3. AZ ANYAG MOZGATÓ GÉPEK KISEBB SZERKEZETI EGYSÉGEI

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981

74. oldal

3. AZ ANYAG MOZGATÓ GÉPEK KISEBB SZERKEZETI EGYSÉGEI 3.1.

TEHERFELVEVŐ SZERKEZETEK

3.11. Horogszerkezetek A horognak az emelőkötélhez való kapcsolása a horogszerkezettel történik. Helyesen kialakított horogszerkezet biztosítja egyrészt a horog könnyű elforgatását és a terheletlen horog billenését a kötözőkötél könnyebb beakasztása céljából, másrészt a horogszerkezet önsúlya biztosítja, hogy a terheletlen horog süllyesztésekor a kötél feszes maradjon. Egy kötélág esetén külön súllyal kell biztosítani a horog süllyesztését. Több kötélágas felfüggesztésnél rendszerint a horogszerkezet tömege elegendő a kötelek feszesen tartásához. A 3.1. ábrán nyolc kötélágas felfüggesztésű horogszerkezet látható. A horogba akasztott teher tömege a horoganyán (1) keresztül a horoghidat (2) terheli. A horoghíd hengeres vége két hevederrel (3) a kötélkorongok csapjával van összekötve. A horog a horoghídban függőleges tengely körül foroghat, a horoghíd a horoggal együtt pedig vízszintes tengely körül billenthető. A horoghíd rögzítése tengelyfogó (4) lemezzel történik, amely a csapba esztergált horonyba nyúlik be. A négy kötélkorong közül a két belső korongot a hevederen belül elhelyezett háromszög alakú, 2...3 mm vastag pajzslemez (5) védi. A külső kötélkorongok alsó felét pedig a pajzslemezhez csavarozott lemezburkolat (6) védi. A horonyból a kötél kiugrását a kötélkorongok alsó részén 1...2 mm távolságban elhelyezett lemezborítás akadályozza meg. A horoghíd méretezése: A horoghíd 1-1 keresztmetszetét kéttámaszú tartóként hajlításra, csapját pedig palástnyomásra méretezzük (3.2. ábra),

A horoghíd és horoganya között elhelyezett egyfelé ható tárcsás (axiális) golyóscsapágy biztosítja a horog könnyű forgatását. A csapágyat por ellen védeni kell, ezt rendszerint az anyára és a horoghídra erősített burkolólemezzel érik el. A horoghíd furata hengeres és elég bő legyen. Arra azonban ügyelni kell, hogy a horogszár nyers méreténél kisebb átmérőjű legyen, nehogy süllyesztéskor a horog ütközése esetén a horog kiemelkedjen és a golyóscsapágy megrongálódhasson. A horogszár megmunkált részén gondosan kerülni kell a hirtelen keresztmetszetváltozást, éles sarkok kiképzését. Az

( b − d1 ) h ; l M =Q , K = 4 6 2

megengedhető feszültség A 50 anyagra

σm =

M = 80…100 K

N , mm 2

nagyobb érték nagyobb teherbírású horog szerkezetre érvényes. Palástnyomás a csap és heveder között:

p=

Q ≤ 100…120 2ds

N . mm 2

3.2. ábra. Horoghíd


75. oldal

3.1. ábra. Nyolc kötélágas felfüggesztésű horogszerkezet 1 - horoganya; 2 - horoghíd; 3 - heveder a horoghídcsap és a kötélkorongok csapja összekötésére; 4 tengelyfogó a horoghíd rögzítésére; 5 - pajzslemez ; 6 - külső kötélkorongok alsó felének lemezburkolata; 7 - a tengelyfogó rözítőcsavarjainak védelmére felhegesztett orrléc

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 anyának a horogról való lecsavarodás elleni biztosítása leggyakrabban az anya és a horog felső részén gyalult horonyban elhelyezett és csavarral rögzített laposacéllal történik. A 3.3. ábra négy kötélágas, rövid horogszerkezetet tüntet fel. Ennél az elrendezésnél a kötélkorongok a horoghíd csapján vannak elhelyezve, és hosszú szárú horog alkalmazandó. Előnye a kisebb szerkezeti magasság, ennek következtében az emelési magasság jobb kihasználása. A teher felerősítése a horogra. Ritkán tudjuk a terhet közvetlenül a horogra akasztani, legtöbbször a terhet kötél segítségével kötjük fel.

76. oldal

A teher felkötésekor ügyelni kell arra, hogy a teher úgynevezett magasra kötésével a kötözőkötélben a megengedettnél nagyobb feszültség ne lépjen fel. A 3.4. ábrán közölt erőábrán jól látható a felkötés szögének növekedésével együtt járó kötélerőnövekedés (T2> TI)

T=

Q 1 . 2 cos α 2

a = 150° esetében az egy kötélágban ébredő feszültség az egész terhelésnek a kétszeresével egyenlő, T2=2Q. Az emelőgépek balesetelhárító és egészségvédő óvó-

3.3. ábra. Négy kötélágas felfüggesztésű rövid horogszerkezet


77. oldal

3.12. Emelőgerendák Terjedelmes, hosszú, nehezen kezelhető és súlyos terhek emelésére emelőgerendát alkalmaznak (3.5. ábra), pl. vagonok, kazánok, hosszú hengerelt áru, formaszekrény stb. emelésére. Emelőgerenda segítségével két, közös darupályán együtt dolgozó futódaru együttműködését biztosíthatjuk. A két darut a leggyakrabban előforduló 3.4 ábra. A teher felerősítése a horogra terhelésre méretezik, amennyiben ritkán a daru rendszabálya a kötözőelem 90°-nál nagyobb teherbírását meghaladó terhelést kell emelnünk, akkor a két emelőszerkezetet emelőgerendával kötjük össze terpesztését tiltja. Ha sok, hasonló alakú terhet kell emelnünk, (3.6. ábra). célszerű a teher alakjához igazodó teherfelvevő szerkezetet alkalmazni, amely a teher megfogásának és lerakásának idejét lényegesen megrövidíti, ezzel a daru állásidejét - az üzem szempontjából holtidőt csökkenti, és a daru rakodási teljesítőképességét növeli. A gyakorlatban nagyszámú teherfelvevő szerkezet alakult ki, ezek közül néhány jellegzetes szerkezetet ismertetünk. 3.5. ábra. Emelőgerenda terjedelmes teher emelésére 1 - állítható és cserélhető függeszték

3.6. ábra. Emelőgerenda két daru együttes teheremeléséhez


78. oldal

Az emelőgerenda tartó szerkezete hengerelt Felfüggesztése a daruhorogra gyűrű segítségével anyagból lemeztartóként van kiképezve, és a már történik. Nyitott helyzetben bocsátják a szállítandó ismert emelőgépelemekkel, horoggal, horoghíddal, teherre. A fogószerkezet karáttételét úgy kell csapokkal, kengyelekkel van ellátva. megválasztani, hogy a Q teher tömegétől keletkező N szorítóerő akkora legyen, hogy a súrlódóerő a 3.13. Fogószerkezetek szorítópofákon (2Nm) nagyobb legyen, mint a Q teher tömegének erőhatása: 2Nm> Q. Gyors fel- és lerakodás válik lehetővé akkor, ha a teher megfogásához olyan fogószerkezetet A m súrlódási tényező a várható legkisebb alkalmazunk, amelynek ollószerűen nyíló szárai a értékével számítandó. teher tömegének erőhatására önműködően záródnak. Terheletlenül az ollósfogó összezáródik. Kohászati Izzó öntecsnek az izzítógödörből való kiemelésére üzemekben az ollósfogókat a nagyobb rakodási ollósfogót használnak (3.7. ábra). teljesítmény elérésére gépi működtetéssel használják. Hasonló elv alapján működik a lemezfogó kengyel is (3.8. ábra). A kengyel egyik oldalán fogazott excentertárcsa foroghat egy csapon. Emeléskor a tárcsa a lemezt önsúlyának hatására önműködően megfogja. Szükséges, hogy Q
3.14. Emelőmágnesek

3.7. ábra. Ollósfogó

3.8. ábra. Lemezfogó kengyel

Különböző mágnesezhető anyagok (öntecsek, tartók, sínek, lemezek, forgács stb.) szállítására emelőmágnest használnak. A kötözési idő teljesen elmarad, így nagy rakodási teljesítmény érhető el. Az emelőmágnes szokásos alakját a 3.9. ábra tünteti fel. A tányér alakú mágnes tekercseit egyenárammal táplálják. Az áram hozzávezetése hajlékony kábellel történik, amely emeléskor a kötéldobról hajtott kábeldobra csévélődik fel. A tekercsben folyó áram hatására mágneses mező keletkezik, amelynek erővonalai a tekercset körülveszik, s a mágnes csak akkor záródik, ha mágnesezhető anyagra fekszik fel. Ezért az emelőmágnesben a tekercset alul nem mágnesezhető lemezzel (bronz vagy mangánacél) védik. Hátránya, hogy emelőképessége nagymértékben változik az anyag minősége, ill. alakja szerint. Ugyanazon emelőmágnes teherbíró képességét sík felületen érintkező tömör vas anyagból 100 %-nak véve, gömb alakú vasból csak 30...40%-ot, vasforgácsból vagy vashulladékból már csak 3...7 %ot emel. További nagy hátránya, hogy áramkimaradás esetén a terhet leejti. A gerjesztőáram kikapcsolása után ellenárammal biztosítják, hogy a remanens mágnesség következtében az emelőmágneshez tapadó kisebb darabok is leváljanak.


79. oldal

3.9. ábra. Emelőmágnesek a) tányérmágnes; b) lapos mágnes

3.15. Szállítóedények Billenőteknő. Ömlesztett áru emeléséhez a legegyszerűbb szerkezet a billenőteknő, amelyet függesztett kengyel segítségével akasztanak a daruhorogba (3.10. ábra). Bár a szállítandó anyag betöltése általában lapátolással történik, kiürítése a teknő billentésévei gyorsan végezhető. Működésének elve az, hogy az üres teknő (1) tömegpontja a forgáspont alatt van. A megtöltött teknő tömegpontja a forgáspont felett a függesztőkengyel elé kerül, a teknőt tehát előrebillenteni igyekszik. A billentést a 2 jelű karnak a teknőbe nyúló bütyke akadályozza meg. A rakomány kiürítését a kar felemelésével érjük el. Ürítés után a teknő visszabillen eredeti helyzetébe. Szállítóedény önműködő fenékürítéssel. Ömlesztett anyagnak daruval távoli tartályba való szállítására

3.10. ábra. Billenőteknő 1 - billenőteknő; 2 - rögzítőkar

gyakran használják a fenékürítésű edényt (3.11. ábra). Tölcsérszerűen összeszűkülő edény (1) kifolyónyílását egy kúp zárja el. Mindaddig, amíg az edény a kúpra támaszkodik – mely vonórúddal (2) a horogra akasztható -, az edény zárva marad. Amint az edényt támaszra ültetjük és az elzárókúpot tovább süllyesztjük, az edény tartalma kiürül. Az eddig ismertetett, ömlesztett anyagot szállító teherfelvevő szerkezetek önműködővé teszik ugyan az ürítőműveletet, azonban az edények megtöltéséhez kézi munkát vagy külön kialakított töltőberendezés alkalmazását kívánják meg. E hátrányuk miatt ezek csak kisebb szállítási teljesítmény végzésére alkalmasak. Ömlesztett anyag emelésénél és szállításánál nagy teljesítményt markolókkal érhetünk el, amelyek az áru felvételét is és a kiürítést is gépi úton végzik. A markolók működtetéséhez különlegesen kiképezett emelőszerkezet szükséges.

3.11. ábra. Szállítóedény fenékürítéssel 1 - szállítóedény: 2 - vonórúd az elzárókúppal

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 3.16. Markolók Ömlesztett anyag rakodása gépi úton túlnyomóan markolóval történik, amellyel az anyagot felvenni, szállítani és üríteni lehet. A markoló zárásának és nyitásának működtetési módja szerint megkülönböztetünk kétköteles, egyköteles rendszerű és motoros markolót. A kétköteles markoló működési módja vázlatosan a 3.12. ábrán látható. A markolólapátok csuklósan

80. oldal

vannak az alsó kereszttartóhoz erősítve és rúddal a felső kereszttartóhoz kötve. Működtetéséhez két kötél szükséges. Az egyik, a T tartó kötél a felső kereszttartóhoz, a másik, a Z zárókötél, rendszerint kötélcsigasor közbeiktatásával az alsó kereszttartóhoz van kötve. A markolóüzem egyes fázisai az ábrákon láthatók; nyitás, markolás, zárt markoló emelése és a markoló ürítése. A markoló működésekor a markolóban fellépő erőkről tájékoztatást nyújt a 3.13. ábrán (a markolás

3.12. ábra. Kétköteles markoló működésének vázlata a) nyitott markoló süllyesztése; b) markolás; e) zárt markoló emelése; d) a markoló ürítése

3.13. ábra. A markolóban fellépő erők a markolás megkezdésekor


81. oldal

3.14. ábra. A markolóban fellépő erők a markolás befejezésekor megkezdésekor) és a 3.14. ábrán (a markolás befejezésekor) közölt erőpoligon, ahol a markoló zárókötelébe beépített kötélcsigasort is figyelembe vettük. A kötélcsigasor - a horogszerkezet felfüggesztéséhez hasonlóan - kisebb kötélkorong alkalmazása érdekében rendszerint ikercsigasor. Az erőpoligont a markoló egyik felére annak feltételezésével szerkesztettük, hogy a tartókötél laza (T=O), és a két zárókötélen függ a markoló teljes tömege. 2Z = G = (G1 + G2 + G3) G a markoló tömege, G1 a felső kereszttartó tömegének fele, G2 a jobb oldali csuklóra jutó lapáttömeg, G3 a baloldali csuklóra jutó lapáttömeg és az alsó kereszttartó tömegének fele. Ez a Z zárókötélben fellépő legnagyobb erő, amely az üres markolónál felléphet. Ennél nagyobb kötélerő esetén a markoló emelkedik. Az erőábrákból látható, hogy a markolólapát élén ébredő záróerő, Hz, egyenesen arányos a markoló tömegével, továbbá a Hz annál nagyobb, minél nagyobb a kötélcsigasor áttétele. A két erőpoligont összehasonlítva, a záróerő a zárás kezdetén nagyobb, mint a zárt markolónál. A markoló jó működése szempontjából pedig a markolás befejezésekor van szükség nagy záróerőre, melyet csak a markoló tömegének és a csigasor áttételének növelésével érhetünk el. Figyelembe veendő azonban, hogy markoláskor a zárókötél terhelése megnövekszik a felvett anyag tömegével. Az ömlesztett anyag felvétele a markolóba a markolólapát élének függőleges és vízszintes irányú, ásó és kotró mozgásából tevődik össze. A markolás eredményes munkájához szükséges, hogy az ásáshoz, a markolónak az ömlesztett anyagba való behatolás-

hoz, megfelelő nagy tömege legyen, és helyes vágóél, ill. lapátalak-kiképzést nyerjen; a kotráshoz pedig lehetőleg nagy záróerővel és nagy szájnyílással bírjon. A markoló mai kialakításában tehát nem ideális eszköz, egyrészt azért, mert a záróerő legnagyobb értékét nem a markoló zárásakor éri el, másrészt a markoláshoz szükséges nagy tömege miatt a daru emelőképességének körülbelül felét igénybe veszi, és így a markolóval való rakodáskor tekintélyes holtsúlyt kell emelni, ill. továbbítani. A markolónak a szállítandó anyagba való behatolása függ a szállítandó anyag súrlódásától, keménységétől, szemnagyságától stb. Hasonlóan, a kotrási munka is nagymértékben függ a markolandó anyag fenti fizikai tulajdonságaitól. E tényezők szerepe a markoló szerkesztésénél számszerűleg nem fogható meg, azonban a markoló helyes kialakítása és a lehető legkisebb tömeggel való előállítása érdekében figyelembe veendők. Ezért különböző anyagokhoz eltérő alakú és tömegű markolók használata célszerű. A gyakorlatban a különféle anyagokhoz a markoló tömege szerint könnyű, középés nehéz markolókat használnak. A könnyű kivitelű markolót gabonára, kazánszénre, apró szemű kokszra stb., általában 0,5...1,0 t/m3 halmazsűrűségű anyagok markolására használják. Darabos szénre, kokszra, mészkőre, apró szemű ércre, 1,0...1,8 t/m3 halmazsűrűségű anyagokra a középnehéz kivitelű, míg nagy testsűrűségű darabos ércre, 1,8...2,4 t/m3 halmazsűrűségű anyagokra a nehéz kivitelű markolót alkalmazzák. A kétköteles, rudas markoló kiviteli alakja a 3.15. ábrán látható. A markolólapátok és a kötélkorongokat tartalmazó kereszttartók acéllemezből hegesztve készülnek. Szerkesztéskor ügyelni kell a kötélvezetés, ill. csigasor elhelyezésére, amely megszabja a markoló nyitási irányát.


82. oldal

3.15. ábra. Rudas markoló Különleges markolókivitelt ábrázol a 3.16. ábra, mely befogadóképességéhez viszonyítva rendkívül nagy szájnyílásával tűnik ki. A markoló kisebb ásómunka mellett nagy kotrómunkát végez. A kotrómarkolót nagy testsűrűségű anyagoknak kis rétegmagasság mellett való felszedésére (például ércnek hajótérből lehetőleg maradéktalan kiemelésére) alkalmazzák. Egy másik különleges, ún. polipmarkolót tüntet fel a 3.17. ábra. Ennél két lapát helyett sugárirányban elhelyezett 6 lapát vagy rúd végzi a markolást. A lapáttal ellátott polipmarkoló köves talaj vagy kút ásására alkalmas. A rudakkal ellátott markolót pedig nagy méretű kő, acélhulladék, ócskavas, acélforgács rakodására használják. A 6 lapát mindegyike kétkarú emelő, melynek egyik végén kötélkorong van elhelyezve. A kötélvezetést úgy oldották meg, hogy az álló és mozgó kötélkorongokon átvezetett kötél mindegyik kart egyformán húzza, és egyenként annyira záródik össze, amennyire a befogott anyag engedi (3.18. ábra). A kétköteles markolók két kötéldobbal ellátott emelőművel működtethetők, amelyekkel később foglalkozunk. Ha darabáru-rakodó, tehát emelőműves, horoggal ellátott darunál felmerül néha a markolóval

való rakodás igénye, akkor egyköteles vagy motoros markolót használnak. Az egyköteles markoló felépítésében hasonló az előbbi kétköteles markolóhoz, azonban a markolót csak egy, a zárókötél működteti. A szerkezeti megoldások igen eltérőek és bonyolultak. Egyik gyakrabban alkalmazott megoldás (3.19. ábra), amikor a tartókötél helyett kilincsszerkezet köti össze a két részből álló, vízszintes síkban osztott alsó kereszttartót. Az alsó rész (1) a markolólapátokkal van összeépítve, a felső rész (2) pedig az alsó kötélkorongokat tartalmazza, és vezetékben mozog. A markoló zárása és emelése a markolóba beépített kötélcsigasoron átvezetett záró kötél (3) emelésével végezhető. A markoló nyitása a kétrészű alsó kereszttartót összekötő kilincsszerkezet szétbontásával történik. A kilincsszerkezet szétbontását rendszerint a nyitás magasságában a darun elhelyezett ütköző végzi, vagy kioldókötél (4) meghúzásával bontható. A lekapcsolt alsó kereszttartófél (1) a saját, valamint a markolólapát és az anyag tömegének hatására lefelé halad, alapátok szétnyílnak, és a markoló kiürül. A kemény ütközés elkerülésére a lefelé haladó alsó kereszttartófél


83. oldal

3.16. ábra. Nagy szájnyílású markoló és a markolólapátok mozgatását olajkatarakt (5) fékezi. A nyitott markolót az anyagra helyezve, a kötélen függő kétrészű kereszttartó felső részét tovább süllyesztik, amíg a retesz önműködően összekapcsolja az alsó résszel. Az összekapcsolás után újabb markolás végezhető a már leírt módon. Az egyköteles markoló csak ott használható, ahol azonos magasságban kell üríteni. Hátránya a sok üzemzavart okozó reteszelőszerkezet. Ferde helyzetben bizonytalan a működése. Lehetőleg kerüljük alkalmazását. A gyakorlatban jobban bevált az egy emelőműves darunál alkalmazható motoros markoló, amelynél a markoló zárását és nyitását a markolóba beépített motor végzi (3.20. ábra). A peremes motor zárt fogaskerékszekrényben (1) elhelyezett áttételeken át hajtja a jobb és bal menettel

ellátott hajtómű lassú forgású tengelyét. A menetes tengely forgatásakor a (2) belső menettel ellátott csövek a (3) csuklón kapcsolódva a markolólapátokhoz, azokat nyitják vagy zárják. Az áramhozzávezetés az emelőmű kötéldobjáról hajtott kábeldobról lefüggő hajlékony kábellel történik. A motoros markolók lapátjainak mozgatásához szükséges nagy áttételt hidraulikus hajtással is biztosíthatjuk. A 3.21. ábrán a markolólapátok mozgatását a markolóba beépített kettősműködésű munkahenger végzi. A motoros markolók teljesítőképessége nagyobb, mint az egyköteles markolóé. A zárás és nyitás működtetése független az emelési magasságtól, így tetszés szerinti helyen üríthető, azonban tömege nagy, és a kétköteles markoló teljesítőképességét nem éri el.


84. oldal

3.17. ábra. Polipmarkoló

3.18. ábra. A polipmarkoló kötélvezetése 1 - kötélterelő korong; 2 - felső kötélkorong; 3 alsó kötélkorong a markolókarban: 4 - láncterelő kerék; 5 - kiegyenlítő lánc

3.19. ábra. Egyköteles markoló vázlata 1 - alsó kereszttartófél a markolólapátokkal, csuklóval összeépítve: 2 - az alsó kereszttartófél felső része vezetékben mozog: 3 - záró-kötél; 4 kioldókötél a kétrészú alsó kereszttartót összekötő kilincsszerkezet szétbontására ; 5 - olajkatarakt a markolólapátok mozgásának fékezésére


85. oldal

3.20. ábra. Motoros markoló J - zárt fogaskerékszekrény ; 2 - belső menettel ellátott csövek; 3 - csukló; 4 - kereszttartó; 5 - motor; 6 áram-hozzávezetés; 7 – végálláskapcsoló

3.21. ábra. Hidraulikus markoló

3.2.

FÉKEK ÉS RÖGZÍTŐSZERKEZETEK

Anyagmozgató gépekben a gép rögzítésére, sebességének szabályozására vagy lassítására fékeket használunk. A gyakorlatban rendszerint forgó részeket fékezünk, tehát elsősorban tengelyek fékezésével foglalkozunk. Forgó tengely fékezésekor fellépő nyomatékok egyensúlya Mf+M+Ms+Qe=0, ahol Mf a fékmű által kifejtett nyomaték, M a fékezendő szerkezetben fellépő statikus nyomatékok összege (pl. emelőgépekben

a függő teher nyomatéka), Ms a súrlódási nyomatékok összege, Q a fékezendő forgó és haladó tömegek tehetetlenségi nyomatékának összege a választott tengelyre redukálva, e a választott tengely szöggyorsulása. Rendeltetésük szerint a fékeket a következő három csoportba sorolhatjuk. 1. Rögzítőféket alkalmazunk álló tengelyen fellépő M nyomaték teljes fékezésére. A fékkel létesítendő (Mf) fékezőnyomaték nagyságát b biztonsággal kell megállapítani, méretezéshez azt az (M) nyomatékot


86. oldal

kell alapul venni, amely a gépet nyugalmi helyzetéből kimozdítani igyekszik.

β=

Mf M

> 1.

Üzemi csoportszám b legkisebb értéke (MSZ 9750-78) (MSZ 19171-78) 1; 2 1,50 3; 4 1,75 5 2,00 6 2,50 2. Szabályozóféket alkalmazunk, ha a forgó tengely szögsebességét a szögelfordulás vagy az idő függvényében előírjuk. Például: az emelőgép egyenletes üzemét tehersüllyesztéskor kívánjuk biztosítani. A süllyedő teher helyzeti (potenciális) energiáját kell felemészteni. A fék méretezésekor azt a többletenergiát kell figyelembe venni, mely a tengelyelőírt szögsebességét gyorsítani igyekszik. 3. A lassítófék rendeltetése az w szögsebességű tengelynek a szabad kifutásnál gyorsabb megállítása. Pl. mozgásban levő futódaru mozgási (kinetikai) energiájának felemésztése. A lassítófék méretezésekor e mozgási energiát kell figyelembe venni. A szerkezetben fellépő statikus nyomaték forgatási iránya megegyezhet a fékező nyomatékéval (emelőgépek teheremelése). Ilyenkor segít a fékezésnek, és a megállás utáni rögzítéshez ellenkező irányú nyomaték kell. A többféle fékezési feladatot ugyanaz a fék is elvégezheti. A megfelelően méretezett rögzítőfékek mindig felhasználhatók lassításra és szabályozásra is, de a lassító- és szabályozófékek között vannak olyanok is, amelyek rögzítőfékezésre nem alkalmasak. A fékezés módja szerint megkülönböztetünk villamos és mechanikai fékezést. Villamos energiával végzett fékezéshez rendszerint magát a gépet hajtó villamos motort használjuk fel. A fékezésre kapcsolt villamos motor álló helyzetben fékezőnyomatékot nem szolgáltat, tehát csak szabályozó-, esetleg lassítófékezésre használható. Ebben a fejezetben mi csak a mechanikai fékezéssel foglalkozunk, ahol a fékezést a mechanikai súrlódás szolgáltatja. Mindaddig, amíg a súrlódást ébresztő erő működik, a fék zárva van, ha a súrlódást előidéző erőt megszüntetjük - a fékrudazat elállításával, lazításával -, akkor a fék nyitott. Szerkezeti felépítés szerint megkülönböztetünk : pofás féket, szalagféket, kúpos és tárcsás féket.

3.21. Pofás fékek Az egyszerű pofás fék elrendezését a 3.22. ábra mutatja. A fékpofát a tárcsához N erő szorítja, mely a tárcsa kerületén a forgással ellentétes irányú S=mN súrlódóerőt ébreszt.

3.22. ábra. Egypofás fék vázlata A fékezőnyomaték nagysága:

Mf =S

Df

2

.

Az N erő nagysága a fékezőkarra ható K záróerő nagyságától függ. Az ábrán a tárcsa 1-gyel jelölt forgásiránya esetén a fékezőkar egyensúlyát kifejező nyomatéki egyenlet a fékezőkar forgáspontjára felírva: Kb-S1c-Na = 0, mivel S1=mN, így

⎛ a⎞ Kb − S1 ⎜ c + ⎟ = 0, µ⎠ ⎝ Kb S1 = a c+

és

µ

A fékezőnyomaték nagysága pedig

M f1 =

Kb D f . a 2 c+

µ

Ellenkező forgásirányú tárcsa esetében (az ábrán 2vel jelölve) Kb+S2c-Na = 0,

N=

S2

µ

behelyettesítésével


87. oldal

Adott Mf1 fékezőnyomaték kifejtéséhez szükséges K záróerő nagysága pedig

K=

3.23. ábra. Egypofás fék vázlata mindkét forgásirányban egyenlő nagyságú fékezőnyomaték létesítésére

Kb a −c

2M f

µDf b

( a ± µc ) ,

ahol a + előjel az 1, a - előjel a 2 forgásirányra vonatkozik. A 2 forgásirány esetén az önzárás is be állhat, ha a<=m0c, K<=0. Ha mindkét forgásirányra egyenlő fékezőnyomatékot kívánunk elérni, akkor kell, hogy c=0 legyen. Ezt elérhetjük úgy, hogyafékezőkar forgáspontját a súrlódási erő hatásvonalába helyezzük (lásd a 3.23. ábrán). Ekkor a záróerő nagysága

K=N

a S a 2M f a = = b µ b µ Df b

mindkét forgásirányra egyforma. Az egyszerű pofás féket csak kis fékezőnyomatékra használják. Hátránya, hogy a féktárcsa tengelyét az N µ erő hajlítja. Egymással szemben elhelyezett két fék, és pofa esetén a tengely hajlítása lényegesen Kb D f csökkenthető egyes építési módoknál teljesen . Mf2 = a 2 megszüntethető. −c A leggyakrabban alkalmazott féktípus a kétpofás µ fék. Egy kétpofás fék általános elrendezését és A két forgásirányra a fékezőnyomaték nagysága erőjátékát a 3.24. ábra mutatja. különböző, Mf2>Mf1 melynek oka az, hogy a mNc nyomaték az 1 esetben nyitni, a 2 esetben zárni akarja a féket

S2 =

3.24. ábra. Merev pofás fékszerkezet általános elrendezése

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 A két fékezőkart a W jelű szögemelő közbeiktatásával az S vonórúd köti össze. A szögemelő pedig egy függőleges P vonórúddal kapcsolódik a fék zárását biztosító, G féksúllyal terhelt vízszintes karhoz. A fék nyitása a féksúlykar felemelésével történik. Az általános elrendezésű fékszerkezetnél a pofanyomások különbözőek, és a fékezőnyomaték nagysága is függ a forgásértelemtől. A féksúly és a rudazat önsúlyából adódó P erő, valamint a vonórúdban ébredő S erő együttes hatása a 4 pontban Rx, Ry erőkkel, a 3. pontban pedig Sx, Sy erőkkel adódik át a fékkaroknak, amelyek nagysága a vektorábra és a külön kirajzolt szögemeltyű-ábra alapján számítható. A fékezőnyomaték adott forgásértelemnél a karokra ható erők egyensúlyi feltételeiből kiszámítható. Például I forgásértelemnél az egyensúlyi egyenletek a következők: R és S erők kizárólag a fékméretek és a P erő függvényei:

Rx = P

d c ; tgα = c Df ;

S y = Rx tgα = P

Ry = P + S y = P + P

88. oldal

Ellentétes forgásértelemnél ismét eltérő N3, N4 értékek adódnak, amelyek hasonlóan számíthatók. Ha az általános elrendezésű féknél x=y=0 (vagyis ha az 1, 2, 3 pontok, valamint a 4, 5, 6 pontok is egy függőlegesbe esnek), akkor:

N1 = P és így M f = µ 2 N

bd = N2 = N , ac

Df 2

= µ ND f .

A gyakorlatban egyes különleges beépítési adottságoktól eltekintve túlnyomóan ilyen féket alkalmaznak, amelynek nagy előnye, hogy a tengely nincs hajlításra igénybe véve, és a fékezőnyomaték is független a forgásértelemtől. Ilyen féket mutat a 3.25. ábra. Ilyen rendszerű féknél tehát

N=

Mf

µDf

=P

bd . ac

A szükséges féksúly Gg=Pe-ből: G = P nel kifejezve: G = N

e , illetve Ng

ac e . cd g

d c c =P ; c Df Df

Ha a rudazat hatásfokát is figyelembe vesszük

⎛ d d ⎞ . = P ⎜1 + ⎜ D f ⎟⎟ Df ⎝ ⎠

féklazító erő viszont Ff=Gg egyenletből

Egyensúlyi egyenlet a jobb karról:

N1a + µ N1 x + Ry x − Rx b = 0,

(csapsúrlódás

a

rudazatban),

F=N

G=

ac e1 .A b d gη

ac e g 1 . bd g fη

A fék áttételének (i) nevezzük a pofanyomás és a

féklazító erő hányadosát ⎛ d d ⎞ N1 ( a + µ x ) = P b − P ⎜1 + x. ⎟ N bd f ⎜ Df ⎟ c i= = . ⎝ ⎠ Fη a c e ⎡ bd ⎛ d ⎞ ⎤ Az emelőgépekhez alkalmazott kétpofás P ⎢ − ⎜1 + ⎟⎟ x ⎥ ⎜ fékszerkezetnél általában i=8...12. ⎢ c ⎝ D f ⎠ ⎦⎥ Villamos féklazító mágnes alkalmazása esetén a N1 = ⎣ csak a méretek és a P a + µx fentiek szerint kiszámított féksúlyt csökkenteni kell a

erő függvénye Egyensúlyi egyenlet a bal karról

féklazító vasmag és fékrudazat tömegének a féksúly hatásvonalában redukált értékével. Ha a nyitott féknél megengedhető legkisebb d d N2 ( a − µ y ) = P y + P b. távolság a féktárcsa és fékpofa között d, amely Df c távolságnál a súrlódás már teljesen megszűnt, akkor a ⎛ y b⎞ féklazító lökete h = 2δ iξ . Pd ⎜ + ⎟ ⎜D ⎟ c A z tényezővel a fékszerkezet csuklóiban a csapok ⎝ f ⎠ csak a méretek és a P erő N2 = és furatok közötti hézagot (holt utat) vesszük a − µc figyelembe, z=1,1. d=0,1...0,3 cm, a féktárcsa függvénye átmérőjétől függően. A féknyitás munkája pedig Fékezőnyomaték I forgásértelemnél: L=Fh. D M = µ ( N1 + N 2 ) f . Nagyobb méretű kétpofás fékeknél a fékpofát a 2 fékezőrúdba csuklósan építik be (3.26. ábra.)


