VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY
FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ÚSTAV AUTOMOBILNÍHO A DOPRAVNÍHO INŽENÝRSTVÍ FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING INSTITUTE OF AUTOMOTIVE ENGINEERING
NÁVRH NÁKLADNÍHO VÝTAHU PROJECT OF SERVICE LIFT
DIPLOMOVÁ PRÁCE DIPLOMA THESIS
AUTOR PRÁCE
JOSEF DRÁPELA
AUTHOR
VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR
BRNO 2008
Ing. JIŘÍ MALÁŠEK, Ph.D.
Anotace Tato diplomová práce se zabývá návrhem nákladního výtahu. Výtah je poháněn speciálním mechanismem s využitím tlačného řetězu. Řetěz je veden ze zásobníku přes řetězové kolo do svislé vodící drážky. Na konci řetězu je připojena kabina výtahu. V práci jsou navrženy a popsány nejdůležitější konstrukční celky nákladního výtahu. Největší pozornost je však věnována pohonu, včetně brzdy a zásobníku řetězu. Pohon se skládá z elektromotoru, spojky, brzdy, planetové převodovky a řetězového kola.
Annotation This diploma thesis deal with project of service lift. The service lift is drive by special mechanism using thrust chain. The chain is led from chain accumulator over sprocket gear to vertical guiding groove. Lift car is connected to the end of chain. There are designed and described the most important constructional unit of service lift in this thesis. But the most attention is pay to drive, including break system and chain accumulator. The drive is consist of electric motor, clutch, break, planetary gearbox and sprocket gear.
Klíčová slova Nákladní výtah, tlačný řetěz, zásobník řetězu, řetězové kolo, vodící drážka, planetová převodovka, vodítka, kabina výtahu, rám klece.
Keywords Service lift, thrust chain, chain accumulator, sprocket gear, guiding groove, planetary gearbox, guides, car, car frame.
Bibliografická citace DRÁPELA, J. Návrh nákladního výtahu. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 2008. 68 s. Vedoucí diplomové práce Ing. Jiří Malášek, Ph.D.
Prohlášení Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně pod vedením vedoucího diplomové práce pana Ing. Jiřího Maláška, Ph.D. a s použitím uvedené literatury.
…………………… Josef Drápela .5.2008
Poděkování Za podporu a obětavou pomoc, cenné připomínky a rady při zpracování diplomové práce tímto děkuji vedoucímu diplomové práce panu Ing. Jiřímu Maláškovi, Ph.D. Poděkování patří i firmě Výtahy s.r.o. Velké Meziříčí, za konzultace a zapůjčení literatury. Dále chci poděkovat svým rodičům za podporu při studiu na vysoké škole.
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Obsah 1
Úvod ...................................................................................................................................8 1.1 Charakteristika výtahů................................................................................................ 8 1.2 Historie a vývoj výtahů .............................................................................................. 8 1.3 Vývoj výtahů u nás ..................................................................................................... 9 1.4 Rozdělení výtahů ........................................................................................................ 9 1.5 Parametry výtahů...................................................................................................... 10 1.5.1 Základní parametry výtahů...............................................................................10 1.5.2 Doplňující parametry........................................................................................10 2 Funkční rozměry...............................................................................................................11 3 Koncepce výtahu, popis jednotlivých konstrukčních celků .............................................12 4 Popis jednotlivých částí a konstrukčních celků, jejich výpočet .......................................13 4.1 Klec........................................................................................................................... 13 4.2 Rám klece ................................................................................................................. 13 4.2.1 Spodní nosník ...................................................................................................14 4.2.2 Spodní konzola .................................................................................................15 4.2.3 Svislá táhla........................................................................................................15 4.2.4 Horní nosník .....................................................................................................15 4.2.5 Zachycovač.......................................................................................................15 4.2.6 Ovládací páka zachycovačů..............................................................................16 4.2.7 Vodící čelisti.....................................................................................................17 4.2.7.1 Výpočet sil ve vodících čelistech .................................................................18 4.2.7.2 Výpočet odporu proti pohybu klece .............................................................21 4.2.8 Spojovací materiál ............................................................................................25 4.3 Omezovač rychlosti .................................................................................................. 25 4.4 Konzola..................................................................................................................... 26 4.5 Vodítka ..................................................................................................................... 26 4.5.1 Volba vodítek, jejich technické parametry .......................................................27 4.5.1.1 Dovolené hodnoty napětí pro vodítka T-profilu...........................................28 4.5.1.2 Dovolené průhyby vodítka T-profilu............................................................28 4.5.2 Výpočet vodítek................................................................................................28 4.5.2.1 Namáhání na ohyb ........................................................................................30 4.5.2.2 4.5.2.3
