Čestné prohlášení. strana 5 ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ

Čestné prohlášení

strana 5

ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ Prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval samostatně, na základě uvedené literatury a za pomoci vedoucího diplomové práce Ing. Jana Brandejse, CSc.

V Brně, dne 14.5.2005

…………………………………..….. podpis

5

6

Poděkovaní

strana 7

PODĚKOVÁNÍ Na tomto místě bych chtěl poděkovat svému vedoucímu diplomové práce Ing. Janu Brandejsovi, CSc. za cenné rady a připomínky. Také bych rád poděkoval svým rodičům za trvalou podporu. A v neposlední řadě mým kamarádům, kteří mi během studia pomáhali.

7

8

Anotace

strana 9

ANOTACE Předmětem této diplomové práce je návrh konstrukce dvojitého hradítka pro regulaci vodní hladiny v betonovém kanále odtoku kalové nádrže. Hradítko musí splňovat příslušné funkční požadavky. Důraz je kladen na optimalizaci a pevnostní výpočty pohyblivých stěn, a to jak pomocí MKP, tak i analyticky. Dále je v diplomové práci řešena otázka utěsnění, pohonů, ukotvení a celkové konstrukce rámu hradítka.

ANNOTATION The subject of this diploma project is the design of the double wall sliding gate for water level regulation in concrete cannal of the sild pond’s outlet. Sliding gate must accomplish appropriate functional requirements. The emphasis is given to the optimalization and strength calculations of the movable walls. These calculations are made by both FEM software and analytic way. Further questions of sealing, actuations, fixing and overall sliding gate’s frame design are solved in this diploma project.

9

10

Obsah

strana 11

OBSAH

OBSAH.......................................................................................................................11 POUŽITÉ VELIČINY................................................................................................12 1 ÚVOD.................................................................................................................13 1.1 Popis problému ...........................................................................................13 2 SOUČASNĚ VYRÁBĚNÁ HRADÍTKA ..........................................................14 2.1 Internetové zdroje .......................................................................................14 2.2 Různé druhy vodní regulace .......................................................................14 2.2.1 Hradítko firmy Sistag - Penstock / Weir Gate Type 4........................14 2.2.2 Stavidla firmy Armtec ........................................................................15 2.2.3 Hráz Bascule® firmy Rodney Hunt Company pro přepad vody........16 2.2.4 Vakový jez..........................................................................................16 3 VLASTNÍ ŘEŠENÍ KONSTUKCE DVOJITÉHO HRADÍTKA......................17 3.1 Hrubý návrh konstrukce .............................................................................17 3.2 Vhodné konstrukční materiály....................................................................18 3.2.1 Posuvné stěny a rám ...........................................................................18 3.2.2 Kluzné profily.....................................................................................19 3.3 Kluzné profily.............................................................................................20 3.4 Rám hradítka ..............................................................................................21 3.5 Těsnění .......................................................................................................22 3.5.1 Používané druhy těsnění.....................................................................22 3.5.2 Vlastní řešení těsnění..........................................................................24 3.6 Pohony pohyblivých stěn ...........................................................................25 3.6.1 Zatížení pohonů stěn...........................................................................25 3.6.2 Používané pohony pohyblivých stěn ..................................................27 3.6.3 Vlastní konstrukce pohonu .................................................................31 3.6.4 Pevnostní kontrola horního nosníku pohonů ......................................33 3.7 Posuvné stěny .............................................................................................33 3.7.1 Stanovení zátěžových parametrů ........................................................33 3.7.2 Pevnostní výpočty pomocí metody konečných prvků - MKP............35 3.7.3 Varianty vyztužení spodní stěny a její optimalizace ..........................37 3.7.4 Vyztužení horní stěny.........................................................................42 3.7.5 Analytické řešení stěny.......................................................................43 4 ZÁVĚR...............................................................................................................51 5 SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY ................................................................52 6 PŘÍLOHY...........................................................................................................53

11

strana 12

Použité veličiny

POUŽITÉ VELIČINY Označení: Re Rm

Jednotka: [MPa] [MPa]

Stručný popis: Mez kluzu materiálu Mez pevnosti materiálu v tahu

FC

[N]

Celkové zatížení při pohybu stěny vzhůru

FC’ FG FT FK

[N] [N] [N] [N]

Celkové zatížení při pohybu stěny dolů Gravitační síla na stěnu Třecí síla působící proti pohybu stěny Odporová síla kapaliny proti pohybu stěny

FA

[N]

Reakční síla od zrychlení

mS g FN f

[kg] [m.s-2] [N] [-]

FGP

[N]

Výsledná gravitační síla na oba pohony stěn

mTMP mV H FH

[kg] [kg] [kg] [N]

Hmotnost jednoho pohonu TMP32 Přídavná hmotnost na 100mm zdvihu navíc Hmotnost jednoho elektromotoru Výsledná maximální zátěžná síla na polovinu nosníku

Hmotnost stěny Gravitační zrychlení Normálová síla od kapaliny na stěnu Koeficient tření mezi stěnou a kluzným profilem

p

[N.m-2]

Hydrostatický tlak

h ρV σmax

[m] [kg.m-3] [MPa]

Výška vodního sloupce Hustota vody Maximální „von Misses“ napětí ve stěně

dT

[mm]

Maximální deformace stěny v oblasti hlavního těsnění

σX MOY JY z

[MPa] [N.m] [mm4] [mm]

Napětí v materiálu stěny ve směru osy x Ohybový moment ve směru osy y Centrální kvadratický moment ve směru osy y z-ová vzdálenost počítaného bodu stěny od jejího těžiště

zT

[mm]

z-ová souřadnice těžiště

-1

q bi, hi lY T w

[N.m ] [mm] [m] [N] [mm]

Velikost liniové síly vody na stěnu Rozměry obdélníkové části Výška stěny Velikost smykové síly v materiálu Průhyb střednice stěny

E

[N.m-2]

Modul pružnosti materiálu

12

Obsah

1

strana 13

ÚVOD

1

1.1 Popis problému

1.1

Hradítko, jehož konstrukci a řešení jsem si vybral jako svou diplomovou práci je určeno pro využití k plné regulaci hladiny vody v kalových nádržích povrchových dolů. Hradítko by mělo umožňovat regulaci vody v zadaných výškách hladin. Maximální výška hladiny je 2400mm. Hladina se má regulovat do výšky 1400mm. Betonový kanál do kterého přijde hradítko zabudovat má rozměry 1000 x 2600mm. Tyto nejdůležitější rozměry pro následné řešení hradítka jsou znázorněny na obr. 1.1. Před výtokovým kanálem, kde bude upevněno hradítko (dále už jen kanál), je dle přiložené výkresové dokumentace, jež byla součástí zadání, umístěna prohlubeň pro usazovaní různých nečistot a kalů. Za ní, na svislé stěně bude ukotven do betonu rám hradítka. Kotvící prvky budou podle zadání vzdáleny 100mm od výtokového kanálu. Prohlubeň na kaly je 800mm dlouhá a ústí v česla, která zamezují přístupu větších nečistot z kalové nádrže. Hradítko je určeno pouze pro jednoúčelové použití. Nebude se proto vyrábět v hromadných sériích, ale pouze jako jeden kus. Tomu také bude odpovídat jeho konstrukce.

Obr. 1.1 Rozměry kanálu

Obr. 1.1 Části betonového kanálu

13

strana 14

Současně vyráběná hradítka

2

2

SOUČASNĚ VYRÁBĚNÁ HRADÍTKA

2.1

2.1 Internetové zdroje Zpočátku řešení diplomové práce jsem se snažil vyhledat co nejvíc informací o výrobcích hradítek a jiných regulačních prvků. Cílem bylo zjištění, zda se již podobné dvojité hradítko nevyrábí, a seznámení se s různými používanými druhy těsnění, pohonů a celých konstrukčních řešení různých druhů vodní regulace. Prvně jsem začal hledat různé výrobce a zdroje na internetu. Bohužel jsem nikde na internetu dvojité hradítko nenašel. Většinou se sériově vyrábí jednoduchá hradítka, pouze s jednou pohyblivou stěnou. Různých regulačních prvků pro regulaci vody v kanálech pro úpravu vody se ovšem vyrábí značné množství. O nich se zmíním až v kapitole 2.2. Tedy jsem se aspoň inspiroval. Mezi mé hlavní zdroje z internetu patřili webové stránky: Webové adresy výrobců hradítek: Bickel and Wolf http://www.bickelwolf.cz Sistag http://www.sistag.ch Rodney Hunt Company http://www.rodneyhunt.com Plasti-fab http://www.plasti-fab.com Armtec http://www.big-o.com Tab. 2.1 Webové stránky některých výrobců hradítek

2.2

2.2 Různé druhy vodní regulace Nyní bych uvedl pár příkladů různých řešení regulace vody, které jsou vyráběny výše uvedenými firmami (tab. 2.1). Informace jež k nim jsou uváděné jsou většinou pouze reklamního charakteru, tudíž z nich nelze vytěžit větší množství informací. Alespoň posloužily jako přehled o používaných konstrukcích různých vodních regulačních prvků.