3.25. ábra. Merev pofás fékszerkezet mindkét forgásirányban egyenlő nagyságú fékezőnyomaték létesítésére A csuklósan beépített fékpofa a féktárcsához jobban illeszkedik, és szerelési pontatlanságra kevésbé érzékeny. Ez esetben mindkét forgásirányra egyenlő fékezőnyomaték elérése végett a fékezőkar csuklóinak a fékpofacsukló függőlegesébe kell kerülnie. A fékpofacsukló nyomatékot nem tud átadni csak erőt, és így a kétféle forgásirány esetén az ellentétes értelmű súrlódási erőnek nincsen nyomatéka a fékezőrúdra. Egy villamos hajtású emelőszerkezetben használatos kétpofás fék kiviteli alakját a 3.27. ábra mutatja. Az egyes rudakat megmunkált csapok kötik össze. A fékezőkar nyitását a bal oldalon elhelyezett előfeszített kis rugó (1) és állítócsavar (2) biztosítja, ill. határolja. A fék további nyitásával a másik pofa is

89. oldal

3.26. ábra. Két csuklópofás fékszerkezet vázlata eltávolodik a féktárcsától. A vonórúd (3) hossza állítható a fékpofák kopásának megfelelően. A pofás fék méretezésénél a súrlódási tényezőt a fék biztos működése érdekében a várható legkisebb értékkel kell figyelembe venni. Fékpofák súrlódási tényezői (m) és megengedhető felületi nyomása (k) Öv féktárcsa esetén: Fékpofa anyaga ferodo fa Öv

m 0,3…0,5 0,25…0,3 0,15…0,18

k max (N/cm2) 30 50 80

A rugóval működtetett féket lásd a 3.28. ábrán.

3.27. ábra. Két merev pofás fékszerkezet kivitele 1 - előfeszített rugó; 2 - állítócsavar; 3 - állítható hosszúságú vonórúd


90. oldal

A fékpofa méreteit a megengedhető felületi nyomás Az alsó határérték szabályozó- vagy lassitófékre, a felső határérték pedig rögzítőfékre vonatkozik. határozza meg. Villamos hajtású anyagmozgató gépeknél a N k= ≤ kmeg . féktárcsát rendszerint rugalmas tengelykapcsolóval b0l0 egybeépítve alkalmazzák. A féktárcsát a b0 a fékpofa működő szélessége, l0 a fékpofa tengelykapcsoló hajtott felére, a hajtómű magassága (3.27. ábra). tengelycsonkjára helyezik, nagyságát pedig a motorA fékpofa méreteit melegedésre is ellenőrizzük. és hajtómű-tengelycsonk méreteitől teszik függővé. A működő fékfelület egységére jutó súrlódási A féktárcsa anyaga általában Öv 15, munkateljesítmény megengedhető értéke: súrlódófelülete mindig megmunkált, nagy L ⎛ Ws ⎞ fordulatszám esetén (720 ford/perc felett) a féktárcsás λ = s = kvµ = 6…12 ⎜ 2 ⎟ . tengelykapcsoló teljes egészében megmunkált. b0l0 ⎝ cm ⎠ A fékpofa szélessége a féktárcsa nagyságától, Ls a súrlódási munkateljesítmény, v a féktárcsa átmérőjétől függően 5...20 mm-rel keskenyebb a kerületi sebessége (m/s). A súrlódási tényezőt a féktárcsa szélességénél. A fékpofa magassága pedig várható legnagyobb értékkel kell figyelembe venni. L0 = 0,5...0,7 Df.

3.28. ábra. Két csuklópofás fékszerkezet kivitele

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Emelőszerkezeteknél a fékpofát a jobb hőelvezetés érdekében Öv-ból vagy acéllemezből hegesztve készítik oly módon, hogy működő felületüket kopásnak és hőhatásnak jól ellenálló és lehetőleg nagy súrlódási tényezővel bíró borítással (fékbetéttel) látják el. A fékbetét szalag alakban vagy meghatározott alakra sajtolva készül. Alapanyaga: azbeszt vagy fémbeszövéses azbesztszövet (ferodoazbeszt) műgyanta kötőanyagban. A fékbetétszalag méreteit az MSZ 288-68 szabvány rögzíti. Példa. Kétpofás rögzítőfék számítása Az emelőmű adatai, amelyekből a lefékezendő nyomatékot számíthatjuk: teherbírás Q=200 kN, eme1ési sebesség ve=3,5 m/min, összkötélág 4, dobátmérő D=600 mm, összhatásfok h=0,825, biztonság b=2. Szükséges motorteljesítmény : 200000 * 3, 5

= 13, 9 ( kW ) ; 61200 * 0, 825 nm=960 min-1 motorfordulatszám esetén az áttétel a motor és a dob fordulatszáma között P=

i=

nm nd

=

960 3, 72

= 258,

mert nd =

2 ve 0, 6π

= 3, 72 / min .

A fékezőnyomaték a teher felől számítva:

Q D

1

200000 * 60 * 0, 825 * 2

= 19200 ( Ncm ) . 2 2 i 2 * 2 * 258 A fékezőnyomaték a szükséges motorteljesítményből számítva: Mf =

ηβ

P

=

η β = 975000 2

A fékpofát lazított állapotban d=0,15 cm távolságra engedjük a tárcsától szétnyílni, így a kifejtendő féklazítási munka: 1

1

= 609 ( Ncm ) . 0, 9 A választott fékmágnes K 3852-1 jelű, amely 40% bekapcsolási idő és óránként 300 kapcsolás esetén L = 1000 cm N munkaképeségű, h=5 cm emelőmagasságú, húzóereje F= 1000/5=200 N, és a vasmag tömege Gv=5,4 kg. Így a szükséges fékrudazat-áltétel a fékmágnes és fékpofák L = 2δ N

között i =

η

N

= 2 * 0,15 *1830 *

1830

=

= 10, 2. Fη 200 * 0, 9 A karok méreteit a már felrajzolt vázlat alapján a helyszükséglet és helyes formaadás figyelembevételével kell felvenni. A választott méretek a 3.25. ábra jelöléseit felhasználva a=b/2, c = 58 mm, d = e = 135 mm, és f = 290 mm. itényl . =

b d f

290

= 10. a c e 58 A rudazat csuklóinak csapsúrlódását h=0,9 hatásfokkal véve figyelembe, a féksúly tömegének erőhatása g=380 mm féksúlykar esetén: a c e 1

1 58

=2

1

= 155 ( N ) ≅ 15, 5 ( kg ) b d gη 2 380 0, 9 amelyből a vasmag és fékrudazat tömegének a féksúly hatásvonalába redukált erőhatását levonva, abeépítendő féksúly tömege: G=N

f

= 1830

290

− 1, 2 ≅ 10 ( kg ) g 380 Ebben a féksúlykar és a függőleges vonórúd redukált tömegét a vázlat alapján számított 1,2 kg-mal vettük figyelembe. A fékmágnes emelési útja pedig: htényl. = 2diz = 2•0,15•10•1,1 = 3,3 < 5 (cm). Gtényl . = G − Gv

− 1, 2 = 15, 5 − 5, 4

13, 9

0, 680 * 2 = 19200 ( Ncm ) . n 960 E számításnál az elméletileg szükséges, s nem a beépített motor névleges teljesítményével kell számolni. A hatásfok azért van négyzeten, mert egyrészt a súrlódások a fékezéskor segítenek, másrészt a szükséges motorteljesítmény számításánál az ideális súrlódásmentes teljesítményt a hatásfokkal osztottuk. Választott féktárcsaátmérő Df=350 mm, szélessége B=100 mm, anyaga Öv. Ferodo fék betét súrlódási tényezője m = 0,3...0,5. M f = 975000

91. oldal

3.22. Szalagfékek

Ma már az anyagmozgató gépekben a szalagfékeket ritkábban alkalmazzák, helyettük túlnyomóan az előbb ismertetett kétpofás fékek kerülnek beépítésre. A szalagfékek előnye az egyszerű szerkezet, kis helyszükséglet és az elérhető nagy fékezőnyomaték, hátránya azonban, hogy a fékezett M 19200 tengelyt hajlítja. = = 1830 ( N ) . Szükséges pofa-szorítóerő: N = Szalagfékek esetén a féktárcsát hajlékony 0, 3 * 35 µD acélszalag fogja körül, amelynek végei az egyszerű b0 = 8 cm és 10 = 0,5Df = 17,5 cm fékpofaméret esetén a fajlagos szalagféknél egy álló csuklóhoz, ill. a fékezőkarhoz N 1830 2 vannak kötve (3.29. ábra). = = 13,1 < 30 ( N/cm ) , pofa-szorítóerő k = bl 8 *17, 5 A fékezőkar lenyomásakor a szalag a féktárcsára Ellenőrzés melegedésre: feszül és súrlódik. A tárcsa kerületén ébredő súrlódóerő a tárcsa forgását fékezi, és a fékszalagban D π n 0, 35 * π * 960 v= = = 17, 6 ( m/s ) a húzóerőt növeli. A féktárcsával érintkező 60 60 szalagfelületen ébredő súrlódóerők összege a szalag Ws λ = kv µ = 13,1*17, 6 * 0, 5 = 115, 5 < 120 rögzítőfékre végein ható húzóerők különbségével egyenlő: S = T1 cm T2 f

f

0 0

f

( ) 2

megfelel.


92. oldal

e a természetes logaritmus alapszáma, m a súrlódási tényező a féktárcsa és a fékszalag között, a. a fékszalaggal érintkező kerület középponti szöge, ívben mérve. Írható S=T2(ema-1),

T2 =

S e

µα

−1

=

2M f Df

1 , e −1 µα

és így

T1 = T2 e µα =

2M f Df

e µα e µα − 1

Ezzel ismerjük a fékszalag fel- és lefutó ágában fékezéskor (a megcsúszás határán) ébredő erőket. Az ema értékei a 8. táblázatból (28. o.) vehetők. A A kifejthető fékezőnyomaték az ábrán megadott féktárcsára és a fékkarra ható erők jól láthatók a 3.30. forgásirány esetén ábrán. A tengelyt a T1 és T2 erők eredője hajIítja. Az Df erőpárként jelentkező cR=Mf a fékezőnyomaték. . M f = (T1 − T2 ) A fékszalag végpontjainak elhelyezése szerint a 2 A két szalagágban ébredő húzóerők között az következő szalagszerkezetek használatosak: Egyszerű szalagfék (3.30. ábra). A fékezőkaron összefüggés kifejthető fékezőerő nagysága a fékezőkar T1 = e µα ; egyensúlyából számítva (nyomaték az A csuklóra) 3.29. ábra. Egyszerű szalagfék vázlata

T2

K = T2

3.30. ábra. Egyszerű szalagfék erőterve

a 2M f 1 a . = µα b Df e −1 b


3.31. ábra. Differenciál-szalagfék vázlata

93. oldal

3.32. ábra. Összegszalagfék vázlata

Kis K fékezőerő elérésére lehetőleg nagy a átfogási ívet kell biztosítani. Ügyes elrendezéssel 270° elérhető. Ellentétes forgási irányban a fékezőnyomaték ugyanazon K erő mellett kisebb. T1 és T2 felcserélődik.

A fékezőnyomaték nagysága mindkét forgásirányban ugyanakkora. Hátránya az alkalmazandó nagy fékezőerő. Daruknál vízszintes irányú mozgatóművekhez használhatók. Szalagfékek nyitása. Szalagfékek nyitásakor a fékszalag sugárirányban olyan mértékben távolítandó el, hogy a súrlódás teljes mértékben megszűnjék. E M M ′f = µαf . távolság a pofás fékhez hasonlóan e d= 0,1...0,3 cm. Ugyanakkora fékezőnyomaték eléréséhez A fékszalagon mérve, a szükséges nyitás útja az ellenkező forgásirány esetén ema-szor nagyobb egyszerű szalagféknél fékezőerő, ill. fék súly szükséges. α Egyszerű szalagfék emelőművekben használható = δα , h2 = ⎡⎣ D f + 2δ π − D f π ⎤⎦ 2π jól, ahol csak egy forgásirányban, a teher süllyedése ahol az átfogási szög a ívmértéke helyettesítendő be. irányában kell fékezőnyomatékot kifejteni. Különbözeti (differenciál-) szalagfék (3.31. ábra). A fék lazító munkája pedig Előnye, hogy ugyanakkora fékezőnyomaték 1 T L = T2 h2 = 2 δα , előállításához kisebb fékezőerőre van szükség. A η η fékezőkar kis elmozdulására nagy fékezőnyomaték létesíthető. A féktárcsa forgásirányában felfutó (T1) a kevesebb csukló miatt h =0,95-nek vehető. szalagvéget úgy kötjük a fékezőkarhoz, hogy a T1 Hasonlóan számítható a nyitás útja és a féklazító szalagerő növelje a K fékezőerő hatását. munkája differenciál-szalagféknél h2- h1 = da Kb = T2 a − T1c, µα és összegféknél h2 + h1 = da alapul vételével, ahol h1, T2 a − T1c T2 a − ce = K= , h2 a T1 T2 szalagág csuklóinak szalagirányú útja a fék b b nyitásakor. 2 M f a − ce µα A szalagfékek szerkezeti kialakítása a 3.33. ábrán

(

(

K=

D f b e µα − 1

)

)

.

Ha a<=cema, az adott forgásirányban önzáró lesz a fék (K<=0). Visszafutást gátló fékként használható. (c=0 esetén K fékezőerőre az egyszerű szalagfék összefüggését kapjuk.) Összegszalagfék (3.32. ábra). A fékszalagvégek fékezőkarhoz való bekötése olyan, hogy mindkét szalagvég, a T1 és T2 a K fékezőerővel ellentétes irányú nyomatékot okoz.

a (T2 + T1 ) a 2 M f e µα + 1 K= , K= . b b D f e µα − 1

3.33. ábra. Egyszerű szalagfék kivitele 1 - fékbetét; 2 - fékszalag; 3 - hajlított kengyel; 4 állítható ütközöcsavar ; 5 - a féklazító bekötési helye


94. oldal

látható. Lágy anyagú (alumínium, réz) süllyesztett fejű szegeccsel fékbetétet (1) erősítenek az acél fékszalaghoz (2). A fékszalag és fékbetét egyenlő széles, a féktárcsánál 5-10 mm-rel keskenyebb. A fékszalag fölé laposacélból hajlított kengyelt (3) erősítenek, amelyen egyenletes távolságban ütközőcsavarokat (4) helyeznek el a szalag nyitási hézagának beszabályozására, ill. egyenletessé tételére. A fékszalag méretezése csak húzásra történik, mert egyszeri alakváltozás után a szalag csak húzásra van igénybe véve. A fék szalag anyaga A 38, vastagsága 2...3 mm.

σ meg =

3.34. ábra. Fékszalag

Tmax ≤ 60 ( N/mm 2 ) . bv

Tmax a legnagyobb szalaghúzó erő, b a szalag szélessége, v a szalag vastagsága. A szalagvégek bekötésére szolgáló acélszegecsekre a lökésszerű terhelés miatt nyírásra tmeg<=40 N/mm2 és palástnyomásra sp=80 N/mm2 engedhető meg. A kisebb terhelésű szalagágban a fékbélés kopása miatt szükséges szalaghossz-utánállításra jobb-bal menetes csavart építenek be (3.34. ábra), A fékszalag és féktárcsa súrlódófelületének méretezése a pofás fékhez hasonlóan felületi nyomásra és melegedésre történik. Figyelembe kell azonban venni, hogy a fajlagos nyomás a fékszalag különböző helyein különböző nagyságú. A felületi nyomás közelítő megállapításához a 3.35. ábrán a df középponti szöghöz tartozó fékszalagelemet vizsgáljuk meg. A fékszalagelemet határoló két keresztmetszetben a húzóerő T és T + dT, ezek eredője, a dN radiális irányú erő szorítja a szalagelemet a tárcsához. Az eredő megállapításakor feltesszük, hogy

T ≅ T + dT , így dN = 2T sin

dϕ . 2

3.35. ábra. Fékszalag felszínnyomása A felületi nyomás tehát a szalaghúzó erőtől függ és legnagyobb a szalag felfutási pontján

kmax =

2T1 . Db0

A szalag további részén a 3.35. ábrán feltüntetett módon csökken. A kmax értéke nem haladhatja meg a pofás féknél közölt megengedhető felületi nyomást. Melegedésre a k középértékévei számolunk

k=

kmax + kmin 2T , kmin = 2 . 2 Db0

A knm értéket ugyanolyannak vehetjük fel, mint a pofás fék esetében .

3.23. Kúpos és tárcsás dörzsfékek

Kis szögről lévén szó

dϕ dϕ , dN = Tdϕ = 2 2

A pofás- és szalagfékeknél a súrlódófelületek mozgatása a fék működtetésekor radiális irányú, a Ez a radiális erő hat egy elemi felületre, amelynek kúpos és tárcsás fékeknél a súrlódófelületek mozgatása axiális irányban történik. Az axiális nagysága működésű fékek helyszükséglete igen kicsi.

sin

dA =

D dϕ b0 2

ahol b0 a fékszalag szélessége. A felületi nyomás

k=

dN Tdϕ * 2 2 . = =T Db0 dA Ddϕ * b0

A kúpos dörzsféknél (3.36. ábra) egy rendszerint fékbetéttel ellátott kúpot - amelyet a lefékezendő tengelyre axiális irányban eltolhatóan helyeznek el egy álló súrlódófelületnek szorítanak.


95. oldal

A létesítendő fékezőnyomaték

Mf =

KµR , sin β

és a tengelyirányú nyomóerő

K=

M f sin β

µR

.

Ezt az elméletileg szükséges szorítóerőt azonban meg kell növelnünk az axiális irányú elmozdításkor legyőzendő súrlódási ellenállás miatt, amely függ a tengely és agyfurat felületének érdességétől, az agy hosszától, a kúpfelületek központosságától stb. Tehát Ktényl.=c1K, és c1 = 1,3...1,8. A kúpos fék szerkesztésekor ügyelni kell arra, hogy a kúpfék szöge (b) a fék betét súrlódási tényezőjétől függően helyesen legyen megválasztva. Ha r a súrlódás szöge, m=tgr és b
3.36. ábra. Kúpos fék vázlata

M f = µ KR, az elméletileg szükséges szorítóerő

K=

Mf

3.37. ábra. Tárcsás dörzsfék vázlata

µR

és Ktényl.=c2K, ahol c2= 1,1...1,3. A szorítóerő csökkentése érdekében vagy a súrlódófelület közepes sugara veendő nagyra, vagy ha szerkezeti okok ezt nem engedik meg, akkor több tárcsa alkalmazásával - álló és forgó tárcsák váltakozva egymás után való elhelyezésével növelhető a fékezőfelület. Lásd a 3.38. ábrán vázolt lamellás féket. Az álló tárcsák külső kerületét és a forgó tárcsák furatát horonnyal látják el, és ékkel rögzítik az álló házhoz, ill. a lefékezendő tengelyhez úgy, hogy tengelyirányban eltolhatók. Ha z a fékezőfelületek száma, a fékezőnyomaték

M f = zK µ R,

a szorítóerő

K tényl . =

Mf

µ Rz

3.38. ábra. Lamellás dörzsfék vázlata

c2

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 A fékezőfelületek méretezése felületi nyomásra és melegedésre a pofás féknél megadottak szerint végezhető. A kedvezőtlenebb hőelvezetés miatt a megengedhető fajlagos fékezési teljesítmény 30...50%-kal kisebb, mint a pofás féknél.

3.24. Kilincsművek és rögzítőszerkezetek Kézi hajtású vagy gépi, de nem villamos hajtású emelőművekben a teher süllyedését gyakran kilinccsel akadályozzuk meg (3.39. ábra). A kilincs a gép forgását emelés irányában megengedi, süllyesztés irányában megakasztja. Ha a kilincs (1) csapját nem álló kerethez, hanem a féktárcsához (2) erősítjük, akkor a teher süllyesztése a fék nyitásakor lehetséges. A kilincskerék (3) lehet külső vagy belső fogazású. A kilincskerék helyes kiképzésénél a következőkre kell ügyelni (3.40. ábra): 1. A kilincset és a kilincskerékfogat úgy kell kialakítani, hogy ha a kilincs csak a kerékfog csúcsával érintkezik, akkor is becsússzon a foghézagba. Ezért szükséges, hogy a fognyomásnak a kilincsre ható

96. oldal

nyomatéka, amely a kilincset behúzni igyekszik, nagyobb legyen, mint a behaladással szemben ébredő súrlódási nyomaték (3.40. és 3.41. ábra). 2. A kilincs forgáspontját külső fogazású keréknél a kapcsolási pont érintősíkjában kell elhelyezni, mert ekkor lesznek a fellépő erők a legkisebbek. 3. A súrlódási tényezőt biztonságból legalább m=0,3-re kell felvenni. A kilincs bekapcsolódását rugóval biztosít juk, amely a kilincset a kerékhez szorítja (3.39. ábra). Emelési forgásirányban a kilincs a kerék fogain lepereg, ami kereplő zajjal jár. Zajtalan működésű súrlódó kilincs vázlatos elrendezését a 3.42. ábra tünteti fel. A súrlódó kilincs süllyesztés irányú tárcsaforgáskor beékelődik és rögzít, ha a kilincsre ható N nyomó- és mN súrlódóerő eredőjének a tárcsa sugarával bezárt szöge kisebb a súrlódás szögénél, g < r. A m-t a lehetséges legkisebb értékkel kell figyelembe venni. Acél vagy Öv-nál a kis súrlódási tényező miatt kis szög adódik, amelynek következtében nagy erők lépnek fel. Hátránya továbbá, hogy a kopás következtében a g szög változik. Lényegesen jobb a 3.43. ábra szerinti elrendezésű

3.39. ábra. Kilincsműves szalagfék 1 - kilincs; 2 - féktárcsa; 3 - kilincsfogazású koszorú


3.40. ábra. Külső fogazású húzott kilincsmű

3.41. ábra. Külső fogazású nyomott kilincsmű

97. oldal

3.42. ábra. Súrlódó kilincs vázlata

3.43. ábra. Súrlódó kilincsmű kiviteli rajza 1 - fékpofa; 2 - szabadon futó féktárcsa; 3 - szabadon futó tárcsa; 4 - a rögzítendő tengelyre ékelt kar; 5 - rúd: 6 - rugó; 7 - rögzítő fékpofa

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 rögzítőszerkezet. Ennél két fékpofa (1) a tengelyen szabadon futó féktárcsára (2) támaszkodhat, és egy ugyancsak szabadon futó tárcsához (3) csuklóval kapcsolódik. A tengelyre ékelt kar (4) rúddal (5) van a szorítópofával (1) összekötve, amit rugó (6) szorít a fékpofával (7) rögzített féktárcsához (2) . Ha a tengely és a kar (4) emelési irányban forog, akkor a (3) tárcsát a szorítópofával együtt ellenállás nélkül forgatja. Süllyesztési irányban azonban a (4) kar az (5) rúd útján az (1) szorí-

3.3.

98. oldal

tópofát a (2) féktárcsának szorítja. A szorítópofa csuklóiban ható A és B erők irányai megszabottak, azok a fékbetétre ható R eredőt adják. Mindaddig, amíg az eredő irányának sugáriránnyal bezárt szöge y
AZ ANYAGMOZGATÓ GÉPEK HAJTÁSA

Az anyagmozgató gépek hajtására a hajtóenergiát rendszerint a helyhez kötött, állandó beépítésű villamos hajtómotor szolgáltatja. Állandó üzemű anyagmozgató gépeknél, amikor a gép üzeme időben folyamatos, az egy műszak alatti leállás ok száma csekély, a villamos motorokat állandó bekapcsolásra kell méretezni. Szakaszos üzemű anyagmozgató gépek (pl. emelőgépek) hajtására szolgáló villamos motorok méretezésénél a gyakori indítás miatt előálló munkatöbbletet és a gyakori, rövidebb-hosszabb ideig tartó üzemszüneteket figyelembe kell venni. Az anyagmozgató gép két módon hajtható meg: központilag vagy egyedi hajtással. Központi hajtás esetén egy motor több gépcsoportot hajt meg. Egyedi hajtás esetén pedig mindegyik gépcsoportban egy motor hajt. Pl. egy daru haladáshajtóművénél egy központi haladáshajtó motor több futóművet hajt, vagy egyedi hajtással mindegyik hajtott kereket, ill. futóművet külön-külön motor hajtja. A korszerű anyagmozgató gép hajtására a következő motorok használatosak: 1. Villamos motorok (főleg egyedi hajtásra), váltakozó áramú aszinkron motorok vagy egyenáramú motorok. 2. Belsőégésű motorok, általában központi hajtásra; gyors járatú Diesel-motorok vagy négyütemű benzinmotorok. 3. Légmotorok a robbanásveszélyes helyiségekben kerülnek alkalmazásra, ahol legalább 0,6 MPa nyomású levegő rendelkezésre áll. Az erőátvitel a hajtógépről a munkagépre mechanikai, hidrosztatikus vagy villamos úton történhet. A mechanikai erőátvitel beépítése a legegyszerűbb, és a leggyakoribb egyedi villamosmotor-hajtás esetén. Az említett motorhajtásoknál zárt fogaskerékszekrény

hajtómotor fordulatszámát a munkagép fordulatszámára csökkenti. Központi hajtás esetén az egyes munkagépek és a motor közötti tengelyekbe oldható tengelykapcsolót kell beépíteni. Villamos erőátvitel esetén az egyes hajtómotorok generátorral vannak kapcsolva (Ward-Leonardkapcsolás egyenáram esetén), és a hajtómotor a munkagéppel ugyanolyan mechanikus kapcsolatban van, mint az előbb ismertetett egyedi hajtás esetén. A hidrosztatikus erőátvitelnél központi motor, a legtöbb esetben Diesel-motor hajt egy szivattyút, ahonnan a nyomóolajat vezérlőelemeken át az egyes hidromotorokhoz vagy munkahengerekhez vezetik.

3.31. Indítás, fékezés A szakaszos üzemű gép minden egyes mozgásában három időszak különböztethető meg. Indítás (gyorsítás) ti> egyenletes sebességű mozgatást ts és fékezés (lassítás) tf időszaka. Emelőgépnél indításkor az emelés munkáján kívül az emelőszerkezet mozgó elemeinek és a teher tömegének álló helyzetből az üzemi sebességre való gyorsítása munkatöbbletet kíván (3.44. ábra). Fékezéskor az üzemi sebességről a megállásig csökken a sebesség, és a mozgó tömegek felszabaduló munkaképességét el kell emészteni vagy hasznosítani (fék, áramvisszatérítés). A további vizsgálatainknál az indítás és fékezés időszakában egyenletes gyorsulásokkal és lassításokkal számolunk. A valóságban a gyorsulás értéke kissé változik ugyan, azonban általában elegendő ezek középértékét figyelembe venni.

ai =

v v , af = . ti tf


99. oldal

w a forgó tömeg szögsebessége, ω =

I = ∫ r 2 dm

πn

( kgm )

30

.

2

így tehát indításkor a tömegek gyorsítására fordított munka

mv 2 I ω 2 E= + 2 2

( J).

A hajtómotor indítónyomatékát ezen többletmunka figyelembevételével a következők szerint számítjuk. A haladó mozgást végző tömegek sebességének növelésére szükséges gyorsító erő

G a. g

Fd = ma =

A forgó mozgást végző tömegek szögsebességének növelésére szükséges gyorsító nyomaték

M d = Iω

ω ( Nm ) , ε = . ti

-2

3.44. ábra. Forgó és haladó mozgást végző tömegek tehetetlenségi nyomatékainak áthelyezése a motortengelyre

e a forgó elem szöggyorsulása (s ). Egy emelőszerkezetben rendszerint több tengelyt fogaskerekekkel, tengelykapcsolókkal stb. különböző fordulatszámokra kell felgyorsítani. Számításainkban a különböző tehetetlenségi nyomatékú és szög sebességű elemekből álló rendszert helyettesítjük egy dinamikai szempontból egyenértékű rendszerrel, amelynél az összes mozgást egy tengelyre, rendszerint a hajtómotor tengelyére vonatkoztatjuk :

Egyenletes üzemben a Q (N) teher v (m/s) sebességgel való emeléséhez és az emelőgép melyből súrlódási veszteségeinek legyőzéséhez szükséges munkateljesítmény

P=

Qv 1000η

( kW ) .

I′

ω2 2

= Ix

ω x2 2

2

, 2

⎛ω ⎞ ⎛n ⎞ I′ = Ix ⎜ x ⎟ = Ix ⎜ x ⎟ , ⎝ω ⎠ ⎝n⎠

ahol Ix az nx fordulatszámú tengely tényleges tehetetlenségi nyomatéka, I az n fordulatszámú tengelyre Az indítás időszakában a tömeggyorsítás vonatkoztatott, dinamikai szempontból egyenértékű munkáját is el kell végezni, amely munkatöbbletet a helyettesítő tehetetlenségi nyomaték. mozgó rendszer lendület alakjában raktározza el. Tehát a tehetetlenségi nyomaték áthelyezését a Haladó mozgást végző tömegek lendülete módosítás négyzetével kell végrehajtani. (mozgási energiája) Hasonló módon számítható a haladó mozgást végző tömegek motortengelyre vonatkoztatott egyenértékű I” mv 2 1 G 2 E1 = = v ( J). helyettesítő tehetetlenségi nyomatéka: 2 2g 2

ω 2 I ′′ ⎛ π n ⎞ G v2 ′′ =I = ⎜ ⎟ , g 2 2 2 ⎝ 30 ⎠

A forgó mozgást végző elemeknél a forgó tömeg lendülete

E2 = l a forgó nyomatéka,

tömeg

Iω 2 2

amelyből

( J ).

tehetetlenségi

2

(inercia-)

2 G v2 G v2 v2 ⎛ 30 ⎞ 1 v = = = I ′′ = G 9,36 . ⎜ ⎟ g ω 2 g ⎛ π n ⎞2 ⎝ π ⎠ g n2 n2 ⎜ ⎟ ⎝ 30 ⎠


100. oldal

Ha I a motortengellyel forgó elemek 3.32. Villamos motorok (tengelykapcsoló, féktárcsa, motor forgórész stb.) Hajtóenergia-felhasználás szerint megkülönböztehetetlenségi nyomatéka, akkor a motortengelyen tetünk egyenáramú és váltakozó áramú motorokat. kifejtendő indítási gyorsító nyomaték:

M dielm = ( I + ∑ I ′ + I ′′ )

πn

30ti

,

Egyenáramú motorok

A gerjesztő tekercs kapcsolása szerint két csoportra és az erőátadás hatásfokát figyelembe véve, a oszthatók: motortengelyen kifejtendő gyorsító nyomaték : A soros gerjesztésű (főáramkörű) motoroknál az armatúra és az álló mágnes tekercsek sorba ⎛ I ′ I ′′ ⎞ π n + ⎟ , M di = ⎜ I + kapcsoltak. Az indításkor fellépő nagy áram mindkét η ′ η ′′ ⎠ 30ti ⎝ tekercsen áthalad, s így nagy indítónyomatékot ad, a ahol h' a motortengely és az egyes tengelyek közötti névleges nyomaték 2,5...3,5-szeresét. A motorok erőátadás hatásfoka, h" pedig a haladó mozgást üzemi tulajdonságaira gépészeti szempontból a végző elemek (teher) és a motortengely közötti fordulatszám-nyomaték jelleggörbe ad legjellemzőbb felvilágosítást. A soros gerjesztésű motornál ez a erőátadás hatásfoka. A hajtómotor indítónyomatéka pedig: Mi = Mz + Mdi, görbe hiperbola jellegű (3.45. ábra). Legnagyobb ahol Mz az emelőgép egyenletes sebességű üzemének előnye a soros gerjesztésű motornak, hogy fenntartásához szükséges nyomaték a hajtómotor fordulatszáma az esetenkénti terheléshez igazodik, azaz nagy terhet lassan, kis terhet gyorsan emel. Ezért tengelyén mérve. Az emelőgép egyenletes sebességű üzemének a tulajdonságáért sok esetben az ideális a darumotor. megállításakor a mozgó rendszerből felszabaduló Az a hátrányos tulajdonsága, hogy terheletlenül lendület lefékezéséhez szükséges lassítónyomaték megszalad, a daruüzemben nem áll fenn, mert az emelőgép belső súrlódási veszteségei elegendő πn , I ′η ′ + I ′′η ′′ pedig: M df = I + terhelést jelentenek a motornak e megfutamodási 30ti veszély csökkentésére. Kis sebességgel dolgozó vagy kézi hajtású Fékezés áramvisszatérítéssel nem lehetséges, anyagmozgató gépeknél ezek a dinamikai terhelések azonban generátorként kapcsolva, a forgó részt a oly kicsinyek, hogy azok számításától eltekinthetünk. mágnes tekercsével rövidre zárva és a termelt energiát Azonban nagy sebességű, motorhajtású indítóellenálláson hővé alakítva, villamos fékezés emelőszerkezetek számításánál a gyorsulásokból és létesíthető. Amint a gép megállt, fékezőnyomatéka is fékezésekből eredő többletterheléseket figyelembe megszűnt. Az emelőmű megfogására tehát kell venni. Nehézüzemű kohászati daruknál a nagy mechanikai működésű rögzítőféket kell alkalmazni. üzemi sebességek miatt a hajtóerő-szükséglet A párhuzamos gerjesztésű (mellékáramkörű) indításkor többszörösére emelkedhet az egyenletes motornál az armatúrát és gerjesztő tekercset sebességű időszakban kívánt erőszükségletnek. párhuzamosan kapcsolják. Gyakran el sem éri az egyenletes sebességű üzemi A gerjesztő tekercsek az armatúraáramtól állapotot, hanem az indítási periódus befejezése előtt független, állandó gerjesztő áramot kapnak, ezért már a mozgás fékezésére van szükség. különböző terheléseknél közel állandó a A tehetetlenségi nyomaték helyett a műszaki fordulatszáma. Fordulatszám-nyomaték jelleggörbéje gyakorlatban a lendítőnyomaték használata egyenes (3.46. ábra). honosodott meg. A sugár helyett a közvetlenül Indítónyomatéka és túlterhelhetősége kisebb a mérhető átmérővel (D), a tömeg helyett a súllyal főáramkörű motornál. (G=mg) számolunk. Tehersüllyesztéskor áramvisszatérítéses fékezésre 2 kapcsolhatjuk a párhuzamos gerjesztésű motort, GD GD 2 = 4 gI , I = . generátorként használva. 4g A párhuzamos gerjesztésű motort emelőgépeknél (GD) jelképes jelölés, csak arra figyelmeztet, hogy a ritkán és csak ott alkalmazzák, ahol változó terhelés tehetetlenségi nyomaték 4g-szeresét vettük esetén állandó sebességet kívánunk elérni. (Felvonó.) számításba. Váltakozó áramú villamos motorok A hajtógépekkel csak olyan mértékben és szempontból foglalkozunk, hogy annak alapján az Anyagmozgató gépek hajtására leggyakrabban anyagmozgató gépüzem követelményeit kielégítő aszinkron motorokat használnak. Elterjedtségüket motor kiválasztható legyen.

