součásti

Ψ≔1

součinitel proti odlehnutí

4 Fcp ≔ 0.8 ⋅ Fc = ⎛⎝2.333 ⋅ 10 ⎞⎠

síla přenášená jedním okem

Fcp ⎛ 3 Fa ≔ ―― = ⎝5.833 ⋅ 10 ⎞⎠ iš

osová síla připadající jednomu šroubu



2

⋅ d3 −5 Sj ≔ ――― = ⎛⎝7.625 ⋅ 10 ⎞⎠ 4

2

průřez jádra šroubu

E1 ⋅ Sj 5 k1 ≔ ―― = ⎛⎝3.558 ⋅ 10 ⎞⎠ ―― lz

tuhost šroubu

ls Dx ≔ dh + ― = 0.021 10

průměr válce nahrazujícího spojovanou soušást

2

2

⋅ ⎛⎝Dx − D0 ⎞⎠ ⎛ −4 = ⎝1.973 ⋅ 10 ⎞⎠ S2 ≔ ――――― 4

2

průřez spojované součásti

E2 ⋅ S2 ⎛ 6 = ⎝1.658 ⋅ 10 ⎞⎠ ―― k2 ≔ ――― ls

tuhost spojované součásti

k1 3 = ⎛⎝1.031 ⋅ 10 ⎞⎠ ΔF1 ≔ Fa ⋅ ――― k1 + k 2

část síly Fa připadající na šroub

k2 3 ΔF2 ≔ Fa ⋅ ――― = ⎛⎝4.802 ⋅ 10 ⎞⎠ k1 + k 2

část síly Fa připadající na spojovanou součást

3 F2 ≔ Ψ ⋅ Fa = ⎛⎝5.833 ⋅ 10 ⎞⎠

síla působící na spojovanou součást

4 Fp ≔ F2 + ΔF2 = ⎛⎝1.063 ⋅ 10 ⎞⎠

předepínací síla

4 F1 ≔ Fp + ΔF1 = ⎛⎝1.167 ⋅ 10 ⎞⎠

maximální osová síla ve šroubu

| = “vyhovuje” sroub ≔ if F1 ≤ FD ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖

silová podmínka šroubu



7.11.1 Výpočet utahovacího 4 momentu Fp = ⎛⎝1.063 ⋅ 10 ⎞⎠

předepínací síla

pš ≔ 1.75

stoupání závitu

d2 ≔ 10.863

střední průměr závitu

dh = 18


D0 = 13


f2 = 0.15

součinitel tření v závitu šroubu

f3 = 0.12

součinitel tření mezi hlavou šroubu a okem vrcholový úhel závitu

β = 60 dh + D 0 Dr2 ≔ ――― = 15.5 2

roztečný průměr třecí plochy hlavy šroubu

⎛ pš ⎞ α ≔ atan ⎜――⎟ = 2.935 ⎝ ⋅ d2 ⎠

úhel stoupání závitu

f2 = 0.173 fe1 ≔ ――― ⎛β⎞ cos ⎜― ⎝ 2 ⎟⎠

efektivní součinitel tření

Dr2 Mu11 ≔ Fp ⋅ f3 ⋅ ―― = 9.89 2 d2 Mu21 ≔ Fp ⋅ fe1 ⋅ ―= 10.004 2

třecí moment mezi hlavou šroubu a okem

⋅

třecí moment v závitu

⋅

d2 Mu31 ≔ Fp ⋅ tan (α) ⋅ ―= 2.962 2

moment převedený na osovou sílu

⋅

Muc1 ≔ Mu11 + Mu21 + Mu31 = 22.856

⋅

potřebný utahovací moment



7.11.2 Kontrola šroubového spoje na tah a krut součinitel proti odlehnutí

Ψ=1 d3 = 9.853

průměr jádra šroubu

3 Fa = ⎛⎝5.833 ⋅ 10 ⎞⎠

osová síla zatěžující jeden šroub

Re ≔ 1080

mez kluzu materiálu šroubu

Muc1 = 22.856

utahovací moment šroubu

⋅

σdš ≔ 0.3 ⋅ Re = 324

dovolené napětí pro kontrolu šroubu

k≔1+Ψ=2

součinitel bezpečnosti

4 FŠmax ≔ k ⋅ Fa = ⎛⎝1.167 ⋅ 10 ⎞⎠

maximální zatížení šroubu

−5 Sj = ⎛⎝7.625 ⋅ 10 ⎞⎠

průřez jádra šroubu

2

FŠmax σ ≔ ―― = 152.991 Sj

tahové napětí v jádře šroubu

3

⋅ d3 −7 WKš ≔ ――― = ⎛⎝1.878 ⋅ 10 ⎞⎠ 16

3

modul průřezu pro krut

Muc1 = 121.695 τKš ≔ ―― WKš

krutové napětí ve šroubu od utahovacího momentu

2 2 σred ≔ ‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾ σ + 3 ⋅ τKš = 260.452

redukované napětí podle HMH

| = “vyhovuje” šroub_2 ≔ if σred ≤ σdš ‖ “vyhovuje” | ‖ | else | ‖ “nevyhovuje” | ‖