2.2.1

2.2.1 Hradítko firmy Sistag - Penstock / Weir Gate Type 4 Typ 4 je typ navržený pro menší stavidla a má rám k zabetonování nebo přichycení ke zdi systémem hmoždinky - šrouby. Rám je z ohybného nerez plechu 1.4571 (Cr, Ni, Mo, Ti). Deska je vyztužená nerez rovněž z materiálu 1.4571 nebo CrNi 1.4306. Všechny vodící prvky jsou z umělé hmoty. • Výška do 1200 mm otvoru • Stavítko vedené v plném rozsahu zdvihu • Konstrukce z nerezu • Světelná délka až 1 500 mm • Těsnost v plném rozsahu zdvihu • Oboustranná těsnost • Pro 3 - nebo 4 - strannou těsnost • Těsnost lepší než DIN 19569 - 4

14


Obr. 2.1 Vedení stěny

Obr. 2.3 Hradítko firmy Sistag

2.2.2 Stavidla firmy Armtec Tyto stavidla mají poněkud jinak řešené těsnění než předchozí hradítko. Namísto profilových stranových „K“ těsnění (obr. 2.1) jsou tu použita „J“ těsnění. Stavidlo je podle firmy vhodné k použití v oblasti úpravy vody, vodních elektráren a zásobáren vody. Používá se plastových, či gumových těsnění jež musí být postupem času vyměňovány. Tyto stavidla splňují americké normy pro vodní stavby AWWA C501. Posuvná stěna je kompletně zpevněna horizontálními i vertikálními výztuhami a zajištěná pro upevnění kontrolní hřídele. Rám je vybaven teflonem potaženými vodícími profily a gumovým „J“ těsněním. K rámu jsou také připevněny kotvící prvky.

strana 15

Obr. 2.2 Dnové těsnění

Obr. 2.4 Konstrukce hradítka 2.2.2

Obr. 2.1 Hradítka firmy Armtec

15

strana 16


Na stavidlo je možno podle výrobce použít jeden z následujících materiálů. Uhlíková ocel s galvanizovaným povrchem pro lepší odolnost vůči korozi. Hliník. Nebo nerezovou ocel, která nejlépe odolává korozi. Konstrukce je zřetelná v příloze 1. 2.2.3

2.2.3

Hráz Bascule® firmy Rodney Hunt Company pro přepad vody

Obr. 2.2 Schématický nákres přepadové hráze firmy Rodney Hunt

Úplně odlišným řešením regulace vodní hladiny je přepadová hráz. Je to řešení pro spíše větší kanály. Tato hráz sama umožňuje regulaci výšky vodní hladiny, a to naklápěním velké hráze. Podle jejího úhlu se reguluje výška hladiny. V případě nahromadění ledu nebo velkých nečistot se hráz sníží, čímž se zvětší průtok a led může přepadnout hráz a odplout pryč. Poté se hráz opět zvedne. Základní konstrukce hráze Bascule je na obrázku níže. Celkový pohled je vidět na příloze 2. 2.2.4

2.2.4

Vakový jez

Obr. 2.3 Schéma vakového jezu

16

Tento typ tu uvádím pouze pro zajímavost. Na koruně nízkého betonového stupně je kovovou lištou upevněn přes celou šířku toku vak ze silné gumy vyztužené textilní tkaninou tak, že tvoří kapkovitý profil, který svou spodní stranou leží na betonové ploše. Vnitřní prostor vaku je vyplněn vodou. Tím způsobem se vak podle potřeby naplní nebo vyprázdní. Jeho naplněním na určitý objem lze velmi přesně regulovat jak výšku hladiny. Trvale vlhká guma má díky téměř konstantní teplotě velmi dobrou životnost. Bohužel přes veškeré technické výhody, které tento typ jezu, má je používán poměrně málo. Důvodem je jeho časté úmyslné poškozování.

Vlastní řešení konstrukce dvojitého hradítka

3

strana 17

VLASTNÍ ŘEŠENÍ KONSTUKCE DVOJITÉHO HRADÍTKA

3

Hradítko bude konstruováno pomocí tří systému CAD: Autodesk Inventor 8 – Pro konstrukci rámu, těsnění, pohonů a celkové sestavy. Při konstrukci bude většinou použito kótování parametry, jenž jsou linkovány na tabulku parametrů v externím souboru aplikace MS Excel - parametry.xls, TMP32.xls (viz příloha 3). Tento způsob je použit z důvodu snadné editovatelnosti jednotlivých rozměrů hradítka. Inventor při změně některého parametru jednotlivé součásti hradítka díky tomuto způsobu sám přepočítá a spravně vloží do celkové sestavy. Tento způsob vytváření modelů je ze začátku než si na něj uživatel zvykne zdlouhavý, ale vyplatí se při pozdějších změnách a optimalizaci. Inventor také použiji pro tvorbu pohledů výkresové dokumentace. SolidWorks 2004 + COSMOSWorks 2004 – pro MKP výpočty a optimalizaci AutoCAD 2004 – pro konečnou úpravu výkresové dokumentace Pro dodatečnou vizualizaci je použit především program 3D Studio MAX 5.

3.1 Hrubý návrh konstrukce

3.1

Pro mé zadání, požadované funkční vlastnosti a rozsah regulování hladiny je nevhodnější použít konstrukci, která se skládá ne z jedné, jak je použito v hradítcích firem Armtec a Sistag v kapitole 2.2, ale ze dvou posuvných stěn. Nicméně z konstrukce hradítek těchto dvou firem jsem vycházel. Spodní stěna, která je v pohledu přitékající vody vepředu. Pohybem vzhůru umožňuje rychlé a úplné vypuštění celé kalové nádrže. Horní stěna umožňuje plynulou regulaci vodní hladiny. Pro snižování hladiny zajíždí stěna dolů a voda přepadává přes ní. Na obou stěnách musí být také nějaký prvek pro uchycení hřídele, kterou se bude příslušná stěna ovládat. Obě stěny se musí pohybovat na sobě nezávisle, což mě nutí k použití dvou na sobě nezávisle ovládaných pohonů. Stěny se budou vertikálně pohybovat v kluzných vodících profilech, které budou na bočních krajích stěn. Tyto profily musí mít s použitým materiálem stěn nízký koeficient tření. Stěny jsou totiž zatíženy hydrostatickým tlakem od vody, což je tlačí na kluzné profily a při špatných kluzných podmínkách by mohla značně narůstat potřebná síla na vytažení jednotlivých stěn. Tyto profily budou přišroubovány k hlavnímu rámu celého hradítka a povedou celou jeho výškou. Rám hradítka bude svařen z nerezových plechů. V něm budou umístěny kluzné profily. V místě, kde se pohyblivé stěny překrývají, tedy asi ve výšce 1200 mm, bude mezi stěnami horizontální příčka. Tato příčka tam bude přivařena k rámu z důvodu připevnění těsnění. Nahoře budou oba postranní konce rámu spojeny příčným nosníkem. Ten ponese uprostřed dva pohony obou pohyblivých stěn. Pohyb stěn bude zajištěn pomocí ovládacích tyčí, které povedou k pohonům. K rámu budou také vepředu přivařeny obdélníkové plechy, které celý rám zakotví v kanále. Ve spodní části rámu bude ještě dnové těsnění. To zamezí nežádoucímu úniku vody pod spodní stěnou.

17

strana 18


To by bylo k hrubému návrhu konstrukce hradítka. V dalších kapitolách se budu zabývat bližší konstrukcí a optimalizací jednotlivých částí sestavy. K diplomové práci bude přiložen celkový výkres sestavy.

Obr. 3.1 Celkový vlastní návrh konstrukce (již konečná verze) 3.2

3.2 Vhodné konstrukční materiály Po určení hrubého návrhu konstrukce je nutné vybrat vhodné materiály pro jednotlivé části. Materiály je nutné volit vzhledem k jejich mechanickým vlastnostem, hmotnosti a ceně.

3.2.1

3.2.1 Posuvné stěny a rám Od použitého materiálu se odvíjí jednak mechanické vlastnosti stěn, jako je tuhost a pevnost, ale také hmotnost a výsledná cena. Různé druhy materiálů byly voleny z prodejních sortimentů českých dodavatelských firem. Pro zadané hradítko byla zvolena firma Italinox (www.italinox.cz). Má na svých internetových stránkách velice přehledně udělané tabulky nabízených materiálů i s dodávanými tloušťkami a rozměry, mechanickými a chemickými vlastnostmi. Pro zadané hradítko byl nakonec vybrán nerezový plech AISI 304 – ČSN 17 240 (DIN X5CrNi18-10). Tento plech je používán pro podobné aplikace i jinými firmami. Je to jeden z nejlevnějších nerezových plechů. Válcovaný pás za: studena tepla

Maximální tloušťka: 6 mm 12 mm

Tab. 3.1 Vyráběné druhy nerezových plechů AISI 304

18

Mez kluzu, Re 230 MPa 210 MPa

Pevnost v tahu, Rm 540-750 MPa 520-720 MPa


strana 19

Je to austenitická chromniklová ocel, která je z důvodu svého nízkého obsahu uhlíku po svařování odolná proti mezikrystalické korozi i bez dodatečné tepelné úpravy. Tato ocel je schválena pro teplotní namáhaní do 300°C. Při vyšších pracovních teplotách by se měla používat titanem stabilizovaná ocel AISI 321. Což u tohoto použití není samozřejmě potřeba. Svařitelnost elektrickým obloukem je dobrá při použití všech metod svařování. Nelze použít svařování plamenem. Ocel je dobře leštitelná a obzvlášť dobře tvárná hlubokým tažením, ohraňováním, zakružováním atd. Při obrábění je třeba z důvodu sklonu ke zpevňování za studena vždy pracovat s ostře nabroušenými nástroji z vysoce legované rychlořezné oceli nebo nástroji ze slinutých karbidů. Ocel je odolná proti vodě, vodní páře, vlhkosti vzduchu, jedlým kyselinám i slabým organickým a anorganickým kyselinám a má velmi rozličné možnosti použití jako např. v potravinářském průmyslu, při výrobě nápojů, v mlékárenském, pivovarnickém a vinařském průmyslu, ve farmaceutickém a kosmetickém průmyslu, při stavbě chemických přístrojů, v architektuře, v oblasti stavby motorových vozidel, pro předměty a přístroje pro domácnost, pro chirurgické nástroje, při stavbě výčepů a kuchyní, u sanitárních zařízení, pro šperky a umělecké předměty. Lze ji zakoupit v různých šířkách pásů (1000, 1250, 1500, 2000 mm) i tloušťkách (6, 9, 10, 11, 12 mm). 3.2.2 Kluzné profily V současné době vyráběná hradítka mají kluzné profily vyráběny ze dvou druhů materiálů. Z bronzu a z plastu. Kluzné profily většiny vyráběných hradítek jsou zhotoveny právě z plastu. Plastové kluzné profily jsou vyrobeny z vysocemolekulárního polyetylénu (UHMW-PE). Je to polyetylén s velmi vysokým polymeračním stupněm. Viskozimetricky stanovená molekulová hmotnost ( = molární hmotnost ) je mezi 3,9 a 10,5 milióny g/mol. Mezi vlastnosti materiálu patří: - velmi vysoká vrubová houževnatost - vysoká kapacita absorpce energie při vysokém stupni namáhání - velmi dobré kluzné vlastnosti - nenasákavost - vynikající odolnost proti opotřebení - nízký součinitel tepelných ztrát vzniklých třením - velmi dobrá chemická odolnost vůči kyselinám, zásadám a agresivním plynům - velká odolnost proti napěťovým trhlinám - protihlukové vlastnosti - široká škála použití díky rozměrové stabilitě při teplotách mezi 20 až + 90°C Obr. 3.2 Kluzné profily Konkrétní materiál byl zvolen po předchozí konzultaci s prodejním oddělením firmy Murtfeldt (www.murtfeldt.cz), která se výrobou vysocemolekulárního polyetylénu zabývá. Z jejich sortimentu byl pro toto použití doporučen materiál "S" 1000®. Tento materiál je výhodný i z hlediska ceny. Mechanické vlastnosti materiálu jsou uvedeny v tabulce 3.2.