Vzpěr ............................................................................................................32 Kombinované namáhání ...............................................................................33
4.5.2.4 4.5.2.5 4.6 4.7
Namáhání příruby vodítka na ohyb ..............................................................33 Průhyby vodítek............................................................................................33 Vodící drážka tlačného řetězu .................................................................................. 34 Tlačný řetěz .............................................................................................................. 34 6
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
4.7.1 Výpočet odporu řetězu při pohybu ve vodící drážce........................................35 4.7.1.1 Silový rozbor ................................................................................................35 4.7.1.2 Vůle mezi řetězem a vedením ......................................................................36 4.7.1.3 Úplné uvolnění článku řetězu .......................................................................37 4.7.1.4 Vstupní parametry k řešení soustavy rovnic.................................................38 4.7.1.5 Řešení soustavy rovnic .................................................................................38 4.7.1.6 Určení valivého odporu celého řetězu ..........................................................39 4.7.2 Zkoumání velikosti hnací síly v závislosti na volbě řetězu ..............................40 4.7.3 Volba řetězu......................................................................................................41 4.7.4 Pevnostní kontrola řetězu .................................................................................42 4.7.4.1 Stanovení celkového zatížení řetězu.............................................................42 4.7.4.2 Stanovení statického bezpečnostního koeficientu ........................................42 4.7.4.3 Stanovení dynamického bezpečnostního koeficientu...................................43 4.7.4.4 Stanovení měrného tlaku v kloubech řetězu.................................................43 4.8 Čepový spoj rámu klece s řetězem ........................................................................... 44 4.9 Sestava pohonu výtahu ............................................................................................. 45 4.9.1 Rám...................................................................................................................45 4.9.2 Planetová převodovka.......................................................................................45 4.9.3 Elektromotor.....................................................................................................47 4.9.4 Uložení poháněcího řetězového kola................................................................47 4.9.4.1 Poháněcí řetězové kolo.................................................................................48 4.9.4.2 Hřídel ............................................................................................................52 4.9.5 4.9.6
Brzda.................................................................................................................56 Spojka ...............................................................................................................57 4.9.7 Zásobník řetězu.................................................................................................58 5 Technické zhodnocení vůči hydraulickým výtahům ........................................................58 5.1 Princip a základní uspořádání výtahů s hydraulickým pohonem ............................. 58 5.1.1 Přímý pohon kabiny plunžrem .........................................................................59 5.1.2 Přímý pohon s použitím teleskopické pístnice .................................................59 5.1.3 5.1.4
Přímý pohon s umístěním hydraulického válce vedle kabiny ..........................59 Nepřímý pohon s využitím lanového nebo řetězového převodu ......................59
5.1.5 Přímý pohon s kombinací hydraulického válce a speciálního řetězu...............59 5.2 Porovnání navrhovaného výtahu s hydraulickým výtahem...................................... 60 6 7 8 9 10 11
Závěr.................................................................................................................................61 Seznam použitých zdrojů..................................................................................................62 Seznam použitých symbolů ..............................................................................................63 Seznam příloh ...................................................................................................................67 Seznam výkresové dokumentace..................................................................................67 Přílohy ..........................................................................................................................68 7
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
1 Úvod 1.1 Charakteristika výtahů Výtahem rozumíme strojní zařízení, které slouží k vertikální dopravě osob a břemen mezi dvěma nebo více místy. Dopravované osoby nebo břemena spočívají při dopravě na plošině, která je nosnou částí kabiny nebo klece. Klec je vedena pevnými vodítky ve směru svislém nebo odkloněném od svislého směru o úhel max. 15°. Vodítka jsou pevně zakotvena v šachtě výtahu a umožňují jediný pohyb klece a to přímočarý posuv nahoru a dolů. Klec je zavěšena na jednom nebo více nosných orgánech, které ji spojují s motorickým zdvihacím ústrojím, tzv. výtahovým strojem. Práce výtahu je většinou přerušovaná, to znamená, že nastupování a vystupování osob nebo nakládání a vykládání břemen probíhá při stojící kabině. Existují i výtahy s nepřetržitým pracovním cyklem, např. osobní oběžné výtahy tzv. páternostery, u nichž se nástup i výstup osob děje za provozu.