∑

( ∑

(

)

)

(

)


101. oldal

egyrészt az országos kiterjedésű háromfázisú váltakozó áramú villamosenergia-hálózat, másrészt az indukciós motorok előnyös tulajdonságai indokolják. Az aszinkron motor állórészét a hálózat három fázisára közvetlenül kapcsolják, a forgórész tekercsei pedig csúszógyűrűn keresztül ellenállásokkal vannak összekötve, ill. rövidre zárva. Hálózatra kapcsolva, állórészében a póluspárok számától függő forgó mágneses mező keletkezik. A forgó mágneses mező fordulatszáma

n0 =

3.45. ábra. Soros gerjesztésű egyenáramú motor jelleggörbéi 1 - jelleggörbe a motor fokozatos bekapcsolásakor; 2 - nagyobb ellenállás bekapcsolásakor a jelleggörbe helye; 3 - jelleggörbe a motor fékezésre kapcsolt állapotában

60 f p

f az áram periódusszáma secundumonként (frekvencia), p a póluspárok száma. Az anyagmozgató gépeknél használatos motoroknál a forgó mágneses mező fordulatszáma (szinkron fordulatszám) f=50/s háromfázisú váltakozó áram esetén, ha a pólusok száma: 2p= 4 6 8 10, Szinkron fordulatszám: n0= 1500 1000 750 600 ford/min Ha a forgórész fordulatszáma egy kevéssel elmarad a forgó mágneses mező fordulatszámától, akkor a forgó mező metszése következtében a forgórész tekercseiben feszültség indukálódik. E feszültség indítja meg a forgórész tekercseiben az áramot (szekunder áram), ennek nyomatéka egyensúlyt tart a motortengelyt terhelő nyomatékkal. Az így keletkezett forgatónyomaték a motorforgórészt a mágneses mező forgási irányában forgatja. A forgórész elmaradásának mértékét a forgómezőtől a megcsúszás (szlip) fejezi ki

s=

3.46. ábra. Párhuzamos gerjesztésű egyenáramú motor jelleggörbéi 1 - jelleggörbe a motor fokozatos bekapcsolásakor; 2 - jelleggörbe a motor fékezésre kapcsolt állapotában

( ford/ min ) .

n0 − n . n0

A szlip növekedésével a motor által szolgáltatható legnagyobb nyomaték a billenőnyomaték. A billenőnyomatékkal terhelt motor labilis üzemállapotba kerül, és ezen túl terhelve csökkenő fordulat, ill. növekvő szlip mellett rohamosan csökken a motor nyomatéka. (3.47. ábra l-gyel jelölt görbéje.) A megcsúszás (szlip) átlagos értéke terhelt motornál 4...5 %. Az aszinkron motor fordulatszámtartó hajtógép. A billenőnyomaték nagysága kb. 2,5...3-szorosa a motor névleges nyomatékának. A szinkron fordulatszámnál nagyobb fordulattal járatva a motort - egy külső nyomaték segítségével (tehersüllyesztés) -, az mint generátor dolgozik, és áramot táplál a hálózatba. Az aszinkron motor fordulatszámát a forgórészkörbe kapcsolt ellenállásokkal terhelve csökkenthetjük.


3.47. ábra. Az aszinkron motor jelleggörbéi 1 - jelleggörbe a motor bekapcsolásakor; 2 jelleggörbe a forg6részkörbe kapcsolt ellenállás esetén; 3 - jelleggörbe a motor fékezésre kapcsolt állapotában

102. oldal

Az ellenállás bekapcsolása következtében a motor fordulatszám-nyomaték jelleggörbéje a 3.47. ábrán 2vel jelölt helyre tolódik el. Indításkor annyi ellenállást kapcsolunk a forgórészbe, hogy a billenőnyomaték az n=0 helyre tolódjon el. Indulás után egymás után kapcsoljuk ki (2, 2', 1 görbék) az ellenállásokat. A forgásirány váltását az állórészbe vezető két vezeték felcserélésével érjük el, amikor is a mágneses mező forgásiránya ellenkező irányú lesz. Anyagmozgató gépek hajtásakor kisebb teljesítményre csúszógyűrű nélkül, rövidrezárt tekercsekkel készült, ún. "rövidrezárt forgórészű" motorokat használnak. Előnye ennek a típusnak, hogy szerkezete egyszerű, hatásfoka, cos f-je jobb, mint a csúszógyűrűs motoré. Hátránya viszont, mivel nem tudunk indítóellenállást bekapcsolni, az indítási áramlökés nagy, és az indítónyomatéka kisebb, mint a csúszógyűrűs motoré. E hátrányos üzemi tulajdonságok csökkentésére emelő gépek hajtásakor a rövidrezárt motort különleges kialakítással mély hornyú, kétkalickás, rövidrezárt forgórésszel készítik. A mély hornyú, kétkalickás rövidrezárt forgórészű motor jelleggörbéjét a 3.48. ábra szemlélteti. Indítónyomatéka Mi = (1,6...2,5) Mn Egyfázisú, egyszerű indukciós motort az indítónyomaték hiánya miatt nem használhatnak emelőgépek hajtására.

3.33. A villamos motor nagyságának megállapítása

3.48. ábra. Rövidrezárt forgórészű aszinkron motor jelleggörbéje

Anyagmozgató gépek hajtásakor a motor nagyságát a legtöbb esetben nem a motor által kifejthető pillanatnyi teljesítmény nagysága szabja meg, hanem a motor felmelegedésének megengedhető mértéke. A motor villamos és mágneses veszteségei hőenergiává alakulnak át. A fejlődő melegmennyiség részben a környezetnek adódik át, részben a motor hőmérsékletét emeli. A motor hőmérséklete a szigetelés re való tekintettel egy bizonyos határt nem haladhat meg. Ha egy motor állandó üzemben van, hőmérséklete eleinte gyorsan emelkedik, később lassabban, mert a nagyobb hőmérsékletű motor több meleget képes a környezetnek átadni. Bizonyos idő után egyensúlyi helyzet áll elő. Hasonló folyamat játszódik le a motor kikapcsolása után, lehűléskor. A felmelegedés vagy lehűlés a 3.49. ábrán 1 és 2vel jelölt exponenciális görbe szerint folyik le. Az állandó üzemű villamos motort, a folyamatos működésű szállítógépeket hajtó motort oly nagyra


103. oldal

Ahhoz, hogy a szakaszos üzemű darumotor nagyságának számítását egyszerűsíthessük, új fogalmat, a viszonylagos (relatív) bekapcsolási időtartam fogalmát kell bevezetnünk, amelyen a bekapcsolt idők összegének a teljes munkaszakasz (bekapcsolt állapot és üzemszünet) idejéhez viszonyított értékét értjük.

λ=

∑t ∑t + ∑t 1

1

. 2

A műszaki gyakorlatban a villamossági gyárak motorkatalógusaiban a bekapcsolási időt százalékban adják meg, amely 10 percre vonatkozik.

bi % =

∑t ∑t + ∑t 1

1

3.49. ábra. A motor melegedése állandó és szakaszos üzemben 1 - melegedés állandó üzemben; 2 -lehűlés nyugalomban; 3 - a motor hőmérsékletének változása szakaszos üzemben; 4 - megengedett hőmérséklet; t1 bekapcsolt idő; t2 árammentes idő kell választani, hogy állandóan bekapcsolva, a motor a megengedhető hőmérsékletet ne lépje túl. Szakaszos üzemben a motor nagyságának megállapítása nem ilyen egyszerű. Szakaszos üzemben (3.49. ábra) a bekapcsolás ideje (t1) alatt a motor hőmérséklete emelkedik, az üzemszünet ideje (t2) alatt csökken, a bekapcsolásokat és üzemszüneteket ismételve, a motor hőmérséklete emelkedni fog (3 görbe) és egy bizonyos számú kapcsolás után a motor hőmérséklete nem növekszik. Ekkor a bekapcsolás ideje alatt történő felmelegedés egyenlő lesz az üzemszünetben előálló lehűléssel (4 vonal). Könnyen belátható, hogy ugyanazon motor ugyanazon teljesítménnyel szakaszos üzemben kevésbé fog melegedni, tehát szakaszos üzemben nagyobb teljesítményre vehető igénybe.

100% 2

A szokványos bekapcsolási idők: 25, 40, 60%. Ugyanazon külső méretekkel bíró motor különböző bekapcsolási idő és pólusszám esetén különféle teljesítményre alkalmazható. A szakaszos terhelésű motor nagyságának hozzávetőleges (közelítő) meghatározásakor először megállapítjuk a max. terhelés egyenletes sebességgel való emeléséhez vagy továbbításához szükséges motorteljesítményt (Pe), majd meghatározzuk a daru vagy az emelőberendezés üzemétől függő viszonylagos bekapcsolási időt (1.16. táblázat). A bekapcsolási idő ismeretében kiválasztható a megfelelő nagyságú villamos motor. Az így kiválasztott motort azonban ellenőriznünk kell indításra. Emelőművekbe beépített motorok általában megfelelnek, mert a teher és a forgó elemek gyorsításához szükséges teljesítménytöbblet aránylag kicsi a teher emeléséhez szükséges teljesítményhez képest. A vízszintes darumozgásoknál, különösen nagyobb sebességek esetén, az egyenletes sebességű mozgatáskor a haladási ellenállás legyőzéséhez szükséges motorteljesítménynek többszörösét teheti ki a tömegek felgyorsításához szükséges teljesítmény

16. táblázat Darumotorok viszonylagos bekapcsolási ideje A daru üzemi viszonyai Ritkán használt, kis terhelésű, kis emelési magasságú daruk Műhely- vagy raktári daruk darabáru-szállítás esetén Öntödei vagy markoló daruk Nehéz üzemű kohászati daruk

Emelés 15 25 40 40…60

Macskahaladás (%) 15 25 25 40

Daruhaladás 25 25…40 25…40 40

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 A nagyobb sebességű (1 m/s felett) haladási hajtóműveknél feltétlenül ellenőrizni kell, hogy a hozzávetőlegesen kiválasztott motor indítónyomatéka aszinkron motor esetén a billenőnyomatéka elegendő-e az indítási nyomatékcsúcs legyőzésére. Ezen ellenőrzésnél az aszinkron motor billenőnyomatékának legfeljebb 80%-át ajánlatos figyelembe venni, mert indításkor a darukezelő által egymás után kiiktatott ellenállás-fokozatok következtében a fordulatszám növekedésévei lépcsőzetesen változik a motor indítónyomatéka, amelynek csak középértéke vehető figyelembe. Amennyiben a kiválasztott motor indítónyomatéka kisebb, mint a gyorsításhoz szükséges nyomaték, akkor az indítási időszakasz esetleg olyan mértékben meghosszabbodik, hogy az a daru üzemében zavart okoz (a daru rakodási teljesítménye lényegesen csökken), ez esetben nagyobb teljesítményű motort kell beépíteni. A szakaszos üzemű motor nagyságának melegedés szempontjából való pontosabb meghatározása a közepes négyzetes teljesítmény kiszámítása alapján lehetséges. A számítás alapjául a motor időteljesítmény diagramja szolgál, amely a kapcsolás gyakorisága, az átlagos teher nagysága, a gyorsítási motorteljesítmények ismeretében rajzolható fel (3.50. ábra). A villamos veszteségek, ill. a veszteségből keletkező meleg közelítőleg arányos az áramerősség négyzetével. Az áramerősség állandó feszültség esetén arányos a forgatónyomatékkal, ill. állandó fordulatszám esetén a leadott teljesítménnyel. Tehát a motor üzemszakaszában t1 idő alatt leadott P1 teljesítmény esetén a keletkező melegmennyiség

W0 = CP t

2 1 1

104. oldal

W = W1 + W2 + … = C ( P12t1 + P22t2 + P32t3 + P42t4 ) , ahol természetesen az áramvisszatérítéses süllyesztésre kapcsolt motor t4 időszakát is figyelembe kell venni. A motort valamennyi bekapcsolt időszakaszban t1 t2 stb. Pk közepes motorteljesítménnyel járatva, a keletkező melegmennyiség

W = CPk2 ( t1 + t2 + t3 + t4 ) .

Az előbbi két egyenletből a melegmennyiségek egyenlővé tételévei megállapítható az a közepes teljesítmény (Pk), amely melegedés szempontjából egyenértékű a szakaszos üzemben leadott P1l...P4 teljesítményekkel.

Pk =

P12t1 + P22t2 + P32t3 + P42t4 = t1 + t2 + t3 + t4

∑P t 2

i

i

ti

.

A közepes négyzetes teljesítmény számításánál helyesen járunk el, ha az indítás teljesítményszükségletét állandó teljesítménnyel vesszük figyelembe, nevezetesen az indítási végteljesítményt teljes fordulaton. A valóságban ugyanis az indítás ideje alatt a fordulatszám 0-ról az üzemi fordulatszámra növekszik, és a motor teljesítménye is állandó nyomaték mellett 0-ról növekszik, azonban a motor melegedésére mértékadó az áramerősség, amely az indítás ideje alatt állandó, és nagysága az üzemi fordulatnál ébredő indítási teljesítmény alapján vehető számításba. A motor bekapcsolt és üzemszüneti időszakait az idő-teljesítmény diagramban rögzítik, és egy T időszakra a százalékos bekapcsolási idő könnyen kiszámítható. bi =

∑ t *100 ( % ) , T

amely érték általában nem fog egyezni a ahol C a motortól függő állandó. motorkatalógusban megadott bi %-okkal. A motor idő-teljesítmény diagramjából felírható a A szükséges motor nagysága a szokványos bekapcsolt időszakokban leadott teljesítmények bekapcsolási időkre megállapított motorteljesítményalapján a keletkező melegmennyiség táblázatból közelítőleg a következőképpen állapítható meg: Legyen (bi)k a diagramból megállapított bi %, (bi)n a legközelebb álló szokványos bi%, Pn a szokványos bi %-ra átszámított, Pk-va1 melegedés szempontjából egyenértékű, névleges motorteljesítmény. A teljesítmény négyzetével arányos melegedés alapján írható:

Pk2 ( bi )k = Pn2 ( bi )n , ebből Pn = Pk 3.50. ábra. A motor idő-teljesítmény diagramja a közepes négyzetes teljesítmény kiszámításához

( bi )k , ( bi )n

s így a szokványos bi-re megállapított táblázatból a szükséges motor kiválasztható.

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Darumotorok kivitele Normál kiviteli alakja a vízszintes síkú alapkeretre erősíthető talpas motor. Újabban mind gyakrabban alkalmazzák a hajtóművel egybeépíthető peremes motort. Ezeknél a motoroknál a hajtásoldali pajzs peremmel van ellátva, mellyel a motor a motortengelyre merőleges síkra felerősíthető. A motorok gördülőcsapágyazásúak. A ház felépítésénél megkülönböztetünk csepegő víz ellen védett és teljesen zárt motort. Daruüzemben túlnyomóan teljesen zárt motorokat használnak, amelyek nedves, poros levegőben és szabadban alkalmazhatók (3.51. ábra). A motor méreteinek, ill. súlyának csökkentése érdekében a teljesen zárt motort külső hűtéssel látják el. A teljesen zárt motoron kívül elhelyezett ventillátor a levegőt a hűtőbordákkal ellátott motorfelület mentén vezeti. A 225 mm-nél nagyobb tengelymagasságú motorokon a belső szellőzés javítása céljából átömlőcsatornák is vannak a házon. A motorban a hőáramlás radiális irányú. Egy különlegesen kiképzett motort tüntet fel vázlatosan a 3.52. ábra. A kúpos fékkel összeépített, eltolható forgórészű motor működése a következő. A kúp alakú forgórész (1) a tengellyel (2) és kúptárcsával (3) együtt az alátámasztó csapágyakban tengelyirányban eltolható. Álló motor esetén egy rugó (5) a forgórészt a motorház (4) kúpos

3.51. ábra. Teljesen zárt aszinkron darumotor csúszógyűrűs forgórésszel. Típusjele CZD. (EVIG) 1 -levegőbeáramlás; 2 - hajtásoldal; 3 - második tengelyvég

3.52. ábra. Kúpos forgórészű motor vázlata 1 - kúpos forgórész; 2 - motortengely; 3 - kúpos tárcsa; 4 - motorház; 5 - rugó; 6 - állórészmágnes

105. oldal

fékezőfelületének szorítja. A motor bekapcsolásakor az ugyancsak kúposan kiképezett állórész mágneses hatására (6) a forgórész balra halad, miközben a kúpos fék nyílik. Az eltolható forgórészű motor, beépített fékkel igen előnyösen használható emelőszerkezetek hajtására, peremes kivitelben pedig közvetlen hajtóműre építve nagymértékben leegyszerűsíti az emelőszerkezetet. Lásd még a 4.13. ábrát.

3.34. Villamos szerelvények Féklazítók Villamos hajtású daruknál a mechanikus fékek működtetésére a motorral párhuzamosan kapcsolt féklazítók szolgálnak. A motor bekapcsolásával egyidejűleg a féklazító nyitja a féket. A motor kikapcsolásakor, vagy ha bármilyen más okból a feszültség megszűnik (váratlan áramkimaradás), a feszültség nélküli féklazító féknyitó hatása megszűnvén, a fék zárt helyzetbe kerül. A féklazító megválasztásánál az alábbi szempontokat kell figyelembe venni: 1. A féklazítás munkaszükséglete, amelynek megállapításával a fékek ismertetésekor már foglalkoztunk. 2. A bekapcsolási időtartam. 3. Az óránkénti kapcsolások száma, melyre nézve mértékadó: könnyű üzemben 120 kapcsolás/óra, közepes üzemben 300 kapcsolás/óra, nehéz Üzemben 1000 kapcsolás/óra felett. Szerkezeti felépítésükben és működési módban az egyes villamos féklazítók igen különbözőek. Gyakran alkalmazott féklazító a fékmágnes. Egyen- vagy váltakozó áramra készül. Az áramnem szerint egy vagy három mágnestekercset építenek be. A váltakozó áramú fékmágnes bekapcsolása a nyitott mágneskör miatt nagy gerjesztőáram-felvétellel jár, amely 40...50-szerese a zárt mágnesnél fellépő áramnak. Beépítéskor ügyelni kell arra, hogy 1. záródhasson a mágnes, nehogy a nagy áramfelvétel következtében a gerjesztőtekeres elégjen; 2. legalább 2/3 részben terhelve legyen a mágnes, nehogy a remanens mágnesség miatt a vasmag fennmaradjon. A váltakozó áramú fékmágnesek 40...3000 cm•N munka végzésére készülnek, és óránkénti 300 kapcsolásig használhatók (3.53. ábra).


3.53. ábra. Háromfázisú féklazító mágnes (EVIG) 1 - mágnestekercs; 2 - vasmag; 3 - vonórúd

106. oldal

rövidrezárt forgórészű motor (2), a centrifugálszivattyú (3) és a dugattyú (4). Bekapcsoláskor a motor által hajtott szivattyú olajat nyom a dugattyú alá, amely az előírt utat megteszi. A löket végén a motor teljesítményszükséglete a felére csökken, az olaj nyomása ugyanekkor maximális. Kikapcsolt állapotban viszont külső erő (féksúly vagy rugó) az olajat a szivattyún vagy szabályozható szelepen keresztül visszanyomja. Megengedett kapcsolási szám kisebb típusoknál óránként 1500...2000, nagyobbaknál 300. Munkavégzése 16...100 J. Bekapcsoláskor az áramlökés alig számottevő. Az elektrohidraulikus féklazítók a megengedett nagy kapcsolási szám, nagy munkaképesség, lökésmentes és zajtalan működés következtében darukhoz igen előnyösen használhatók. Egyetlen hátrányuk, hogy fagypont körüli környezeti hőmérsékleten, -45...-60 °C-on dermedő olaj esetén is, meglassul a működésük. A villamos motorok vezérlése

3.54. ábra. Elektrohidraulikus féklazító 1- ház; 2 motor; 3 - szivattyúkerék; 4 - dugattyú; S - henger; 6 olajszint A féklazító mágnessel szemben lényegesen előnyösebb tulajdonságokkal bírnak a nálunk is gyártott elektrohidraulikus féklazítók. Az elektrohidraulikus féklazító (Eldro, 3.54. ábra) esetében lényegében egy bordás, természetes hűtésű Öv házban (1) van a háromfázisú

A villamos motor bekapcsolása, ellenállásszakaszok kiiktatása, sebességszabályozása, forgásirányváltása kormányhengerrel (kontrollerrel) történik. Az egymást követő kapcsolásokat a darukezelő kézikerék vagy emeltyű elforgatásával végzi. A kormányhengert kb. 30 kW motorteljesítményig és óránkénti 240 bekapcsolásig használják. Ennél nagyobb teljesjtmény és kapcsolási sűrűség esetén a kormányhenger működtetése nagy erőkifejtést kíván, és a darukezelő munkáját nehézzé teszi, ilyen esetben a mágneskapcsolós vezérlést alkalmazzák. Mágneskapcsolós vezérlés esetén a motor álló-, vagy forgórész-áramkörének kapcsolását a mágneskapcsolók végzik. A darukezelő csak a mágnesek gerjesztőáramát kapcsolja. Ennek a segédáramkörnek a vezérlésére könnyen kezelhető, kisméretű kormányhenger, az ún. mesterkapcsoló szolgál. Az indításhoz és fordulatszám-szabályozáshoz szükséges ellenállások kisebb motorteljesítményre huzalellenállások, nagyobb motorokhoz pedig lemezelemekből összeépített ellenállások. A tirisztoros vezérléseket az utóbbi években fejlesztették ki. Ezek alkalmasak a fordulatszámnak 0-tóI a névlegesig való folyamatos szabályozására. Nagy előnyük a jó hatásfok, azonnal üzemkészek, nincs mozgó alkatrészük. Hátrányuk a rossz teljesítmény tényező, túlterhelésre és túlfeszültségre érzékenyek.

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Biztonsági berendezések A villamos hajtású daruknál az emelés és a haladó mozgások határolására, ajtók és búvónyílások reteszelésére végálláskapcsolókat építenek be. A végálláskapcsolók az egyes mozgásokat hajtó motorok áramhozzávezetését szakítják meg (főáramkörű végálláskapcsolók), vagy mágneskapcsolós vezérlés esetén a mágneskapcsolókat működtető segédáramkörbe kötve (segédáramkörű végálláskapcsoló) szakítják meg a mágnes gerjesztését, és ennek következtében a motoráram megszakad. (Lásd még: Emelőgépek tervezésének és létesítésének általános biztonságtechnikai előírásai. Daruk. MSZ 19170/1. Daruk biztonsági berendezései. MSZ 19 171. Emelőgépek balesetelhárító és egészségvédő óvórendszabályai 22-1. 1/1978. (1.28.) KGM-KPM-ÉVM számú együttes rendelete.) A mozgást határoló végálláskapcsolókat úgy kell a motor áramkörébe beiktatni, hogy ellenkező mozgásirányban az indítást ne akadályozzák.

3.35. Folyadéknyomásos (hidraulikus) hajtás Az anyagmozgató gépekben egyre gyakoribbak a folyadéknyomásos erőátviteli rendszerek, amelyekkel a hajtóteljesítmény hidraulikus energia formájában jut a munkagépre. A hidraulikus hajtás két rendszere használatos: a hidrosztatikus és a hidrodinamikus hajtás. A hidrosztatikus hajtás az áramló folyadéknak kizárólag a nyomási energiáját használja fel, szemben a hidrodinamikus hajtással, amely elsősorban a kinetikai energiát hasznosítja. A kétféle hidraulikus hajtás eltérő jelleggel rendelkezik, felhasználási területe ennélfogva teljesen elkülöníthető. I.

Hidrosztatikus hajtás

A folyadéknyomású emelők használatára évszázados nagyságrenddel lehet visszatekinteni. Az új fellendülést a villamos ipar kifejlődése, valamint az ellergiaközvetítőként megfelelő fizikai és kémiai tulajdonságokkal rendelkező olajminőség előállítása és a gépgyártástechnológia tökéletesítése eredményezték. Ezek révén ma a hidrosztatikus hajtás kis teljesítményű villamos szabályozással párosítva korszerű, tehát nagy sebességű, az adott üzemviszonyokhoz kiválóan illeszthető, Üzembiztos, magas élettartamú.

107. oldal

A hidrosztatikus hajtás széles szabályozási tartománya az elektromos Leonard-hajtás esetének felel meg. Fékhatása, az egyenes vonalú és forgó mozgás egyszerű átalakíthatósága folytán, közepes teljesítmények mellett, elsősorban munkahengerekkel végezhető egyenes vonalú mozgások hajtására, illetve változó terhelésű, érzékeny szabályozást igénylő daruzó Üzem számára alkalmas. További előnyei, hogy nagy erőhatások a közvetítő folyadék segítségével egyszerű eszközökkel, kis helyen továbbíthatók; biztos túlterhelésgátlás egyszerű elemekkel érhető el; hajtásra állandó Üzemű, rövidrezárt forgórészű motor alkalmazható. A hidraulikus oldal veszteségmentes szabályozásával alacsony fordulat érhető el huzamosabb ideig. Hátrányai: A folyékony energiaközlő elem tömítési gondokat okoz (volumetrikus veszteségek lépnek fel), nagyobb gyártási pontosságot igényel. A folyadék fizikai jellemzői (viszkozitás, rugalmassági modulus) emelkedő üzemi hőfokkal változnak, ami hatásfokleromlásra vezet. A vezérlés érzékeny az olajszennyezésre és a légbuborékokra. Az energiaközlő folyadék tűz- és robbanásveszélyes, üzemének határt szab az olaj dermedés-, ill. forráspontja. A hidrosztatikus hajtásnál az energia átalakulás kettős: míg a szivattyúban a mechanikai energia alakul át hidraulikus energiává, addig a motorban ugyanez az átalakulás fordított értelemben megy végbe. Akár a szivattyú, akár a motor - külön és együtt -lehet hengerben mozgó dugattyús vagy forgódugattyús, illetve lapátos rendszerű. A hidrosztatikus hajtás megvalósításának egyik módszere a nyitott olajáram. Itt a szivattyú olajszállítása vezérlő, ill. szabályozó elemeken keresztül egyenes vonalú vagy forgó mozgást végző dugattyús hidromotorba jut. A mechanikai munka elvégzése után az olaj visszaömlő vezetékeken át az olajtartályba kerül. 10...20 kW teljesítmény felett már szabályozható szivattyút érdemes alkalmazni. Ezzel szemben zárt olajáram esetén a kiömlő olajvezetéket a szivattyú közvetlenül szívja meg. E rendszerhez egy segédszivattyú tartozik még, amely az olajveszteséget pótolja, és az egész hidrosztatikus rendszernek 0,5...1 MPa értékű előfeszítést ad. A 3.55/a ábra a nyitott folyadékáramkör elvi kapcsolási vázlatát mutatja be. Az állandó mennyiséget szállító szivattyú olajáramát vezérlőszelep irányítja a megfelelő értelemben. Nyugalmi helyzetben a szivattyú a tartályba szállít. Fékszelep alkalmazásával a teher nagyságától független süllyesztési sebesség tartása biztosítható. A 6 fékszelep olyan biztosító, amelyet a kapcsolási rajz


108. oldal

3.55. ábra. Elvi kapcsolási vázlatok a) nyitott folyadékáramkörre:1 - motor; 2 - szivattyú; 3 - biztosít6szelep; 4 - irányváltó tolattyú; 5 munkahenger; 6 - fékszelep; 7 - kettős visszacsapó szelep; 8 - olajtartály b) zárt folyadékáramkörre: 1 - motor; 2 - szivattyú; 3 - előfeszítö szivattyú; 4 - vezérlés; 5 - munkahenger; 6 - körfolyamatbiztosító szelep; 7 - elöfeszítésbiztosító szelep; 8 - olajtartály szerint a szivattyú nyomása nyit. Így az irányváltó tolattyúval a teher nagyságától függetlenül befolyásolható a süllyesztési sebesség. A 3 biztosítószelep túlterhelés esetén nyit kb. 2 %-os pontossággal. A 7 kettős golyós-visszacsapó szelep nyugalmi helyzetet biztosít. A nyitott olajáram előnye a szétoszthatóság és a kielégítő természetes hűtés. Hátrányos jelenség azonban a szelep átállításakor fellépő nyomásemelkedés, ami a szokásos tolattyúélkiképzések esetén másfélszeres csúcsértéket is elérhet. Szabályozható szivattyú alkalmazása esetén elérhető, hogy az átváltás kis olajszállítás mellett történhessen csak meg, az így fellépő nyomásemelkedés jelentéktelenné válik. A 3.55/b ábra zárt folyadékáramkör elvi kapcsolását mutatja be. Mint látható, a zárt rendszer több szerkezeti elemet igényel, mint a nyitott. A szivattyút mindkét irányban kell szabályozni, körfolyam-biztosító szeleprendszerre van szükség, hogy mindkét irány biztosítva legyen. Veszteségpótló, ill. előfeszítő szivattyút is kell alkalmazni. A zárt rendszer esetén teherzuhanás kizárt, mivel a teher a két olajág közé majdnem feszesen befogott. A szabályozás ideális. A süllyesztés áramvisszatéritéssel dolgozik. Gémbillentő művek számára jó megoldás, mivel a kiegyensúlyozás tökéletlenségéből származó erőirányváltozások itt semmi problémát nem jelentenek .

A hidrosztatikus hajtás elemei Témakörünkbe tartozó hidrosztatikus hajtásokat a nyomás szempontjából a középnyomású (p=6 MPa), ill. a nagynyomású (p = 16, 32 MPa) rendszerekre lehet csoportosítani. A hajtás nagynyomással, a vezérlés középnyomással történik általában. A hidrosztatikus hajtás elemei a) Energiaelőállító és -felhasználó gépek. b) Vezérlés és szabályozás elemei. c) Energiaközlés elemei. a) Energiaelőállító és -felhasználó gépek. A hidrosztatikus hajtás gépei általában reverzibilis üzeműek, azonos konstrukció mellett a szivattyúk hidromotorként is üzemelhetnek. Mindemellett az alábbi felsorolásban az 1. és 3. pont alatti gépek csak szivattyúként használatosak. 1. Kézi dugattyús szivattyú. Főként ott alkalmazzák, ahol könnyű, hordozható, ritkán használt gépet üzemeltetnek (lásd folyadéknyomásos emelőt, 4.11. fejezet 161. o.), vagy a kézi üzemet áramkimaradás esetére biztonsági okokból előírják. 2. Fogaskerékszivattyú. Egyszerű, olcsó kivitel, könnyen cserélhető elemekkel (3.56. ábra). Az olaj szemcsés szennyezésére érzékeny. Üzemi jellemzők: p= 16 MPa; n= 1500/min; hatásfok h~0,70; Q=4...100 l/min.