19

3.2.2

strana 20


Charakteristické údaje

Materiál "S" 1000® zelený

jednotky

barva materiálu

zelený

-

měrná hmotnost

> 0,93

kg/dm3

střední molekulová hmotnost nasákavost:

ca. 5 . 106 < 0,1

g/mol %

mez kluzu

> 15

N/mm2

E modul (z tahové zkoušky) 950 vrubová houževnatost - Charpy > 80

N/mm2 kJ/m2

tvrdost vtiskem kuličky

38

N/mm2

tvrdost Shore D

61-63

º

Sand-Slurry-Test součinitel tření za sucha

125 +/-25 0,1-0,2

-

Tab. 3.2 Mechanické vlastnosti materiálu „S" 1000® zelený

3.3

3.3

Kluzné profily

Kluzné profily budou zhotoveny z již určeného materiálu UHMW-PE. Tvar těchto profilů je především dán tím, aby stěny kladly co nejmenší odpor při pohybu. Rozměry jsou do jisté míry určeny rozměry dodávaných polotovarů. Firma Murtfeldt dodá profily v rozměrech dle výkresové dokumentace i v menším množství. Jinak jsou standardně firmou dodávány tyče, kotouče a desky různých tloušťek z nichž by se museli mnou dané profily řezat. Jejich výška je dána rozsahem pohybu jednotlivých desek. Obě stěny se budou pohybovat v téměř celém rozsahu rámu, proto budou kluzné profily skoro po celé výšce hradítka. Kluzné profily budou bloky materiálu s profrézovanou drážkou v níž se bude pohybovat pohyblivá stěna. Tato stěna bude uložena v profilu s vůlí 1mm na každé straně (viz příloha 3). Tato vůle je zde z důvodu deformace stěny a jejího následného bezpečného pohybu, tj aby nezablokovala při deformaci stěny její pohyb. Kluzné profily jsou k rámu připevněny pomocí šroubových spojů. Díry pro tyto šrouby jsou vyvrtány v drážce. Šrouby nesmí zasahovat do prostoru drážky, aby nedošlo ke kolizi hlav šroubů se stěnou a proto jsou díry zahloubeny. K upevnění budou použity šrouby M6x25 ČSN EN 4762 s válcovou hlavou. Jeho výška hlavy je 4mm, šířka pružné podložky ČSN 02 1740, která je pod hlavou šroubu je 1,5mm. Konečný rozměr, který musí být zapuštěn do profilu, je tedy minimálně 5,5mm. Délka šroubu musí být taková, aby šroub nezasahoval po dotažení mimo rám do betonu. Vnější hrany kluzného profilu musí být z důvodu různých nerovnosti svárů na rámu zkoseny. Kluzné profily budou k rámu ještě přitmeleny, aby tím bylo zabráněno nežádoucímu průsaku vody pod nimi, čímž by se kapalina vyhnula hlavnímu těsnění. Pro tmelení jsem zvolil tmel Vulcompound A+B.

20


strana 21

kluzný profil příčka pro upevnění těsnění šroub M6x25 pohyblivá stěna Obr. 3.3 Upevnění kluzného profilu v rámu

Mezi příčkou rámu a stěnou bude umístěno hlavní těsnění. Vzdálenost příčky a stěny je určena rozměrem „kluz_těsnění“ (viz tabulka proměnných rozměrů v příloze 3) kluzného profilu. Do něj se musí vejít těsnění i s jeho upevněním k příčce rámu.

3.4 Rám hradítka

3.4

Rám hradítka bude zhotoven ze stejného materiálu jako posuvné stěny, tedy z nerezového plechu. Plech bude svařen do profilu písmene „E“. První varianta předpokládala vyrobit rám ohnutím do „U“ profilu. Tento způsob je ale nevhodný, neboť ohnout tlustý nerezový plech po délce 2,6 m je vcelku složité. V tomto profilu budou upevněny kluzné profily obou stěn a příčka, jež povede příčné těsnění. Horní nosník pohonů bude svařený „T“ profil ze stejných plechů tloušťky 10mm jako celý rám. Dva vodorovné plechy nosníku ponesou dva prvky jimiž se připevní oba pohony k nosníku. Přivařená souvislá část o výšce 50mm (viz příloha 3, nosnik_z) celý nosník ponese a bude zabraňovat jeho průhybu.. Jeho dimenzování je závislé na výsledném zatížení nosníku od pohonů pohyblivých stěn. Proto bude jeho výpočet uveden následně po určení konstrukce pohonů a stěn. Po stranách nosníku a na rámu budou přivařeny 4 dílce, díky nimž bude nosník k celému rámu pomocí čtyř šroubů M12 přišroubován. Nosník by mohl být s celým rámem i svařen, jak jsem uvažoval v počátečních fázích práce, ale pak by nebylo možné později vyměnit kluzné profily nebo těsnění. Posuvné stěny a kluzné profily by totiž nešli bez rozřezání rámu vyndat.

21

strana 22


šroubový spoj nosníku a rámu

místo pro umístění pohonu stěn

kluzné profily

Obr. 3.4 Horní „T“ nosník přišroubovaný k rámu, s kluznými profily

Na rámu je také přivařeno několik kotvících prvků. Sváry rámu pod nimi budou obroušeny. Kotvící prvky budou vyrobeny ze stejného plechu jako celý rám, tudíž z 10mm silného nerezového plechu. 100mm od rámu budou vyvrtány v každém prvku díry o průměru 11mm pro kotvící šrouby do betonu. Celý rám bude v betonovém kanálu z důvodu zabránění úniku vody zatmelen. 3.5 3.5.1

3.5 Těsnění 3.5.1 Používané druhy těsnění Těsnost je jedna z nejdůležitějších charakteristik hradítka. Míra těsnosti se měří v objemu úniku kapaliny na časový úsek. Těsnost je také součástí různých národních norem jako je německá DIN 19569 - 4 nebo americká AWWA C501 (American Water Works Association - www.awwa.org). Průsak hradítka se určí až v praktickém použití a následně se zařadí do odpovídající třídy těsnosti (tab. 3.3).

1

Maximální míra průsaku čisté vody na metr těsnění l . s-1 . m-1 0,3 – 1,0

2

0,1 – 0,3

Hradidlový uzávěr

3

0,05 – 0,1

Vzdouvací klapka, stavidla

4

0,02 – 0,05

Šoupátka, hradítko

5

-0,02

Pro zvláštní použití

Třída těsnosti

Oblast použití u tlaku na čelní straně Hradidlo, rozvodní šoupátko

Tab. 3.3 Třídy těsnosti a jejich oblasti použití podle normy DIN 19569-4

Hradítka jsou ve většině případů těsněna gumovým nebo silikonovým těsněním. Konstrukce těsnění se odvíjí od toho, kolik stran kanálu se musí těsnit, je-li požadováno oboustranné těsnění, a v jakých podmínkách se bude hradítko používat. Těsnění se vyrábí v různých profilech a provedeních. Mezi nejčastěji používané profily patří:

22


strana 23

Obr. 3.5 Těsnění firmy Rodney Hunt

„J“ profil – Jednostranné těsnění. Tlak vody zdeformuje kruhovou část profilu a přitlačí ji ke stěně (viz hradítko firmy Armtec, či Rodney Hunt, obr. 3.5). „V“ profil – Jednostranné těsnění. Tlak vody tlačí zevnitř na volnou stěnu těsnění chlopeň, čímž těsnění rozevírá a tlačí ho ke stěně. Upevnění těsnění k rámu je řešeno pomocí plechu přišroubovaného k rámu. Plech lze přišroubovat mimo těsnění, na obr. 3.6 varianta a), čímž nedochází k provrtání těsnění, ale celkové těsnění zabírá více místa. Gumový profil je ještě výhodné k příčce rámu přilepit nějakým vodovzdorným lepidlem.

Obr. 3.6 Druhy připevnění „V“ profilu

„K“ profil – Oboustranné těsnění. Využívá tlaku vody k přitisknutí ke stěně z obou stran. Těsnění, hlavně příčná, jsou někdy opatřeny ještě škrabkami na nečistoty, viz obr. 3.7. Ty jsou řešeny jako přišroubované pásy plechu, které odstraňují přimrzlý led a různé nečistoty na stěně ještě než přijdou do styku s gumovým profilem těsnění a mohou ho poškodit.

Obr. 3.7 Škrabka

Dnové těsnění je řešeno buď jako součást stranového těsnění (obr. 3.8). Například ohnutím těsnícího pásu a pokračováním po dně. Nebo jako samostatné dnové těsnění. To se řeší buď jako gumové těsnění „J“ (obr. 3.9), nebo pomocí neoprenového bloku (obr. 3.10), jež je zasazen ve dně a spodní stěna se do něj zapichuje. Tento způsob je

23

strana 24


vhodný, neboť dnové těsnění může být zapuštěno ve dně kanálu, tudíž na nulové hladině. To umožňuje vypustit nádrž úplně a také volný průchod kalů a nečistot skrz hradítko pryč.

Obr. 3.8 3.5.2

Obr. 3.9

Obr. 3.10

3.5.2 Vlastní řešení těsnění Pro mé hradítko budou použity dva pásy gumového „V“ těsnění. Pro každou pohyblivou stěnu jeden. Každý je ohnut do písmene „U“. Poloměry v těchto ohybech musí být co největší. Při malém poloměru dochází u gumového profilu k deformacím a zvlněním, jež zhoršují těsnící vlastnosti. Proto jsou na rámu přivařeny ještě čtyři plechové trojúhelníky, které zvyšují plochu, na kterou se dá těsnění připevnit a tím zvětšují poloměr ohybu. Můj návrh těsnění neuvažuje s více hlavními těsněními vedle sebe. Neboť vnitřní těsnění, blíž středu hradítka, by stejně bylo ohnuté pod menším poloměrem a tím by jeho těsnící vlastnosti byly horší než u vnějšího těsnění. Dnové těsnění je z neoprenového bloku a spodní stěna se do něj bude zapichovat svou spodní zkosenou hranou. Výhody tohoto druhu těsnění dna jsou popsány v předcházející kapitole. Spodní hlavní těsnění (gumový profil) a dnové těsnění musí být nějak spojeny, aby mezi nimi nedocházelo k uniku kapaliny. Mé řešení tohoto spoje je znázorněno na obr. 3.12. V neoprenovém bloku na krajích jsou prohlubně, do nichž se hlavní těsnění na obou koncích zasune a zatmelí předem vybraným dvousložkovým tmelem Vulcompound A+B firmy Rema. Tímto tmelem se pro jistotu, z důvodu průsaku vody, přitmelí kluzné profily k rámu.