1.2 Historie a vývoj výtahů Konstruktérem nejstaršího výtahu v dějinách (r. 236 př. n. l.) byl řecký fyzik a matematik Archimédes. Klec jeho výtahu byla zavěšena na konopném laně a vrátek měl ruční pohon. Podobný výtah měl i římský císař Nero. Značně později byl ve Vatikáně postaven výtah pro papeže. Pohon výtahu byl šlapacím kolem na lidský pohon. První výtah s využitím účinků protizávaží byl postaven pro dvůr krále Ludvíka XIV. Na přelomu 17. a 18. století. Teprve v první polovině 19. století dochází k rozvoji výtahů, poháněných parním strojem. Výtah v moderním pojetí, vybavený plošinou vedenou vodítky a bezpečnostním zařízením, které mělo zabránit pádu při přetržení nosných orgánů, se objevil až r. 1853. Byl to nákladní výtah vybavený primitivním zachycovacím ústrojím podle vynálezu Elishy Gravese Otise, určený pro dopravu břemen a obsluhy. První osobní výtah, vybavený zachycovacím ústrojím, byl instalován v obchodním domě v New Yorku v r. 1857. K dalšímu rozšíření výtahů přispěl i vývoj parního stroje a ocelových lan. Pohon výtahů v tomto období byl výhradně bubnový. Trakční pohon byl realizován až mnohem později. V druhé polovině 19. století dochází ke stavbě výtahů s hydraulickým pohonem, u nichž pracovním médiem byla voda. Roku 1868 byl ve Vídni patentován výtah s hydraulickým nepřímým pohonem, s využitím lanového převodu. Tím se zkrátila délka hydraulického válce. A vznikla možnost umístění hydraulického válce do horizontální polohy. Zásadní změnu v konstrukci výtahů přináší vynález elektrického pohonu. V roce 1880 byl na průmyslové výstavě vystaven první výtah s tímto pohonem. Všechny tyto výtahy byly konstrukčně shodné s předchozími typy, pouze parní stroj nahradil elektromotor. Roku 1895 bylo použito třecího kotouče (trakčního pohonu) k pohonu výtahu ve vertikální šachtě. Podstatným nedostatkem elektrických výtahů bylo nedokonalé a těžkopádné řízení. V roce
8
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
1894 byl nainstalován první výtah s univerzálním tlačítkovým řízením, ale rozvoj řídících systémů nastal až kolem roku 1900. Od tohoto roku také nastal ústup hydraulických výtahů, které již nebyly schopny pokrýt požadavky na vysoké zdvihy. Stále více se uplatňoval výtah s trakčním pohonem a zatlačil bubnový pohon do pozadí. Pohon stejnosměrným elektromotorem v Leonardově zapojení znamenal možnost plynulé regulace rychlosti. Dalším krokem bylo zavedení bezpřevodového výtahového stroje s pomaluběžným elektromotorem s cizím buzením pro nejvyšší dopravní rychlosti. Prvním výtah s bezpřevodovým strojem byl instalován v New Yorku již v roce 1903. Poté pak v rychlém sledu následovaly další. Po druhé světové válce nastal pronikavý rozvoj výtahové techniky. Nejrozšířenějším typem výtahu v té době byl výtah s trakčním pohonem a mechanickou převodovou skříní mezi elektromotorem a hnacím kotoučem. Dalším typem byl hydraulický výtah v moderním pojetí, který je vhodný pro budovy se dvěma až šesti podlažími. Pronikavý rozvoj zaznamenalo řízení osobních výtahů. Tlačítkové řízení, běžné před válkou, bylo zatlačeno do pozadí řízením sběrným. Tlačítkové řízení není schopno po zaznamenání prvního povelu reagovat na další povely, dokud nevyřídí povel první. Tohoto řízení se proto využívalo pouze pro výtahy s lehkým provozem. Sběrné řízení je charakterizováno paměťovými prvky, které registrují všechny povely a vyřizují je tak, aby cestující byli dopraveni do požadovaných podlaží v nejkratším možném čase bez ohledu na pořadí, ve kterém byly povely zaznamenány.
1.3 Vývoj výtahů u nás K přehledu světového vývoje výtahů je nutné připojit i vývoj u nás. První výtah, nákladní s transmisním pohonem, postavila firma Breitfeld – Daněk v roce 1876 pro pivovar v Litoměřicích. V éře hydraulických výtahů byla vyrobena a instalována řada zařízení pražskou firmou Prokopec. První elektrický výtah s tlačítkovým řízením byl postaven v pražském hotelu Modrá hvězda. První páternoster byl instalován v budově Nové radnice v Praze.