9 7.12 Katalogové listy

1 2 3 4 5 6 7 8 9

99

10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 (→ AC AD ADS L LS LB LBS

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

– DRE-GM 11/2013

21 22

385


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

Pm [kW]

4.0

na [1/min]

Ma [Nm]

i

FRa1) [N]

SEW fB

8.4 9.3 10 11 13 14 15 16 18 20 22 13 15 17

4570 4080 3680 3330 2950 2670 2550 2350 2100 1890 1710 2860 2560 2300

174.87 156.30 140.71 127.42 112.99 102.16 97.58 89.85 80.31 72.29 65.47 109.49 97.89 88.01

29100 30500 31600 32500 33400 34000 34300 34700 35200 35600 35900 23500 24600 24500

0.95 1.05 1.15 1.30 1.45 1.60 1.70 1.85 2.0 2.3 2.5 1.05 1.15 1.30

19 21 26 29 32 22 25 26 30 34 38 43 49 57 46 51 57 68 74 53 58 66 70 80 89 101 114 129 151 161 170 194 215 245 278 314 367 69 76 87 92 108 119 137 157 178 189 222 244 282

1990 1780 1480 1310 1180 1730 1520 1440 1260 1140 1000 880 780 665 820 750 665 560 515 715 655 575 545 475 430 375 330 295 250 235 225 197 178 156 137 122 104 550 500 435 415 350 320 275 240 210 200 172 157 136

76.39 68.40 56.75 50.36 45.28 66.46 58.32 55.27 48.37 43.58 38.23 33.74 29.91 25.54 31.51 28.75 25.50* 21.43 19.70 27.41 25.13 22.05 20.90* 18.29 16.48 14.46 12.76 11.31 9.66 9.08 8.60 7.53 6.78 5.95 5.25 4.66 3.97 21.17 19.11 16.81 15.88 13.52 12.29 10.64 9.31 8.19 7.73 6.58 5.98 5.18

24100 23800 23100 22600 22200 13900 15600 16100 17100 17700 18300 18700 19000 19300 18900 19100 19300 19600 19700 11100 11600 12000 12200 12500 12700 12900 13000 13000 13000 12900 12700 12300 12000 11700 11300 11000 10500 6490 6480 6440 6420 6320 6250 6120 5820 5710 5650 5480 5380 5220

1.50 1.70 2.0 2.2 2.4 0.85 1.00 1.05 1.20 1.30 1.50 1.70 1.90 2.2 1.65 1.90 2.2 2.7 2.9 1.15 1.25 1.40 1.50 1.70 1.90 2.2 2.5 2.8 3.2 2.2 2.5 3.1 3.5 3.9 4.3 4.6 4.8 1.10 1.20 1.35 1.45 1.70 1.85 2.2 1.70 1.95 2.1 2.4 2.7 3.1

– DRE-GM 11/2013

kVA i

f

n

9

P Hz 1

m [kg] FA FAF F FF

97 97 97 97

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

200 220 205 240

392 391 390 391

FA FAF F FF

97 97 97 97

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

200 220 205 240

392 391 390 391

FA FAF F FF

87 87 87 87

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

135 145 140 155

387 386 385 386

FA FAF F FF

87 87 87 87

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

135 145 140 155

387 386 385 386

FA FAF F FF

77 77 77 77

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

95 100 99 110

382 381 380 381

FA FAF F FF

77 77 77 77

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

95 100 99 110

382 381 380 381

FA FAF F FF

77 77 77 77

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

94 100 98 110

382 381 380 381

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

FA FAF F FF

67 67 67 67

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

71 77 74 80

377 376 375 376

15 16 17 18 19

FA FAF F FF

57 57 57 57

DRE DRE DRE DRE

132S4 132S4 132S4 132S4

68 73 68 74

372 371 370 371

20 21 22

335


30

LinearChain 4.2

Type 60 PSG

4.2.1

Technical data - max. push force (for 1 meter of chain unguided, load guided): ................. 18000 N - weight per meter:....................................................................................... 8,7 kg - number of links per meter: ........................................................................ 17

4.2.2

Dimensions bore

front link

pitch

Standard profile guide weight 7,5 kg/m 5-0602-206.00

Middle of roller

Middle of roller

Middle of roller

4.2.3 Guiding rail

Low profile guide weight 7,5 kg/m 5-0602-210.00

high profile guide weight 12,5 kg/m 5-0602-215.00

Subject to technical changes Framo Morat GmbH & Co. KG

Tel.: +49 (0) 7657 / 88-0

www.framo-morat.com


31

LinearChain Type 60 PSG 4.2.3 Assembly of the standard push chain 5-0602-100.00 retaining ring 00150100150100 supporting plate 00152301522150 guiding roller 5-0601-100.60

drive roller 5-0601-100.50

right cover plate 5-0601-100.20 retaining ring 5-0601-100.90 retaining ring 5-0601-100.90