zatmelit

Obr. 3.11 Celkové řešení těsnění pohyblivých stěn

Obr. 3.12 Styk dnového a hlavního těsnění

Dnové těsnění je k rámu přišroubováno několika šrouby. Gumové profily jsou k rámu přitlačeny sadou 3mm tlustých plechů, jež jsou přišroubovány skrz těsnění k rámu – obr. 3.13. Nejprve se do rámu vyvrtají závity pro tyto šrouby, poté se přiloží těsnění a plechy, menším vrtákem se pak provrtá těsnění i plechy. Nakonec se předvrtaný plech vyvrtá na požadovaný průměr. Všechna těsnění jsou k rámu ještě

24


strana 25

přilepena vodotěsným lepidlem Cement SC-2000 s tvrdidlem UTR 20 firmy Rema. Před slepením se na kovový povrch ještě nanese podkladový nátěr Metal Primer PR200 stejné firmy. Plechový trojúhelník pro zvětšení možného poloměru zaoblení těsnění

Hlavní těsnění

Obr. 3.13 Upevnění hlavního těsnění k příčkám rámu

3.6

3.6

Pohony pohyblivých stěn

Pro správnou funkčnost hradítka je nutné stěnami pohybovat. Tento pohyb bude zajišťován dvěma pohony, které budou umístěny na horním nosníku. Pro výběr vhodného pohonu stěn pro mé hradítko je nutné nejprve určit nutný rozsah pohybu stěn, tedy zdvih, a zátěžnou sílu při pohybu. 3.6.1 Zatížení pohonů stěn Celkové zatížení pohonu FC při rovnoměrném pohybu vzhůru, kdy je zatížení nejvyšší, se skládá z gravitační síly FG působící na stěnu, třecí síly FT mezi stěnou a kluznými profily působící proti pohybu a odporovou silou kapaliny FK, která obtéká žebra stěny. Tato poslední složka se jako jediná nedá analyticky spočítat. Při nízkých rychlostech je také velmi malá a proto ji zanedbám. Při rovnoměrně zrychleném pohybu se k těmto složkám přidá ještě reakční síla FA od zrychlení. Zrychlení desky při startu pohonu ovšem neznám a počítat jej proto nebudu. FC = FG + FT + (FK + FA ) Gravitační síla FG kde:

FG mS g

FG = m S .g [N] …gravitační síla [kg] … hmotnost stěny, tato hmotnost je maximálně 120 kg [m.s-2] … gravitační zrychlení, g = 9,81 m.s-2 FG1 = m S .g = 120.9,81 = 11 77,2 N

25

3.6.1

strana 26


Třecí síla FT

kde:

FT FN f

FT = FN . f [N] [N] [-]

…třecí síla proti směru pohybu …normálová síla …koeficient tření mezi materiálem stěny a kluzného profilu

Základem tohoto výpočtu je určení normálové síly FN. Tato síla je způsobena výsledným tlakem od zadržované kapaliny. Výpočet provádím pro spodní stěnu. Koeficient tření materiálu kluzného profilu je 0,1 – 0,2. Tato hodnota je ovšem pro tření za sucha. Dá se uvažovat, že při ponoření do vody je koeficient nižší. Výpočty hodnot p2 a p3 jsou uvedeny v kapitole 3.7.1.

FN 1 = FN 1 FN 1

( p3 + p 2 )

.S S 2 (22 955 + 10 987 ) .1,22 = 2 = 20 704,62 N

FT 1 = FN . f FT 1 = 20 704,62.0,1 FT 1 = 2 070,46 N FC1 = 3 247,7 N kde:

p2, p3 [Pa] [m2] SS

…hydrostatické tlaky v krajích rozměrech stěn ...plocha stěny

Celková síla působící proti pohybu vzhůru je 3 247,7 N. Pohon se proto musí dimenzovat na tuto sílu. Pokud spodní stěna sjíždí dolů je pohon zatěžován maximálně silou FC1’: FC1 ' = FT 1 − FG1 FC1 ' = 893,26 N

Tato hodnota platí ovšem pouze pro krajní polohu stěny, kdy je celé stěna ponořena a je přitlačována maximální silou od kapaliny. Zátěžné síly pro horní stěnu se spočítá obdobným způsobem. Vypočtené hodnoty jsou potřeba pro následný pevnostní výpočet horního příčného nosníku pohonů v kapitole 3.6.4. Pro horní stěnu tudíž platí: FC 2 = FG1 + FT 1 = m S .g +

26

p1 11 986 .S S . f = 90.9,81 + .1,22.0,1 = 1 612,9 N 2 2


strana 27

3.6.2 Používané pohony pohyblivých stěn Pohyblivé stěny hradítek lze ovládat různými způsoby. Způsob ovládání je závislí na hmotnosti stěny, požadované rychlosti posuvu a výšce zdvihu stěny, možnosti připojení pohonu k tlakovému kompresoru či elektrickému zdroji nebo přístupu k ovládacímu kolu. Ovládat stěny lze automaticky pomocí čidel a programovatelných automatů nebo neautomaticky obsluhou. To vše závisí na použití hradítka. V této kapitole shrnu některé druhy pohonů stěn.

3.6.2.1 Ručně Stěna je ovládána silou obsluhy. Obsluha točí kolem či klikou. Ruční způsoby pohybu jsou ještě děleny podle převodu rotačního pohybu na pohyb přímočarý. Varianty s vodícím závitem Rotační pohyb kola je pomocí vodícího závitu převeden na pohyb přímočarý. Nutná síla k vyzvednutí stěny je zde mimo jiné závislá na průměru ovládacího kola a stoupání vodícího závitu.

Převod přímo hnacím kolem Nejjednodušším způsobem je přímý převod kolo – závitové vřeteno. Tento způsob je znázorněn na obr. 3.14. Ovládací kolo je opatřeno závitem a přímo, bez jakékoliv převodovky, převádí svůj pohyb na vřeteno. Pod kolem je vhodné použít axiální ložisko. Převod pomocí převodovky Na obr. 3.15 je znázorněna varianta firmy Fontana (www.fontana.cz) s označením STL 3–R, kdy je ruční kolo napojené pomocí vodorovné hřídele na kuželové převodovky. Převodový poměr těchto převodovek se vyrábí v široké škále, od 2,3:1 až po 48:1. Na jejích výstupní hřídele navazují vertikální závitová vřetena, zaústěná do matic umístěných na horní straně desky.

Obr. 3.14 Převod hnacím kolem

Obr. 3.15 Pohon pomocí kuželových převodovek

Varianta s ozubenými koly a hřebenem Rotační pohyb je pomocí ozubeného kola převeden na hřeben, který už je připevněn na samotnou posuvnou stěnu. Hřeben je buď ozubený nebo jsou to dva kovové pásy s řadou příček, jak je znázorněno na obr. 3.16.

27

3.6.2

3.6.2.1

strana 28


Obr. 3.16 Hradítka s hřebeny

Tyto způsoby ovládání jsou vhodné pro menší stavidla s občasnou změnou výšky hladiny v odlehlých místech, kde není dostupný elektrický proud. Výhodou je samozřejmě cena. Mezi nevýhody těchto způsobů patří mimo fyzické namáhavosti pro obsluhu také nízká rychlost pohybu stěn, nemožnost jakékoliv automatizace. 3.6.2.2

3.6.2.2 Hydraulicky Ovládání stěn pomocí hydraulických válců je oproti ručnímu ovládání rychlé, pohodlné a lze jej automatizovat. Jistou nevýhodou je nutnost tento pohon připojit k hydraulickému čerpadlu, což není vždy možné. U hydraulických válců je také nebezpečí úniku hydraulického oleje a následné znečištění vody. U těchto pohonů je vhodné použít čidla polohy stěny a momentálního tahu. To z důvodu bezpečnosti hradítka. Aby při neočekávané chybě, jako je třeba zablokování pohybu stěny, nedošlo k poškození některé části hradítka. Některé firmy dodávají své pneumatické pohony hradítek i s příslušným ovládacím panelem. Obr. 3.17 Hydraulický válec (pozice 3) lze umístit jak pod nosník pohonu jako je tomu na obrázku, tak nad nosník, čímž se zvýší možný zdvih stěny.

28


strana 29

3.6.2.3 Elektrickým pohonem Elektrické pohony hradítek se vyznačují vysokou flexibilitou a různorodostí konstrukcí a použití. Vyžadují ovšem samozřejmě přístup k elektrické energii. Mnoho těchto pohonů je vlastně nahrazení ručních kol a ovládacích klik elektromotorem. Ať je to způsob pomocí závitového vřetena s maticí, nebo pomocí ozubených kol s hřebeny, viz příloha 5. Pohyb posuvné stěny je často řešen pomocí elektrických lineárních motorů. Tyto pohony se vyrábějí v různých provedeních, od kterých se odvíjí vlastnosti pohonu, jako například síla, rychlost posuvů, rozsah pohybu a přesnost. Ozubeným hřebenem Jedním z výrobců je německá firma Hoerbiger-Origa (www.hoerbiger-origa.com), viz tabulka 3.4 elektrických lineárních pohonů. Pro moje hradítko je vhodným druhem poslední uvedený druh, tj. pohon s ozubeným řemenem pro velkou zátěž. Vyznačuje se velkým zdvihem (pro mé použití dostačuje 1000mm), dostatečnou zdvihovou silou a vysokou rychlostí pohybu výstupní konzole. Konstrukce

Pohon kuličkovým šroubem

Pohon s trapézovým závitem

Pohon ozubeným řemenem

S ozubeným řemenem pro velkou zátěž

Zdvih

Do 3200 mm

Do 3200 mm

Do 5000 mm

Do 7000 mm

Rychlost

Do 2,5 m/s

Do 0,15 m/s

Do 5 m/s

Do 10 m/s

Akční síla

Max. 1500 N

Max. 3300 N

Max. 425 N

Max. 3120 N

Přesnost

± 0,05 mm

± 0,5 mm

± 0,05 mm

± 0,05 mm

Motory

AC- servomotory, krokové motory 3-fázové, 2-fázové

Tab. 3.4 Elektrické lineární motory

K lineárním pohonům tohoto výrobce je nutno připojit ještě elektromotor. Výběr elektromotoru se provádí pomocí tabulek přiložených ke každému pohonu na webových stránkách výrobce. Výstupní hřídel motoru je spojena s lineárním motorem dutou vstupní hřídelí. Zde je planetová převodovka. Převod na lineární pohyb je způsoben ozubeným řemenem, který je připevněn na výstupní konzoly, která se pohybuje pomocí valivých elementů na jehlových ložiscích po vnitřní vodící kolejnici. Tato konzole je opatřena permanentními magnetem pro monitorování polohy konzole. Vnitřní stavba tohoto lineárního pohonu je zřetelná v příloze 4.