1.4 Rozdělení výtahů Výtahy mohou být rozděleny podle různých kritérií. Jedním z nejdůležitějším je druh pohonu, na němž do značné míry závisí koncepce zařízení a konstrukce jeho komponentů. Z tohoto hlediska dělíme výtahy do tří skupin: 1) výtahy s elektrickým pohonem 2) výtahy s hydraulickým pohonem 3) výtahy s pneumatickým pohonem U elektrických výtahů je pohon realizován pomocí: •
trakčního kotouče
•
bubnu 9
VUT v Brně, FSI •
Diplomová práce
řetězového kola
• pastorku s ozubeným hřebenem Výtahy s elektrickým pohonem dále rozdělujeme do těchto skupin: a) výtahy osobní a nákladní s doprovodem osob •
výtahy se samoobsluhou
• výtahy určené pro provoz s ustanoveným řidičem b) výtahy nákladní se zakázanou dopravou osob •
výtahy, do jejichž klece mohou při manipulaci s břemeny vstupovat osoby
• výtahy, do jejichž klece osoby vstupovat nemohou c) malé nákladní výtahy do nosnosti 100 kg d) stolové výtahy (chodníkové) •
s ustanoveným řidičem
•
se zakázanou dopravou osob
e) osobní oběžné výtahy (páternostery) f) výsypné výtahy (skipové) Jako nosný orgán může být použito: •
lano
•
kloubový řetěz
1.5 Parametry výtahů 1.5.1
Základní parametry výtahů
Základními parametry výtahů jsou nosnost a jmenovitá rychlost. Nosností výtahu rozumíme největší dovolenou hmotnost břemen, kterým se smí klec za provozu zatížit. Jmenovitá rychlost je teoretická rychlost klece, pro niž je výtah konstruován. Provozní rychlost výtahu se od jmenovité hodnoty může lišit o ± 15%. 1.5.2
Doplňující parametry
Doplňujícími technickými parametry a údaji, které blíže určují typ výtahu, jsou : •
zdvih, počet a poloha stanic
•
rozměry výtahové šachty, klece a strojovny
•
napětí elektrické sítě, hustota spínání
•
druh řízení
•
provedení a ovládání šachetních dveří
•
umístění výtahu v budově
10
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
2 Funkční rozměry Rozměry klece, šachty, dveří a prohlubně udává norma ČSN ISO 4190-2. Na obr.1 je boční řez šachtou se zakótovanými hlavními rozměry. Obr.1 také znázorňuje příčný řez šachtou, rozměry šachty a klece. Rozměry jsou uvedeny v tab.1. Užitečná plocha klece Užitečnou plochu klece udává norma ČSN EN 81-1. Plocha klece je závislá na nosnosti výtahu. Pro nosnost výtahu Q = 400 kg je užitečná plocha klece S KL = 1,17 m 2 . Tab.1 Funkční rozměry šířka
A [mm]
1000
výška
H [mm]
2200
hloubka
B [mm]
1170
šířka
E [mm]
1000
výška
F [mm]
2100
šířka
C [mm]
2100
hloubka
D [mm]
1700
Prohlubeň
hloubka
P [mm]
1500
Výška nad posledním podlažím
výška
Q [mm]
4100
Klec
Klecové a šachetní dveře Šachta
Obr.1 Rozměry šachty a klece 11
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
3 Koncepce výtahu, popis jednotlivých konstrukčních celků
Obr.2 Schéma výtahu Legenda: 1… 2…
zásobník řetězu poháněcí řetězové kolo
8 … elektromotor 9 … výtahová vodítka
3… 4…
tlačný řetěz rám klece
10 …konzola 11 ... čepový spoj rámu klece s řetězem
5… 6…
klec vodící čelist
12 …vodící drážka tlačného řetězu 13 ... brzda
7…
planetová převodovka
14 …ruční kolo
Na obr.2 je znázorněno funkční schéma výtahu v pohledu ze předu a shora včetně jednotlivých konstrukčních celků. Výtah je umístěn do betonové šachty. Jak je patrné z obrázku, výtahový stroj se nachází ve spodní části šachty (v prohlubni) pod úrovní spodní stanice.