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 3. Csavarszivattyú. Három rotorja van, a középső a hajtott (3.57. ábra). Nyugodt járású, egyenletes olajáramot biztosít. Egy lépcsőben kb. 15 MPa érhető el. Hatásfoka kb. azonos, mint a fogaskerékszivattyúé. 4. Radiáldugattyús gépek. Nagyszámú becsiszolt dugattyú radiális furatokban helyezkedik el a forgórészben, löketszabályozás a vezérlőgyűrű excentricitásának változtatásával érhető el. A 3.58. ábra belső áramlású iker-radiáldugattyút ábrázol. Szokásos paraméterek: p= 16 MPa: n= 1500jmin; h (hatásfok) kb. 0,90; Q=40 ... 160 l/min. 5. Axiáldugattyús gépek. Általában állítható tárcsaferdítésű vagy állítható dugattyúház-ferdítésű kivitelben építik. A 3.59/a ábra tárcsaferdítésű, a 3.59/b ábra dugattyúház-ferdítésű axiáldugattyús szivattyút ábrázol. A legnagyobb ferdeség, amely a dugattyú löketét megszabja 25°-ra vehető. Optimális Üzemviszonyok: p=16 MPa; n=1000jmin; m=0,90; Q=40...1601/min. Hidromotorok esetében adott M nyomaték (Nm) kifejtéséhez szükséges nyomás nagyságát

p=

109. oldal

3.56. ábra. Fogaskerékszivattyú 1 - szivattyúház; 2 - szívóvezeték; 3 nyomóvezeték; 4 - kiegyenlítő horony

2π M ( Pa ) összefüggésből számítjuk, ahol q 10qη

(1/fordulat) az egy fordulatra eső fajlagos lökettérfogat. 6. Munkahenger. A folyadékenergia egyenes vonalú mozgásra való felhasználására kialakított munkahengert ábrázol a 3.60. ábra. Lökethatárolás hathatósan érhető el mindkét oldalon a löketvégeken kialakított

3.57. ábra. Csavarszivattyú

3.58. ábra. Radiáldugattyús szivattyú belső átömléssel


110. oldal

3.59. ábra. Axiáldugattyús szivattyú a) tárcsaferdeség-állíthatósággal b) dugattyúházferdeségállíthat6sággal

3.60. ábra. Differenciáldugattyús munkahenger löketvégfojtással fojtás alkalmazásával. dugattyúvégek végzik.

A

fojtórés

szűkítését

a

b) A vezérlés és szabályozás elemei. Míg a vezér1őberendezések az elvi kapcsolás megoldásának F A munkahenger nyomásigénye: p = ( Pa ) , megfelelően vezetékeket megnyitnak vagy elzárnak, Aη addig a szabályozó berendezések az energiaközlő ahol F a dugattyúerő, A a dugattyú keresztmetszete, h folyadék nyomását vagy mennyiségét változtatják. a dugattyúhatásfok (0,85-0,88). A vezérlő, ill. szabályozó berendezések alaptípusai: Konstrukciós kivitelek áttekintése után vizsgáljuk 1. Nyomásszabályozó szelepek. meg az elvi alapösszefüggéseket. 2. Mennyiségszabályozó szelepek. Teljesítmény a hidraulikus részről: 3. Irányváltó szelepek. P = cpnD3 4. Zárószelepek. p (Pa) a munkavezeték nyomása, 5. Löket-, ill. működésszám-szabályozó c a szivattyútól függő állandó, berendezések. n a hajtó fordulat, D a szivattyú ház átmérője. e) Az energiaközlés eleme. A hidrosztatikus rendszer energiaközlő eleme a folyadék, amelynek a Mint látható, a hidrosztatikus gépek esetében a tartóelemei a csővezeték, illetve az idomok. A teljesítmény arányos a nyomással és a méretek hidrosztatikus hajtás helyes megtervezéséhez a harmadik hatványával. A nagy méretek elkerülése géptípus, a vezérlés, céljából nagy nyomás alkalmazása kínálkozik, aminek a nyomással arányosan táguló rések növekedő vesztesége szab határt.


111. oldal

illetve a szabályozás célszerű megválasztása mellett optimumát lehet elérni valamennyi n2 fordulaton, az üzemi körülményeknek legjobban megfelelő Alapátok térgörbék, az örvénygépek ismert elvi olajminőség alkalmazása rendkívül lényeges. A alapjaival szerkeszthetők. megfelelő hidraulikaolaj jó kenőképességű, emelkedő hőmérséklettel a viszkozitása nem romlik le lényegesen, nem habzik, víz- és hamutartalommentes, kis savtartalmú. A dermedéspontot az üzemi követelmények szabják meg. A rendszer hidraulikai hatásfokának döntő tényezője a helyesen kialakított csővezeték. II. Hidrodinamikus hajtás A hidrodinamikus hajtást a járműhajtás hívta életre. A kis súly és méret, az üzem biztonság és szabályozási lehetőség már több mint fél évszázaddal ezelőtt is hidraulikus megoldásra vezetett: külön egységekben épített örvényszivattyúval és turbinával. A helyfoglalás további szűkítése, az áramlási veszteségek csökkentése vagy a hatásfokjavítás Föttinger (1905) elvén egybeépített szivattyú-turbina egységre vezetett. Eszerint két hajtástípus alakult ki: nyomatékváltóval vagy tengelykapcsolóval. 1. A nyomatékváltó esetében (3.61. ábra) a szivattyú (1) és a turbina-járókerekek (2) közé épített vezetőkerék (3) biztosítja a nyomatékátvitelmódosítást. A szivattyú állandó hajtófordulattal jár, míg a turbinatengely a terheléstől függő fordulatszámra áll be. A nyomatékkülönbségek felvételére és a folyadék irányeltérítésére szolgál az álló vezetőkerék. A 3.61/a és 3.61/b ábra között a lényeges különbség az 1 jelű szivattyútengelyhez képest a turbinatengelynek egyszer azonos, másszor ellentett fogásértelemben való járása. A járókerekek és a vezetőkerekek több lépcsőben is épülhetnek. A 3.62. ábra mutatja egy egylépcsős nyomatékváltó jelleggörbéjét.

3.61. ábra, Hidrodinamikus nyomatékváltó 1 - szivattyú; 2 - turbina-járókerék; 3 - vezetőkerék a) a szivattyútengelyhez képest a turbinatengelynek azonos b) a szivattyútengelyhez képest a turbinatengelynek ellentett forgásértelemben való járása

3.62. ábra. Nyomatékváltó jelleggörbéje

M2 = 2… 8 között mozog. Ha M1 n bevezetjük a fordulatszámviszonyra az i = 2 . n1 Általában

k=

kifejezést, akkor a nyomatékváltó hatásfoka: hny=ki; M1, n1 a szivattyúkerék nyomatéka, ill. fordulatszáma, M2, n2 a turbinakerék nyomatéka, ill. fordulatszáma. Megállapítható, hogy a hajtónyomaték állandó hajtó fordulatszám mellett bármilyen turbinatengelyterhelés esetén változatlan. A hajtóterhelést nem érzékeli, de lebegtetési állapot, sőt fékhatás is elérhető. Hajtónyomatékot üresjárásban is igényel a nyomatékváltó. Ha a terhelőnyomaték változása i=n2/n1 parabolikus, akkor a hatásfok

3.63. ábra. Hidrodinamikus tengelykapcsoló

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 2. A tengelykapcsoló esetében (3.63. ábra) a szivattyú folyadékát közvetlenül a turbinakerékbe juttatja, így a nyomatékok azonosak, ezért a különbség felvételére szolgáló vezetőkerék elmarad. A 3.63. ábrán látható kialakítás szerint a tengelykapcsoló vezetőkerék nélküli kivitele nyomatékváltásra nem alkalmas. A kapcsoló folyadéktöltésének változtatásával fokozatmentesen szabályozható a hajtott fordulat. Túlterhelhetősége helyes méretezés, illetve folyadékhűtés kérdése csupán. A radiális lapátozás készülhet vezetőperemmel vagy anélkül. A 3.64. ábra a jelleggörbét ábrázolja. Alapvető tulajdonsága a nyomatékegyenlőség, M1 =M2 A jelleggörbéről leolvasható, hogy a terhelés növelésével a hajtott fordulat csökken, adott érték elérése esetén leáll, amely esetben azonban a terhelőnyomaték a hajtónyomatéknál lényegesen nagyobb. A fordulatértelem felcserélhető. A megcsúszás nagysága:

s=

n1 − n2 n = 1− 2 . n1 n1

A hatásfok:

ηt =

P2 M 2 n2 n2 = = , vagyis ηt = 1 − s P1 M 1n1 n1

112. oldal

k =0,9…1,0 nyomatékváltó esetén, =1,3…1,5 tengelykapcsoló esetén, D a szivattyú-járókerék átmérője, N1 a szivattyú hajtófordulata, P1 a hajtóteljesítmény. Az eddigiek alapján megállapítható, hogy a hidrodinamikus nyomatékváltók kimenő fordulata a terheléshez automatikusan igazodik jelleggörbéjének megfelelően, míg a tengely kapcsolók töltésszabályozás esetén tetszés szerinti, állandó töltés esetén kis szlippel bíró állandó kimenő fordulatot adnak állandó hajtó fordulat esetében. Látható, hogy járműhajtás céljára a hidrodinamikus hajtás kiválóan alkalmas. Forgódaruk gémforgatási, ill. portálés toronydaruk haladási hajtóműveiben a hidraulikus tengelykapcsolók alkalmazása terjed. E hajtóművek esetében a tömegerők indítási nyomatékcsúcsait a hidraulikus tengelykapcsoló révén a motor nem érzi meg, ami mind a villamos hálózat, mind a motornagyság megválasztása szempontjából rendkívül előnyös. A méretezési alapösszefüggésből is látható, hogy alkalmazása kis teljesítményre, alacsony fordulatra nem gazdaságos. Ebben az esetben alkalmazása a tengelykapcsoló és a meghajtott gép közötti fordulatszám-csökkentést követel meg. A hajtó fordulat leesésével ugyanis a nyomatékátvitel megszakad, és ezért fék alkalmazása szükséges.

A fentiekből következik, hogy csak áramlás, tehát forgó mozgás esetén lehet szó nyomatékátvitelről. A szlip teljesítményveszteséget jelent; ennek nagysága: V = P1skW, ami melegedést okoz; erre a megfelelő hűtőfelületet méretezni kell. 3.36. Egyéb hajtások A méretek megállapítására szolgáló alapösszefüggés: Az anyagmozgató gépek hajtására a villamos és P1 = k*106D5n13, (kW). mely áramlástani vizsgálatok elvégzése nélkül is hidraulikus hajtáson kívül alkalmazott hajtásmódok még a következők: megbízható diszpozíciós támpontot nyújt. Pneumatikus hajtás

3.64. ábra. Tengelykapcsoló jelleggörbéje

Energiahordozóként olaj helyett levegő is használatos. Előnye, hogy a csővezeték esetleges tömítetlensége zavart nem okoz. Hátránya, hogy a biztonsági előírások és víz kiválása miatt a levegőnyomással általában 1,2 MPa alatt kell maradni. Robbanási veszély nincs. Inkább vezérlésnél alkalmazzák. Anyagmozgató gépeknél légnyomásos emelőt és földalatti üzemekben robbanásveszély esetén szállítógépek hajtására légmotorokat alkalmaznak. Levegő-ömlesztett anyag keverék szállítására szívó vagy nyomóüzemben is levegőt használnak. Levegővel lazítható az ömlesztett anyag tartály vagy siló ürítésekor, továbbá szállítócsigában és szállítóvályúban az anyag továbbításakor.


113. oldal

Belsőégésű motor hajtás Előnye, hogy rövid idő alatt üzembe helyezhető, mérete és önsúlya kicsi. Sínpályához nem kötött daruknál és anyagmozgató gépeknél alkalmazzák, amikor villamos hajtást az áramhozzávezetés nehézsége miatt nem alkalmazhatnak, pl. terepjáró, hernyótalpas vagy gépkocsidarunál. Hátránya a magas üzemköltség, üzemanyag fogyasztás munkaszünetben. A belsőégésű motor a túlterhelést nem bírja. Indításkor a motort le kell kapcsolni a hajtott gépről. Gyárépületben, raktártérben a kipufogógáz ártalmas. A belsőégésű motort gyakran összeépítik áramfejlesztő géppel (Diesel-elektromos hajtás), ebben az esetben az egyes darumozgások külön-külön villamos motorral hajthatók meg, és a villamos hajtás előnyös tulajdonságai érvényesülhetnek (úszódaru, autódaru, exkavátor stb.).

3.65. ábra. Kéziforgattyú

Kézi hajtás Az ember izomerejével végzett munkát forgattyúval vagy húzólánccal adhatjuk át a gépnek. A kéziforgattyú szokásos alakját és méreteit a 3.65. ábra mutatja. A forgattyú tengelyét a kezelőállás felett kb. 1 méter magasságban kell elhelyezni. Egy munkás erőkifejtése a forgattyún: 30 percnél hosszabb üzemben: F= 100 N, az elérhető kerületi sebesség: v =0,8 m/s; 30 percnél rövidebb üzemben: F= 150 N, az elérhető kerületi sebesség: v =0,6 m/s; 1…2 perces üzemben: F=200 N, az elérhető kerületi sebesség: v =0,5 m/s. Egy forgattyún legfeljebb 2 ember és egy tengelyen max. 4 ember dolgozhat két forgattyúval. Húz6láncot akkor alkalmaznak, ha nagyobb magasságban levő tengelyt kell kézi erővel hajtani. A hajtótengelyre lánckereket ékelnek, melyen kalibrált láncot átvetve, a lánc húzásával forgatónyomatékot adnak át. Függőleges irányú lánchúzásra nagyobb erőkifejtés vehető számításba, mert a munkás itt súlyával is támogathatja munkáját, F = 200...400 N, a láncsebesség pedig v=0,5...0,3 m/s, a munka időtartamától függően. A kézi lánchajtást rendszerint egy munkásra tervezzük, szükség esetén egy húzólánc mellett legfeljebb két munkást veszünk figyelembe.

3.66. ábra. Biztonsági forgattyú 1 - hajtótengelyre ékelt, külső felül etén menettel ellátott hüvely; 2 - csavaranyaként kiképzett forgattyúagy; 3 - szabadon forgó kilincskerék; 4 kilincs; 5 - a menetes hüvely és a kilincskerék érintkező felülete Kézi hajtásnál mindig ügyelni kell arra, hogy a teher csak az emelési munka végzésekor terhelje a forgattyút vagy a kéziláncot. A kéziforgattyúnak vagy a láncnak elengedése esetén a teher lezuhanását meg kell akadályozni. A süllyedő teher által felgyorsított forgattyú sok balesetnek volt már okozója. E biztonsági követelmény kielégítésére több szerkezeti megoldás van használatban, egy ilyen ún. biztonsági forgattyú elrendezését tünteti fel a 3.66. ábra. A hajtótengelyre egy külső felületén menettel ellátott hüvelyt (1) ékelnek fel, és ezen van elhelyezve a csavaranyaként kiképzett forgattyú agya, amely agy és a hüvely között egy szabadon forgó kilincskerék (3) van beépítve. A forgattyút az emelés irányában forgatva, az agy (2) a kilincskerék (3) felé halad, és a

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 menetes hüvely és a kilincskerék érintkező felületén (5) ébredő súrlódás a menetes hüvelyt és a hajtótengelyt is forgatja, miközben a kilincskerék a kilincs (4) alatt elforog. A forgattyút a süllyesztés irányában forgatva, az agya lecsavarodik a menetes hüvelyről jobbra, a súrlódás a menetes hüvely (5) felületén megszűnik,

3.4.

114. oldal

és a teher süllyed. Ha a teher süllyedése a forgattyú mozgását megelőzi, akkor az agy ismét a kilincskerék felé halad, és a terhet a kilinccsel (4) rögzített kilincskerék (3) lefékezi. A teher tehát csak olyan mértékben süllyedhet, amilyen mértékben a forgattyút a süllyesztés irányában forgatják.

AZ ANYAGMOZGATÓ GÉPEK ACÉLSZERKEZETE

A fejezet két részből áll. Az első rész főként tömegerőkkel terhelt kéttámaszú tartók statikai vizsgálatával foglalkozik. A második rész a~ acélszerkezetek méretezését, a tartók szerkezeti kialakítását és az azokkal kapcsolatos méretezési eljárásokat tartalmazza [30]. A tartókat terhelő erők lehetnek: közvetlen vagy közvetett (átvitt) nyugvó terhelések és közvetlen vagy átvitt mozgó terhelések. A gyakorlatban a gépi részek alátámasztására szolgáló tartóknak csak egy része közvetlen terhelésű, nagyobb része közvetett terhelésű. Közvetett terhelés esetén a terhelés nem közvetlenül a vizsgálandó tartóra hat, hanem egy másik tartóra, amely a szerkezet kialakításának megfelelő helyén adja át a terhelést a közvetett terhelésű tartónak. A 3.67. ábra egy kisebb vasúti híd keresztmetszetét és hosszmetszetének egy részét tünteti fel. A vasúti sínen (1) áthaladó vonat okozta mozgó (2) terhelés (a kerekek) csak a sínszálat terhelik közvetlenül. A többi szerkezeti elem közvetett terhelést kap. A sínt alátámasztó talpfák (3) a híd hossztengelyével párhuzamosan elhelyezett hossztartókra (4) támaszkodnak. A hossztartókat több kereszttartó (5) köti össze a híd hossztengelyével párhuzamosan elhelyezett két főtartóval (6).

A (6) főtartó terhelése a következő részekből tevődik össze: 1. A főtartó tömegének erőhatása; ez megoszló, nyugvó, közvetlen terhelés. 2. A kereszttartók (5) tömegerője ; ez is nyugvó és közvetlen terhelés, a kereszttartók bekötési helyén koncentrált terhelésként adódik át. 3. A hossztartók (4) és a hossztartókon nyugvó pályaszerkezet tömegerője, mely a főtartókra (6) a kereszttartók útján vivődik át. Ez a terhelés is nyugvó, de átvitt terhelés. 4. A hídon áthaladó vonat okozta terhelés - ami szintén a kereszttartók bekötési helyén átvitt terhelés már közvetett mozgó terhelés. Közvetlen mozgó terhelés tehát csak a sínszálat terheli, a többi szerkezeti elem terhelése átviteles. Az átviteli tartók kapcsolata a főtartóval lehet támaszkodás vagy befogás. Az egyszerűség kedvéért a következőkben úgy vesszük, mintha az átviteli tartó támaszokon nyugodnék. A közvetlen terhelésű átviteli tartót kéttámaszú tartókból összetettnek tételezzük fel. A valóságban az átviteli tartó rendszerint több támaszú, de a továbbiakban az egyszerűség kedvéért feltesszük, hogy az átviteli tartó kéttámaszú tartó. Ez a gyakorlat igényeit általában kielégíti.

3.67. ábra. Vasúti híd kereszt- és hosszmetszete 1 - vasúti sín; 2 - mozgó terhelés (keréknyomás); 3 - talpfa; 4 - hossztartó; 5 - kereszttartó: 6 – főtartó


115. oldal

3.41. Átvitt nyugvó terhe lés Az F terhelés az AB főtartóra (3.68. ábra) az Al és A2 átviteli tartók útján adódik át. A főtartóra egyetlen átviteli tartót vettünk fel, és ezt az F erő közvetlenül terheli. A főtartó terhelést csak az A1 és A2 átvitelek helyén kaphat, az ún. átviteli függőlegesben. Az átvitelesen terhelt főtartó egyensúlyának megállapításához először megszerkesztjük az F erőre rajzolt abga zárt kötélsokszöget és a zárt vektorsokszöget úgy, mintha a terhelés közvetlenül a tartót terhelné. Az ag záróoldallal párhuzamos z sugár a vektorsokszögben kimetszi az A és B reakciókat, amelynek nagysága csak az F erő nagyságától és helyétől függ, de nem függ az átviteli függőlegesek helyétől. Vetítsük le az A1 és A2 átviteli függőlegeseket a már megszerkesztett a, b, g kötélsokszögre. A levetített a1 és b1 pontok összekötése után az a1b1 záróoldalt nyerjük. Az a1b1 záróoldallal párhuzamos z1 vektorsugár a vektorsokszög F erőjét két részre osztja. A felső rész az A1 reakcióerő, az alsó pedig az A2 reakcióerő. Ilyen módon a szerkesztések elvégzése után az ábrán három nyomatéki ábrát szerkesztettünk meg: 1. a, b, g, a az AB tartó nyomatéki ábrája arra az esetre, amikor az F erő a főtartót közvetlenül terheli. 2. Az a, a1, b1, g, a ugyancsak az AB tartó nyomatéki ábrája, de átvitt terhelés esetében. 3. Az a1, b, b1 az A1 A2 átviteli tartó nyomatéki ábrája. A háromfajta nyomatéki ábrát egybevetve, az alábbi megállapításokat tehetjük: Jelentse K az AB tartó tetszőleges keresztmetszetét. Ebben a keresztmetszetben a hajlítónyomaték: M1=y1C, ha az F erő a főtartót közvetlenül terheli, de ha a terhelés átviteles, akkor csak M2 = y2C, Jelentse továbbá K' az átviteli tartó Kval közös függőlegesbe eső keresztmetszetét. K' keresztmetszetben a hajlítónyomaték M3=y3C; mivel y1=y2+y3, következik, hogy az átvitelesen terhelt tartó minden keresztmetszetében a hajlítónyomaték annyival kisebb, amekkora hajlítónyomatékot az átviteli tartó felvesz. Így az átviteli függőlegesekben a hajlítónyomaték az átvitt terhelésnél ugyanakkora, mint közvetlen terhelés esetében. Ha az átviteles tartó megoszló terhelésű, akkor ebben az esetben is úgy járunk el, mint a koncentrált erők esetében. Megszerkesztjük a megoszló terhelés kötélgörbéjét, azután az átviteli pontokat levetítve,

3.68. ábra. Átvitelesen terhelt AB tartó nyomatéki ábrája

3.69. ábra. Az AB gerenda megtámasztásán túlérő átviteles tartó nyomaték- és nyíróerő-ábrája megrajzoljuk az átviteli tartók záróoldalait. Átviteles terhelés esetében megoszló terhelés ellenére egyenes határolású lesz a nyomatéki ábra. A nyomatéki ábra megszerkesztéséhez tehát a kötélgörbének az átviteli függőlegesbe eső pontjaira van szükségünk. Erre való tekintettel átviteles megoszló terhelés esetében minden átviteli függőlegest osztó függőlegesnek fogunk tekinteni a nyomatéki ábra szerkesztésekor. Természetesen ott is osztó függőlegest veszünk fel, ahol a megoszló terhelés nagysága megváltozik, vagy koncentrált terhelőerő van. Az így ki adódó megosztó terhelés szakaszait eredőjével helyettesítve, olyan koncentrált erőrendszerünk van, amelynek kötélpoligonja az osztó függőlegesekben érinti a megoszló terhelés kötélgörbéjét, tehát a kötélsokszögnek az osztó függőlegesbe eső pontjai a kötélgörbe pontjaival közösek. Előfordulhat, hogy a szélső átviteli tartó az átvitelesen terhelt gerenda megtámasztásán túlér (3.69. ábra). Ilyenkor a szélső átviteli tartó nak csak az egyik megtámasztása nyugszik a tartón, a másik közvetlenül a talajra vagy más teherhordó szerkezetre nehezedik. Az átvitt erők meghatározásaira ebben az esetben az adott erőrendszerre kötélsokszöget szerkesztünk,

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 és erre az átviteli helyeket levetítjük. Az így nyert záróoldalakkal párhuzamos sugarak kimetszik az A1 ... A4 átvitt erőket. Ezek közül azonban az A1 erő az AB tartót nem terheli, hanem csak az A2, A3 és A4 Az átvitt erőkre a kötélsokszöget már készen találjuk : a1 a2 a3 b; ahol ez a sokszög az A és B reakciók hatásvonalát metszi (a és b ponton), ott megy át az AB tartó z záróoldala. Az A és B reakciók vektorát ezzel a z záróoldallal párhuzamos sugár metszi ki. Mint az ábrából kitűnik, tú1érő átvitel esetében olyan erőnek is van hatása az AB tartóra, amely nem esik az AB nyílás fölé (1 jelű erő). Túlérő átvitel esetében az A és B reakcióerők nagysága függ attól, hogy a túlnyúló átviteli tartó az AB rúdon kívül hol támaszkodik. A tartót saját tömege - mint egyenletesen megoszló terhelés - akkor is közvetlenül terheli, ha a tartó egyéb terhelése átviteles. Lásd a 3.67. ábra 6 főtartóját.

3.42. Hatásábrák A mozgó terhelések vizsgálatát megelőzően új fogalmat kell bevezetnünk: a hatásábra fogalmát. A tartók terhelései különböző hatásokat eredményeznek. Ilyen hatások a reakciók, a nyomaték, a nyíróerő, a terhelés okozta alakváltozások vagy pl. a rácsos szerkezeteknél a terhelés okozta rúderők stb. Ezek a hatások álló terhelések esetében természetesen nem változnak, pl. a megszerkesztett nyomatéki ábra legnagyobb metszéke nagyságra és helyre nézve egyetlen, egyértelmű hatást ábrázol. Más a helyzet, ha a terhelés a tartón mozog. Ebben az esetben a terhelés okozta hatások - pl. egy bizonyos keresztmetszetben fellépő nyomaték értéke a terhelésnek a tartó mentén való mozgásától függően folyton változnak. E változást szemléletesen feltüntető ábrát nevezzük hatásábrának. A hatásábra mindig egy előre felvett keresztmetszetre vagy a szerkezet egyéb, előre kijelölt részére vonatkozik, s egyes metszékei azt mutatják, hogy mekkora a kijelölt keresztmetszetben fellépő hatás értéke akkor, midőn 1 N nagyságú mozgó teher éppen a leolvasott metszék felett van. A következőkben kéttámaszú tartók reakció-, nyomaték- és nyíróerő- (baloldali eredő erő) hatásábráival foglalkozunk először közvetlen, majd közvetett terhelések esetén. Reakció-hatásábra közvetlen terhelés esetén. A 3.70. ábrán látható kéttámaszú tartón 1 N tömeg halad végig. Szerkesszük meg először az A reakció hatásábráját. A hatásábra a tartó A alátámasztás feletti keresztmetszetére vonatkozik, és a hatásábra minden metszéke az A reakció nagyságát szolgáltatja, amikor

116. oldal

3.70. ábra. Kéttámaszú tartó A és B reakcióhatásábrája az 1 N terhelés éppen a metszék felett van. Amikor az 1 N mozgó tömeg az A alátámasztás felett van, akkor A = 1 N, és ha B felett van, akkor A =0. Ha az 1 N tömeg az A alátámasztástól x távolságra van, az A reakció nagyságát a következőképp számítjuk: Nyomaték a B pontra MB = 1(l-x)-Al = 0, ebből

A=

l−x x = 1− l l

Az A reakció nagysága tehát az x távolsággal arányos, és így az ábra egyenes lesz. A hatásábrát tehát úgy szerkesztjük, hogy a ab vízszintes alapvonalra az A függőlegesében valamilyen erőléptékben felmérünk 1 N-t, és az így nyert pontot összekötjük az alapvonal b pontjával. A B reakció hatásábrája hasonlóan adódik. Az A alátámasztás függőlegesében lesz a hatásábra metszéke 0, és a B reakció helyén 1 N nagyságú. Ha a tartón F tömegű teher mozog, akkor a reakciók értékeit úgy kapjuk meg, hogy a vizsgált teherállás alatt h metszék léptékhelyesen leolvasott értékét F-fel szorozzuk, tehát A = Fh. Ha a tartó konzolos, az előbbiekhez hasonlóan alakul a reakciók hatásábrája (3.71. ábra). Amíg a mozgó teher A-B támaszközön belül van, a hatásábra nyilván megegyezik a 3.70. ábrán láthatóval. Ha a teher konzolon mozog, vagyis l < x < l+a, akkor


117. oldal x b M k′ = Bb = 1 b = x. l l

Az A-K szakaszban tehát a hajlítónyomatékok változása lineáris. Hasonlóan lineáris a változás a KB szakaszon is, amikor x>a:

M = Aa = 1

3.71. ábra. Kéttámaszú konzolos tartó A és B reakció-hatásábrája MB = 1(x-l)+Al = 0;

l−x a a = (l − x). l l

Végeredményben a K keresztmetszetben ébredő hajlítónyomatékok hatásábrája az abg háromszög, amelynek csúcsa a K függőlegesében van. Egyszerű geometriai összefüggések alapján a hatásábra a g pont előzetes felmérése nélkül is megszerkeszthető. Ha ugyanis az A függőlegesében az ab alapvonaltói lefelé felmérjük aa' =a távolságot, és az a' pontot a b ponttal összekötjük, akkor az aba' és dbg hasonló háromszögekből

a : l = δγ : b; ebből δγ =

ab = Mk l

a K keresztmetszetben fellépő nyomaték, ha az 1 N tömeg éppen a K keresztmetszet felett áll. Bárhol x −l l − x terhelje is a két végén alátámasztott tartót a tömegerő, A=− = l l a K keresztmetszetben mindig pozitív vagyis az A = f(x) függvény megegyezik a hajlítónyomaték ébred, ennek megfelelően a támaszközön belüli terhelésnél megállapított hatásábra metszékei az ab tengelynek ugyanazon az függvénnyel, s így az A és B reakciók hatásábrája a oldalán vannak. konzolon mozgó terhelésnél úgy adódik, hogy a támaszközre már megrajzolt egyenest a B alátámasztáson túl meghosszabbítjuk a tartó végéig. Az ábráról leolvashatjuk, hogy az A reakció a konzolon mozgó terhelés esetén negatív lesz, míg a B reakció végig pozitív marad. Nyomatéki hatásábra közvetlen terhelés esetén. Szerkesszük meg a 3.72. ábrán látható tartó K keresztmetszetében fellépő hajlítónyomaték hatásábráját. Amikor a mozgó tömeg az A, illetve B alátámasztások felett van, akkor a K keresztmetszetben fellépő nyomaték zérus; ennek megfelelően az A és B függőlegesekben a hatásábra metszéke zérus nagyságú, az ábra az ex és p pontokból indul ki. Ha az F= 1 N teher éppen a K keresztmetszet felett áll, akkor a K-ban ébredő hajlítónyomaték

ebből

M k = Aa =

ab , mert l

b A =1 . l

Ezt a rajz mértékében felmérve a K függőlegesében, nyerjük a g pontot. Ha a teher az x
Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Vizsgáljuk meg, miként változik a hatásábra akkor, ha a tartónak egyik vége a támasztáson túlérő (3.73. ábra) . A K keresztmetszetben ébredő hajlítónyomatékok hatásábrája a nyílásban éppen olyan, mint előbb, mert amíg a mozgó teher a nyílás felett van, a tartó BD konzoljának semmiféle szerepe nincsen, mintha ott sem volna. Amint azonban a mozgó teher a konzolra kerül, az egész rúd felfelé görbül, és a K keresztmetszetben negatív hajlítónyomaték ébred:

M = − Aa = −1

118. oldal

Túlérő átvitel esetén a hatásábra a 3.75. ábra szerint alakul. Amíg a mozgó tömeg az A1-A3 szakaszon mozog, addig az A4 átviteli függőlegesben erő nem ébred, vagyis a helyzet ugyanaz, mintha az átvitel

x−l a a = − ( x − l ). l l

Ha a nyomaték kifejezését

M=

a (l − x ) l

alakban írjuk, akkor ez a kifejezés a nyomaték előjelét is helyesen adja meg. De ez a kifejezés pontosan megegyezik a két végén támasztott rúd A-B szakaszára érvényes kifejezéssel. A hatás ábra gb egyenesét továbbhúzhatjuk e-ig, és ahatásábrát előjelre is helyesen kapjuk meg a konzolos részre. Ennek az agbeda hatásábrának már van pozitív és negatív része. Baloldali eredő hatásábra közvetlen terhelés esetén. Az A és B reakciók hatásábráiból építhető fel a tartó K keresztmetszetében ébredő baloldali eredő hatásábrája (3.74. ábra). Haladjon a mozgó tömeg a tartó jobb végétől a K keresztmetszetig, akkor a K keresztmetszettől balra eső erő csak az A reakció, vagyis a K keresztmetszettől jobbra eső terhelés esetén a baloldali eredő ábrája megegyezik az A reakció hatásábrájával. Ha viszont a mozgó tömeg a K keresztmetszettől balra van, akkor a K-tól jobbra eső eredő maga a B reakció, s így a bal oldali eredő a B reakció negatív értékével egyenlő. A baloldali eredő hatásábrájára a K keresztmetszettől balra levő szakaszon, tehát a B reakció hatásábrájának az ab alapvonalra tükrözött ábrája lesz. Az előbbi hatásábravonalat A vonalnak, az utóbbit B vonalnak nevezzük. A hatásábra az egyik vonalról a másikra mindig a felvett keresztmetszet függőlegesében vált át. Reakció-hatásábra átvitt terhelés esetén. Amíg az átviteli tartók nem nyúlnak az átvitelesen terhelt tartó (főtartó) megtámasztásain túl, az esetben a főtartó reakcióerői ugyanakkorák, mintha a terhelés közvetlenül hatna. Az A és B reakcióerők hatásábrái ugyanazok, mint a közvetlen terhelésű tartó esetében voltak. nem volna túlérő. Ezen a szakaszon belül tehát az A és B reakciók hatásábrája a már ismert ábrával megegyező. Ha a tömeg az A3-A4 szakaszon

3.73. ábra. Kéttámaszú konzolos tartó nyomatékhatásábrája

3.74. ábra. Kéttámaszú konzolos tartó baloldali eredő hatásábrája

3.75. ábra. Kéttámaszú tartó reakció-hatásábrái megtámasztáson túlérő átvitel esetén


3.76. ábra. Baloldali eredő hatásábra átvitt terhelés esetén

119. oldal

mozog, akkor a főtartó terhelését csak az A3 átviteli függőlegesen át kapja. Az A3 átvitt erő nagysága azonban a tömegek A4 felé haladása közben az A3 átviteli függőlegestől mért távolsággal arányosan csökken. Ezzel együtt természetesen az A és B reakciók értéke is lineárisan csökken, és az A4 alátámasztás függőlegesében lesz zérus értékű. Baloldali eredő hatásábra átvitt terhelés esetén. Szerkesszük meg a 3.76. ábrán vázolt szerkezet AB főtartójának K keresztmetszetére vonatkozó baloldali eredő hatásábrát, ha a mozgó tömeg az átviteli tartón halad végig. Amíg a tömeg az A1-A2, illetve az A3-A4 szakaszon mozog, a K keresztmetszet szempontjából nyilván közömbös, hogy a terhelés átvitt-e vagy sem, ezeken a szakaszokon tehát a baloldali eredő hatásábra megegyezik a közvetlen terhelésű tartó már ismert ábrájával. Az A2-A3 szakaszon mozgó tömeg esetén a K keresztmetszettől bal oldalra eső erők eredője V = A - A2, ahol

A=

l−x , és l

A2 =

a1 + a2 − x ; a2

ebből

V = 1−

3.77. ábra. Nyomaték-hatásábra átvitt terhelés esetén

3.78. ábra. Nyomaték-hatásábra két átviteli függőleges között

⎛ 1 1⎞ a x a1 x − −1+ = x ⎜ − ⎟ − 1 , l a2 a2 ⎝ a2 l ⎠ a2

vagyis az A2-A3 közön a hatásábra lineáris változású. Ezért az A2 függőlegesében levő g pontot az A3 függőlegesében levő d ponttal egyenessel összekötjük. Ha az A4 átviteli függőleges nem a B alátámasztás felett lenne, hanem a tartó jobb oldala túlérő átvitelű volna, akkor a d pontot nem a b ponttal, hanem az alapvonalnak a túlérő átviteli függőleges alatt levő pontjával kellene összekötni. Nyomaték-hatásábra átvitt terhelés esetén. Szerkesszük meg az AB főtartó K keresztmetszetében ébredő nyomaték hatásábráját, ha a mozgó tömeg az átviteli tartón halad végig (3.77. ábra). Amíg a mozgó tömeg az A1-A2, illetve A3-A4 szakaszon mozog, a K keresztmetszetben fellépő nyomatékra - mint már láttuk - közömbös, hogy a tömeg a fő- vagy az átviteli tartón mozog-e, s így e szakaszokon a hatásábra a közvetlen terhelés esetére a már tanulttal megegyező. Az A2 és A3 átviteli függőlegesek közti szakaszon a d és b pontok között a hatásábra változása lineáris, amint az a következő általános bizonyításból kitűnik. Állítjuk, hogy átvitt terhelés esetén a hatásábrák az átviteli függőlegesek között kizárólag egyenes darabokból állhatnak. A 3.78. ábra egy átviteles tartó két szomszédos átviteli függőleges


120. oldal

közti részét mutatja. Ismeretes, hogy az átvitel keresztmetszeteiben a hatás ugyanakkora, mint a közvetlen terhelés esetében. Az A1 és A2 függőlegesében ahatásábra h1 és h2 metszékeit ennek megfelelően ismertnek tekinthetjük. Ha a mozgó tömeg az A1 átviteltől x távolságra van az a nyílású átviteli tartón, akkor az átvitt erőhatások:

A1 =

a −ξ *1, és a

A2 =

ξ

a

*1;

és ennek megfelelően az 1 N erő ébresztette hatás a főtartóra:

ξ a −ξ η1 + η 2 = A1η1 + A2η2 = a a

= η1 +

ξ a

3.79. ábra. Nyugvó terhelés nyomatékának meghatározása hatásábra segítségével

(η2 − η1 ) = η.