Obr. 3.18 S ozubeným řemenem

Nevýhodou použití tohoto pohonu je hlavně jeho cena. Cena bez jakéhokoliv příslušenství a motoru se pohybuje někde v rozmezí 40 – 90 tisíci korunami! Tyto pohony jsou určeny spíše aplikace vyžadující rychlé posuvy a hlavně přesný posuv.

29

3.6.2.3

strana 30


Šneková převodovka se závitovým vřetenem Jiným konstrukčním řešením jsou lineární šnekové pohony slovenské firmy MSS Moldava (www.rony-elektronik.cz).

Obr. 3.19 Pohon TMP

Jde o lineární šnekové převodovky TMP od zdvihové síly 5-100 kN. Princip pohonu spočívá v pohybu trapézového šroubu, který je upevněn na pohyblivé stěně, po matici umístěné ve šnekovém kole (viz obr. 3.20). Výhodou tohoto druhu pohonu je plná samosvornost. Díky tomu se při vypnutém motoru stěna hradítka nemůže vlastní vahou sjet sama od sebe dolů. To znamená, že se na motor, či ovládací hřídel, nemusí montovat žádný druh brzdy, který by pádu zabránila. Na výstupní šroub je možné namontovat různé přídavné adaptéry pro uchycení aktivního členu stroje.

Obr. 3.20 Vnitřní převod pohonu TMP

Dalším výrobcem podobných pohonů je italská firma Servomech (www.servomech.com). Jejich pohony opět využívají k převodu šnekovou převodovku se závitovým kolem. Jejich pohony jsou dodávány jak s motory, tak i s rozličným příslušenstvím, jako jsou bezpečnostní spojky, které zamezují zničení pohonu při jeho přetížení, ochranné manžety proti vniknutí nečistot, rotační a lineární čidla aktuální polohy a další. Na obr. 3.21 je znázorněna konstrukce tohoto pohonu. Horní polovina je typ ATL, což je právě převod přes trapézový šroub, spodní, typ BSA, je převod přes kuličkový šroub. Konstrukce těchto pohonů mému využití ovšem nevyhovuje. Na rozdíl od předešlých pohonů TMP je zde uchycení k pohyblivé tyči na straně ochranného válce, tudíž by ochranný válec musel být na hradítku směrem dolů, kde by překážel v pohybu. Obrázek pohonu je v příloze 6.

30


strana 31

Obr. 3.21 Vnitřní konstrukce pohonu firmy Servomech

3.6.3 Vlastní konstrukce pohonu Pro hradítko byl zvolen pohon TMP od firmy MSS Moldava. Pohony se vyrábí v různých rozměrech a výkonech (viz tabulka 3.5). TMP

Fmax Materiál (kN) skříně

Pohybový šroub (mm)

Převod i pro tvar

Vstupní Mk (Nm) tvar

Účinnost (%) tvar Zdvih (mm)

standard

typ L

standard typ L

standard typ L

základ max.

TMP25

5

AL leg.

Tr 18x4

4

16

0,04

0,03

32

26

125

700

TMP32

10

AL leg.

Tr 20x4

4

16

0,11

0,1

30

24

150

1000

TMP45

25

422420

Tr 30x6

6

24

0,15

0,12

29

22

200

1300

TMP63

50

422420

Tr 40x7

7

28

0,35

0,25

27

21

250

1300

36

0,84

0,51

22

17

400

1300

9 TMP71 100 422420 Tr 55x9 Tab. 3.5 Vyráběné velikosti pohonů TMP

Pohony budou zatíženy o hodně menší silou než je jejich maximální předepsaná síla. Proto byl zvolen druhý nejslabší z nabízených pohonů – TMP32. U něj je ovšem nedostačující maximální zdvih (1000 mm). Horní stěna se však musí pohybovat v rozsahu 1000 mm plus 10% zdvihu na těsnící manžetu závitu, což by splňoval až pohon TMP45. Ten je však zbytečně předimenzovaný. Proto, po dohodě s výrobcem, bude závitové vřeteno na zakázku vyrobeno delší. Tudíž bude vyhovovat pohon TMP32 s delším vřetenem. Jediným problémem, na který jsem byl výrobcem upozorněn, je kontrola takto prodlouženého vřetena na vzpěr. Dle vypočtených hodnot zatížení z kapitoly 3.6.1 je maximální síla, kterou bude vřeteno spodní stěny namáháno na vzpěr, rovna 893,26 N. Při zdvihu 1000 mm vřeteno snese podle grafu maximálních zátěžných sil na maximální zdvih pohonu (obr. 3.22) zatížení 4 000 N. Tudíž je pohon vhodný. Pohon TMP25, jež byl uvažován nejdřív, by vzpěr nevydržel.

31

3.6.3

strana 32


Obr. 3.22 Povolená vzpěrná síla pohonů ( l i )

Obr.

3.23

Upevnění

pohonů

k nosníku

Pro pohon stěn dostačuje typ pohonu „L“. U něj musí být vřeteno zajištěno proti otáčení na poháněném zařízení. Narozdíl od typu „VS“, kde je vřeteno zajištěno již v pohonu. Pohyblivý konec vřetena bude přišroubován v dodávané vidlici GK a zajištěn v ní proti protáčení šroubem. Na vřetenu bude nasazena dodávaná gumová těsnící manžeta, která zabrání vniknutí nečistot do závitu vřetene a následnému opotřebení závitu ozubené matice v převodovce. Tato manžeta bude připevněna již výrobcem pohonu. Vidlice GK bude spojena s posuvnou stěnu pomocí šroubu a přivařeného dílu (viz příloha 8). Osy obou vřeten, tudíž i polohy motorů, jsou z důvodu rovnováhy stěn a zabránění jejich vyvracení v kluzných profilech nad středem stěn. Oba pohony jsou upevněny pomocí šroubů k hornímu nosníku rámu pomocí dvou prvků viz obr. 3.23. Ty zajišťují snadnou smontovatelnost pohonů s nosníkem. K pohonu lze objednat přímo od výrobce elektrický motor. Ten už je opatřen i přírubou, jíž je upevněn k pohonu, a spojkou mezi výstupní hřídelí elektromotoru a vstupní hřídelí pohonu. Ze sortimentu nabízených motorů byl zvolen typ 4 AP 63 - 2: Typ

V [kW]

O [1/min]

4 AP 63 0,25 2830 -2 Tab. 3.6 Vhodný elektromotor

SP 220V [A]

SP 380V [A]

cosF

m [%]

Mz/Mn

Iz/In

H [kg]

1,2

0,7

0,79

69

2,15

4,6

4,5

Po určení použitých pohonů lze stanovit jejich hmotnost mP a gravitační sílu FGP. Tato celková gravitační síla bude použita pro pevnostní kontrolu horního nosníku. FGP = 2.(mTMP + mV + H ).g = 2.(2,1 + 0,45 + 4,5).9,81 = 138,3 N

kde:

32

FGP mTMP mV H g

[N] [kg] [kg] [kg] [m.s-2]

…výsledná gravitační síla od celkové hmotnosti obou pohonů …hmotnost jednoho pohonu TMP32 …přídavná hmotnost na 100mm zdvihu …hmotnost jednoho elektromotoru …gravitační zrychlení


strana 33

3.6.4 Pevnostní kontrola horního nosníku pohonů Pevnostní kontrolu je proveden v systému MKP, jež je blíže popsán v kapitole 3.7.2. Výpočet je pouze pro polovinu symetrického nosníku. Tudíž musím být i zátěžná síla poloviční. Síla FH působí při pohybu obou stěn najednou vzhůru. Natočení v rovině symetrie je nulové a v MKP je řešeno vazbou. FH =

kde:

FH FC FGP

[N] [N] [N]

3.6.4

FC1 + FC 2 + FGP 3 247,7 + 1 612,9 + 138,3 = = 2 499,5 N 2 2

... Výsledná maximální zátěžná síla na polovinu nosníku ... Síly od pohyblivých stěn (kap. 3.6.1) ... Gravitační síla od pohonů stěn (kap. 3.6.3)

Obr. 3.24 Výsledná napětí v polovině horního nosníku pohonů při maximálním zatížení

Maximální napětí v materiálu nosníku 123 MPa je v místě styku s hranou plechu pro upevnění hlavního těsnění. Dle MKP výpočtu materiál nosníku nepřekročí ani při nejvyšším zatížení jeho mez kluzu (Re = 210 MPa).

3.7 Posuvné stěny

3.7

3.7.1 Stanovení zátěžových parametrů Po hrubém návrhu konstrukce hradítka a zvolení vhodného konstrukčního materiálu bych se zaměřil na dimenzování tloušťky a vyztužení posuvných stěn. Od vypočtených parametrů a deformací by se měli odvíjet další rozměry například kluzných profilů a celého rámu. Ještě před vlastním výpočtem různých variant řešení stěn je nutno samozřejmě stanovit zátěžové parametry. A to bude předmětem této kapitoly. Posuvné stěny jsou namáhány hlavně od hydrostatického tlaku vody. Zde bych spočítal krajní hodnoty hydrostatického tlaku na stěnách. Ty pak lze použít v pozdějších pevnostních výpočtech pomocí metody konečných prvků(MKP).

3.7.1

33

strana 34


Hydrostatický tlak vodního sloupce lze spočítat podle vzorce: p = h.ρV .g kde:

p h ρv g

[N.m-2] [m] [kg.m-3] [m.s-2]

... hydrostatický tlak ... výška vodního sloupce ... hustota vody ρ = 1000 kg.m-3 ... gravitační zrychlení g = 9,81 m.s-2

Působení atmosférického tlaku je zanedbáno. Na pevnostní výpočty nemá skoro žádný vliv. Jinak by se musel přičíst k výslednému hydrostatickému tlaku. Horní stěna je namáhána tlakem vodního sloupce do hloubky, kde je umístěno těsnění. Tato stěna je pod menším zatížením než spodní. Díky tomu by nemusela být tolik vyztužena, jako spodní stěna. Ovšem její utěsnění je více náchylné na případné prohnutí stěny. Stěna se totiž působením tlaku prohne směrem od těsnění. Tím se může vytvořit mezi prohlou stěnou a příčným těsněním mezera, která umožní nežádoucí únik vody. Spodní stěna je díky větší hloubce i pod vyšším tlakem. Tlak vody prohýbá stěnu směrem k těsnění. Proto tento průhyb není pro případnou netěsnost až tak nebezpečný. Na spodní těsnost na dně, nemá průhyb stěny až zase takový vliv a lze ho zanedbat.