Princip výtahu poháněného tlačným řetězem Tlačný řetěz 3 (trojřadý válečkový) je veden ze zásobníku řetězu 1. Na poháněcím řetězovém kole 2 mění směr a je naveden pomocí naváděcího členu do svislé vodící drážky 12. V této drážce stoupá ve svislém směru a tlačí před sebou rám klece. Konec řetězu je
12
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
připojen na kluzný člen, který je rovněž veden ve vodící drážce řetězu. Ke kluznému členu je pomocí čepu připojeno závěsné oko, které je otočně spojeno s rámem klece. Detailní popis
čepového spoje je uveden v kapitole 4.8. Rám klece 4 je veden ve dvou výtahových vodítkách 9 pomocí vodících čelistí. Vedení je tedy kluzné. K rámu je připevněna klec 5 pomocí několika šroubů a silentbloků. Uchycení klece k rámu je na podlaze a na stropě. Výtahová vodítka 9 a vodící drážky řetězu 12 jsou ke stěně šachty připevněny pomocí konzol 10. Tyto konzoly se šroubují ke stěně šachty pomocí závitových tyčí. Výtah je poháněn trojfázovým elektromotorem 8. Mezi elektromotor a poháněcí řetězové kolo je vložena planetová převodovka 7 a dvojčelisťová brzda 13. Detailní popis jednotlivých konstrukčních celků a jejich funkce je uveden v následujících kapitolách.
4 Popis jednotlivých částí a konstrukčních celků, jejich výpočet 4.1 Klec Světlé (vnitřní) rozměry klece udává tab.1. Klec je vyrobena z plechových dílů. K nosnému rámu je klec připevněna pomocí několika šroubů na podlaze a na stropě. Odpružení klece je provedeno pomocí pryžových silentbloků. Klecové i šachetní dveře jsou vodorovně posuvné jednostranné dvoudílné.
4.2 Rám klece Rám klece je nosná konstrukce, která slouží k uchycení samotné klece, k její vedení ve vodítkách a ke spojení s nosným orgánem, v tomto případě s tlačným řetězem. Pro navrhovaný typ výtahu, respektive pro zvolený pohon je nejvhodnější zvolit rám klece s bočním vedením. Na obr.3 je ukázán rám klece ve dvou pohledech včetně popisu hlavních částí. Sestava rámu se skládá z dílů vyráběných a z dílů nakupovaných. Mezi díly vyráběné patří: •
spodní nosník
•
horní nosník
•
svislá táhla
•
spodní konzola
Všechny tyto díly jsou vyrobeny z oceli 11 373, která má zaručenou svařitelnost. Mezi nakupované díly patří: •
vodící čelisti
•
zachycovače
•
ovládací páka zachycovačů
• spojovací materiál Jednotlivé části rámu klece jsou popsány v následujících kapitolách.
13
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
horní nosník vodící čelist svislé táhlo spodní nosník
ovládací páka zachycovačů spodní konzola
zachycovač
Obr.3 Rám klece, popis hlavních částí 4.2.1
Spodní nosník
Na spodní nosník je položena a přišroubována klec. Spodní nosník je vyroben z plechových ohýbaných profilů tvaru U a z trubky, která slouží k připojení závěsu klece. Tloušťka těchto profilů je 5 mm. Jednotlivé díly jsou k sobě přivařeny. Z horní strany jsou vyvrtány otvory pro šrouby k připevnění klece. Spodní nosník je se svislými táhly spojen pomocí spodních konzol a šroubů. Spodní nosník je zobrazen na obr.4.
Obr.4 Spodní nosník 14
VUT v Brně, FSI
4.2.2
Diplomová práce
Spodní konzola
Spodní konzola je vyrobena z ohýbaného plechu tloušťky 4 mm. Jsou v ní vystřiženy zářezy na vodítka a na lano omezovače rychlosti.
4.2.3
Svislá táhla
Na svislá táhla jsou připevněny vodící čelisti a zachycovače. Jsou vyrobeny z ohýbaného plechu tloušťky 4 mm.
4.2.4
Horní nosník
Horní nosník tvoří svařenec ze dvou ohýbaných plechů tloušťky 4 mm a ocelové bezešvé trubky čtvercového průřezu TR 4HR 80x5. K tomuto svařenci jsou pomocí šroubového spoje připevněny dvě konzoly pro horní uchycení klece v silentblocích. Horní nosník má za úkol jednak uchytit klec ve stropní části a jednak zabezpečuje konstantní vzdálenost obou svislých táhel.