Az h metszék úgy adódik, hogy az átviteli függőlegesekbe eső h1 és h2 metszékek végpontjait egyenessel kötjük össze. Végeredményben tehát az átvitt terhelésű főtartó nyomatéki hatásábráját úgy nyerjük, hogy a főtartóra nézve megrajzoljuk a hatásábrát, mintha a főtartó közvetlenül volna terhelve, azután erre a hatásábrára az átvitelek függó1egeseit levetítjük, és az így nyert pontokat egyenesekkel kötjük össze. Hatásábrák közvetett alkalmazása. Az álló terhelések esetén bizonyos feladatok megoldása előnyösebb a hatásábrák felhasználásával. A hatás ábra használatát az F1, F2, F3 és F4 erőkkel terhelt (3.79. ábra) AB tartó K keresztmetszetében keletkező hajlítónyomaték meghatározására mutatjuk be. Az F=1N mozgó tehernek megfelelően megrajzoljuk K-ra a hajlítónyomatékok abg hatásábráját, ennek metszékei az adott erők függőlegesében h1, h2, h3 és h4 A hatásábra értelmezése alapján az adott K keresztmetszetben az F1 erő M1 = F1h1 nagyságú hajlítónyomatékot okoz. Hasonlóan F2 erő M2 = F2h2, F3 erő M3 = F3h3, F4 erő M4 = F4h4, hajlítónyomatékkal terheli a K keresztmetszetet. Ezek a nyomatékok közvetlenül összegezhetők, és így az egész rendszer okozta hajlítónyomaték a K keresztmetszetben: M = M1+M2+M3+M4 = = F1h1 + F2h2 + F3h3 + F4h4 = SFihi

3.80. ábra. Megoszló terhelés reakció-hatásábrája A megoszló terhet (p dx) elemi erőkből álló erőrendszernek tekinthetjük, és ilyen alapon a hatást a (p dx)h szorzatok összege adja. Például határozzuk meg az A reakcióját annak a két végén támasztott tartónak, amelyet a hosszúságban p egyenletesen megoszló tömeg terhel (3.80. ábra). Az A reakció hatásábrája háromszög alakú, az A reakció függőlegesében a metszék 1 N-t jelent, és ez megadja az ábra mértékét. Az x helyen levő (p dx) elemi erő dA reakciót ébreszt, dA=(p dx)h. A jobb oldalt még ilyen alakban is írhatjuk: dA =p(h dx), és (h dx) a hatásábra elemi területét jelenti. A reakcióerő az elemi erők okozta dA reakciók összege a

a

0

0

A = ∫ dA = p ∫ η dx = pFA , ahol FA a hatásábra a hosszúságú szakaszának a területe.

Megoszló teher esetében a metszék helyébe a A hatásábra használata a szuperpozíció törvényén hatásábra területe lép, és ezt kell szorozni a alapszik. Ezért hatásábrának csak olyan esetekben van hosszegységre eső megoszló teherrel. értelme, amikor a szuperpozíció érvényes.


121. oldal

Például ha a rudat végig megoszló tömeg terheli, hajlításra terheli. Feladatunk a tartó méretezéséhez szükséges mértékadó nyomatékok megállapítása. A l l akkor, mert az egész hatásábra területe F = 1 = , vizsgálatokat két irányban fogjuk végezni: 2 2 1. Keressük a mozgó erőcsoportnak azt a helyzetét, l amely helyzetben a tartónak valamelyik előre kijelölt a reakcióerő A = pF = p 2. keresztmetszetében a hajlítónyomaték a legnagyobb A hatásábra útbaigazítása alapján adott esetben az értéket éri el. Röviden: a kijelölt keresztmetszetben erők valamelyik hatása szempontjából a veszélyes keressük a legnagyobb hajlítónyomatékot. teherállást egyszerűen határozhatjuk meg. 2. Vizsgáljuk, hogy a mozgó erőcsoport áthaladása PI.: A két végén támasztott tartó melyik részét kell közben mekkora az egyáltalán lehetséges legnagyobb egyenletes megoszlással terhelni, hogy az adott K hajlítónyomaték, és ez a hajlítónyomaték a tartónak keresztmetszetben a felfelé ható bal oldali eredő a mely keresztmetszetét terheli. Röviden: keressük a legnagyobb legyen (3.81. ábra)? legeslegnagyobb nyomaték nagyságát és helyét. A vizsgálatokat a két végén támasztott tartóra korlátozzuk. Bevezetésként a vizsgálatot közvetlen terhelés és egyetlen kerékterhelés esetére fogjuk elvégezni mind a két kérdésre nézve. A mozgó kerék terhelésének vázlatát a 3.72. ábrán már láttuk. Ugyanezen ábrában a tartó előre felvett K keresztmetszetére, 1 N mozgó erőre megrajzoltuk a hajlítónyomaték háromszög alakú hatásábráját, csúcsával a K keresztmetszet függőlegesében. A hatásábra szerint a K keresztmetszetben akkor ébred a legnagyobb hajlítónyomaték, amikor a kerék éppen a keresztmetszet felett van. Ennek megfelelően az előre felvett K keresztmetszetben az F tömegű keréknek a tartón való végighaladása közben ébredő legnagyobb 3.81. ábra. Megoszló terhelés baloldali eredő ab hatásábrája hajlítónyomaték M max = F . A K keresztmetszetre a baloldali eredők hatásábráját megrajzolva, az ábrából világosan kitűnik, hogy bárhol terheljük is a rudat a K - B szakaszon, a terhelés a K keresztmetszetre felfelé ható értelmű baloldali eredőt ad; viszont az A - K szakaszon a terhelés K-ra lefelé ható baloldali eredőt okoz. Ennek megfelelően a rúdnak csak K - B szakaszát terheljük, de ezt azután végig. A legnagyobb felfelé mutató eredő l

R = p ∫ η dx = pF1. a

3.43. Legnagyobb hajlítónyomaték mozgó terhelés esetén A mozgó terhelés lehet koncentrált vagy megoszló; előbbi esetben egy vagy több koncentrált erőből állhat. Koncentrált terhelés pl. a darufutómacska, vasúti mozdony keréknyomása. Megoszló terhelés pl. a hídon mozgó embertömeg. Adva van a tartó, és adva van a mozgó erőrendszer, amely a tartón áthalad és áthaladása közben a tartót

l

Eredményünket még így is fogalmazhatjuk : A mozgó tömeg áthaladás a közben a tartón a legnagyobb hajlítónyomaték mindig éppen a kerék alatt levő keresztmetszetben ébred. Ha ezeknek a legnagyobb hajiítónyomatékoknak az értékét a rúd minden egyes keresztmetszetére meghatározzuk és az értékeket egy közös ábrán a keresztmetszetek függőlegeseiben felmérjük, akkor az így nyert ábra a legnagyobb hajlítónyomatékok ábrája (3.82. ábra). Milyen lesz az ábra egyetlen mozgó tömeg esetében? A tetszőleges x helyen levő keresztmetszetben a legnagyobb nyomaték akkor ébred, amikor a mozgó tömeg éppen a keresztmetszet felett van, és értéke:

M max = F

x (l − x ) F = ( xl − x 2 ) . l l

Eszerint a mozgó tömeg haladása közben a kerék alatt levő keresztmetszetben ébredő legnagyobb hajlítónyomatékok másodfokú parabola szerint változnak. A legnagyobb nyomatékok parabolaábrája a mozgó terhelés bármilyen helyzetében megadja a háromszög


122. oldal

3.83. ábra. Két különböző nagyságú mozgó tömeg nyomatékának meghatározása

3.82. ábra. Legnagyobb nyomatékok ábrája alakú nyomatéki ábra csúcsát, és a parabola valamennyi lehetséges nyomatéki ábra csúcsának mértani helye. Az ábrából rögtön kiadódik, hogy legeslegnagyobb a nyomaték a rúd középső keresztmetszetében. Ezt természetesen a számítás is így adja meg:

d F M max = ( l − 2 x ) = 0 dx l

3.84. ábra. Két különböző nagyságú mozgó tömeg legnagyobb nyomatékának ábrája A két parabola egyetlen parabolává tehető össze, és ez a parabola már a méretezés szempontjából mértékadó hajlítónyomatékot adja meg. A mértékadó nyomaték parabolájának legnagyobb metszéke (a középen)

M m = M leg + M 1 =

Fl pl 2 + . 4 8

Két különböző mozgó tömeg nyomatékának egyenletből x = l / 2 a legeslegnagyobb nyomaték meghatározása esetén legyen F1:> F2 Akkor, hogy a K keresztmetszetben maximális nyomatékot kapjunk nagysága pedig (3.83. ábra), a nagyobbik erőt, F1-et kell a hatásábra Fl ⎡F ⎤ M leg = ⎢ lx − x 2 ⎥ = . csúcsa fölé helyezni, az F2-t pedig arra az oldalra, 4 ⎣l ⎦ x= l ahol nagyobb a hatásábrametszék. Ebben az esetben a 2 A mozgó terhelés hajlító hatásához járul még a K keresztmetszetben fellépő legnagyobb nyomaték R (l − x − t ) tartó egyenletesen megoszló saját tömegének hajlító M Ax x, = = max hatása. Ezt szintén másodfokú parabola ábrázolja, a l parabola legnagyobb metszetében :

(

M1 =

)

pl 2 . 8

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 ahol R =F1 + F2 az erők eredője, t pedig az eredő távolsága a nagyobbik erőtől. Ez az összefüggés egyben a maximális nyomatéki ábra egyenletét adja, melyet másodfokú parabola ábrázol (3.84. ábra). Keressük meg a parabola maximumának helyét:

dM max R = (l − 2x − t ) = 0 dx l l t feltételből x0 = − . 2 2 A parabola tengelye tehát a tartó középvonalától t/2 távolságra el van tolódva. A nyomaték zérushelyei pedig x=0 és x=1-t. A tartó méretezése szempontjából mértékadó teherállást megkapjuk, ha a terhelést úgy helyezzük el, hogy a nagyobbik (F1) erő és az eredő (R) közötti távolság (t) felező függőlegese a tartó középvonalával esik egybe. Ekkor a legeslegnagyobb nyomaték

M leg =

2 2 R⎡ l − t (l − t ) ⎤ R ⎛ l − t ⎞ l − t − = ⎢( ⎥ ) ⎜ ⎟ . l ⎣⎢ 2 4 ⎦⎥ l ⎝ 2 ⎠

123. oldal

hanem a közvetlen terhelés miatt hajlításra is igénybe van véve. Ilyenkor külön határozzuk meg az átvitelesnek feltételezett, csomópontokon terhelt rácsos tartóból származó övrúd-nyomóerőt, illetve igénybevételt és ehhez hozzáadjuk a hajlítási igénybevételt. A 3.85. ábrán egy párhuzamos övű, felső pályás rácsos tartó egyes jellegzetes rúdjainak hatásábráit rajzoltuk fel. A hatásábrákat a rácsos tartók rúderő meghatározásának ismert módszerei alapján szerkesztjük meg. Az A-1 oszloprúdban az 1 N mozgó terhelés minden helyzeténél az A reakcióerővel megegyező nagyságú nyomóerő keletkezik. Az A-1 rúderő-hatásábrája tehát az A reakcióerő ellenkező előjellel vett hatásábrája. Azaz

A = 1*

l−x = − [ A − 1]. l

Az A-2 övrúdban nincsen rúderő. Az A csomópont egyensúlyából következik, hogy az A-2 övrúd, a mozgó függőleges terhelés minden helyzetében vakrúd. Az 1-3 rúd rúderejét az 1 jelű csomópontra ható erők egyensúlyából állapítjuk meg. Az 1 jelű csomópontra ható erők és azok vektorháromszöge a 3.85. ábra jobb oldalán külön ábrán látható. A vektorháromszög hasonló a rácsos tartó A-1-2 háromszögéhez.

A parabola azonban csak a tartó középvonalától balra levő keresztmetszetekre érvényes, mert a jobbra levő keresztmetszetekre a mértékadó teherállás az lesz, ha az F2 erőt az F1-től balra helyezzük el, azaz a terhelést megfordít juk. A tartó jobb oldali felére a baloldali félre megrajzolt parabola tükörképe adja meg a maximális nyomatéki ábrát. Megállapításaink csak arra az esetre vonatkoznak, a l−x a (nyomott rúd). * ha az erőcsoport a tartón helyezkedik el. Ha az [1 − 3] = − [ A − 1] = − h a h erőcsoport egy része a tartót elhagyja, a vizsgálatot Ez azonban csak a 3 csomóponttói jobbra haladó újra el kell végezni, mert így esetleg nagyobb lesz a egységnyi erőre érvényes, azaz a<x

124. oldal

3.85. ábra. Párhuzamos övű rácsos tartó rúderőinek hatásábrái metszékét −

állásában a teljes terhelés, a 7-9, illetve 9-7' közötti a e , illetve értékkel megszorozzuk és helyzetében pedig az a támaszközű kéttámaszú tartó h h

megfelelő reakcióerejének változása szerint adódik 1-3 szakaszát a 3.85. ábra szerint módosítjuk. átviteli erő a 8-9 oszloprúdra, amely mindig nyomott. A 8-9 oszloprúd rúderejének hatásábrája Az övrudak rúderőit a háromrudas átmetszés csomóponti egyensúly módszerével állapítható meg. módszerével (Ritter-eljárás) határozhatjuk meg. Rúderő csak a mozgó terhelés 7-7' csomópontok Például a közötti helyzeténél keletkezik. A mozgó terhelés 9 jelű csomóponti

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 3.85. ábrán kijelölt I-I átmetszésben szereplő ismeretlen 4-6,5-7 és 5-6 rúderők közül a 4-6-ot úgy számítjuk ki, hogy nyomatéki egyenletet írunk fel a másik két ismeretlen erő hatásvonalainak metszéspontjára, az 5 jelű pontra. Az 5 jelű pont a 4-6 rúd "főpontja". A 4-6 rúd főpontjára számított 4-6 rúderő nyomatéka a külső erők nyomatékával tart egyensúlyt. Az M5=2aA =h[4-6] nyomatéki egyenletből

2a M [ 4 − 6] = A = 5 . h h

125. oldal

5-6 rúderő függőleges összetevőjének az átmetszéstől balra levő erőrendszer eredőjének függőleges összetevőjével kell megegyeznie. Amikor az erő az I-I jelű átmetszéstől jobbra 7-1' csomópontok között mozog, a rácsrúderő függőleges komponense Y5-6 = A, vagyis

[5 − 6] =

e e Y5−6 = A, h h

a rúderő előjele pedig pozitív, húzott. Amikor az erő az átmetszéstől balra, az 1' és 5 pontok között mozog, a rácsrúderő függőleges komponense Y5-6 = B,

Tehát a 4--6 rúderő hatásábráját megkapjuk, ha az 5 pontra nyomatéki hatásábrát rajzolunk, s annak minden metszékét h-val osztjuk. Az előjel kérdését a legegyszerűbb szemlélet alapján eldönteni. A kéttámaszú rácsos tartók lefelé ható függőleges e [5 − 6] = B terhelésekor az alsó övrudak mindig húzottak, a h felsők pedig nyomottak. előjele pedig negatív, nyomott. Felrajzoláskor az 5 pontra vett nyomaték Az 5-7 pontok közötti teherállásnál az átviteles hatásábrájánál az A függőlegesében 2a értéket, a 4-6 tartóra megállapítottak érvényesek. 2a Az így megrajzolt rúderő-hatásábra nem más, mint rúderő hatásábrájánál értéket kell felmérni. h az átviteli függőlegesek között felvett keresztmetszet Az 5-7 jelű övrúd rúderő-hatásábráját hasonlóan 1 e nyíróerő-hatásábrája = értékkel kapjuk. Ennek főpontja a 6 jelű csomópont. sin α h M6 = 3aA = h[5-7]. megszorozva. 3a M 6 A 4-5 oszloprúd a II-II átmetszésből ismét vetületi [5 − 7 ] = A = , h h egyenlet alapján számítható. Ha az egységnyi erő az átmetszéstől jobbra halad, A hatásábra felrajzolásakor az A függőlegesében[4-5] = A (nyomott), 3a értéket kell felmérni. A rúd mindig nyomott. ha pedig balra mozog, akkor h [4-5] = B (húzott). Az 5-6 rácsrúd főpontja a végtelenben van, ezért a rúderőt nyomatéki egyenlet helyett vetületi Az átviteli köz a 3-5 jelű csomópontok közötti köz. egyenletből számítjuk. A vetületi egyenlet szerint az

3.5.

ACÉLSZERKEZETEK MÉRETEZÉSE

3.51. Általános méretezési előírások Az előző fejezetben megadott eljárások általában elegendők az anyagmozgató gépek tartó szerkezetében fellépő erők meghatározásához. Az ismert terhelési viszonyok alapján a tartószerkezet egyes részei méretezhetők. A daruk acél szerkezetének tervezésére az MSZ 9747-69. számú szabvány tartalmazza az előírásokat. A továbbiakban e szabványt vesszük figyelembe.

Fontosabb szabvány még a darupályákra vonatkozó MSZ 15030-58. számú szabvány. 1. A daruk acélszerkezetének csoportba sorolása A darukra ható igénybevételeket a figyelembe veendő terhek és erőhatások mellett döntően befolyásolják az üzemi viszonyok, mégpedig a működési idő, a viszonylagos terhelés és a dinamikus jelleg. Ezek nagysága szerint a szabvány a darukat négy csoportba sorolja.

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Attól függően, hogy a daru egy év alatt hány órát van üzemben, háromféle működési időt különböztetünk meg: rövid működési idő (1) évi 1000 munkaóráig közepes működési idő (2) évi 1000 felett 2500 munkaóráig hosszú működési idő (3) évi 2500 munkaóra felett A terhelés átlagos nagysága a névleges tehernek %ban kifejezett viszonyszáma szerint: kismértékű (1), ha a viszonyszám 30%-nál kisebb, közepes mértékű (2), ha a viszonyszám 30-60%, nagymértékű (3), ha a viszonyszám 60%-nál nagyobb. Dinamikus erők főleg gyorsításkor és lassításkor, tehát indításkor és fékezéskor lépnek fel. Ezenkívül 1ökések is keletkeznek a macska és hídpályasínek egyenetlensége következtében. A dinamikus erők és lökések nagysága és gyakorisága szerint a daruk: gyenge dinamikus igénybevételűek (1), közepes dinamikus igénybevételűek (2), erős dinamikus igénybevételűek (3). A három üzemi jellemző szerint megállapított, zárójelbe tett összehasonlító számok összege alapján a csoportszámot a 17. táblázat szerint kell meghatározni. 17. táblázat Daruk (acélszerkezetek) csoportba sorolása MSZ 9749-69 szerint Összehasonlító 3 v. 4 5 6 v. 7 8 v.9 Számok összege Csoportszám I II III IV Néhány gyakrabban használt darutípus besorolását a 18. táblázat tartalmazza. 2. Terhek és erőhatások A daruk tartószerkezetét részben állandó, részben változó nagyságú és irányú erők veszik igénybe. A tartószerkezet minden elemét a mozgó alkatrészeknek arra a helyzetére és az erőknek arra az értékére, illetve irányára kell méretezni, amely benne a legnagyobb feszültséget ébreszti. A statikai számítás során figyelembe veendő terhek és hatások: 2.1 Állandó teher (Qa) Az állandó teher a vizsgált szerkezeti résznek és az emelő gép minden olyan alkatrészének a várható súlya, amely benne feszültséget ébreszt. Ide

126. oldal

18. táblázat Gyakrabban használatos daruk csoportba sorol ása Elnevezés Csoportszám I Kézi mozgatású daruk Könnyű futódaru, vill. emelődobos I futómacskával I Kis sebességű, ritkán használt futódaru Közepes sebességű, műhelyi, raktári II futódaru II Építkezési toronydaru Rakodóhíd futómacskával vagy II forgódaruval horogüzemre Rakodóhíd futómacskával vagy III forgódaruval markolóüzemre III Nagy sebességű, erős üzemű futódaru III Forgógémes portáldaru horogüzemre Öntödei, folyékony fémet szállító futódaru Kovácsoláshoz használt III futódaru Forgógémes portáldaru, rövid gémmel, IV erős markolóüzemre IV Martinkemencei berakódaru IV Kokillalehúzó (stripper) daru számítjuk azoknak az alkatrészeknek az önsúlyát is, amelyek támadási pontja a vizsgált szerkezethez képest változhat (pl. futómacska, gém, mozgó ellensúly), kivéve a következő szakaszban meghatározott emelt terhet. 2.2. Emelt teher (Qe) Emelt teher a hasznos teher + az emelőkötélen függő teherfelvevő szerkezet (horogszerkezet, markoló, emelőgerenda stb.) tömege. 2.3. Függőleges irányú tömegerők. 2.31. Tömegerő a teher emelésekor. A teher hirtelen felemeléséből, az emelés gyorsulásából vagy lassulásából tömegerők keletkeznek. Az emelésből származó tömegerőket úgy vesszük figyelembe, hogy az emelt teherből származó igénybevételeket dinamikus tényezővel szorozzuk. A dinamikus tényező Y= 1 + xve, ahol ve az emelési sebesség m/min-ban, x tapasztalati tényező, amelynek értéke: futó- és bakdarukra, valamint gémes daruk gémjére 0,010, gémes daruk egyéb részeire 0,005. A dinamikus tényező számításakor 60 m/min-nál nagyobb emelési sebességet nem kell számításba venni,

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 ennek megfelelően tehát Y maximális értéke futó- és bakdarukra, valamint gémes daruk gémjére 1,6, gémes daruk egyéb részeire 1,3. Ez azonban csak akkor tekinthető felső határnak, ha az emelőmű programvezérléssei (fokozatos be-, illetve kikapcsolással) működik. Ennek hiányában 60 m/min-nál nagyobb sebesség esetén a dinamikus tényező értékét számítással (rezgéstani) kell megállapítani. A dinamikus tényező minimális értéke: 1. és II. csoportba tartozó daruk esetén 1,15, Ill. és IV. csoportba soroltak esetén 1,25. 2.32. Tömegerő a teher süllyesztésekor. Ha a teher hirtelen süllyesztéséből származó felfelé ható reakcióhatás a méretezésre mértékadó lehet, akkor azt is figyelembe kell venni. Ez a hatás tömegerőnek tekinthető, nagyságát úgy kapjuk meg, hogy az emelt terhet csökkentett dinamikus tényezővel szorozzuk meg. A csökkentett dinamikus tényező értéke

ψ′=

ψ −1 2

.

2.4. Vízszintes irányú tömegerők és vízszintes mozgásból származó erőhatások 2.41. Hosszirányú mozgás. A hosszirányú gyorsulásból, ill. lassulásból származó tömegerők a daru indításakor, ill. fékezésekor keletkeznek. A teherre ható tömegerő a teher felfüggesztési pontjában mint koncentrált erő, a daru alkatrészeire ható tömegerők pedig azok súlypontjában a tömegükkel arányos megoszló, ill. koncentrált (pl. futómacska) erőként számolhatók. A hosszirányú haladáskor keletkező tömegerők a hajtott, ill. fékezett kerekek útján, a pályasín felső élén adódnak át a darupályára. Az üzemszerű indításkor keletkező tömegerőket a daru tényleges gyorsulásából kell meghatározni, majd az így kapott értékeket a dinamikus hatások miatt Yn= 1,5-szeres szorzóval növelten kell számításba venni. Ha a haladási sebesség nem haladja meg az 1 m/sot, a gyorsulást 0,2 m/s2-re lehet felvenni. Ennél nagyobb sebesség esetén a gyorsulást 0,3 m/s2-tel kell számításba venni. Ez 5 és 10s közötti felgyorsulási (lelassulási) időtartamot jelent. Hirtelen fékezés következtében a tömegerők az előbbieknél lényegesen nagyobb értéket érhetnek el. A daru fékezéséből származó tömegerőt a fékezett kerekek keréknyomásának 1/7 részével kell számítani. Kötélvontatású, valamint gumikerekes vagy lánctalpas daruk esetén fékezőerőként a valóságnak megfelelő fékezőerő legnagyobb értékét kell számításba venni.

127. oldal

2.42. Keresztirányú mozgás. Vízszintes tömegerők keletkeznek a futómacska indításakor, ill. fékezésekor is. Ezek nagyságát a 3.51. fejezet 2.41. szakaszával megegyezően kell számítani. Kényszerkapcsolat, pl. fogasléc, kötélvontatás esetén a fékezőerőt a valóságnak megfelelő legnagyobb értékével kell figyelembe venni. 2.43. Forgatás és billentés. A függőleges vagy vízszintes tengely körül történő mozgás gyorsulása (lassulása) is tömegerőt hoz létre. Ezek nagyságát a szöggyorsulásból kell meghatározni. A gyorsulás szokásos értéke a gémcsúcsra vonatkoztatva 0,1 m/s2 és 0,6 m/s2 között van, ami a gyakorlatban 5 és 10 s közötti felgyorsulási (lelassulási) időt jelent. Az ekként meghatározott tömegerőket a tartószerkezet rezgő mozgása miatt minden esetben meg kell szorozni a Yn = 1,5 dinamikus tényezővel. 2.44. Centrifugális erő. Gémes daruknál a forgatás következtében sugárirányú és kifelé ható centrifugális erő keletkezik. Gyakorlatilag elégséges a teherfelfüggesztő kötél kitéréséből származó, a gémcsúcsra ható vízszintes erőt figyelembe venni, a daru egyéb részeire ható centrifugális erő általában elhanyagolható. 2.45. Oldalazás és beékelődés. Kötött pályán (síneken) gördülő daruknál az egyik oldal előresietéséből, oldalazásából vízszintes, a sínre merőlegesen ható erőpár keletkezik. Az erőpár összetevőit úgy kapjuk meg, hogy a statikus függőleges keréknyomást (zsámolynyomást) egy lk tényezővel megszorozzuk. lk értéke a fesztávolság (L) és a keréktáv (a) viszonyától függ, változását a 3.86. ábra mutatja. Zsámoly es etén a keréktáv alatt a két zsámoly vagy zsámolyrendszer alátámasztási csapjai (sarui) közti távolságot értjük. Oldalterelőgörgők esetén a keréktáv a görgők sínnel érintkező pontjai közti távolságot jelenti. Az oldalazáshoz hasonló erőhatás keletkezik az egyik oldali hajtás kimaradásakor (tengely törés, villamos üzemzavar esetén), vagyis a daru beékelődésekor. Ez a sínre ugyancsak merőleges oldalerő általában nagyobb, mint a 3.86. ábra szerint számítható erő,

3.86. ábra. lk értéke az L/a viszonyának függvényében


128. oldal

q a szélsebességtől függő torlónyomás (1. 20. határértéke a másik oldal adhéziós keréknyomásából táblázat), (zsámolynyomásából) vezethető le. A beékelődésből származó erőpárt rendkívüli v2 q = kp/m 2 ≈ daN/m 2 tehernek kell tekinteni. 16 2.46. Ütközés. 32 m/min alatti haladási sebesség v a szélsebesség (m/s). esetén ütközési erővel az állékonyság vizsgálatakor kell számolni. Ezen felüli sebességnél azonban 20. táblázat tekintetbe kell venni az ütközéskor keletkező és a A torlónyomás értékei tartószerkezetre ható reakcióerőt. A darun és a pályán q (kp/m2=daN/m2) feletti levő ütközőknek olyanoknak kell lenniük, hogy fel Terep magasság (m) üzemen kívül üzemben tudják emészteni a névleges sebesség 50%-ával 0-20 80 haladó daru emelt teher nélküli mozgási energiáját. A 110 25 statikai számításban ki kell mutatni, hogy az ütközés 20 felett 100-ig 100-on felül 130 következtében és az állandó terhelés hatására a A megadott értékek hazai viszonyokra tartószerkezetben keletkező feszültség nem lépi túl a vonatkoznak. rendkívüli terhelésre megengedett feszültséget.

(

2.5. Csoporttényező A csoportbeosztást a méretezésnél úgy vesszük figyelembe, hogy az állandó teherből, az emelt teherből és a tömegerőkből származó igénybevételt megszorozzuk egy f tényezővel. Rendkívüli terhelés esetén a csoporttényezőt nem kell alkalmazni. Csoportszám I II III IV A csoporttényező értékei 1 1,05 1,10 1,20 2.6. Klimatikus hatásokból keletkező terhek

)

A szélnek kitett felület a tényleges méretek alapján becsléssel állapítandó meg. Rácsos szerkezet esetén a felületet a rudak elméleti hosszának és szélességének szorzata adja: az összetett szelvények szélességéből az egyes rudak közti légrést nem kell levonni, és a szokásos nagyságú csomólemezeket nem. kell a felülethez hozzáadni. Ha több tartó fedi egymást, és egymástól való távolságuk kisebb a tartómagasság felénél, akkor csak az elülső tartó szélfelületével kell számolni. A fedett tartónak azokat a részeit azonban, amelyek az elülső tartóval nincsenek fedésben, teljes értékkel kell figyelembe venni. Ha a tartók az előzőnél nagyobb távolságban vannak egymástól, akkor a fedett tartó szélfelületét csökkentett értékkel kell számítani. A csökkentő

2.61. Szélteher. A szélteher vízszintesen bármely irányból hathat. Hatása a daru alakjától függően nyomásban és szívásban jelentkezik. A szélteher nagysága pszA, ahol psz a felületegységre ható szélteher, A a szélnek kitett tényező (k) értékét az Ar és t viszonyszámok At h felület. A felületegységre ható szélteher : függvényében a 3.87. ábra adja meg. psz = cq (kp/m2 ~ daN/m2). Itt c a szerkezet alakjától és helyzetétől függő aerodinamikai tényező (l.. 19. táblázat), 19. táblázat A c aerodinamikai tényező értékei A szerkezet c 1,6 Rácsos tartó 1,6 Tömör tartó kiálló részekkel (övekkel) 1,4 Sima szekrény tartó 1,2 Rácsos tartó csőszerkezetből 1,2 Kezelőházak, gépházak, ellensúly, lefedések 1,2 Kisebb átmérőjű hengeres test, kötél, kábel 0,7 16 cm-nél nagyobb átmérőjű hengeres test

3.87. ábra. k tényező értékei

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Ar szélnek kitett rudak vetülete, At a tartó körvonala által bezárt teljes terület, t a tartók egymástól való távolsága, h a tartó magassága. A teher szélnek kitett felületét - egyéb megkötés hiányában - a 21. táblázat szerint kell felvenni. Megjegyzés: 50 kN-nál kisebb névleges teher esetén a teher szélnek kitett felülete 10 kN-onként 1 m2. 21. táblázat A szélnek kitett teherfelület számítása Névleges teher Aerodinamikai Felület (m2) (Mp~ 10 kN) tényező c 5 5 6,5 8 1,2 9 12,5 12,5 20 15 25 vagy nagyobb 2.62. Hóteher. Daruknál hóteherrel - különleges esetektől eltekintve - nem kell számolni. 2.63. Hőhatás. A hőmérséklet változásából származó feszültséget csak kivételes esetekben, pl. statikailag határozatlan szerkezetek esetén kell figyelembe venni. Ilyen esetben a hőingadozás számításba veendő határa szabadtéri daruk esetén -20 °C ... +45 °C, zárttéri daruk esetén ± 20 °C.