Obr. 3.25 Hloubky v krajních místech posuvných stěn

Jak je patrno z obrázku 3.25 návrhu vlastní konstrukce hradítka, spodní posuvná stěna nedosahuje až na dno kanálu. Od dna kanálu, tedy hloubky 2,4m je oddělena plechem spodního rámu (10mm) a neoprenovým těsněním (50mm). Nyní již k vlastním výpočtům hydrostatického tlaku:

34


Mezní rozměr stěny: h0 = 0 m h1 = 1,22 m h2 = 1,12 m h3 = 2,34 m

Dosazení do vzorce: Horní stěna p0 = 0 . 1000 . 9,81 p1 = 1,22 . 1000 . 9,81 Spodní stěna p2 = 1,12 . 1000 . 9,81 p3 = 2,34 . 1000 . 9,81

strana 35

Výsledný tlak: p0 = 0 kPa p1 = 11,968 kPa p2 = 10,987 kPa p3 = 22,955 kPa

Tab. 3.7 Výsledné tlaky v krajních rozměrech stěn

Obr. 3.26 Výsledné hydrostatické tlaky na stěny

Tyto výsledné tlaky (tab. 3.7) budou použity v následujících pevnostních výpočtech. 3.7.2 Pevnostní výpočty pomocí metody konečných prvků - MKP Jak již bylo řečeno, posuvné stěny jsou namáhány tlakem od kapaliny. Výsledné hodnoty tlaků krajních rozměrů stěn jsou spočteny v předcházející kapitole. Pevnostní výpočty provádím jednak pro kontrolu pevnosti stěn, aby stěny vydrželi tento tlak a deformovali se elasticky, tj. aby se po odlehčení vrátili do původního tvaru a nezůstali dále prohnuté, a jednak pro zjištění maximálních průhybů v oblasti těsnění.

V prvním případě nesmí napětí ve stěnách překročit mez kluzu materiálu. Ta je pro vybraný materiál, nerezový plech ČSN 17 240 (AISI 304), podle dodavatele (firma Italinox) rovna Re = 210 MPa. Překročením této meze se materiál dostává z elastické do plastické oblasti, čímž se materiál již nevrátí do tvaru před zatížením, jako v případě elastické deformace. V druhém případě by neměla deformace stěny překročit mnou danou hranici. To je hlavně důležité u horní stěny dole a u dolní stěny nahoře, v místech styku s těsněním. Zde by se mohlo těsnění v důsledku průhybů stěn nechtěně deformovat či ztrácet kontakt se stěnou.

35

3.7.2

strana 36


Uvedeným nežádoucím stavům lze předejít dvěma způsoby. • Dostatečnou tloušťkou stěn • Vyztužením stěn žebry První případ je vhodný pro levný materiál či menší zatížení. Ovšem stěny zadaného hradítka budou vyrobeny z nerezové oceli. Tato ocel je celkem drahá. S rostoucí tloušťkou stěn, respektive základního plechu z nějž budou stěny vyrobeny, neroste pouze výsledná cena jedné stěny, ale i její hmotnost. To by se samozřejmě také negativně promítlo do nutného výkonu pohonů stěn a vyššímu namáhání nosníku těchto pohonů i ovládacích tyčí. Vzhledem k tomu, že je právě horní stěna pod nižším tlakem, bude řešena tímto způsobem. Tím se ušetří materiál potřebný na výztužná žebra. Druhý případ bude vhodný pro spodní stěnu. Zde již pouhá tloušťka stěny nemůže odolávat tlaku vody a prohýbala by se nad přípustné meze. Stěna by jedině musela být z velice tlustého plechu, což není vzhledem k ceně materiálu vhodné. Proto bude stěna opatřena výztužnými žebry vhodného tvaru. Ta budou ke stěně přivařena. V případě spodní stěny budou muset být umístěna směrem do kalové nádrže. To aby nedošlo ke kolizi žeber s těsněním. Postup MKP výpočtů Výpočet metodou konečných prvků (dále jen MKP) je proveden v programu COSMOSWorks 2004. Součásti jsou modelovány v programu SolidWorks 2004, který právě s COSMOSWorks úzce spolupracuje. Oba tyto produkty jsou vyvinuty firmou Dessault System.

Nejprve je součást vymodelována podle zvolených rozměrů v prostředí SolidWorks. Stěny i s jejich žebry jsou modelována jako jedna součást. Ve skutečnosti tomu tak samozřejmě není. Ovšem systém nedokáže se svary počítat. Ani nikterak nezohledňuje tepelné ovlivnění materiálu v okolí svarů. Následně se výpočet přesouvá do COSMOSWorks, kde je zvolen typ úlohy (STUDY). V tomto případě to je statická analýza (ANALYSIS TYPE = STATIC). Stěny jsou staticky zatíženy hydrostatickým tlakem. Program nabízí též frekvenční, teplotní a jiné druhy analýz, jež nejsou v rámci mé diplomové práce. V dalším kroku je zvolen materiál z kterého má být součást vyrobena. Pro můj případ to jest materiál AISI 304, který je součástí knihovny materiálů programu. Jsou zde zadané materiálové hodnoty, které odpovídají hodnotám daným dodavatelem nerezového plechu. Materiál je pro výpočet nastaven na lineární elastický izotropní. Zde jsou uvedeny některé jeho parametry z výpisu MKP výpočtu:

36


Český název: Modul pružnosti Poissonovo číslo Hustota materiálu Mez pevnosti v tahu Rm Mez kluzu Re

Název v programu: Elastic modulus Poisson's ratio Mass density Tensile strength Yield strength

strana 37

Hodnota pro AISI 304 1.9e+011 N/m^2 0.29 8000 kg/m^3 5.17017e+008 N/m^2 2.06807e+008 N/m^2

Tab 3.8 Hodnoty materiálu pro COSMOSWorks

Poté je nutno programu zadat okrajové podmínky a zatížení, LOADS/RESTRAINS. Na boční hrany plechu, tam kde se budou stěny pohybovat v kluzných profilech, je zvoleno pevné nepohyblivé IMMOVABLE uložení. Tato vazba zajišťuje, ze se tato plocha nebude pohybovat. Natáčet se může. Nepatrnému natočení kluzné profily těžko odolají. Proto tato vazba, a ne pevná vazba FIXED. Zatížení je určeno až u jednotlivých případů stěn. Je nutné definovat zatížení jako nerovnoměrně rozložené. A to v důsledku lineárního průběhu hydrostatického tlaku. Na modelu je vybrána plocha na kterou bude působit tlak. Je zadána počáteční hodnota tlaku v N.m-2. Tato počáteční hodnota se při nerovnoměrném rozložení zatížení uvažuje v počátku uživatelského souřadného systému, jenž je nadefinována již při tvorbě součásti v SolidWoks. Tento počátek je u obou stěn umístěn na horní roh. Tudíž u vrchní stěny je počáteční hodnota tlaku rovna tlaku atmosférickému, který ovšem lze zanedbat. Tyto počáteční hodnoty tlaků jsou uvedeny v kapitole 3.7.1. Pro horní stěnu to je 0 kPa. Pro spodní to je 10,987 kPa, což je pro zadávání rovno 10 987 N.m-2. Nyní je nutno zvolit uživatelský souřadný systém a směr v němž bude tlak narůstat. V mém případě to je směr osy Y. Do příslušného políčka se zadá výraz, který určuje přírůstek tlaku na jeden metr v daném směru. Zde jest zadána hodnota 9 810. p = h . ρv . g = 1 . 1000 . 9,81 = 9810 N.m-2 Nyní je součást rozdělena na síť konečných prvků pomocí příkazů MESH. Zde lze nastavit parametry hustoty sítě prvků. Od hustoty sítě prvků se odvíjí přesnost a podrobnost výpočtu. Velká hustota sítě ovšem také rapidně prodlužuje výpočetní čas a objem dat. Nyní stačí spustit řešič MKP pomocí příkazu RUN. Výsledkem jsou grafické výstupy stěn s přiloženou stupnicí hodnot. Zde si lze vybrat mezi zobrazovanými jednotkami, druhy napětí a deformací atd. 3.7.3 Varianty vyztužení spodní stěny a její optimalizace Při návrhu vyztužení spodní stěny žebry lze uvažovat více různých variant. Cílem, jak už bylo výše napsáno, je zajistit tuhost stěny při co nejmenší spotřebě materiálu. Níže jsou uvedeny některé z variant s nimiž bylo při návrhu spodní stěny počítáno.

37

3.7.3

strana 38

3.7.3.1


3.7.3.1 Holá stěna Tato varianta uvažuje vyrobit spodní stěnu pouze jako 12mm silný nerezový plech o rozměrech 1000 x 1220 mm. Konečná šířka samozřejmě nebude 1000mm, ale bude o něco nižší. Sníží se o šířku rámu a šířku kluzných profilů.

Obr. 3.27 Napětí „von Misses“

Obr. 3.28 Deformace

Toto řešení ovšem není vhodné. Výsledné maximální napětí v materiálu uprostřed desky se pohybuje okolo 380 MPa. Maximální deformace desky (červená oblast na obr. 3.28) je až 18 mm. Deformace v místě příčného těsnění dT je 3mm. Celková váha stěny z plechu o této tloušťce je 112,7 kg, což není ani při absenci jakýchkoliv žeber nejnižší hodnota. mS = 112,7 kg σmax = 380 MPa dT = 3 mm 3.7.3.2

3.7.3.2 Stěna vyztužená jednoduchými „I“ žebry po celé délce Tato varianta je oproti předchozí variantě vyztužena po celé délce rovnoměrně rozloženými žebry. Stěna je vyrobena z 10mm tlustého plechu. Ze stejného plechu je vyrobeno i pět 45mm vysokých žeber.

38



strana 39

Obr. 3.30 Deformace

Velikost deformace stěny v horní oblasti, kde je v kontaktu s těsněním, je v pořádku. Nedochází zde k větším posuvům než 0,3 mm. Tato hodnota je velice nízká, napětí v této oblasti je také velice nízké. Oproti tomu se maximálního napětí podle obrázku dosahuje na vnějších koncích spodních žeber. Zde je napětí von Mises rovno 246 MPa. Tato hodnota je stále nad mezí kluzu materiálu, která je podle výrobce asi 210 MPa. Spodní žebra jsou více namáhána než ta horní. Proto bude nutno žebra nebo jejich rozmístění po stěně ještě modifikovat a optimalizovat. mS = 102,8 kg σmax = 246 MPa dT = 0,3 mm 3.7.3.3

3.7.3.3 Stěna vyztužena „V“ žebry po celé délce V této pokusné verzi je 10mm silná stěna vyztužena šesti žebry. Tyto žebra z 6mm silného plechu jsou ohnuta (rádius 6 mm = tloušťka plechu) do písmene „V“ vysokého 50mm pod úhlem 60° a jsou pravidelně rozmístěna po výšce stěny. Tento 6mm silný plech lze od firmy Italinox zakoupit i jako plech válcovaný za studena, který má o 20MPa oproti plechu válcovanému za tepla, jenž je použit na stěnu, vyšší mez kluzu i pevnost v tahu.