Obr.5 Horní nosník 4.2.5
Zachycovač
Zachycovače jsou mechanická zařízení upevněná k ocelové konstrukci rámu klece zachycující klec na vodítkách, přetrhnou-li se nosné orgány nebo dojde-li k překročení dopravní rychlosti nad stanovenou mez při pohybu směrem dolů. Zachycovacím ústrojím musí být vybaven každý výtah, do jehož klece mohou vstupovat osoby, je-li klec zavěšena na lanech nebo kloubových řetězech. Zachycovače musí účinkovat ihned, přetrhnou-li se nosné orgány. Při zachycení klece musí být řídící okruh samočinně vypnut zachycovacím spínačem. Zachycovač je umístěn v úrovni pod podlahou klece. Zachycovač musí být navržen tak, aby působil na obě vodítka současně. Musí být dobře přístupný, aby byla možná jeho údržba.
15
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Podle provozních charakteristik se zachycovače dělí do tří skupin: •
zachycovače samosvorné
•
zachycovače samosvorné s tlumením
• zachycovače klouzavé Pro navrhovaný výtah je zvolen válečkový samosvorný zachycovač F9C0005. Tento zachycovač je pouze jednosměrný, neboť výtah není vybaven protizávažím a tudíž nehrozí pád vzhůru. Princip zachycovače je vysvětlen na obr.6. Aktivní částí zachycovacího ústrojí je kalený ocelový váleček 1, který je ovládán táhlem 2 spojeným s ovládací pákou zachycovačů 3. Vodítko 4 je vedeno výřezem v tělese zachycovače 5. Výřez má na jedné straně šikmou plochu, o kterou se opírá váleček 1, na druhé straně plochu rovnoběžnou s vodítkem. Při uvedení zachycovače v činnost je páka 3 zvedána a přes táhlo 2 zasouvá váleček do záběru. Po vymezení vůle mezi opěrnou deskou a vodítkem dojde k vzepření válečku mezi šikmou plochou tělesa 5 a vodítkem 4, a tím k rychlému zastavení klece. Zachycovač je ke svislému táhlu 6 připevněn pomocí čtyř šroubů 7 a podložek 8.
Obr.6 Válečkový zachycovač - pohled z boku a shora 4.2.6
Ovládací páka zachycovačů
Mechanismus omezovače rychlosti je pouze jeden a je umístěn na jedné straně výtahu. Zatímco zachycovače jsou dva, na každém vodítku jeden. Z požadavku, že k vybavení obou zachycovačů musí dojít ve stejný okamžik, je nutné je propojit. K propojení obou zachycovačů slouží ovládací páka zachycovačů, viz obr.7. Tato páka je nakupovaná od firmy Dynatech, je stavitelná pro různé rozmezí rozchodu vodítek. Montáž páky je jednoduchá. Tato páka je určena pro výtahy, u nichž jsou vodítka a zachycovače vně rámu klece. Jelikož u navrhovaného výtahu jsou zachycovače a vodítka z vnitřní strany rámu klece,
16
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
je nutná menší úprava jednoho konce páky. 2
1
3 4 5 6 8 7
Obr.7 Ovládací páka zachycovačů Popis páky Páka je k oběma zachycovačům připojena pomocí táhel 1. Tyto táhla jsou spojena s délkově stavitelnou torzní tyčí 5 pomocí páky 2. Torzní tyč je uložena otočně ve dvou pouzdrech 3. K rámu klece je ovládací páka přišroubována přes konzoly 4 pomocí šesti šroubů. Předepínač 6 udává citlivost zařízení. Předepínač musí být umístěn na straně omezovače rychlosti. Citlivost se dá nastavit pomocí šroubu. Pomocí táhla 7 je ovládací páka připojena k lanku omezovače rychlosti. V případě vybavení zachycovačů je bezpečnostní obvod přerušen spínačem 8.
4.2.7
Vodící čelisti
U navrhovaného nákladního výtahu je zvoleno kluzné vedení z důvodu nízké jmenovité rychlosti. Tento způsob vedení je jednodušší a levnější. Naopak valivé vedení představuje menší odpor proti pohybu klece. Je zvolena vodící čelist 1400G od firmy Metal Lift s.r.o. viz obr.8. Základ tvoří hliníkový odlitek 1, do kterého je vlisována silonová vložka 2. Vodící čelist je k rámu klece připojena pomocí čtyř šroubů M12. 2 1
Obr.8 Vodící čelist
17
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
4.2.7.1 Výpočet sil ve vodících čelistech Při výpočtu sil je uvažováno plné zatížení, které je navíc vyoseno vůči geometrickému středu klece o vzdálenost ex ve směru osy x a o vzdálenost ey ve směru osy y. Na velikost sil ve vodících čelistech mají vliv pouze ty části rámu klece, které vytváří moment vzhledem k ose vodítka y. Je tedy uvažován pouze moment od tíhy spodního nosníku, moment od tíhy klece a moment od excentricky umístěného břemene. Svislá táhla a jednotlivé prvky na nich umístěné (jako jsou vodící čelisti a zachycovače) moment vůči ose vodítka y nevytváří. Na obr.9 je pohled na rám klece a rozložení zatížení, které na něj působí. Tabulka 2 udává rozměry rámu klece a velikost jednotlivých zatížení.