129. oldal

Ha az igénybevétel húzás, nyomás vagy hajlítás, akkor főterheléskor, vagyis I. terhelési esetben σ m =

σF

1,5

összterheléskor, vagyis II. terhelési esetben σ m =

,

σF 1,33

,

Rendkvüli terheléskor, vagyis III. terhelési esetben σ m =

σF

1, 2

,

Ha az igénybevétel nyírás, akkor mindhárom terhelési esetben τ m = 0,58σ m , ha pedig palástnyomás, akkor mindhárom terhelési esetben σ pm = 1,80σ m . A 22. táblázatban felsorolt szerkezeti anyagok megengedett feszültségeit a 23. táblázat tartalmazza. A táblázatban az eddig meghatározott feszültségeken kívül szereplő sHm a vonal menti felületi nyomást (Hertz-feszültség) jelenti. A megadott feszültségi értékek csak a hazai vagy a hazainál nem hidegebb éghajlati viszonyok közt üzemelő szabadtéri, és a + 100 °C-nál nem magasabb környezeti hőmérsékleten üzemelő csarnoki daruk szerkezeti anyagaira érvényesek.

3.3. Alakváltozási jellemzők Rugalmassági modulus E = 210 GPa 2.7. Kezelőjárdákra, lépcsőkre és létrákra ható csúsztatási modulus G = 81 GPa terhek A kezelőjárdákat és lépcsőket általában 3 kN hőtágulási tényező (lineáris) a1=0,000012/°C koncentrált mozgó vagy 1 kN/m2 egyenletesen megoszló teherre, a létrákat pedig 1,5 kN koncentrált 4. Statikai számítás mozgó teherre kell méretezni. A korlátokat a kézléc magasságában ható 300 N vízszintes koncentrált 4.1. Terhelések és hatásaik mozgó teherre kell méretezni. A statikai számításnak tartalmaznia kell - a daru csoportszámát, a terheket, a csoport és 3. Anyagok dinamikus tényezők értékét, a sebességi és gyorsulási adatokat, a számításra kiható egyéb Az anyagmozgató gépek acélszerkezetéhez körülmények értékelését, valamint a szerkezet fő felhasználható anyagminőségeket a 22. táblázat méreteit; tartalmazza. - a felhasznált anyag minőségét; 3.1. A daruk acélszerkezetének méretezése. - minden lényeges rész önsúlyát; Az idevonatkozó szabvány (MSZ 9749-69) a - minden lényeges elem keresztmetszeti méreteit; megengedett feszültség alapján való számítást írja elő. - minden szerkezeti résznek és kötésnek a 3.2. Megengedett feszültségek számított feszültségét, valamint a teherbírás A megengedett feszültség (sm) függ az acélminőségre stabilitás és fáradás szempontjából megengedett feszültséget; - az alakváltozás (behajlás) jellemző folyási határtól (sF), a terhelőerők mértékét, ha ez igazolásra szorul; csoportosításától és az igénybevételi módtól. Pl. az a szerkezet állékonyságát, felbillenéssel, ill. alapanyagra vonatkozóan: felemelkedéssel szemben.


130. oldal

22. táblázat Szerkezeti anyagok Megnevezés, rendeltetés Nem teherviselő szerkezeti elem Acéllemez, melegen hengerelt, hidegen hajlított idomacél

Teherviselő szerkezeti elem Nem teherviselő szerkezeti elem

Cső Teherviselő szerkezeti elem Szegecs Csavar Kovácsolt acél

Normál, nem teherviselő Normál, teherviselő Nagyszilárdságú Nyers Fényes és illesztő Feszített Saruk és egyéb szerkezeti elemek

Acélöntvény

Sin

Négyszög keresztmetszetű darusín MSZ 6711 Darupályasín KP 70, 80, 100, 120* Kisvasúti sin 93/18 MSZ 2801 Nagyvasúti sin 34 rendszerű MSZ 2576 48 rendszerű MSZ 2575

• alakszabvány: GOSZT 4121 •• min =60 kp/mm2 (600 N/mm2) max=85 kp/mm2 (850 N/mm2)

A minőség jele A0, A 34, A38 A 38 A 38 X, A 38 Y, A 38 B, A 38 Ü 37 B, 37 C, 37 D, 37 Y 45 Y, 45 B, 52 C, 52 D A 00 A0, A 34, A 38 A 38 A 38 X, A 38 Y, A 38 B 37 B, 37 C, 45 B, 52 C A 34 Sz, A 34 SzK A 44 SzK 4 A, 4D, 4 S 5 D, 8 G, 10K A 50 C 35, C 45 Aö 50 F Aö 60 F A 50

MSZ száma 500 6280 29/1 500 500 6280 113 229 500 61 8270 500

K 62, M 62 ** MA MA

-


Lemez, idomacél és cső

Megengedett feszültségek (kpJcm2 10 NJmm2) Az igénybevétel Anyagminőség és folyáshatár módja sm A38, A38X, Y, B, tm 37 B, C, D 2 2 spm 24 kp/mm ≅ 240 N/mm sm 45B 2 2 tm 30 kp/mm ≅ 300 N/mm

tm spm

nyers

A 34 SzK, A 35.23 SzK 23 kp/mm2 ≅ 230 N/mm2 A 45.31 SzK 31 kp/mm2 ≅ 310 N/mm2 4A,4D 20 kp/mm2 ≅ 200 N/mm2

fénye s

5D 28 kp/mm2 ≅ 280 N/mm2

sm tm spm

5D 28 kp/mm2 ≅ 280 N/mm2

sm tm spm

Szegecs*

sm tm spm

illeszt ő

spm

52 C D 36 kp/mm2 ≅ 360 N/mm2

feszít ett

Csavar

131. oldal

tm spm sm tm spm

23. tábláza (MSZ 9749-69 szerint) Terhelési eset I. II. III: 1600 1800 2000 920 1040 1160 2800 3200 3600 2000 2250 2500 1150 1300 1450 3500 4000 4500 2400 2700 3000 1380 1560 1740 4200 4800 5400 1400 1600 1800 2800 3200 3600 2000 2300 2600 4000 4600 5200 1000 1200 1400 1200 1400 1600 2400 2800 3200 1200 1400 1600 1600 1900 2200 3200 3800 4400 1200 1400 1600 2100 2400 2700 4200 4800 5400

8G, 10 K

Acélöntvény

Kovácsoltacél

1800 2000 2350 2600 9000 10000 sm C 45 2100 2350 2 2 s 2750 3050 pm 33 kp/mm ≅ 330 N/mm sHm 10000 11500 sm Aö 50 F 1900 2150 2 2 s 2450 2750 pm 28 kp/mm ≅ 280 N/mm sHm 9000 10500 sm Aö 60 F 2200 2500 spm 2850 3200 35 kp/mm2 ≅ 350 N/mm2 sHm 10500 12000 sm A 50, C 35 1800 2000 sHm 9000 10000 27 kp/mm2 ≅ 270 N/mm2 sm kisvasúti 2000 2250 2 2 sHm 10000 11000 30 kp/mm ≅ 300 N/mm sm MA 2400 2700 2 2 sHm 12000 13000 36 kp/mm ≅ 360 N/mm sm K 62, M62 2400 2700 2 2 sHm 12000 13000 36 kp/mm ≅ 360 N/mm • Süllyesztett fej esetén a megengedett palástnyomást 25 %-kal csökkenteni kell . •• Feszített csavarok (NF) méretezését a Közúti Hídszabályzat előírásai alapján kell végezni . Sín***

A 50, C 35 27 kp/mm2 ≅ 270 N/mm2

sm spm sHm

2200 2850 11000 2600 3350 13000 2400 3050 12000 2800 3550 13500 2200 11000 2500 12000 3000 14000 3000 14000

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 A daruszerkezetekben keletkező legnagyobb feszültséget ki kell mutatni: főterhelés esetére (I. terhelési eset), összterhelésre (II. terhelési eset), rendkívüli terhelés esetére (Ill. terhelési eset). A három terhelési esetben a mértékadó terheléseket és hatásokat azok sokfélesége miatt, valamint a könnyebb áttekinthetőség érdekében a 24. táblázatban megadottak szerint kell figyelembe venni és a legnagyobb feszültséget kimutatni. A 24. táblázatban foglalt terhelések alapján az acélszerkezet egyes elemeiben keletkező legnagyobb feszültségeket az alábbi mértékadó igénybevételekre kell kimutatni: Főterhelés esetére (I) Qf = f(Qa + yQe + QHf)+Qt vagy f(Qa + y'Qe+ QHf) +Qt;

132. oldal

végrehajtani, járulékos erőkre csak abban az esetben, ha azok hatása nagyobb, mint a főerőké, és ismétlődésük gyakori A vizsgálat elhagyható olyan daruk esetében, amelyek évenként maximálisan 3000 emelési műveletet végeznek. Az 1. és II. csoportba tartozó daruk vizsgálatakor általában az emelt teher 75%-át lehet fáradásra mértékadó teherként számítani.

4.2. Alakváltozási vizsgálat Hídszerű daru szerkezetek statikai számítása során ki kell mutatni a főtartónak mind az állandó, mind a változó teher következtében előálló rugalmas alakváltozását. Ezt a vizsgálatot a dinamikus és csoporttényező figyelembevétele nélkül kell elvégezni. A másodrendű nyomatékokat és a keresztmetszeteket a szegecslyukak levonása nélkül kell számításba venni. ezekben y az emelési, y' a süllyesztési dinamikus A tartószerkezet megengedhető lehajlása tényező. Összterhelés esetére (II) számszerűleg nincs korlátozva. A tervezőnek azonban Qö = f(Qa+yQe+QHö)+Qsz+Qt vagy figyelembe kell vennie, hogy a túl nagy rugalmasság a teher függőleges lengését idézheti elő, másrészt a f (Qa +yQe +Q0) +Qst +Qt. futómacska pályájának nagyobb mérvű lejtése a fékezetlen futómacska megszaladását idézheti elő. Rendkivüli terhelés esetére (III): A lehajlások számítására a szabályzat a következő Qr = Qa+Qe+Qb vagy képleteket adja meg: Qa+Qe+Qü vagy 4.21. Lehajlás a mozgó teher hatására. Az állandó Qa+Qszv. keresztmetszetű gerinc1emezes daruhidak főtartóinak A fenti egyenletekben szereplő mennyiségek, lehajlása E=210 GPa mellett a következő közelítő valamint a kezelőjárdákra, lépcsőkre és létrákra ható képlettel számítható: 2 terhek meghatározására részletes útmutatást nyújt az F ( L − a ) ⎡3L2 − ( L − a ) ⎤ ⎣ ⎦. MSZ 9749-69 sz. szabvány 2. fejezete (2.1-2.7 f ≅ 100 I pontok). x Ha valamely szerkezeti elemben kéttengelyű f a fesztávolság közepén számított lehajlás (mm), feszültségállapot keletkezik, akkor az egyenértékű a a keréktáv (m), feszültség kiszámítására használandó képlet: L a tartó fesztávolsága (m),

σ ö = σ x2 + σ y2 − σ xσ y + 3τ xy2 , ahol sx, az x irányú normális feszültség (N/cm2), sy az y irányú normális feszültség (N/cm2), txy az x-y síkban fellépő nyírófeszültség (N/cm2). A képletbe a húzást pozitív, a nyomást negatív előjellel kell beállítani. Az ismételt feszültségváltozásnak alávetett szerkezeti részeket fáradás szempontjából meg kell vizsgálni. A vizsgálatot az MSZ 6441 szerint kell elvégezni. A vizsgálatot csak főerőkre kell.

F a kerékterhelés (10 kN) két egyenlő kerékterhelés esetén. Ha a két kerékterhelés csak kevéssé tér el egymástól, F helyébe a kerékterhelések számtani közepe tehető. Ha 4 kerék van, és 2-2 kerék közös zsámolyban (truck) forog, továbbá a zsámolyban a kerekek .


133. oldal 24. táblázat

Terhelések és hatások kombinációi (MSZ 9749-69 szerint) Terhelés szabvány szerinti

Terhelési esetek Jelölés

2.1. 2.2. 2.3.

2.4

Állandó teher Emelt tehet Függőleges erők 2.31. teher emelésekor 2.32. tehet süllyesztésekor Vízszintes irányú tömegerők mozgásból származó hatások 2.41. Hosszirányú mozgás 2.411. Üzemszerű indítás 2.412. Hirtelen fékezés 2.42.

2.5. 2.6.

Dinamikus tényező és vízszintes

Keresztirányú mozgás 2.421. Üzemszerű indítás

2.422. Hirtelen fékezés 2.43. Forgatás és billentés sebességváltás 2.44. Centrifugális gyorsulás 2.45. Oldalazás és beékelődés 2.451. Oldalazás 2.452. Beékelődés 2.46. Ütközés Csoporttényező Klimatikus hatásokból keletkező terhek 2.61. Szélteher 2.62. Hóteher 2.63. Hőhatás

közbeni

főterhelés összterhelés I. II.

Qa Qe

+ +

+ +

Y Y’ QH

+ +

+ + Qhő Vagy Q0

QHf

rendkívüli terhelés III. + +-

Y’’QHi Y’’QHf

+ -

+

-

Y’’QHi

+

-

-

Y’’QHf Y’’Q

-

+

-

+

+

-

Qc

+

+

-

Qo Qb Qü f

+

+ +

+ + -

Qsz Qhó Qt

+

+ (+) +

+ -

A táblázatban a + jel az adott terhelés figyelembevételét, a - jel pedig annak elhagyását jelenti.

Megjegyzés a 24. táblázathoz: 1. y, y' - emelési sebességektől függő dinamikus tényező 2. y" = 1,5 - vízszintes mozgásokra vonatkozó dinamikus tényező 3. f - csoportbeosztástói függő ún. csoporttényező 4. QH - a vízszintes mozgásból származó erők (3.51. fej. 2.41-2.44. szakasz) közül az egyidejűleg fellépő két legnagyobb igénybevételt okozó erő hatása - főterhelés esetén, 5. QHő a vízszintes mozgásból származó erők (3.51. fej. 2.41-2.44. szakasz) közül az egyidejűleg fellépő két legnagyobb igénybevételt okozó erő vagy az oldalazásból (3.51. fej. 2.45. szakasz) származó erő hatása összterhelés esetén


134. oldal

Ilyenkor Ix helyébe a tartó legnagyobb másodrendű viszonylag közel vannak egymáshoz, akkor F a zsámolyban levő kerekek összkerékterhelése. nyomatékát kell behelyettesíteni. Ix a teljes másodrendű nyomaték (cm4) 4.23. Rácsos tartók lehajlása. Az előző képletek Ha a két kerék egymástól való távolsága kisebb, mint a fesztávolság 1/15-e, akkor a képlet így rácsos tartók lehajlásának közelítő számítására is felhasználhatók. Ilyenkor közelítéssel egyszerűsíthető:

f ≅ 100

2 FL3 . Ix

Ix =

Af Aa Af + Aa

h2 ,

ahol 4.22. Lehajlás az állandó teher hatására. Az állandó Af és Aa a felső, ill. alsó öv keresztmetszeti terükeresztmetszetű gerinclemezes tartó lehajlása az lete (cm2), állandó terhelés (tömeg) hatására teljesen H a rácsos tartó elméleti magassága (cm). egyenletesen megoszló terhelés esetén 4.3. Állékonysági vizsgálat 62,5 2

fq ≅

Ix

qL ,

A daruk állékonyságát (felborulással és ahol megszaladással szembeni biztonságát) - ha az nem q az egyenletesen megoszló terhelés (10 kN/m). nyilvánvaló - számítással és próbaterheléssel is Középen ható koncentrált teher esetén igazolni kell. A terhelési próbát az MSZ 6726 szerint 100 3 kell végrehajtani. fG ≅ GL , A felborulással szembeni állékonyság vizsgálatakor Ix a fellépő erőket, az emelőgép helyzetét, a billenőélt és a szélirányt a legkedvezőtlenebb állapotnak, illetve a ahol helyi viszonyoknak megfelelően kell figyelembe G a koncentrált terhelés (10 kN). venni. Ha a tartó a támaszok közelében kisebb magasságú, Az állékonyság feltétele, hogy a 25. táblázatban mint középen, vagy pedig az övlemezek vastagsága a végek felé csökken, az előző képletekben az megadott körülmények és a szorzó (n) alkalmazásával számított eredő a támaszkodás síkját a billenőélen együtthatót megfelelően növelni kell, éspedig belül döfje át. 62,5 helyett 69-re. 100 helyett 110-re. 25. táblázat Daruk állékonysága (MSZ 9749-49 szerint) SorTerhelési eset Figyelembe veendő terhek és hatások N szorzó értéke szám emelt teher 1,6 Üzemben 1. Statikus vizsgálat vízszintes erőhatások 0 üzemi szélteher 0 emelt teher 1,35 2. Teherrel két legnagyobb vízszintes erőhatás 1,0 üzemi szélteher 1,0 emelt teher -0,1 Dinamikus Teher vízszintes erőhatások 1,0 3. vizsgálat nélkül üzemi szélteher 1,0 Teher emelt teher -0,3 4. leszakadása két legnagyobb vízszintes erőhatás 1,0 esetén üzemi szél teher 1,0 emelt teher 0 5. Üzemen kívül vízszintes erőhatások 0 üzemen kívüli szélteher 1,0

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 A billenőél két elmozdíthatatlannak feltételezett pontot vagy csuklópontot összekötő vonal. Talajra támaszkodó lapok (hernyótalp, támasztótalp, gumiabroncs stb.) billenőélének felvételekor a csuklópont mindig a lap középpontja. Megjegyzések a táblázat alkalmazásával kapcsolatban: Minden állandó tömeget (önsúly, futómacskasúly, gépészeti és villamossági szerelvények), amely az állékonyságot befolyásolja, a legkedvezőtlenebb helyzetben kell felvenni. A gyártási (hengerlési, öntési) szórásokat és a számításból eredő pontatlanságot nagy gondossággal kell figyelembe venni. Az emelt terhet dinamikus tényezővel nem kell szorozni. Ha a névleges teher nagysága a hatósugár (gémkinyúlás) szerint változik, akkor az állékonyságot a legnagyobb megengedett nyomatékra kell vizsgálni. Ha a daru nincs nyomatékhatárolóval ellátva, akkor a legnagyobb lehetséges nyomatékra, tehát a legkülső gémállásban működtetett legnagyobb emelt teherre kell a vizsgálatot elvégezni n = 1 szorzóval. A megszaladással szembeni biztonságot is ki kell mutatni mind üzemi, mind üzemen kívüli állapotra. A sín és kerék közti súrlódási ellenállás értékeit az alábbiak szerint kell felvenni: fékezett kerekek m = 0,14 szabadon futó kerekek siklócsapágyas m = 0,015 gördülőcsapágyas m = 0,01 Üzemen kívüli állapotban levő daru esetén, ha a fenti súrlódási tényezőkkel számított ellenállásértéket az üzemen kívüli szél erő értéke meghaladja, megfelelő sínfogót, láncot vagy egyéb reteszelést kell alkalmazni. A sínfogók méretezésekor a súrlódási tényező (edzett és érdesített acél sínfogópofa esetén) a pofa és sín között m = 0,25.

135. oldal

3.88. ábra. Szegecsek a) félgömbfejű; b) süllyesztett fejű; c) lencsefejű

gömb-, süllyesztett- és lencsefejű szegecs (3.88. ábra). A bevert, kész szegecsnek két feje van. Az egyik a gyámfej, amelyet a nyers szegecsen alakítanak ki, a másik a zárófej, amely szegecseléskor készül, amikor a világosvörös izzásra hevített nyers szegecs szárának a lyukból kiálló végét kovácsolással vagy sajtolással alakítjuk valamelyik fejformának megfelelően. A nyers szegecs szárának átmérője egy milliméterrel kisebb, mint a szegecslyuk átmérője. Helyes szegecselés után a szegecs szára teljesen kitölti a lyukat. Ezért a szilárdsági számításokban a szegecset mindig a lyukátmérővel számítjuk, és a terveken mindig a szegecslyuk átmérőjét kótázzuk. Teherhordó elemekben általában félgömbfejű szegecset kell alkalmazni. A szegeccsel összefogott elemek összvastagsága általában nem lehet nagyobb a szegecsátmérő ötszörösénél. A szegecsek igénybevétele összetett. A szerkezeti elemekről az erőket palástnyomás formájában kapja és adja át. A szegecsorsó nyírásra, hajlításra és a lehűlés miatt húzásra van igénybe véve. A szegecset tiszta nyírásra szokás méretezni, a hajlításból és a lehűlésből eredő húzás elhanyagolásával. A szegecsek húzó igénybevételét kerüljük. A szegecs feje könnyen 3.52. Kötések méretezése lepattanhat. Ilyen helyen inkább csavart alkalmazzunk. Az acél szerkezetek alakításakor hengerelt A nyírófeszültséget a keresztmetszeten szelvényeket, lemezeket kapcsolunk egymáshoz. egyenletesen megoszlónak vesszük. A 3.89. ábrán Aszerint, hogy az egyes szelvényeket hogyan feltüntetett egyszer kapcsoljuk össze, megkülönböztetünk szegecselt és hegesztett acélszerkezeteket. A továbbiakban először a szegecselt, majd az acélszerkezeteknél ma már nagymértékben alkalmazott hegesztett szerkezetekkel foglalkozunk. Szegecselt kötések méretezése Acélszerkezeteknél, híd- és szerkezeti szegecseket 3.89. ábra. Egynyírású szegecskötés alkalmazzunk. A szegecsfej alakja szerint lehet fél-

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 nyírt szegecsben keletkező nyírófeszültség:

τ átl =

F . d 2π 4

136. oldal

azaz

d 2π τ m < dsσ pm , 4 vagyis ha

A megengedett erő pedig:

Fm1 =

d π τm, 4

d<

2

4 σ pm * s

π

τm

Példa: Ha a szegecs anyaga A 34 SzK, a megengedett

feszültség főterhelésre tm = 140 N/mm2 és spm =280 N/mm2, ahol tm a megengedett nyírófeszültség. Kétszer nyírt szegecs (3.90. ábra) esetén a akkor d < 4 280 s , megengedett erő π 140

Fm 2 = 2

d 2π τ m. 4

tehát nyírásra méretezünk, ha d<2,54 s. Kétnyírású szegecs esetén, ha 2s1>s, akkor egy szegecs d π 2

A palástnyomást a tényleges egyenlőtlen eloszlás teherbírása nyírásra: F = 2 τ ; 4 helyett a hengerpalást nyomott felének az erőre palástnyomásra: Fp=dsspm. merőleges síkvetületére egyenletesen megoszlónak A szegecset palástnyomásra kell méretezni, ha Fp
F F /2 , σ p = vagy σ p = ds ds1 és a megengedett erő palástnyomásra, ha 2s1>s,

Fpm = dsσ pm ,

ahol spm a megengedett palástnyomás. A szegecseknek mind nyírás, mind palástnyomás szempontjából megfelelőeknek kell lenniük, más szóval a szegecseket a kétféle igénybevétel közül a kedvezőtlenebbre kell méretezni. Adott esetben ez a kedvezőtlenebb igénybevétel egyszerű módon állapítható meg. Jelentse s a d átmérőjű szegecs által összefogott két lemez közül a vékonyabbat. Az egynyírású szegecs elbír nyírásra

d 2π Fny = τm, 4 palástnyomásra

Fp = dsσ pm

nagyságú erőt. Nyírásra kell méretezni, ha Fny <. Fp,

m

d π 2

dsσ pm < 2

4

τ m , azaz d >

2

π

*

τm

s.

A fenti megengedett feszültségértékek esetében palástnyomásra méretezünk, ha d> 1,28s. A szegecskötések méretezésekor az összeszegecselendő lemezvastagságok adottak, a szegecsátmérőt a lemezvastagságnak megfelelően felvesszük. A méretezés csupán az adott erőhatás átadásához szükséges szegecsek számának meghatározásából áll. Két esettel foglalkozunk: A szegecsek a lemezek síkjában ható erőt visznek át. A szegecsek a lemezek síkjában ható nyomaték átadására szolgálnak. Kiinduló feltevésünk, hogy az összeszegecselendő lemezek tökéletesen merevek, a szegecsek tökéletesen rugalmasak. Az erő átvitelére szolgáló szegecsek számának meghatározása Feltesszük, hogy az átviendő erőhatás az egyes szegecsekre egyenlően oszlik meg. n =

3.90. ábra. Kétnyírású szegecskötés

σ pm

F F1

ahol n a szegecsek száma a szegecskötésben, F az átviendő erő, F1 az egy szegecs által átvihető erő, vagyis Fny, illetve Fp közül a kisebb. A kiszámított n számú szegecset az alábbi szabályok betartásával kell elhelyezni. A szegecskeresztmetszetek közös súlypontjának az átviendő erő hatásvonalába kell esnie. Egy sorba 5 szegecsnél többet ne tegyünk.


137. oldal

M = ∑ Fi ri = k ∑ ri 2 Ai , tehát és Fi =

k=

M , ∑ ri2 Ai

M ri Fi . ∑ ri2 F i

Ha a szegecsek egyenlőek, Ai=A, akkor Sri2Ai= =ASri2;, és így az i-edik szegecset terhelő erő

Fi = 3.91. ábra. Erőeloszlás az egyes szegecsekre

M M ri Ai = ri A = M 2 A∑ ri 2 ∑ ri Ai

ri

∑r

2

.

i

A szegecsrendszert általában erő és nyomaték terheli. Ez esetben meghatározzuk külön az erő és Az utóbbi feltétel teljesítése azért szükséges, mert külön a nyomaték okozta szegecsterheléseket, s elméleti és kísérleti vizsgálatok szerint a több szegecsből álló kapcsolatnál az erőeloszlás nem ezeket vektoriálisan összegezzük. egyenletes. Terhelés hatására az összekapcsolt elemek Példa rugalmas alakváltozást szenvednek, és a szélső Határozzuk meg a 3.93. ábrán vázolt szegecsrendszer szegeszegecsek a közbensőkhöz képest túlterheltek (3.91. cseiben ébredő erők nagyságát. ábra). Nyomaték átvitelére szolgáló szegecsek számának meghatározása

A szegecsrendszert F erő és M = Fb nyomaték terheli. Az F erő okozta terhelés a három szegecs között egyenletesen oszlik meg A nyomaték hatására a 2 jelű szegecsben erő nem ébred, mert az beleesik a szegecsrendszer súlypontjába. Az F1 és F3 erő a szimmetria miatt egyenlő, és erőpárt alkot, amelynek nyomatéka. M-mel egyenlő.

Nyomatékátvitelkor a nyomaték a szegecsrendszert Fb a szegecsek súlypontja körül elforgatni igyekszik. M = Fb = F * 2 a = F * 2 a; F = F = . Kiinduló feltételünk szerint a lemez a szegecsekhez 2a képest végtelen merev, s így a szegecsekben Az általános képlet alapján keletkező nyírófeszültségek (ti) arányosak a Mri Fba Fb . F1 = = 2 = szegecseknek a szegecsrendszer súlypontjától mért ri 2 2a 2a ri távolságával (3.92. ábra). Legnagyobb szegecserő a szélső szegecsekben F τ i = i = kri . ébred. 1

3

1

3

∑

Ai

Fi az i-edik szegecset terhelő erő, Ai az i-edik szegecs keresztmetszete, k arányossági tényező.

2

Fmax

2

⎛ F ⎞ ⎛ Fb ⎞ = ⎜ ⎟ +⎜ ⎟ . ⎝ 3 ⎠ ⎝ 2a ⎠

Fi = kri Ai , és a szegecsrendszert terhelő nyomaték

3.92. ábra. Nyomatékátvitel 3.93. ábra. Konzol bekötése

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Hegesztett kötések méretezése A hegesztés mint szerkezeti részeket összekötő eljárás az utóbbi két évtizedben nagy fejlődésen ment át, és jelentősége állandóan növekszik [28]. A hegesztett szerkezetek előnyei a szegecseléssel szemben: Anyagmegtakarítást jelent a furatgyengítés elmaradása. A kötések egyszerűbbek. Jó erőátadás, illetve erővonal-átvezetés biztosítható. Az egyszerűbb szerkezet gyártásban is könnyebbséget és ezzel költségcsökkenést jelent. A hegesztett szerkezeteknek hátrányai is vannak a szegecselttel szemben. A hegesztési munka kényesebb. Az anyagnak hegeszthetőnek kell lennie. Hegesztéskor belső feszültségek lépnek fel. A varratok vizsgálata nehezebb. A hegesztés technológiai kérdéseivel külön tantárgy foglalkozik. A hegesztett szerkezetek tervezésénél a technológia követelményeit messzemenően figyelembe kell venni. Hozzáférhető, könnyen készíthető, jól ellenőrizhető varratokat kell tervezni. A varratokban a feszültségeloszlás sokkal bonyolultabb, mint a szegecseknél. A kötés szilárdságát befolyásolják az alapanyag és az elektróda minősége, a hegesztés technológiája (utóhőkezelés, hegesztési sor rend), a terhelés módja (statikus, dinamikus), a felület minősége és a hegesztési belső feszültségek, zsugorodásból származó alakváltozások. Nemzetközi, egységes méretezési előírás még nem alakult ki. A magyar előírások a kevés számú hazai kísérlet miatt főleg külföldi előírásokra támaszkodnak. Nálunk a hegesztett acélszerkezetek kötéseinek méretezésére az MSZ 6441-72 tartalmaz előírásokat. Ezen előírások az MSZ 6442 szerint gyártott acél szerkezetekre érvényesek. A továbbiakban e szabványokat vesszük figyelembe [34]. Hegesztés alkalmazása esetében az acélszerkezet alapanyagát, a varratok méretét és minőségét, a szelvények méretét és a szerkezet kialakítását úgy kell megállapítani, hogy a hegesztett kötések és elemek ridegtörés, teherbírás és fáradás szempontjából kellő biztonságot nyújtsanak. Az alkalmazhat6 acélminőségek A hegesztett acélszerkezet erőátadó alkatrészeit a 22. táblázatban teherviselő szerkezeti elemként megadott szerkezeti acélból kell tervezni. Ezek az acélok a méretezés szempontjából névleges folyáshatáruk alapján három szilárdságcsoportba tartoznak:

138. oldal

- 240 N/mm2 folyáshatárúak az A 38, A 38 X, A 38 Y, A 38 B, A 38 Ü, 37 Y, 37 B, 37 C és 37 D minőségű, a továbbiakban 37-es acélok; - 300 N/mm2 folyáshatárú a 45 Y és 45 B minőségű, a továbbiakban 45-ös acél; - 360 N/mm2 folyáshatárúak az 52 C és 52 D minőségű, a továbbiakban 52-es acélok. A minőségi fokozat kiválasztása. A hegesztett acélszerkezet alapanyagának minőségi fokozatát úgy kell kiválasztani, hogy az elkészített szerkezet még legalacsonyabb üzemi hőmérsékletén is kellő biztonságot nyújtson a ridegtöréssel szemben. Az azonos szilárdságú, különböző minőségi fokozatba tartozó acél ok a ridegtörés veszélye szempontjából eltérőek. A minőségi jelben a szilárdságot követő betűjelzés utal aminőségi fokozatra és az ezzel összefüggő gyártási módra (MSZ 500 és MSZ 6280): X csillapítatlan acél, Y félig csillapított acél, B és Ü szilíciummal csillapított acél, C és D szilíciummal csillapított, mikroötvözött acél. A hegesztett húzott elemek anyagkiválasztásához először a K szerkezeti tényező és a szerkezeti elem jelentőségét kifejező S tényező K• S szorzatát kell meghatározni. AK• S szorzat értéke kereken 0,5; 0,7; 1,0; 1,4 vagy 2,0 lehet. A 3.94. ábrán a szerkezet mértékadó legkisebb üzemi hőmérsékletének oszlopában a K• S szorzat értékének megfelelő sorban a vastag vonallal behúzott határok az s anyagvastagság függvényében mutatják az egyes acélminőségek alkalmazási határát. A határesetek mindig a gyengébb minőséghez tartoznak. A 2,5%-nál nagyobb mértékben hidegen alakított elemekre a táblázatok alsó anyagvastagság értékei érvényesek. Egyszerű hajlításnál a 2,5-5 %-os fokozat 10s<=R<=19s, az 5%-nál nagyobb fokozat R<10s hajlítási sugárnak felel meg, ahol s az anyagvastagság. A főként nyírásra igénybe vett és a változó igénybevételű elemeket az acélminőség kiválasztása szempontjából húzottnak kell tekinteni. A hegesztett nyomott és a nem hegesztett elemekre az ábra közvetlenül mutatja a szükséges acélminőséget. Mértékadó üzemi hőmérsékletként azt a hőmérsékletet kell figyelembe venni, amelynél kisebb hőmérséklet már csak ritkán fordul elő. Az anyagkiválasztáshoz három csoportba kell sorolni az acélszerkezeteket. - 20 °C a mértékadó üzemi hőmérséklete a hazai éghajlaton szabadban álló vagy ezzel azonos körülmények között levő szerkezeteknek.