39

strana 40



Obr. 3.32 Deformace

Takto vyztužená stěna je zatím nejtužší variantou. Na horním okraji, kde nesmí docházet k velkému průhybu je opravdu deformace téměř žádná. Na spodním okraji je maximální deformace rovna asi 2,8 mm. Zde by mohla být deformace i vyšší, neboť se tento okraj bude „zapichovat“ do bloku neoprenového těsnění a není zde proto nutné zajistit minimální deformaci. Na vrcholech žeber se ale opět vyskytuje napětí okolo 235MPa, což je nevhodné. mS = 113,3 kg σmax = 235 MPa dT = 0,4 mm 3.7.3.4

3.7.3.4 Stěna vyztužena „V“ žebry různých velikostí Tento způsob vyztužení je modifikací předcházející varianty. Není zde již použito tolik žeber, ale žebra jsou velikostně odstupňována podle jejich polohy na stěně a s tím souvisejícím namáháním stěny od vzrůstajícího hydrostatického tlaku. Jsou zde použity dva druhy „V“ žeber s vrcholovým úhlem 40° a výškami 80mm a 60mm. Oba druhy jsou zhotoveny z 6mm silného plechu.

40



strana 41

Obr. 3.34 Deformace

Tento způsob vyztužení se zdá být již vhodným. Deformace pod horním těsněním není vyšší než 1 mm. Na stěně jsou nejvyšší napětí rovna 50 MPa. Nejvyšší napětí jsou na vrcholcích „V“ žeber. Zde v ohybu dosahuje napětí hodnoty 193 MPa. Tato hodnota je pod mezí kluzu materiálu. Ovšem jisté nebezpečí tkví v tom, že COSMOSWorks počítá materiál v tomto ohybu jako homogenní, izotropní a neporušený materiál. Ve skutečnosti je ovšem nerezový plech ve vrcholu žebra ohnut na ostrý úhel 40°. Díky tomu lze uvažovat na různé druhy trhlin a porušení v materiálu, které v MKP výpočtu zohledněny nejsou. Jistým řešením by bylo tento úhel zmenšit, či rozdělit na více částí. Tímto řešením se zabývá následující varianta s „U“ žebry. mS = 108,2 kg σmax = 193 MPa dT = 1 mm

3.7.3.5

3.7.3.5 Stěna vyztužená „U“ žebry různých velikostí Tato varianta byla odvozena ze zkoušek předchozích variant a poznatků z jejich působení na celkovou tuhost stěny a spotřebu materiálu. Tvary žeber podle písmene „U“ byly inspirovány tvary žeber již vyráběných hradítek. Například hradítkem firmy Sistag (kapitola 2.1.1). Žebra jsou opět vyrobena z 6mm silného plechu válcovaného za studena, což ještě zvyšuje jeho mechanické vlastnosti oproti plechu stěny. Úhel ohybu plechu je 110°. Rozměry stěny a žeber jsou znázorněny v příloze 7.

41

strana 42


Na tomto druhu žeber se nevyskytuje nežádoucí rapidní nárůst napětí v ohybu na vrcholu. Jak je patrno z obrázku 3.35, napětí na spodních „U“ žebrech dosahuje maximálního napětí (podle Misese) 147 MPa, což je pod mezí kluzu daného materiálu(Re = 210MPa). Toto napětí je i nejvyšším napětím celé stěny. Také výsledné deformace jsou velice nízké a pro moje použití zcela vyhovující. Maximální deformace v místě těsnění je 0,5 mm. Maximální deformace celé desky je dle obr. 3.36 pouhých 1,5 mm. Celá stěna váží 111,2 kg. mS = 111,2 kg σmax = 147 MPa dT = 0,5 mm Tento druh vyztužení stěny je podle MKP výpočtu z uvažovaných variant nejlepší. Proto bude použit také v konečné konstrukci hradítka. 3.7.4 Vyztužení horní stěny Horní stěna vzhledem k nízkému tlaku vyztužena být nemusí. Stačí 10 mm tlustý plech bez jakýchkoliv žeber. Maximální napětí v materiálu stěny je i tak velice nízké, 41 MPa.

42

3.7.4



strana 43

Obr. 3.38 Deformace

mS = 91,3 kg σmax = 41 MPa dT = 1,5 mm 3.7.5

3.7.5

Analytické řešení stěny

3.7.5.1

3.7.5.1 Napětí Pro alespoň rámcovou kontrolu a porovnání jsem se také rozhodl, že spočítám napětí ve stěně analyticky. Pro prostorový výpočet je nutné použít jedině MKP. Pro analytický výpočet a následné porovnání byla zvolena varianta stěny o rozměrech 1000x1400mm s jednoduchými „I“ žebry. Celá stěna je pro analytický výpočet zjednodušena na výpočet nosníku. Průřezem toho nosníku je stěna s žebry, viz obr 3.42. Výsledné napětí σx je poté porovnáno s výsledným napětím z MKP výpočtu stejné stěny. Orientace souřadných os je odvozena ze souřadných os použitých ve výpočtech MKP a je znázorněna na obr. 3.39.

Obr. 3.39 Převod prostorové úlohy na výpočet nosníku

43

strana 44


Určení maximálních napětí v průřezu stěny Pro výpočet napětí v určitém místě průřezu nosníku se používá vztah: M OY .z JY …napětí ve směru osy X ...ohybový moment ve směru osy Y …centrální kvadratický moment ve směru osy Y …z-ová vzdálenost počítaného bodu od těžiště

σX =

kde:

σX MOY JY z

[MPa] [N.m] [mm4] [mm]

Tyto hodnoty se musí nejprve samostatně spočítat a pak dosadit do výše uvedeného vzorce. Ohybový moment MOY Tento moment se určí pomocí Schwedlerových vět za pomocí diferenciálního přístupu: q ( x) dT ( x) = −q( x) dx dM OY ( x) = T ( x) dx kde: …liniová síla q(x) [N.m-1] T [N] ...smyková síla ...ohybový moment MOY [N.m] Obr. 3.40 Průběhy q, T, MOY

smykové síla T(x):

ohybový moment MOY(x): dM OY ( x) = T ( x) dx

dT ( x) = −q ( x) dx

dM OY ( x) = T ( x).dx

dT ( x) = − q( x).dx

q( x) ⎞ ⎛ dM OY ( x) = ⎜ − q ( x).x + ⎟.dx 2 ⎠ ⎝

T ( x) = − q( x).x + c T ( x) = − q ( x).x +

q( x) 2

M OY ( x) = − q ( x).

M OY ( x) =

x 2 q( x) + .x + c 2 2

q( x) .( x − x 2 ) 2

Tab. 3.9 Úprava rovnic pro T(x) a MOY(x)

Pro dosazení do vzorce pro MOY se musí nejdříve zjistit zatížení lineární silou q(x).

44


strana 45

Zatížení nosníku Stěna je zatížena proměnlivým tlakem hydrostatickým tlakem, který se mění po ose y. Tato skutečnost nejde do výpočtu nosníku nijak zahrnout. Proto je lineární zátěžná síla spočítána z celkového tlaku na celou stěnu, viz obr. 3.41. Tím je proměnlivé působení tlaku na nosník zprůměrňováno. Hodnoty p2 a p3 se nepatrně liší od hodnot tlaku použitých v MKP výpočtu v kapitole o optimalizaci. Stěna je zde totiž uvažována s jinými rozměry. Není zde zmenšena o hodnoty tloušťky rámu a kluzných profilů. p 2 = 1.1000 .9,81 = 9 810 Pa p 3 = 2,4.1000 .9,81 = 23 540 Pa p 2 + p3 .lY 2 9810 + 23540 q= .1,4 2 q = 23345 N .m −1

q=

Obr. 3.41 Průběh lineární síly na spodní stěnu

kde:

q p ly

[N.m-1] [Pa] [m]

...velikost zátěžné liniové síly ...hydrostatický tlak ...výška stěny

Určení kvadratického momentu Jy průřezu nosníku Pomocí CAD Kvadratický moment lze spočítat buď pomocí systému CAD, například AutoCAD. Je nutno zadat daný průřez a vytvořit z něj oblast. Spodní část oblasti je na y souřadnici 0. Tato oblast je poté změřena nástrojem „Hmotové vlastnosti tělesa/oblasti“. V následující tabulce 3.10 lze odečíst informace o dané ploše. ---------------- OBLASTI ---------------Plocha: 16700.0000 Obvod: 2910.0000 Hraniční kvádr: X: -700.0000 -- 700.0000 Y: 0.0000 -- 55.0000 Těžiště: X: 0.0000 Y: 9.4461 Momenty setrvačnosti: X: 3774166.6667 Y: 2287476666.6667 Deviační moment: XY: 0.0000 Poloměr setrvačnosti: X: 15.0332 Y: 370.1009 Hlavní momenty a X-Y směry z těžiště: I: 2284043.1637 podél [1.0000 0.0000] J: 2287476666.6667 podél [0.0000 1.0000] Tab. 3.10 Výsledné hodnoty z AutoCADu

AutoCAD zde počítá s jiným souřadným systémem než já ve svých výpočtech, viz obr 3.39. Proto se musí indexy jednotlivých veličin upravit na můj souřadný systém.