Obr.9 Zatížení rámu klece Tab.2 Parametry pro výpočet sil ve vodících čelistech KK
KSN
Q
b
h
m
A
B
[kg]
[kg]
[kg]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
300
50
400
900
2637
175
1000
1170
kde
KK … hmotnost klece KSN .. hmotnost spodního nosníku Q ….. nosnost výtahu b ….. šířka rámu klece h ….. svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi m …. vzdálenost klece od osy vodítka A …. šířka klece B …. hloubka klece
18
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Obr.10 ukazuje zjednodušené schéma pro výpočet sil ve vodících čelistech. Jedná se o nosník na dvou podporách, který je namáhán na „krut“ od jednotlivých momentů. Úkolem je spočítat síly v podporách Fx1 a Fx2.
Obr.10 Schéma zatížení rámu klece Určení přípustné excentricity zatížení Q Velikost přípustné excentricity udává norma ČSN EN 81-1. Excentricita v ose x ex =
A 8
(1)
1000 = 125 8 e x = 125 mm
ex =
kde
A(1000 mm) ……… šířka klece
Excentricita v ose y B 8 1170 ey = = 146,25 8 e y = 146,25 mm ey =
kde
(2)
B(1170 mm) ……… hloubka klece
19
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Výpočet reakcí Z momentové rovnováhy podle obr.9 a obr.10 lze psát následující rovnice. Q ⋅ g ⋅ e y − Fy ⋅ h = 0
(3)
A b A b Q ⋅ g ⋅ + m + e x ⋅ − e y + (K K + K SN ) ⋅ g ⋅ + m ⋅ − Fx2 ⋅ h ⋅ b = 0 2 2 2 2
(4)
A b A b Q ⋅ g ⋅ + m + e x ⋅ + e y + (K K + K SN ) ⋅ g ⋅ + m ⋅ − Fx1 ⋅ h ⋅ b = 0 2 2 2 2
(5)
Z rovnice (3) po úpravě získáme: Fy =
Q ⋅ g ⋅ ey
(6)
h
400 ⋅ 9,81 ⋅ 146,25 = 217,6 2637 Fy = 217,6 N Fy =
kde
Q(400 kg)………… nosnost výtahu g(9,81 m/s2)………. tíhové zrychlení ey(146,25 mm) …… excentricita zatížení v ose y h(2637 mm) ……… svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi
Z rovnice (5) po úpravě získáme:
A A Q ⋅ g ⋅ + m + e x ⋅ (b + 2 ⋅ e y ) + (K K + K SN ) ⋅ g ⋅ + m ⋅ b 2 2 Fx1 = 2⋅b⋅h
(7)
1000 1000 400 ⋅ 9,81 ⋅ + 175 + 125 ⋅ (900 + 2 ⋅ 146,25) + (300 + 50 ) ⋅ 9,81 ⋅ + 175 ⋅ 900 2 2 Fx1 = 2 ⋅ 900 ⋅ 2637 Fx1 = 1228,1 N kde
Q(400 kg)………… nosnost výtahu g(9,81 m/s2)………. tíhové zrychlení A(1000 mm) …….. šířka klece m(175 mm)……….. vzdálenost klece od osy vodítka ex(125 mm) ………. excentricita zatížení v ose x ey(146,25 mm) ……. excentricita zatížení v ose y b(900 mm) ……….. šířka rámu klece KK(300 kg) ………. hmotnost klece KSN(50 kg) ……… hmotnost spodního nosníku h(2637 mm) ……… svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi
20
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Z rovnice (4) po úpravě získáme: A A Q ⋅ g ⋅ + m + e x ⋅ (b − 2 ⋅ e y ) + (K K + K SN ) ⋅ g ⋅ + m ⋅ b 2 2 Fx2 = 2⋅b⋅h
(8)
1000 1000 400 ⋅ 9,81 ⋅ + 175 + 125 ⋅ (900 − 2 ⋅ 146,25) + (300 + 50 ) ⋅ 9,81 ⋅ + 175 ⋅ 900 2 2 Fx2 = 2 ⋅ 900 ⋅ 2637 Fx2 = 841,2 N kde
Q(400 kg)………… nosnost výtahu g(9,81 m/s2)………. tíhové zrychlení A(1000 mm) …….. šířka klece m(175 mm)……….. vzdálenost klece od osy vodítka ex(125 mm) ………. excentricita zatížení v ose x ey(146,25 mm) ……. excentricita zatížení v ose y b(900 mm) ……….. šířka rámu klece KK(300 kg) ………. hmotnost klece KSN(50 kg) ……… hmotnost spodního nosníku h(2637 mm) ……… svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi