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 0 °C a mértékadó üzemi hőmérséklete a fűtetlen épületek belső szerkezeteinek és az egyéb azonos körülmények között levő szerkezeteknek. + 20 °C a mértékadó üzemi hőmérséklete a fűtött épületek szerkezeteinek, valamint a nagyobb hőmérsékleten levő szerkezeteknek. Az üzemszerűen nagyobb hőmérsékletre (kb. 150-200 °c) hevülő elemek anyagminőségének kiválasztásához külön megfontolások szükségesek. Az elemeket általában névleges vastagságukkal, változó vastagságú övlemezeket a közepes vastagságukkal kell figyelembe venni.

139. oldal

Az egymással közvetlenül összehegesztett erőátadó elemek előírt minősége legfeljebb egy fokozattal lehet eltérő. Pl. ha egy övlemez előírt minőségi fokozata C, a hozzá tartozó gerinclemez minőségi fokozata legalább B legyen még akkor is, ha az anyagkiválasztási ábra szerint gyengébb minőség is megfelelne. De nem kell B-nél jobb minőséget alkalmazni még akkor sem, ha az előírt C helyett ténylegesen D minőségi

3.94. ábra. Az alapanyag minőségének kiválasztása az MSZ 6441-72. 1.,2. és 3. táblázata szerint 26. táblázat Szerkezeti tényező K 1,0

Besorolási irányelvek Kedvező eset Egyszerű kialakítású, főként egytengelyű igénybevételű szerkezeti részek

1,4

Közepesen kedvezőtlen eset főként egytengelyű vagy mérsékelten kéttengelyű igénybevételű szerkezeti részek

2,0

Különösen kedvezőtlen eset Jelentős mértékben többtengelyű igénybevételű szerkezeti részek

Példák



S 0,5

Az elem jelentősége csekély

0,7

közepes

1,0

nagy

Jelentőségi tényező (MSZ 6441-72 szerint) Besorolási irányelvek A szerkezeti elem tönkremenetele nincs közvetlen kihatással a szerkezet biztonságára A szerkezeti elem tönkremenetele helyi sérülést vagy a használhatóság részleges csökkenését idézi elő, de a szerkezet egészének használhatóságát nem veszélyezteti: pl. fiókgerenda, falváztartó, szelemen, szélrács, keresztkötés stb. A szerkezeti elem tönkremenetele a szerkezet egészének vagy legfontosabb alkatrészeinek használhatóságát veszélyezteti: pl. főtartó, kiváltó tartó, szaruzat, darupályatartó stb.

…. fokozatú övlemez kerül beépítésre, mert e szempontból nem a tényleges, hanem az előírt minőségi fokozat a mértékadó. A húzott szerkezeti elemek kialakításának és a hegesztett kötés igénybevételének a megkövetelt acélminőségre való kihatását a szerkezeti tényezővel (K) kell figyelembe venni. A szerkezeti tényező szempontjából a háromtengelyű húzófeszültségállapot a mértékadó, amit a szerkezet feszültséggyűjtő helyein a szerkezet igénybevétele és a hegesztési feszültségek váltanak ki. A szerkezeti tényező értéke K= 1,0; 1,4 vagy 2,0. A szerkezeti tényezőt a 26. táblázatban foglalt irányelvek értelemszerű alkalmazásával kell megállapítani. A gyártás során szokatlan nagymérvű egyengetést igénylő szerkezeteket eggyel szigorúbb fokozatba kell sorolni. Azokat a szerkezeti elemeket, amelyekben a húzó sajátfeszültségeket a kritikus helyeken különleges utókezeléssel (hőkezelés vagy feszültségmentesítés) leépítik, eggyel enyhébb fokozatba lehet sorolni. Az acél szerkezet egyes szerkezeti részeinek jelentőségét a szerkezet rendeltetése és esetleges tönkremenetelének következményei szempontjából az S jelentőségi tényezővel kell figyelembe venni. Az S tényező értéke a húzott szerkezeti elem jelentőségétől függően 0,5; 0,7 vagy 1,0, amit a 27. táblázatban foglalt irányelvek értelemszerű alkalmazásával kell megállapítani. Statikus méretezés A teherbírás igazolásához erőtani számítással kell kimutatni, hogy a számításba veendő terhelőerők alapértékéből számított legnagyobb feszültségek (s) a terhelőerők egyik csoportosításában sem nagyobbak a megengedett feszültségnél (sm): s <= sm

A terhelőerők megállapítását és azok csoportosítását lásd a 3.51. fejezet 2. pontjában. A terhelőerőket olyan helyen és nagyságban kell felvenni, hogy a vizsgált kapcsolaton a legkedvezőtlenebb összigénybevételt okozzák. A számításba vehető varratméretek. Az AI, I, II minőségű tompavarrat, hasznos mérete az a varratméret, amelyet azonosnak kell venni az s lemezvastagsággal, ill. különböző vastagságú lemezek esetében a vékonyabb lemez vastagságával (3.95. ábra). A nem teljes keresztmetszetű tompavarrat (3.96/a ábra) hasznos méretét a sarokvarrattai azonos módon kell megállapítani, de a számításba vehető legnagyobb mérete legfeljebb a=0,8s. Általában mindazokat a tompavarratokat, amelyekben a megbízható gyökösszeolvadás kétséges, legfeljebb a=0,8s méretű, nem teljes keresztmetszetű tompavarratnak kell számítani. A sarokvarrat a nem teljes keresztmetszetű tompavarrattal együttdolgozónak számítható, a figyelembe vehető varratméret a két varrat méretének az összege (3.96/b ábra). A sarokvarrat számításba vehető mérete általában az a varratméret. A h méretével megadott, 1:1,5, ill. 1:2 arányban elnyújtott sarokvarrat a varratmérete 0,8h, ill. 0,9h (3.97. ábra). A sarokvarratoknak a szerkezeten maradó nyílvégződéseit nem szabad azok hasznos hosszába beszámítani. A nem beszámítható szakasz hossza végződésenként a varrat a méretével egyenlő, de nem lehet több, mint 10 mm. A 8a-nál vagy a> 5 mm esetében a 40 mm-nél rövidebb sarokvarratokat az erőtani számításban nem szabad figyelembe venni. A húzó- vagy nyomóerőt átadó bekötések oldalvarratának az erőtani számításban figyelembe vehető legnagyobb hossza 80a.


141. oldal

A központos igénybevételű sarokvarratra a

τ sv =

3.95. ábra. A tompavarratok hasznos a mérete

3.96. ábra. Nem teljes keresztmetszetű tompavarrat hasznos mérete

3.97. ábra. A sarokvarrat hasznos varratmérete

F Asv

sarokvarrat-feszültséget kell meghatározni, ahol F a varratra ható erő, és Asv a sarokvarrat hasznos keresztmetszete (3.98. ábra). A nem központos igénybevételű hegesztett kötések feszültségét általában a hegesztett kötés keresztmetszeti jellemzőivel kell számolni. A keresztmetszeti jellemző megállapításához a sarokvarrat hasznos keresztmetszetét a varrat gyökvonalában működőnek kell számítani. A nem központos igénybevételű bekötések a statikus méretezéshez olyan egyszerűsítő feltevéssel is számíthatók, amely szerint az igénybevételt több erőre bontva, minden erőhöz tartozik egy varratrész, amely azt központosan fel tudja venni. A homlokvarrattal együtt dolgozó oldalvarratos bekötés varratai együtt dolgozónak számíthatók, ha az oldalvarrat nem hosszabb sem a homlokvarrat hosszának 1,5-szeresénél, sem a 60a0-nál, és ha az oldalvarrat ao varratmérete nem nagyobb a homlokvarrat ah varratméreténél (3.99. ábra). Az összetett igénybevételt a teherbírás igazolásához csak az egyidejű igénybevételekre kell vizsgálni. Megengedett az egyes összetevők legkedvezőt1enebb értékével egyidejű esetek vizsgálata. Az összetett igénybevételű alapanyagra a kéttengelyű feszültségállapot folyási feltételét kifejező σ r = σ x2 + σ y2 − σ xσ y + 3τ xy2

3.98. ábra. Központos igénybevételű sarokvarrat varratfeszültségének meghatározása

redukált feszültséget kell meghatározni, amely ne legyen nagyobb, mint a 23. táblázatban a húzásra megengedett feszültség. A képletben sx és sy két, egymásra merőleges irányban számított normál feszültség, txy a hozzá tartozó egyidejű nyírófeszültség. Az IA, I és a II minőségű tompavarrat, valamint a nyomásra igénybe vett Ill. minőségű tompavarrat összetett igénybevételét nem kell külön vizsgálni, ezekhez elegendő az alapanyag vizsgálata. A húzásra igénybe vett III minőségű tompavarratra a σ ö = σ 2 + 1, 78τ 2 , a nem teljes keresztmetszetű tompavarratokra a

σ ö = σ 2 +τ 2 összehasonlító feszültséget kell megállapítani. Ez ne legyen nagyobb a 29. táblázatban az illető varratra megengedett feszültségnél. A képletben s a varratra számított, a varrattengelyre merőleges irányú Az IA, I és a II minőségű, valamint a nyomásra és normálfeszültség, és t az ezzel egyidejű nyírásra igénybe vett III minőségű tompavarratokat nyírófeszültség. nem kell külön vizsgálni. 3.99. ábra. Homlokvarrattal együtt dolgozó oldalvarratos bekötés


142. oldal

2

Az igénybevétel módja Húzás Nyomás Nyírás

2

28. táblázat

Az alapanyag megengedett feszültsége (kp/cm ~ daN/cm ) (MSZ 6441-72 szerint) Acélminőség és a terhelőerők csoportosítása 37 45 52 Szelvény vastagság1 Főerők és Főerők és Főerők és (mm) Főerők járulékos Főerők járulékos Főerők járulékos erők erők erők 25-ig 1950 2200 2250 2530 1600 1800 25 felett 35-ig 2100 2360 35 felett 1500 1690 25-ig 1120 1260 1300 1460 920 1040 25 felett 35-ig 1200 1350 35 felett 800 970

1 A táblázatban feltüntetett 25 és 35 mm-es szelvényvastagság-határok lemez- és idomacélra érvényesek. Rúdacélra a megfelelő vastagsági határok ezek helyett 40 és 80 mm. 2 Csak a l = 20-nál nem karcsúbb nyomott rudakra, az egyéb nyomott elemek megengedett feszültségét stabilitási vizsgálattal kell megállapítani.

Varratminőség I/A I. És II.

III.

29. táblázat A varratok megengedett feszültsége (kp/cm2 ~ daN/cm2) (MSZ 6441-72 szerint) Acélminőség és a terhelőerők csoportosítása Az 37 45 52 igénybeVarratfajta Főerők és Főerők és Főerők és vétel Főerők járulékos Főerők járulékos Főerők járulékos módja erők erők erők húzás, Tompa varrat nyomás, Nem kell vizsgálni nyírás Nem teljes húzás, keresztmetszetű nyomás, 1500 1680 1500 1680 1800 2020 tompavarrat nyírás Sarokvarrat nyírás 1500 1680 1500 1680 1800 2020 nyomás Tompavarrat Nem kell vizsgálni és nyírás Két oldalról vagy alátéttel egy 0.8 smeg* húzás oldalról hegesztett tompavarrat Nem teljes húzás, keresztmetszetű nyomás, 1200 1350 1200 1350 1440 1620 tompavarrat nyírás Sarokvarrat nyírás 1200 1350 1200 1350 1440 1620

* smeg. az alapanyag húzásra megengedett feszültsége a 28. táblázat szerint

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Az összetett igénybevételű sarokvarratot az összetevők eredőjére (tsv) mint egyszerű igénybevételre kell megvizsgálni. Általános esetben

143. oldal

Fáradási vizsgálat

A szerkezet fáradás szempontjából megfelelő, ha a hegesztett kötések és elemek f fáradási fokozata nem τ sv = τ h21 + τ h22 + τ 02 kisebb a fáradásra mértékadó terhelőerőkből számított ahol th1 és th2 a varratra merőleges irányú, és t0 a fsz szükséges fáradási fokozatnál: f sz ≤ f . varrattal párhuzamos irányú feszültség-összetevő (3.100. ábra). Központos igénybevétel esetében a tsv A szerkezeti elemek és kötések fáradási fokozatát kialakításuktól, a varratminőségtől és az igénybevételi sarokvarrat-nyírófeszültség az egyidejű Fhl, Fh2 és F0 módtól függően az MSZ 6441 szabványban táblázat erők F eredőjéből (3.101. ábra) közvetlenül adja meg. Lásd még a 133. oldalon közölteket. számítható. Megengedett feszültségek. Az alapanyagnak az Hegesztett kötések szerkesztése acélminőségtől, a szelvényvastagságtól, a terhelőerők csoportosításától és az igénybevételi módtól függő A hegesztett szerkezetet lehetőleg kevés varrattal megengedett feszültségét a 28. táblázat tartalmazza. kell tervezni, az egyes szelvénykeresztmetszetek A varratoknak a heganyag és az alapanyag kevés elemből álljanak, és az illesztések száma is szilárdságától, a varratminőségtől, az igénybevételi módtól és a terhelőerők csoportosításától függő kevés legyen. Kerülni kell a helyi feszültségcsúcsokat előidéző megengedett feszültségét a 29. táblázat tartalmazza. A táblázatban megengedett feszültségek az általában hirtelen keresztmetszet-változásokat, szögleteket, szokásos kedvező kialakításokra érvényesek. A bemetszéseket és különösképp ezek hatásának a külpontos igénybevételű, egy oldalról hegesztett, nem halmozódását. A szerkezet kialakítása biztosítsa az teljes oldalról hegesztett, húzásra igénybe vett erővonalak zavartalan haladását. A szerkesztésnél tekintettel kell lenni a varratok sarokvarratos T kötés sarokvarratának megengedett feszültsége a 29. táblázatban megengedett feszültség zsugorodására, valamint az ebből származó elhúzódásokra és sajátfeszültségekre. Figyelembe kell O,75-szorosa. A rendkívüli erők esetére megengedett feszültség a venni, hogy a zsugorodás gátlása növeli a terhelőerők jellegétől, előfordulásának sajátfeszültségeket. A nagy húzó- vagy nyomóerőt átadó varratok valószínűségétől és a szerkezettől függően általában lehetőleg az erővonalak legkisebb zavarásával járó 10...25%-kal, de legfeljebb 35 %-kal nagyobb a erőátadást biztosító tompavarratok legyenek. főerőkre megengedett feszültségnél Nyíróerők átadására a tompa- és a sarokvarratok egyaránt alkalmazhatók. T-kötésekben húzó- és nyomóerőre a tompavarrat, nyíróerőre a sarokvarrat a kedvezőbb. A hajlított tartók főként nyíróerőt átadó nyakvarratai sarokvarratok legyenek. Nem teljes keresztmetszetű tompavarrat csak ott tervezhető, ahol a varrat nem kap jelentős húzó igénybevételt a tengelyirányra merőlegesen. 3.100. ábra. Összetett igénybevételű sarokvarrat A sarokvarrat legkisebb a mérete (lásd MSZ 6442) - általában 3,0 mm - jelentős erőt átadó kötésekben 3,5 mm, de legalább a ≥ s (mm), ahol s a szelvény vastagsága (mm). A 16 mm-nél vastagabb 52-es

3.101. ábra. Egyidejű erők eredője

acélokra a ≥ s + 1 (mm). A sarokvarrat legnagyobb a mérete -a szelvény élén (3.102/a ábra) általában 0,5s, kivételesen 0,7s,


144. oldal

-a szelvény szélén a felületen (3.102/b ábra) általában 0,7s, kivételesen 1,0s, -a szelvény felületén és az idomacélok sarka mellett (3.102/c ábra) 1,0s -nyíró erőre igénybe vett kettős oldalvarrat esetében (3.102/d ábra) 0,5s A 60°-nál kisebb és a 120°-nál nagyobb szöget bezáró felületek közé nem szabad erőt átadó 3.102. ábra. A sarokvarrat legnagyobb a mérete sarokvarratot tervezni. Arra kell törekedni, hogy a sarokvarratok nyílásszöge 80° ... 100° legyen. Ahol a felületek hajlásszöge ennél nagyobb, oda célszerű süllyesztett sarokvarratot tervezni (3.103/a ábra). A sarokkötések süllyesztett sarokvarratát a sarokra kifutó lemez legalább 450-os leélezésével a 3.103/b ábra szerint kell kialakítani. 3.103. ábra. Sarokvarratok A nyílt sarokvarrat-végződéseket általában kerülni a) nyílásszöge; b) süllyesztett sarokvarrat kell. A jelentősebb helyeken törekedni kell a sarokvarratok folyamatos körbevezetésére, ill. az egyoldalú sarokvarratok mintegy 30 mm-es visszafordítására (3.104. ábra). 3.104. ábra. Sarokvarrat körbevezetése Az ismételt igénybevételű szerkezeteken kerülni kell a szakaszos sarokvarratokat. A hegesztett szelvények övét lehetőleg egy lemezből kell tervezni. A kedvezőbb anyagkiválasztás, a kihajlás szempontjából kedvezőbb szelvény vagy a kedvezőbb hegeszthetőség érdekében egy helyett több övlemez is tervezhető. A 3.105. ábra. Egymáson fekvő övlemezek gerinclemezhez csatlakozó övlemez lehetőleg ne összekötése legyen vastagabb 30 mm-nél vagy a gerinc vastagságának a háromszorosánál. A merevítetlen szélű övlemezek szabadon kiálló szélessége nyomott övlemeznél ne legyen nagyobb, mint a vastagság 15-szöröse; húzott övlemeznél ne legyen nagyobb mint a vastagság 20-szorosa. Az egymáson fekvő övlemezek szélein a lemezeket összekötő a méretű oldalvarrat számára legalább 2a méretű lépcsőzést kell kialakítani; indokolt esetben süllyesztett oldalvarrat is tervezhető (3.105. ábra). Az öv- és gerinclemezek illesztését általában merőleges tompavarrattal kell tervezni. 3.106. ábra. Különböző vastagságú lemezek A statikus igénybevételű elemek 10 mm-nél kisebb összekötése egyoldali vastagságváltozását külön lemunkálás a) statikus igénybevételű elemek 10 mm-nél kisebb nélkül a 3.106/a ábra szerint, nagyobb különbség esetében 1: l-nél nem meredekebb lemunkálással a különbség esetén b) statikus igénybevételű elemek ID mm-nél 3.106/b ábra szerint kell kialakítani. Ismételt igénybevételű szerkezeten a nagyobb különbség esetén c) ismételt igénybevételű szerkezetek 10 %-nál vastagságváltozás ne legyen 1 : 4-nél meredekebb, a kisebb különbség esetén 10%-nál kisebb d) ismételt igénybevételű szerkezetek 10%-náI nagyobb különbség esetén


3.107. ábra. Ismételt igénybevételű övlemez végződésének kialakítása

3.108. ábra. Övlemezek szélesedésének kialakítása a). b) - statikus igénybevételű szerkezet esetén e). d) - ismételt igénybevételű szerkezet esetén

145. oldal

egyoldali vastagságkülönbségig nem kell külön lemunkálás (3.106/c ábra); nagyobb vastagságkülönbség esetében a vastagabb szelvény lemunkálását a 3.106/d ábra szerint kell tervezni. A szerkezet ismételt igénybevételű szakaszán az övlemezek végződését a 3.107. ábra szerint kell kialakítani. A statikus igénybevételű helyen végződő övlemez egyszerű homlokvarrattal lezárható. A statikus igénybevételű szerkezetek övlemeze a 3.108/a, ill. b ábra szerint 1: l-nél nem meredekebb hajlással szélesedhet. Az ismételt igénybevételű szerkezet övlemeze legfeljebb 1:4 hajlással szélesedhet (3.108/c, ill. d, ábra). A statikus igénybevételű és a fáradásra kevésbé igénybe vett hegesztett szelvények gerinckivágását a 3.109. ábra szerint kell kialakítani. A nyakvarratot a kivágáson folyamatosan körbe kell vezetni. A gerinckivágásnak azt a szakaszát, ahol abba tompavarrat csatlakozik, mintegy 3s hosszon (s a gerincvastagság) egyenesen kell vezetni. Példa. Ellenőrzendő a főerőkből származó F=260 kN húzóerővel terhelt, a 3.110. ábrán megadott méretű, II. minőségi osztályú tompavarrat. Az alapanyag minősége 37 B (MSZ 6280). Kráterlemezek használata követelmény, tehát a számításba vehető varratkeresztmetszet: A = 8•22 = 176 (mm2),

σ =

F

=

260000

(

2

)

(

2

)

= 148 < 160 N/mm

. A 1760 Példa. Főerőkből származó F=290 kN nyíróerővel terhelt, a 3.111. ábrán vázolt kapcsolat ellenőrzendő, hogy a=4 mm-es II. minőségi osztályú sarokvarrat megfelel-e? A lemezek anyaga: 37 B (MSZ 6280). A sarokvarrattal létesített kötéseket a kötősíkba leforgatott mértékadó keresztmetszettel számítjuk. A varrat körben vezetett, tehát krátervégeket levonni nem kell. 1= 2•255 = 510 (mm), A = al = 4•510 = 2040 (mm2),

τ =

F

=

290000

= 142 < 150 N/mm

. A 2040 A megengedett feszültséget a 29. táblázatból kell venni.

3.109. ábra. A statikus igénybevételű hegesztett szelvények gerinckivágásának kialakítása

3.111. ábra. Lemezbekötés sarokvarrattal 3.110. ábra. Lemezillesztés tompavarrattaI

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Példa. A 3.112. ábrán vázolt kötésre Mx=110 kN-m hajlítónyomaték hat, amely a fő- és járulékos erőkből keletkezett. A varrat Ill. osztályú minőségben készült. Az alkatrészek anyaga 37 B (MSZ 6280). A K varrattal készült kötések számításakor ugyanúgy járunk el, mint a tompavarratok számításakor. a = 2,0 cm, 1= 48,0-2-2,0 = 44,0 (cm), al

Kx =

σ =

Mx Kx

=

2

2, 0 * 44, 0

=

6

11*10

2

(

= 645 cm

6

2

),

6

645

= 17054 N/cm < 18N/mm . 2

2

146. oldal 3.53. Húzott és nyomott rudak méretezése Húzott rudak

Húzott rudak méretezésekor a hasznos keresztmetszetet kell figyelembe venni. Hasznos keresztmetszet a szegecslyukak és esetleges egyéb nyílások levonása után fennmaradó keresztmetszet. A lyuklevonáskor a

Példa. Hegesztett, hajlított tartó nyakvarratának ellenőrzése. A 3.113. ábrán megadott I szelvényű gerenda méretezendő keresztmetszetében a fő- és járulékos erőkből származó, egyidejű Mx=95-106 N cm hajlítónyomaték és a T=12-105 N nyíróerő hat. A tartó zárt csarnokban kerül felszerelésre. Az anyagot az MSZ 6441 szerint választjuk ki: szerkezeti tényező, K= 1,4; jelentőségi tényező, S = 1,0; KS= 1,4-1,0= 1,4. A 3.94. ábra 0 °C rovatában 1,4 értéknél és az anyagvastagság 20 mm-es értékénél az övlemez anyagminőségére B jelzést, a 10 mm-es gerinclemez anyagminőségére (a 10 mm függőlegesében) A jelzést találunk. Gyártástechnikai okokból azonos anyagot választunk. A tartó anyagminősége tehát 37 B (MSZ 6280). Az egész szelvény tehetetlenségi nyomatéka az x-x tengelyre Ix = 25*12545+110917 = 424540 (cm4), az övlemez statikai nyomatéka az x-x tengelyre S = 2-25-56 = 2800 (cm3),

σ =

τ =

σö =

Mx Ix

y=

95i10

6

424540

(

i55 = 12300 N/cm

I x 2a

=

12i10 i 2800 424540i 2i 0, 5

σ + 1, 78τ = 2

2

),

(

= 7950 N/cm

2

),

12300 + 1, 78i 7950 = 2

2

= 16250 N/cm < 16800 N/cm . 2

legkedvezőtlenebbül gyengített, esetleg tört vonalú keresztmetszetet kell figyelembe venni (3.114. ábra). Lyuk- és résvarrat esetén a behegesztett nyílások felületének felét kell a keresztmetszetből levonni. Nyomott rudak

5

TS

2

3.114. ábra. Húzott rúd hasznos keresztmetszetének megállapítása 1 - egyenes vonalú; 2 - tört vonalú keresztmetszet

2

Egyszelvényű nyomott rudak A centrikus nyomásra igénybe vett rudakat a következő képlet alapján méretezzük:

σ =ω

3.112. ábra. Lemezbekötés K varrattaI

3.113. ábra. Hegesztett I szelvényű gerenda

S ≤ σ m. A

A a rúd mértékadó keresztmetszete (cm2), S a nyomóerő (rúd erő) (N), w az anyagtól és a keresztmetszet alakjától, valamint a l=l/i karcsúságtól függő tényező, amelyben l a kihajlási hosszat és i a tehetetlenségi sugarat jelenti cm-ben. A számításkor azt a kihajlási irányt vesszük figyelembe, amelynél l a legnagyobb. A kedvező, ill. kedvezőtlen kialakítású szelvényalakokat a 3.115. és a 3.116. ábra tünteti fel, az w kihajlási tényezőt a sF=2400, ill. 3400 daN/cm2 szilárdságú acél anyagokra a 30.-33. táblázat tartalmazza. A közbeeső értékeket nem kell interpolálni, a legközelebbi nagyobb érték választható.


3.115. ábra. Kihajlás szempontjából kedvező kialakítású szelvényalakok

147. oldal

3.116. ábra. Kihajlás szempontjából kedvezőtlen kialakítású szelvényalakok

30. táblázat Kedvező kialakítású szelvényalakok w kihajlási tényezője sF=2400 kp/cm2 ~ daN/cm2 folyási határú acél esetén (MSZ 9749-69 szerint) l l 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 karcsúsági karcsúsági tényező tényező 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 0 1,00 1,00 0 1,01 1,01 1,01 1,01 1,00 1,00 1,00 1,00 10 1,00 1,01 10 1,03 1,03 1,03 1,02 1,02 1,02 1,02 1,02 20 1,02 1,03 20 1,06 1,06 1,05 1,05 1,05 1,05 1,04 1,04 30 1,04 1,07 30 1,10 1,10 1,09 1,09 1,09 1,08 1,08 1,07 40 1,07 1,11 40 1,17 1,16 1,16 1,15 1,14 1,14 1,13 1,13 50 1,12 1,18 50 1,26 1,26 1,24 1,22 1,21 1,20 1,19 60 1,19 1,29 60 1,28 1,41 1,39 1,38 1,36 1,34 1,33 1,31 70 1,30 1,45 70 1,43 1,59 1,57 1,55 1,53 1,52 1,50 1,48 80 1,46 1,64 80 1,62 1,83 1,80 1,77 1,75 1,73 1,70 1,68 90 1,66 1,87 90 1,85 2,10 2,07 2,04 2,01 1,98 1,95 1,92 100 1,90 2,15 100 2,13 2,41 2,37 2,34 2,31 2,28 2,24 2,21 110 2,18 2,48 110 2,44 2,76 2,72 2,68 2,65 2,62 2,58 2,55 120 2,51 2,84 120 2,80 3,14 3,10 3,06 3,03 2,99 2,95 2,91 130 2,87 3,22 130 3,18 3,55 3,51 3,47 3,43 3,39 3,35 3,31 140 3,27 3,64 140 3,59 3,99 3,95 3,91 3,86 3,82 3,77 3,73 150 3,69 4,09 150 4,04 4,49 4,44 4,39 4,33 4,28 4,23 4,18 160 4,13 4,59 160 4,54 5,00 4,95 4,90 4,85 4,80 4,75 4,70 170 4,65 5,12 170 5,06 5,54 5,48 5,43 5,38 5,33 5,28 5,23 180 5,18 5,65 180 5,59 6,14 6,08 6,02 5,95 5,88 5,82 5,76 190 5,71 6,27 190 6,21 6,75 6,68 6,62 6,56 6,50 6,45 6,39 200 6,33 6,87 200 6,81 7,38 7,31 7,25 7,19 7,13 7,06 7,00 210 6,94 7,51 210 7,45 8,07 8,00 7,94 7,87 7,80 7,72 7,65 220 7,58 8,20 220 8,14 8,73 8,67 8,62 8,55 8,48 8,41 8,33 230 8,26 8,86 230 8,80 9,50 9,42 9,35 9,27 9,18 9,10 9,01 240 8,93 9,64 240 9,57 250 9,71 250

Nyomott rudak lemezeinek vastagságát úgy kell felvenni, hogy a horpadás elleni biztonságuk megfeleljen. (Lásd 3.54. fejezet 155. old.) Külön számítás hiányában a csak egyoldalon merevített lemez vastagsága a szabad szélesség legfeljebb 1/15-e legyen. Kihajlásra méretezett nyomott rudak esetében a

teljes keresztmetszettel kell számolni, tehát a szegecsés csavarlyukgyengítést nem kell figyelembe venni. Zömök rudak esetén meg kell vizsgálni, hogy a szegecslyukak felével, illetve az összes csavarlyukkal gyengített keresztmetszetet kihajlási tényező nélkül véve számításba, nem adódik-e a rúdban a megengedettnél nagyobb feszültség


148. oldal

31. táblázat Kedvező kialakítású szelvény alakok w kihajlási tényezője sF=3400 kp/cm ~ daN/cm folyási határú acél esetén (MSZ 9749-69 szerint) 2

l karcsúsági tényező 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

2

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1,00 1,01 1,02 1,05 1,11 1,20 1,35 1,56 1,84 2,18 2,58 3,04 3,55 4,10 4,69 5,35 6,06 6,80 7,58 8,40 9,26 10,20 11,11 12,20 13,16 14,29

1,00 1,01 1,02 1,05 1,11 1,21 1,37 1,58 1,87 2,22 2,62 3,09 3,60 4,16 4,76 5,42 6,13 6,87 7,66 8,49 9,35 10,29 11,21 12,29 13,27

1,00 1,01 1,03 1,06 1,12 1,23 1,39 1,61 1,91 2,26 2,67 3,14 3,66 4,23 4,82 5,48 6,20 6,95 7,75 8,58 9,44 10,38 11,32 12,39 13,37

1,00 1,01 1,03 1,06 1,13 1,24 1,41 1,64 1,94 2,30 2,71 3,19 3,71 4,29 4,89 5,55 6,27 7,03 7,84 8,67 9,53 10,47 11,42 12,48 13,48

1,00 1,01 1,03 1,07 1,14 1,25 1,43 1,66 1,97 2,34 2,76 3,24 3,77 4,35 4,96 5,61 6,34 7,11 7,92 8,76 9,62 10,55 11,52 12,57 13,59

1,00 1,01 1,04 1,08 1,15 1,27 1,45 1,69 2,00 2,38 2,81 3,29 3,82 4,41 5,03 5,68 6,41 7,19 8,00 8,85 9,71 10,64 11,63 12,66 13,70

1,00 1,01 1,04 1,08 1,16 1,29 1,47 1,72 2,03 2,42 2,85 3,34 3,87 4,46 5,10 5,75 6,49 7,26 8,08 8,94 9,80 10,73 11,75 12,76 13,82

1,00 1,01 1,04 1,09 1,17 1,30 1,49 1,75 2,07 2,46 2,91 3,39 3,93 4,52 5,16 5,83 6,56 7,34 8,16 9,02 9,90 10,83 11,86 12,86 13,94

1,00 1,02 1,04 1,10 1,18 1,32 1,51 1,78 2,10 2,50 2,96 3,44 3,99 4,57 5,22 5,90 6,64 7,42 8,24 9,10 10,00 10,93 11,98 12,96 14,04

1,00 1,02 1,05 1,10 1,19 1,34 1,53 1,81 2,14 2,54 3,00 3,50 4,05 4,63 5,29 5,98 6,72 7,50 8,32 9,18 10,10 11,02 12,09 13,06 14,16