45

strana 46


Pro další výpočty jsou důležité hodnoty: souřadnice těžiště: zT = 9,4461 mm hlavní kvadratický moment těžiště: JY = 2284043,1637 mm4 Analyticky: Kvadratický moment lze také spočítat analyticky. Nejprve je nutno určit souřadnice těžiště a poté centrální kvadratické momenty průřezu. určení zT: 1) zT =

∑ z .S ∑S i

i

kde:

zT zi Si

i

=

5.14000 + 32,5.2700 = 9,4461 mm 14000 + 2700

[mm] ...z-ová souřadnice těžiště [mm] ...z-ová souřadnice těžiště jedné obdélníkové části [mm2] ...obsah plochy jedné obdélníkové části

centrální kvadratické momenty: 2) Tento výpočet využívá již pro obdélníky upravené Steinerovy věty:

JY = ∑ kde:

JY bi, hi Si

1 3 2 bi .hi + bi .S i 12

[mm4] …hlavní kvadratický moment těžiště [mm] …rozměry jedné obdélníkové části [mm2] ...obsah plochy jedné obdélníkové části 1 .10 3.1400 + 4,44612.14000 = 393415,9 mm 4 12 1 J YII = .45 3.60 + 23,0539 2.2700 = 1890627,2 mm 4 12 J Y = J YI + J YII = 2284043,164 mm 4 J YI =

J Y = 2,284043164.10 −6 m 4

Obr. 3.42 Rozměry průřezu nosníku

46


strana 47

Konečné dosazení do vzorce σX Nyní už jsou k dispozici veškeré mezivýpočty pro dosazení do vzorce. M σ X = OY .z JY

σX

q ( x) .( x − x 2 ) = 2 .z JY

σX

q( x).z.( x − x 2 ) = J Y .2

Maximální napětí ve stěně je uprostřed nosníku (x = 0,5 m) a v krajních rozměrech osy Z. Tyto rozměry počítány od těžiště. Výsledné hodnoty veličiny z jsou: z1 = 45,5539 mm = 0,0455539 m (horní hrana) z2 = 9,4461 mm = 0,0094461 m (spodní hrana) Nyní už je pouze dosazeno:

σ X1 =

q ( x).z 1 .( x − x 2 ) J Y .2

=

23345.0,0455539.(0,5 − 0,5 2 ) = 58,200.10 6 Pa −6 2.2,284043164.10

σ X 1 = 58,2 MPa q( x).z 2 .( x − x 2 ) 23345.0,0094461.(0,5 − 0,5 2 ) = = 12,068.10 6 Pa J Y .2 2.2,284043164.10 −6 = 12,07 MPa

σ X2 = σ X2

Obr. 3.43 Porovnání vypočtených hodnot napětí s MKP výpočtem

47

strana 48


Výsledky lze porovnat s hodnotami napětí σZ (Sigma_Z) z MKP. Úloha byla namodelována a zatížena naprosto stejně jako úloha analyticky počítaná. Výsledky lze vidět na obr. 3.43. Výsledky obou výpočtu jsou zhruba stejné. Odchylky mezi výsledky jsou nejvíce způsobeny tím, že analyticky je úlohu řešena jako nosník. Zatímco MKP to řešilo jako prostorovou úlohu. Tudíž se u MKP výpočtu napětí mění se souřadnicí X. Nicméně si výsledky napětí korespondují. 3.7.5.2 Deformace Pro analytické řešení průhybu nosníku je použita metodu diferenciální rovnice průhybových čar: w" ( x) = −

M OY ( x) E.J Y

Do této diferenciální rovnice lze po úpravě už přímo dosazovat dříve vypočtenou hodnotu JY, materiálovou konstantu modulu pružnosti E a průběh ohybového momentu MOY: q ( x) M OY ( x) = .( x − x 2 ) 2 J Y = 2,284043164.10 −6 m 4 E = 1,9.1011 N .m − 2 M OY ( x) q( x).( x − x 2 ) q( x) 2 q( x) w" ( x) = − =− = .x − .x E.J Y 2.E.J Y 2.E.J Y 2.E.J Y Nyní je rovnice upravena pro snazší integraci na w’(x). ⎛ q( x) 2 q ( x) ⎞ .x − .x ⎟.dx w' ( x) = ∫ ⎜⎜ 2.E.J Y ⎟⎠ ⎝ 2.E.J Y w' ( x) =

q ( x) 3 q( x) 2 .x − .x + c1 6.E.J Y 4.E.J Y

⎛ q( x) 3 ⎞ q( x) 2 w( x) = ∫ ⎜⎜ .x − .x + c1 ⎟⎟.dx 4.E.J Y ⎝ 6.E.J Y ⎠ w( x) =

q ( x) q ( x) .x 4 − .x 3 + c1 .x + c 2 24.E.J Y 12.E.J Y

Pro zjištění integračních konstant c1 a c2 je nutno určit dvě okrajové podmínky. Tyto podmínky jsou hodnoty posunutí střednice prutu v okrajích prutu:

48

3.7.5.2


w(0) = 0

strana 49

w(1) = 0

w( x) =

q( x) q( x) .x 4 − .x 3 + c1 .x + c 2 24.E.J Y 12.E.J Y

c2 = −

q ( x) q( x) .x 4 + .x 3 − c1 .x 24.E.J Y 12.E.J Y

c2 = −

q ( x) q( x) .0 4 + .0 3 − c1 .0 24.E.J Y 12.E.J Y

w( 0) =0 ⎯⎯ ⎯→

c2 = 0 c1 = −

c q( x) q ( x) .x 3 + .x 2 − 2 24.E.J Y 12.E.J Y x

x (1) = 0 ⎯⎯ ⎯→

23345 23345 0 .13 + .12 − 11 −6 −6 1 24.1,9.10 .2,284043164.10 12.1,9.10 .2,284043164.10 c1 = 0,002241427 c1 = −

11

Nyní už jsou k dispozici veškeré konstanty pro konečný výpočet deformace v libovolném bodě. Za tento libovolný bod je zvolen stejný bod jako u počítání maximálního napětí, tedy střed nosníku, kde x = 0,5. V tomto bodě bude také maximální průhyb.

w( x) =

q ( x) q ( x) .x 4 − .x 3 + c1 .x 24.E.J Y 12.E.J Y

23345 23345 .0,5 4 − .0,5 3 + 11 −6 24.1,9.10 .2,284043164.10 12.1,9.10 .2,284043164.10 −6 + 0,002241427.0,5 = 0,000700455 m = 0,7 mm w(0,5) =

11

Vypočtená hodnota průhybu v půlce prutu je téměř stejná jako hodnota UY z MKP výpočtu, viz obr 3.44. Jemná odchylka mezi oběma výpočty je opět hlavně zapříčiněna důvodem již uvedeným na konci kapitoly 3.7.5.1.

49

strana 50


Obr. 3.44 Porovnání vypočtené hodnoty posuvu střednice ve směru Y s MKP výpočtem

50

Závěr

4

4

strana 51

ZÁVĚR

Ve své diplomové práci jsem kompletně zpracoval konstrukci dvojitého hradítka pro kalové nádrže. Vstupními hodnotami byly rozměry betonového kanálu, do nějž hradítko přijde upevnit, a předepsané výšky hladin. Hradítko splňuje předepsané funkční požadavky. Provedl jsem také nutné pevnostní a statické výpočty, tudíž jednotlivé díly odolají maximálním provozním podmínkám. To se týká hlavně pohyblivých stěn, jež jsem pomocí systému MKP optimalizoval aby odolaly maximálním tlakům vody. Navrhl jsem vhodný těsnící systém stěn. Jeho těsnost ovšem nelze početně zjistit, tu lze určit pouze na základě experimentu nebo až při vlastním provozu hradítka. Celý návrh konstrukce jsem vytvořil jako 3D model v systému CAD, jež je uložen v elektronické příloze. Dalšími výsledky je výkresová dokumentace vytvořená z tohoto modelu a několik vizualizací v příloze. Celá konstrukce hradítka je určena pro kusovou výrobu. Sériová výroba by si žádala jiné řešení, což by mohlo být předmětem další práce na projektu. Další fází by mohl být návrh automatizace pohonů. Tudíž dorazy krajních poloh a monitorování aktuální polohy. To ovšem nebylo náplní mé diplomové práce a proto se jím nezabývám.

51

strana 52

Seznam použité literatury

5

SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY

Zdroje z Internetu:

[1] Italinox, s.r.o. – Přehled sortimentu http://www.italinox.cz [2] Murtfeldt Plasty s.r.o. – Přehled sortimentu http://www.murtfeldt.cz [3] Rony Elektronik s.r.o. – Dodavatel pohonů TMP http://www.rony-elektronik.cz [4] Servomech – Výrobce lineárních motorů ATL http://www.servomech.com [5] Hoerbiger-Origa – Výrobce lineárních pohonů http://www.hoerbiger-origa.com [6] Rodney Hunt Copany – Výrobce vodní regulace http://www.rodneyhunt.com [7] SISTAG Absperrtechnik – Výrobce vodní regulace http://www.sistag.ch [8] Armtec – Výrobce vodní regulace http://www.big-o.com [9] Plasti-Fab, Inc. – Výrobce vodní regulace http://www.plasti-fab.com [10] Malá voda – Různé příklady regulace vodní hladiny http://mve.energetika.cz

52

5

Přílohy

6

6

strana 53

PŘÍLOHY

Příloha 1 Konstrukce hradítka firmy Armtec

Příloha 2 Hráz firmy Rodney Hunt Company

53

strana 54

Přílohy

šířka_kanálu výška_kanálu šířka_plechu_01 šířka_plechu_02 výška_stěny rám_šířkaY kluz_x kluz_y kluz_úchyt kluz_těsnění vule_kluzX vule_kluzY neopren_z příčka_x příčka_z příčka_V nosnik_z těsn_x těsn_y těsn_mezera

1000 2600 10 10 1220 130 50 50 20 30 1 1 50 85 100 200 50 30 30 22

Parametry.xls mm zadání mm zadání mm šířka plechu rámu mm šířka plechu stěny mm výška posuvných stěn mm spočtená šířka rámu mm kluzný profil mm kluzný profil mm kluzný profil mm kluzný profil mm vůle kluzný profil - stěna mm vůle kluzný profil - stěna mm rozměr dnového těsnění mm příčka pro těsnění mm příčka pro těsnění mm příčka pro těsnění - trojúhelník mm výška žebra pro nosník mm rozměr profilu těsnění mm rozměr profilu těsnění mm rozměr profilu těsnění

Příloha 3 Tabulka některých „nalinkovaných“ parametrů použítých pro konstrukci hradítka

Příloha 4 Konstrukce elektrického lineárního pohonu firmy Hoerbiger Origa

54

Přílohy

strana 55

Příloha 5 Pohon hradítka pomocí elektromotoru, dvou převodovek a hřebenů

Upevnění pohonu – pro mé použití na nevhodné straně

Příloha 6 Lineární pohon firmy Servomech

55

strana 56

Přílohy

Příloha 7 Rozměry vyztužení spodní stěny různě velkými „U“ žebry

Příloha 8 Konečná vizualizace obou stěn a těsnění pomocí programu 3Ds MAX 5

56

Přílohy

strana 57

Příloha 9 Konečná vizualizace hradítka v betonovém kanále pomocí programu 3Ds MAX 5

57

strana 58

Přílohy

Příloha 10 Konečná vizualizace hradítka v betonovém kanále pomocí programu 3Ds MAX 5

58

Čestné prohlášení. strana 5 ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ

Recommend Documents