left cover plate 5-0601-100.10

shaft 5-0602-100.30

middle roller 5-0601-100.40

supporting plate 00152301522150

guiding roller 5-0601-100.60 retaining ring 00150100150100


Tel.: +49 (0) 7657 / 88-0

www.framo-morat.com


40

LinearChain 5. Drive housing 5.1 General description A special design of sprocket wheel housing with chain guides is needed to convert the gearmotor torque to a linear thrust force. For larger thrust forces a duplex chain is used with double sprocket wheel. The drive housing contains a guide plate and reaction plate. The guide plate leads the chain around the sprocket wheel. The reaction plate guides the chain into the appropriate direction (90° or 180°). The gear motor can be installed directly on the drive housing shaft or connected with a flexible coupling. 5.2 Material and maintenance The drive housing is made of cast aluminium. Internal parts are maintenance free. The bearings are lubricated for life. 5.3 Installation and drive shafts The drive housing is equipped with a mounting angle on each side which can be turned to fit any mounting position. The standard drive shaft location is shown on the drawing below. The location can be changed by reversing the assembly of the sprocket wheel and shaft or by simply specifying the appropriate location.

180°

Stroke direction

90°

270°

0°

Standard

5.4

Weight of drive housing with mounting angle

Weight (standard chain) Weight (duplex chain)

Pitch 25mm

Pitch 40mm

Pitch 60mm

3,6 kg

8,8 kg

21,2 kg

-

-

30 kg


Tel.: +49 (0) 7657 / 88-0

www.framo-morat.com


44

LinearChain Drive housings for LinearChain 60PS, 60 PSR, 60 PSG Drive housings with 90° return facility

Drive housings with 90° + 90° return facility

Custom return facility and custom shafts available on request.


Tel.: +49 (0) 7657 / 88-0

www.framo-morat.com


Kuličkové válečky

Kuličkové válečky v nasazení: Air Cargo, Strojírenství a dopravní technika


F 30

Bratislava: tel. 00421 245241325 fax 00421 245242005

•

Germany: tel. +49 3763 5091-0

Kuličkové válečky

KA08.01 - stránka 87 www.torwegge.sk

•

[email protected]

F 31

Kuličkové válečky Neustále velké množství na skladě

Příchytka – rozměry na str. F 37

Kuličkové válečky •

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

•

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

•

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

Kuličkové válečky z plného materiálu H

a

b

mm

mm

mm

15 22 30 45 57,1

24 31 9,5 36 45 9,8 45 55 13,8 62 75 19,0 100 117 29,5

21,0 30,5 36,8 53,5 77,5

3,8 4,0 5,0 4,5 5,0

5,5 6,3 8,3 10,0 16,5

50 130 250 600 1000

0,045 0,150 0,300 0,820 3,8

KU15M-R všechny 15 KU22M-R pozinkované, 22 KU30M-R díly niro-ocel 30 KU45M-R kulička 45 KU60M-R 57,1

24 31 9,5 36 45 9,8 45 55 13,8 62 75 19,0 100 117 29,5

21,0 30,5 36,8 53,4 77,5

2,8 2,8 4,0 4,0 5,0

5,5 6,3 8,3 10,0 16,5

50 130 250 600 1000

0,045 0,150 0,365 0,820 3,8

dw Provedení

KU15M KU22M KU30M KU45M KU60M

Povrch pozinkovaný

D

h

€/ Ks netto

Ks váha kg

mm mm mm mm

Obj. č.

D1

Nosnost daN (kp)

Nosnost 50 - 600 kg

Kuličkové válečky pro vysokou zátěž pro přepravu kontejnerů

Válečky pro letiště s plného materiálu s otočným kuličkovým věncem a velikou odtokovou dírou. (žádné těsnění)

dw

Provedení KU30C-0 KU45C-0 KU30C-0Niro KU45C-0Niro KU30C-0M KU45C-0M

D

mm mm

Obj. č.

D1

h

H

a

b

mm

mm

mm

mm

mm

Nosnost daN (kp)

Ks váha kg

Povrch pozinkovaný Povrch pozinkovaný

30 45

45 62

55 75

13,8 19,0

36,8 53,4

3,4 8,3 3,8 10,0

350 600

0,380 1,100

Všechny díly nerezová ocel Všechny díly nerezová ocel

30 45

45 62

55 75

13,8 19,0

36,8 53,4

3,4 8,3 3,8 10,0

200 300

0,380 1,100

30 45

45 62

55 75

13,8 19,0

36,8 53,4

3,4 8,3 3,8 10,0

200 600

0,380 1,100

Díly pozinkované a nerezové Ocelové kuličky

€/ Ks netto

KA08.01 - stránka 88 www.torwegge.sk

•

[email protected]

F 33

doc. Ing. Martin Hynek, Ph.D., Bc. Michal Švamberk,

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

Tento projekt je spolufinancován Evropským sociálním fondem a státním rozpočtem České republiky v rámci projektu č. CZ.1.07/2.2.00/28.0056 „Ukázkové vývojové projekty z praxe pro posílení praktických znalostí budoucích strojních inženýrů“. KA08.01 - stránka 89

ANALYTICKÝ VÝPOČET VÝPOČTOVÁ ZPRÁVA 1 HYDRAULICKÝ LIS. doc. Ing. Martin Hynek, PhD. a kolektiv. verze - 1.0

Recommend Documents