148/b. oldal

32. táblázat Kedvezőtlen kialakítású szelvényalakok w kihajlási tényezője sF=2400 kp/cm2 ~ daN/cm2 folyási határú acél esetén (MSZ 9749-69 szerint) l karcsúsági tényező 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1,10 1,14 1,18 1,23 1,29 1,37 1,46 1,57 1,71 1,88 2,06 2,31 2,58 2,87 3,27 3,69 4,13 4,65 5,18 5,71 6,33 6,94 7,58 8,26 8,93 9,71

1,10 1,14 1,19 1,23 1,30 1,38 1,47 1,58 1,73 1,90 2,08 2,34 2,60 2,91 3,31 3,73 4,18 4,70 5,23 5,76 6,39 7,00 7,65 8,33 9,01

1,11 1,14 1,19 1,24 1,30 1,39 1,48 1,60 1,75 1,92 2,11 2,36 2,62 2,95 3,35 3,77 4,23 4,75 5,28 5,82 6,45 7,06 7,72 8,41 9,10

1,11 1,15 1,19 1,24 1,31 1,40 1,49 1,61 1,77 1,94 2,13 2,39 2,65 2,99 3,39 3,82 4,28 4,80 5,33 5,88 6,50 7,13 7,80 8,48 9,18

1,11 1,15 1,20 1,25 1,32 1,40 1,50 1,63 1,78 1,96 2,16 2,41 2,68 3,03 3,43 3,86 4,33 4,85 5,38 5,95 6,56 7,19 7,87 8,55 9,27

1,12 1,16 1,20 1,26 1,33 1,41 1,51 1,64 1,79 1,98 2,19 2,44 2,71 3,06 3,47 3,91 4,39 4,90 5,43 6,02 6,62 7,25 7,94 8,62 8,35

1,12 1,16 1,20 1,26 1,34 1,42 1,52 1,65 1,81 2,00 2,21 2,47 2,74 3,10 3,51 3,95 4,44 4,95 5,48 6,08 6,68 7,31 8,00 8,67 9,42

1,12 1,17 1,21 1,27 1,35 1,43 1,53 1,66 1,83 2,02 2,24 2,50 2,77 3,14 3,55 3,99 4,49 5,00 5,54 6,14 6,75 7,38 8,07 8,73 9,50

1,13 1,17 1,21 1,28 1,36 1,44 1,55 1,68 1,85 2,04 2,26 2,52 2,80 3,18 3,59 4,04 4,54 5,06 5,59 6,21 6,81 7,45 8,14 8,80 9,57

1,13 1,18 1,22 1,28 1,37 1,45 1,56 1,69 1,87 2,05 2,28 2,55 2,84 3,22 3,64 4,09 4,59 5,12 5,65 6,27 6,87 7,51 8,20 8,86 9,64



149. oldal

33. táblázat Kedvezőtlen kialakítású szelvényalakok w kihajlási tényezője sF=3400 kp/cm ~daN/cm folyási határú acél esetén (MSZ 9749-69 szerint) 2


2

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1,10 1,15 1,20 1,27 1,36 1,47 1,62 1,80 2,04 2,31 2,64 3,04 3,55 4,10 4,69 5,35 6,06 6,80 7,58 8,40 9,26 10,20 11,11 12,20 13,16 14,29

1,10 1,15 1,21 1,28 1,37 1,48 1,64 1,82 2,07 2,34 2,68 3,09 3,60 4,16 4,76 5,42 6,13 6,87 7,66 8,49 9,35 10,29 11,21 12,29 13,27

1,11 1,16 1,21 1,29 1,38 1,50 1,66 1,84 2,10 2,37 2,71 3,14 3,66 4,23 4,82 5,48 6,20 6,95 7,75 8,58 9,44 10,38 11,32 12,39 13,37

1,11 1,16 1,22 1,30 1,39 1,51 1,68 1,86 2,12 2,40 2,75 3,19 3,71 4,29 4,89 5,55 6,27 7,03 7,84 8,67 9,53 10,47 11,42 12,48 13,48

1,11 1,17 1,22 1,30 1,40 1,52 1,69 1,88 2,15 2,44 2,79 3,24 3,77 4,35 4,96 5,61 6,34 7,11 7,92 8,76 9,62 10,55 11,52 12,57 13,59

1,12 1,17 1,23 1,31 1,41 1,54 1,70 1,91 2,17 2,47 2,82 3,29 3,82 4,41 5,03 5,68 6,41 7,19 8,00 8,85 9,71 10,64 11,63 12,66 13,70

1,12 1,18 1,23 1,32 1,42 1,56 1,72 1,93 2,20 2,50 2,86 3,34 3,87 4,46 5,10 5,75 6,49 7,26 8,08 8,94 9,80 10,73 11,75 12,76 13,82

1,13 1,18 1,24 1,33 1,44 1,57 1,74 1,95 2,22 2,54 2,91 3,39 3,93 4,52 5,16 5,83 6,56 7,34 8,16 9,02 9,90 10,83 11,86 12,86 13,94

1,13 1,19 1,25 1,34 1,45 1,58 1,76 1,98 2,25 2,57 2,95 3,44 3,99 4,57 5,22 5,90 6,64 7,42 8,42 9,10 10,00 10,93 11,98 12,96 14,04

1,14 1,19 1,26 1,35 1,46 1,60 1,78 2,01 2,28 2,60 2,99 3,50 4,05 4,63 5,29 5,98 6,72 7,50 8,23 9,18 10,10 11,02 12,09 13,06 14,16



150. oldal

Övek kihajlási hossza: a tartó síkjában a szomszédos csomópontok elméleti távolsága; a tartó síkjára merőlegesen a szélrács vagy keresztkötések által megfogott pontok távolsága. Rácsrudak kihajlási hossza, ha a rúd keresztmetszetének a tartó síkjában vagy arra merőlegesen szimmetriatengelye van: egyszeres rácsozat esetén, a tartó síkjában való vizsgálatkor a rúd elméleti hosszának 0,8-szerese, a tartó síkjára merőlegesen a rúd elméleti hossza. Osztott szelvényű nyomott rudak Négy főcsoportot különböztetünk meg: I. Olyan két, vagy több elemből álló rúd, amelynek elemei egymáshoz szegecseléssel vagy hegesztéssel egész hosszukban össze vannak kötve, egyszelvényű rúdként számíthatók kihajlásra. II. Olyan többszelvényű rúd, amelynek elemei között csak lemezvastagságnyi hézag van (3.117. ábra), egyszelvényű rúdnak számítható akkor, ha a) a kötőlemezek legalább két szegeccsei vagy ennek megfelelő varrattai vannak kapcsolva; b) a rúd hosszában legalább két kötőlemez van, és ezek a rudat három, közel egyenlő részre osztják; c) λz =

3.118. ábra. Sarokkal szembeállított két szögacélból álló rúd

lz ≤ 50, iz

ahol lz a kötő elemek középvonalának távolsága, iz az egyes elemek legkisebb inerciasugarát jelenti cm-ben. d) a rúdelemek legalább l6iz távolságban szegecsekkel vagy hegesztéssel legyenek egymáshoz kapcsolva (béléslemezek útján). III. Sarokkal szembeállított két L idomacélból álló rúd (3.118. ábra) ugyancsak egyszelvényű rúdnak számítható, és a kihajlást az x-x anyagtengelyre kell megvizsgálni. Kihajlási hosszként a két fősíkban mértékadó kihajlási hossz számtani középértékét kell felvenni.

3.119. ábra. Több elemből álló rúd, amelynek elemei egymással rácsozással vagy hevederekkel kapcsolódnak össze

3.120. ábra. Osztott szelvényű rudak 3.117. ábra. Osztott szelvényű rúd, elemei között lemezvastagságnyi hézaggal


151. oldal

3.122. ábra. Hevederekkel kapcsolt rúd vázlata

3.121. ábra. Nyíróerő

IV. Több elemből álló rudat, amelynek elemeit egymással rácsozással, vagy hevederekkel kapcsolták össze (3.119. ábra), osztott szelvényű rúdként, a következő módon kell számítani. Az x-x anyagi tengelyre (3.120. ábra) merőleges kihajlás szempontjából a rudat egyszelvényűnek kell tekinteni,

3.123. ábra. T elem

Ez a hatás tömör szelvényű rudaknál elhanyagolhatóan kicsiny. Ha azonban a rúd osztott szelvényű, akkor a nyíróerő hatását már nem lehet elhanyagolni. Az MSZ 9749-69 szabvány a nyíróerő nagyságát a rúd S max =

Aσ m

ω

m teherbírásának p%-

lx ; Az y-y szabad tengelyre merőlegesen egy ában adja meg a li függvényben, éspedig 2400 ix λi 2 2 − 1, 6 , ideális karcsúsági tényezővel kell számítani, amelynek daN/cm <=sF<3400 daN/cm esetén p % = 20

λx =

értéke

m λi = λ + λz2 , 2 2 y

sF = 3400 daN/cm2 esetén p % =

λi

16

− 1, 6 , azonban p

nem lehet kisebb 2%-nál. Az osztott szelvényű rúd kötőelemeit, tehát az egész rúd karcsúsági tényezője hevedereit és rácsrúdjait, valamint ezen kötőelemek ahol λ y = iy bekötését a kihajlás pillanatában a rúd végén fellépő S kihajly lási hosszal y-y szabad tengelyre S Tmax = p max nyíróerőre kell méretezni, és az ilyen vonatkoztatott inerciasugárral. 100 m az egyes rúdelemek száma (a 3.120. ábra d és e jelű szelvényeinél az y-y főtengelyre merőleges alapon számított feszültség nem haladhat ja meg a sm kihajláskor a kötőelemek nincsenek igénybe véve, feszültséget. Hevederezés esetén a nyomott rúd két felével együtt ezért két-két rúdlemez közös szelvénynek számítható, kerettartót alkot (ún. Vierendeel-tartó). E kerettartók m = 2). l z egy rúdelem karcsúsági tényezője lz kihajlási közelítő erőjátékához hasonlóan itt is csuklókat hosszal, saját legkisebb inerciasugárral számítva. Az képzelhetünk a rúdszakaszok felezőpontjaiba (3.122. nem lehet nagyobb 50-nél, és minden esetben ábra). Az oszlop egy T alakú elemét a 3.123. ábrán külön vázolva, a nyíróerőt a két féloszlop között kisebbnek kell lennie, mint 0,8 ly. egyenlően megosztva, az elem egyensúlya alapján Egyebekben a méretezés további menete olyan, számítható a hevedereket hajlító és nyíró Q erő. mint az előbbi esetekben. l e T Osztott szelvényű rudak kötőelemeinek Q = lz ; Q = z T . e 2 2 méretezésekor abból indulunk ki, hogy a legnagyobb Ha kétsíkú a hevederezés, akkor az egy nyíróerőt mint a tartót egyenletesen terhelő erőt fogjuk fel. E nyíróerő annak következtében lép fel, hogy hevederlemezre ható erő Q lz kihajláskor megszűnik a rúd és erő tengelyének Q = = T. 1 párhuzamossága (3.121. ábra). 2 2e T = S sina

ly


152. oldal

Hajlításra egyidejűen igénybe vett nyomott rudak Külpontosan nyomott vagy nyomásra és hajlításra egyidejűen igénybe vett rúd elégítse ki az alábbi feltételeket:

⎛M M ⎞ S + 0,9 ⎜ x + y ⎟ ≤ σ m , ⎜ Kx K y ⎟ A ⎝ ⎠ M S M σ = + x + y ≤ σm A Kx K y

σ =ω

és

w, S és A azonos jelentésű, mint 3.5 2. szakaszban, Mx az x-x tengelyre ható nyomaték (N•cm), My az y-y tengelyre ható hajlítónyomaték (N•cm), Kx az x-x tengelyre vonatkoztatott teljes keresztmetszeti tényező (cm3), Ky az y-y tengelyre vonatkoztatott teljes keresztmetszeti tényező (cm3). A teljes Kx és Ky helyett a szegecslevonásokkal gyengített hasznos Kxh és Kyh-val számolunk akkor, ha

⎛M M ⎞ <⎜ x + y ⎟ A ⎜⎝ K xh K yh ⎟⎠

ωS

3.54. Hajlított tartók méretezése

3.124. ábra. Tömör hajlított tartószelvények 1 - hengerelt tartó; 2 - szegecselt tartó; 3 hegesztett tartó

3.125. ábra. Szegecselt tartó jelölései igénybe vett tartók hasznos keresztmetszeti tényezőjének megállapításakor a húzott részbe eső szegecs és csavarlyuk felületét le kell vonni a teljes keresztmetszet felületéből. Szegecselt tartók övfelületéből az öv szögacélok vízszintes szárába és az övlemezekbe kerülő lyukak felületét vonjuk le, a gerinclemezből pedig a merőleges keresztmetszet húzott részébe kerülő összes lyukak felületét. A lyuklevonásokat és a hasznos keresztmetszeti tényezőket a teljes keresztmetszet súlyvonalára kell vonatkoztatni. Ha nagyobb terhelés miatt hengerelt szelvény már nem felel meg, vagy kedvezőbb anyagkihasználást kívánunk elérni, hegesztett vagy szegecselt tömör gerinclemezes tartót alkalmazunk. Tervezéskor legfontosabb e tartó magasságának megállapítása. Minél magasabb a tartó, annál gyengébb övre van szükség adott hajlítónyomaték felvételére. A tartó magasságának növelésével együtt nő a gerinclemez horpadásának veszélye, és csökken a lehajlása. A gerinclemez magasságát (H) (3.125. ábra)

Acélszerkezetekben leggyakrabban hajlított tartót kell méreteznünk. A hajlított tartó lehet tömör vagy rácsos. A tömör tartó (3.124. ábra) hengerelt, szegecselt, illetve hegesztett gerinclemezes tartó lehet. ló anyagkihasználás céljából az anyag zömét a súlyponttói távol, a két övbe sűrítjük. Az öveket gerinclemezzel fogjuk össze. A rácsos tartó húzott és nyomott rudakból áll. A hajlított tartó méretezésekor a tartót szilárdság, alakváltozás és stabilitás szempontjából vizsgáljuk. A szilárdsági vizsgálatot el kell végezni a tartó legjobban igénybe vett keresztmetszetein, és a keletkező feszültség nem lépheti túl az anyagra jellemző megengedett feszültséget. A hajlított tartóra l l ⎛ l ⎞ általában nyíróerő is hat, ezért a szilárdsági előzetesen H= (mm), a ⎜ ⎟ -re vizsgálatnak ki kell térnie esetenként a nyíró erő 10 13 ⎝ 15 ⎠ vizsgálatára is. E vizsgálattal később foglalkozunk. H Szelvényválasztáskor lehetőleg hengerelt tartót gerinclemez vastagságát pedig vg = 8 + 2i -re 1000 választunk. Előnye, hogy hengerműből készen kapjuk, és így kevés további megmunkálást igényel. (mm) vesszük fel. Az övszögacél szára H A megfelelő méret a szükséges keresztmetszeti bmin = + 60 (mm), az övlemez szélessege tényező alapján a szelvénytáblázatból kiválasztható és 40 lehajlásra ellenőrizendő. A hengerelt tartó ⎛H ⎞ gerincvastagsága viszonylag nagy, ezért a nyírás és S min = vg + 2 ⎜ + 60 ⎟ + 10 ( mm ) . ⎝ 40 ⎠ horpadás vizsgálata elmaradhat. A hajlításra

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Lemezterv Nagyobb acélszerkezeteknél jelentős anyagmegtakarítás érhető el, ha a tartószelvény a tartó teljes hosszán nem állandó, hanem a nagyobb nyomatékkal terhelt keresztmetszetek teherbíróbbak a kisebb nyomatékkal terhelteknél. Tömör gerinclemezes tartóknál ez a szelvényváltoztatás könnyen elérhető az övlemezek vastagságának változtatásával, melyet ún. lemezterven állapítunk meg. Kéttámaszú hajlított tartó méretezéséhez nyugvó terhelés esetén a nyomatéki ábra, mozgó terhelés esetén pedig a legnagyobb nyomatékok ábrája áll rendelkezésre. A méretezés menete a következő (3.126. ábra). Először megállapítjuk a legnagyobb nyomatékhoz tartozó szükséges keresztmetszeti tényezőt:

K sz =

M max

σm

.

153. oldal

Ezek felhasználásával az ábrán látható módon a nyomatéki ábrát lépcsős ábrával burkoljuk úgy, hogy az a méret két szegecsosztásnyi távolság legyen. A lépcsős ábra vízszintes szakaszainak hossza adja meg, hogy mely szakaszon kell egy, két vagy három övlemezt alkalmazni. Gerinc- és övlemez összekötése A hegesztett tartó a gerinc- és övlemezeinek összehegesztésével egyetlen összefüggő egészként kell hogy működjék. A gerinc- és övlemezt összekapcsoló nyakvarratnak kell az együttműködést biztosítania. Szegecselt tartó esetén az övszögacélok elcsúszását a gerinclemezhez képest a vízszintes tengelyű szegecsek, az övlemez elcsúszását a szögacélokon a függőleges tengelyű szegecsek akadályozzák meg. A szegecsek, illetve nyakvarratok által átvitt ún. tolóerőnek a kiszámítása az alábbiak szerint történik. A 3.127. ábrán feltüntetett, az y-y tengelyre szim-

Ezután olyan szelvényt választunk, amelynek keresztmetszeti tényezője például három övlemez alkalmazása esetén K3 ≥ Ksz . Meghatározzuk a választott szelvény keresztmetszeti tényezőjét övlemez nélkül, egy, illetve két övlemez esetében (K0, K1 K2). Az ábrán látható módon az ag segédvonalra megfelelő léptékben felmérjük K0, K1, K2, Ksz, K3 értékeit, majd Mmax végpontjából vízszintest húzunk az ab függőlegesig, s a d metszéspontot összekötjük az ab egyenesen levő Ksz ponttal. Ezután K0, K1, K2, K3 3.127. ábra. Tolóerő pontokból a dKsz egyenessel párhuzamosokat húzunk, melyeknek az ab függőlegessel való metrikus keresztmetszetű rúd Dz hosszúságú metszéspontjaiból a nyomatéki ábrát metsző szakaszán vizsgáljuk a keresztmetszet súlypontjától y vízszinteseket húzunk. távolságban levő 2xDz hosszmetszet mentén fellépő D belső erő nagyságát. A D erő természetesen a hosszmetszet felett levő keresztmetszet egyes pontjaihoz tartozó (J feszültségeknek a hosszmetszet felett levő A keresztmetszeti felületre kiterjesztett integráljával egyen1ő:

D=

M

∫ σ dA, de a hajlításból σ = I

( A)

η

x

e

vagyis D =

M M η dA = S x , ∫ Ix y Ix

ahol Sx, az A keresztmetszet-részletnek az elsőrendű (statikai) nyomatéka az x-x tengelyre. Ugyanígy 3.126. ábra. Lemezterv

D + ∆D =

M + ∆M Sx Ix

és ∆D =

∆M Sx . Ix


154. oldal

A megengedett legnagyobb szegecsosztás tehát a Ez a DD erőváltozás a Dz hosszúságú rúdelemre vonatkozik, a rúd 1 cm-nyi hosszúságára vonatkozó függőleges tengelyű övszegecseknél 2 Fö I x erő tehát

∆D ∆M S x T1 = = ∆z ∆z I x

Végül

dM ⎛ ∆M ⎞ = =V ⎜ ⎟ ⎝ ∆z ⎠ ∆z →0 dz

( kN/cm ) .

Sx Ix

( kN/cm ) .

Szegecselt tartónál az elcsúszni igyekvő övlemezek megtartásához alkalmazott függőleges tengelyű szegecsek osztása tö (cm). Egy övszegecs által átvehető erő Fö Figyelembe véve, hogy egy keresztmetszetben két övszegecs van (3.128. ábra), az egy övszegecsosztásra eső tolóerő

Tö = V

S1 tö = 2 Fö Ix

ahol S1 = Aövys1 (cm3) az övlemezek keresztmetszetének statikai nyomatéka az x-x tengelyre, Ix az egész szelvény tehetetlenségi nyomatéka az x-x tengelyre. Hasonlóan, ha a gerinclemez és övszögacél összekötésénél (3.129. ábra) alkalmazott vízszintes tengelyű szegecsek osztása tg, az egy szegecs által átvihető erő Fg, az egy gerincszegecsosztásra eső tolóerő

Tg = V

S2 t g = Fg . Ig

Vmax S1

,

a vízszintes tengelyű szegecseknél

tg =

(nyíróerő), amely

érték behelyettesítésével

T1 = V

tö =

Fg I x Vmax S2

.

A két érték közül a kisebbik a mértékadó, és azt alkalmazzuk mindkét szögacélszárnál váltakozva az egész szakaszon. Ha a számítás 6d-nél nagyobb szegecsosztást eredményezne, akkor a szegecsosztás 6d legyen. Sx és Ix számításánál szegecsgyengítést nem veszünk figyelembe. Ha a darusín közvetlenül fekszik fel a hajlított tartóra, meg kell vizsgálni a szegecsek igénybevételét a közvetlen koncentrált terhelés hatása alatt. A szegecsekben keletkező nyírófeszültség ilyen esetben

τ = τ 12 + τ 22 képlettel számítható. t1 az eredő erőből keletkező nyírófeszültség (N/mm2) t2 a koncentrált erőből erre merőlegesen fellépő nyírófeszültség (N/mm2). A koncentrált erő eloszlási hosszát a 3.130. ábra szerint kell felvenni. Hegesztett tartónál (3.131. ábra) a nyírófeszültségek meghatározása ugyanúgy történik, mint szegecselt tartó esetében. Az övszegecselés szerepét a nyakvarrat tölti be. A nyakvarratot kell tehát nyírásra megvizsgálni.

S2 az övlemez és övszögacél keresztmetszetek (3.129. ábrán sraffozott terület) statikai nyomatéka az x-x tengelyre .

3.130. ábra: Kerékterhelés eloszlása 3.128. ábra_ Szegecselt övlemez

3./29. áblra. Szegecselt övlemez övszögacéllal

3.131. ábra. Hegesztett övlemez


155. oldal

Horpadás A gerinclemez nagy területén keletkeznek nyomófeszültségek, amelyek a nyomott öv szélén a tartó tengelyével párhuzamosak. A nyomófeszültségek bizonyos kritikus értéket elérve, a vékony gerinclemeznek síkjára merőleges, hirtelen bekövetkező kihajlását idézik elő, amelyet horpadásnak nevezünk. A horpadás elméletével itt nem foglalkozunk, csupán a daruk acélszerkezetének tervezéséhez kiadott szabvány erre vonatkozó előírásait kivonatosan ismertetjük. Hajlításra igénybe vett gerinclemezes tartót meg kell vizsgálni a horpadás elleni biztonság szempontjából is. A horpadási veszély felléphet a gerinclemezben nyírás (t), hajlítás (sx) vagy a közvetlen keréknyomás (sy), ezek kombinációja vagy együttes hatása folytán; övlemezekben túlnyomóan a hajlításból származó normálfeszültség (sx) hatására. Horpadás ellen a gerinc- és övlemezt hossz- és keresztirányú bordák, merevítések, diafragmák biztosítják, amelyeket a lemezek derékszögű négyszög alakú mezőkre osztják (3.132., 3.133. és 3.134. ábra). A vizsgálat során ezeknek az önálló lemezmezőknek a biztonságát kell igazolni. A horpadással szembeni biztonság a kritikus feszültség (sök) és a tényleges feszültségek (t, sx sy) függvénye. A biztonságot általában csak fő- és összterhelésre kell kimutatni. A horpadás elleni biztonságot nem kell kimutatni: sF ~ 240 NJmm2 és túlnyomóan nyíró igénybevétel esetén, ha

b ≤ 80 (3.132. ábra). v v

sF~240 N/mm2 és túlnyomóan hajlító igénybevétel esetén, de csak akkor, ha a szélső szálakban keletkező feszültségek egyenlőek, de ellenkező előjelűek (y = -1), és ha -

b ≤ 150 (3.132. ábra). v

3.132. ábra. Gerinclemezes tartó hosszmerevítés nélkül

13.133. ábra. Gerinclemezes tartó hosszmerevítéssel

3.134. ábra. Horpadási feszültségek Tiszta normálfeszültség esetén a horpadást előidéző kritikus feszültség értéke ks

σ k = kσ σ E . σ részben Ψ = 2 viszonytól, részben az a σ1

viszonytól függő tényező, amelynek értéke a 34. táblázatból nyerhető.

A kritikus feszültségek meghatározása Nyírerő és normálfeszültség egyidejű fellépése Tiszta nyírófeszültség esetén a horpadást előidéző esetén az összetett kritikus feszültség a következő kritikus feszültség értéke képletből számítható: tk = ktsE' 2 2

⎛v⎞ ahol σ E = 1850000 ⎜ ⎟ ⎝b⎠

2

( kp/cm2 »daN/cm2 )

σ ök =

σ 1 + 3τ

2

⎛ 3 − Ψ σ1 ⎞ ⎛ τ ⎞ 1 + Ψ σ1 + ⎜ ⎟ +⎜ ⎟ 4 σk ⎝ 4 σ2 ⎠ ⎝τk ⎠

2

,

vagyis egy b kihajlási hosszúságú. 1 cm széles gerinclemez Euler-féle törőszilárdsága, kt pedig egy amely leggyakrabban előforduló Y=-1 esetben az a=a/b viszonytól függő tényező, amely a 34. következő egyszerűbb alakba megy át: táblázatból vehető.



Az igénybevét el neme

Horpadási kritikus feszültség

Centrikus nyomás vagy excentrikus nyomás mindkét szélső szálban nyomással 0<=y<=1 3.109/a ábra

Horpadási tényezők (MSZ 9749-69 szerint) Excentrikus nyomás egyik Hajlítás vagy szélső szálban húzással excentrikus húzás egyik szélső szálban (-1)
3.109/d ábra

3.109/c ábra

3.109/b ábra

σ k = kσ σ E α ≥ 1 esetén kσ =

α ≥ 2 / 3 esetén

2

8, 4

ψ + 1,1

( )

kσ = α +

τ k = kτ σ E

α ≥ 1 esetén

α < 1 esetén

Horpadási tényező

Tiszta nyírás

1

α

kσ = 10ψ − 6, 2ψ + 7, 64

kσ = 23, 9

1 > α ≥ 2 / 3 esetén

α < 2 / 3 esetén

2

kσ = 10ψ − 13, 9ψ + 1, 91i 2

i

2,1

ψ + 1,1

⎡1 + ψ i ⎣⎢ α 2

(

+ α

2

kσ = 15, 87 +

⎤ + 2 ) (1 + ψ ) ⎦⎥

α ≥ 1 esetén kτ = 5, 34 +

1, 87

α

2

4, 00

α

2

α < 1 esetén + 8, 6α

2

kτ = 4, 00 +

5, 34

α

2

α < 2 / 3 esetén 2

2

kσ = 10ψ − 8, 60ψα − −5, 87ψ + 1, 91i i

⎡ 1 + 0, 02ψ ⎢⎣ α 2

(

+ α +2 2

σ 12 + 3τ 2 2

⎛ σ1 ⎞ ⎛ τ1 ⎞ ⎜ ⎟ +⎜ ⎟ ⎝ σk ⎠ ⎝τk ⎠

2

) (1 + ψ )⎤⎥ ⎦

normálfeszültség esetében a következő egyszerű alakba megy át:

vk =

σ τ , illetve v = k . τk σ1

s1 a nyomott szélső szál normálfeszültsége, Ha 0,8 sF ≤ sök ≤ sF akkor (kp/cm2~daN/cm2),

τ=

Q kp/cm 2 ≈ daN/cm 2 ) az eredő erő osztva ( bv

v=

0,5σ ök + 0, 4σ F

σ 12 + 3τ 2 0,9σ F

.

a gerinclemez kereszmetszeti felületével. Amikor a nyomott sáv magassága bny<0,5b, az a Ha sök>sF akkor v = . 2 2 σ τ + 3 1 oldalviszony, valamint sE számításakor b helyett A szükséges biztonság gerinclemezre övlemezre bi=0,5b+nny ideális értékkel kell számolni. főterhelés esetén 1,35 1,50 A s és t feszültségeket a vizsgált mező határain összterhelés esetén 1,25 1,35 fellépő mértékadó igénybevételek középértékeiből rendkívüli terhelésnél 1,15 1,25 kell számítani. A mértékadó igénybevételeket, ill. a maximális feszültségeket a terhelési esetek szerint A merevítés ellenőrzése határozzuk meg. A horpadás elleni biztonság, ha sök<0,8sF, A gerinc- és övlemezeket merevítő hossz- és σ ök keresztirányú bordákat, diafragmákat ellenőrizni kell, v= . 2 2 hogy horpadás meggátlása szempontjából kellő σ 1 + 3τ merevséggel rendelkeznek-e. Ez a képlet túlnyomóan nyírás, illetve túlnyomóan,

Greschik Gyula: Anyagmozgató gépek Tankönyvkiadó, Budapest, 1981 Kibicsaklás A gerinclemez síkjában hajlított tartó, ha a hajlítás okozta feszültség egy bizonyos kritikus értéket elér, oldalirányban kihajlik, egyidejűleg hossztengelye körül elcsavarodik, azaz kibicsaklik. A kibicsaklás elleni biztonságot számítással ellenőrizni kell. A szükséges biztonság értéke azonos a horpadás ellen az övlemezre előírtakkal (lásd fentebb). Gerinclemezes hegesztett vagy szegecselt tartók esetén a nyomott övet akkor kell ellenőrizni kibicsaklásra, ha

s≤

a . 10

s a nyomott öv övlemezének szélességét, a pedig a nyomott öv megfogási pontjainak (szél rács, csomópont, kereszttartó) távolságát jelenti-

157. oldal

megfogási pontokból számított λ y =

a :- karcsúsági iy

tényezőhöz tartozó w értékkel kell a nyomófeszültséget számítani, amely nem haladhatja meg a 23. táblázatban megadott értékeket. Ha a tartó egyidejűleg oldalirányú hajlításra is igénybe van véve, akkor a kihajlási tényezővel szorzott nyomásból és az oldalirányú hajlításból számított feszültségek összege legfeljebb 15 %-kal haladhat ja meg a megengedett feszültséget. Melegen hengerelt 1 tartók kibicsaklási vizsgálatát lásd még [32]. Rácsos tartók méretezése

A daruk acélszerkezetei lehetnek rácsos szerkezetek. Előnye a rácsos tartónak a tömegéhez Az ellenőrzést a következőképpen lehet végezni: viszonyított nagy merevsége, továbbá könnyű szerelhetősége. Kiszámít juk a nyomóerőt A rácsos tartó húzott és nyomott rudakból áll. M S Rúderőinek meghatározási módjával a 3.44. NM = x x , Ix fejezetben, a rudak méretezésével a 3.5ben már Sx a nyomott övszelvény statikai nyomatéka az x-x foglalkoztunk, a továbbiakban csak a rácsos főtartó hajlításra is igénybe vett övrúdméretezésével súlyvonalra (cm3), Ix az egész övszelvény másodrendű nyomatéka foglalkozunk. (cm4). Hajlított övrúd ellenőrző számítása Szegecselt tartók esetén a nyomott övszelvény az övlemezek, övszögacélok és az utóbbiak által fedett Rácsos főtartók felső övét, ha a darusín közvetlenül gerinclemezrész gyengítetlen keresztmetszeti területe fekszik fel, a keréknyomásból származó hajlításra is (3.135. ábra). Hegesztett 1 szelvények esetén az övlemezt és a gerinclemez 6v magasságú részét kell méretezni kell. A felső öv többtámaszú tartóként beszámítani. E terület y tengelyre vett tehetetlenségi vizsgálandó. A tartó támaszpontjai, a csomópontok elmozdulnak, a tartóban keletkező nyomatékok sugarából és a nehezen számíthatók. A hajlítónyomatékok értéke pontosabb számítás helyett közelítő képletek útján határozható meg. Ha a tartót két, egymással közel egyenlő nagy (pl. futómacska-) keréknyomás terheli, akkor a legnagyobb hajlítónyomaték két csomópont között

M 0 = ξ 0 Fc;

hajlítónyomaték a csomópontok függőlegesében

M 1 = ξ1 Fc.

3.135. ábra. A nyomott öv szelvénye

F a mértékadó keréknyomás, c a terhelt öv csomópontjainak egymástól való távolsága, x0 és x1 értékeit a 35. táblázat tartalmazza. A táblázatban a a két kerék egymástól való távolságát jelenti.



x0 és xl tényezők értékei (MSZ 9749-69 szerint) a/c 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 és nagyobb

Nyomaték két csomópoint között x0 Mértékadó kerékállás 0,35 0,30 0,27 0,24 0,22

2 kerék egy mezőben

0,20

1 kerék egy mezőben

Nyomaték a csomopontokon x1 Mértékadó kerékállás -0,17 -0,16 2 kerék egy mezőben -0,15 -0,14 -0,15 -0,16 -0,16 -0,16 1-1 kerék a csomóponttói -0,16 jobbra és balra levő mezőben -0,15 -0,14 -0,13 -0,12 -0,10 -0,08

1 kerék

3. AZ ANYAG MOZGATÓ GÉPEK KISEBB SZERKEZETI EGYSÉGEI

Recommend Documents