Tab.3 Síly ve vodících čelistech Fy [N]
Fx1 [N]
Fx2 [N]
217,6
1228,1
841,2
4.2.7.2 Výpočet odporu proti pohybu klece Kluzné tření na vodítkách představuje dosti značný odpor proti pohybu. Zvolené vodící
čelisti nejsou odpruženy. Aby se snížil odpor proti pohybu vlivem tření na vodítkách, jsou vodítka mazána. Jako maziva se nejčastěji používají lehké oleje, které stékají po vodítkách a odstraňují z vodítek špínu a prach. Materiálem vodítka je ocel tažená za studena. Vodící čelisti jsou hliníkové a jsou vyloženy vložkami ze silonu. Tento materiál má dobré kluzné vlastnosti a nízký součinitel smykového tření, malé opotřebení a nízkou cenu. Silonová vložka je do tělesa vodící čelisti zalisována.
Určení součinitele smykového tření Hodnota dynamického součinitele smykového tření pro ocel a silon je určena experimentálně. Měření je provedeno dle schématu na obr.11. Na vodorovné podložce je umístěna podpěra 3. Ocelová tyč tažená za studena 1, která představuje vodítko, je opřena o 21
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
podložku a podpěru. Délka tyče je l = 460 mm . Na tyč je položena silonová zkušební kostka 2. Princip měření spočívá v měření úhlu sklonu tyče α, při kterém se kostka samovolně pohybuje. V našem případě je měřena výška h. Pomocí goniometrických funkcí je určen úhel
α a z něj dynamický součinitel smykového tření f. Pro větší přesnost je měření provedeno 5x. Součinitel smykového tření je určen pro suchý i pro mazaný styk. Dále ve výpočtu je uvažován součinitel tření pro mazaný styk. Výsledky měření udává tab.4.
Obr.11 Schéma měření Tab.4 Výsledky měření dynamického součinitele tření
Číslo měření
1
2
3
4
5
průměr
suché
h [mm]
117
108
107
114
111
111,4
mazané
h [mm]
104
101
98
103
102
101,6
Úhel α, který svírá tyč s vodorovnou podložkou se vypočte dle vztahu (9). h l Součinitel smykového tření je pak určen ze vztahu (10).
α = arcsin
(9)
f = tgα
(10)
Po dosazení (9) do (10) h f = tg arcsin l kde
(11)
h(mm)…………….. výška l(460 mm) ………... délka tyče
22
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Hodnota součinitele smykového tření pro suchý styk
111,4 f = tg arcsin = 0,25 460 f = 0,25 Hodnota součinitele smykového tření pro mazaný styk 101,6 f = tg arcsin = 0,23 460 f = 0,23
Silový rozbor na vodících čelistech Působení sil Fx1 a Fx2 je patrné z obr.12a, působení síly Fy je uvedeno na obr.12b
a)
b)
Obr.12 Silový rozbor Dle obr.12a a obr.12b lze sestavit rovnice statické rovnováhy. FN1 − Fx1 = 0
(12)
FN2 − Fx2 = 0
(13)
Fy − FN3 = 0
(14)
Z rovnic (12), (13), (14) plyne: FN1 = Fx1 = 1228,1 N 23
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
FN2 = Fx2 = 841,2 N FN3 = Fy = 217,6 N kde
Fx1, Fx2, Fy(N) ……. síly ve vodících čelistech FN1, FN2, FN3(N) ...... normálové síly na vodítko
Velikost třecích sil FT mezi vodítkem a vodící čelistí FT1 = f ⋅ FN1
(15)
FT1 = 0,23 ⋅ 1228,1 = 282,5 FT1 = 282,5 N FT2 = f ⋅ FN2
(16)
FT2 = 0,23 ⋅ 841,2 = 193,5 FT2 = 193,5 N FT3 = f ⋅ FN3
(17)
FT3 = 0,23 ⋅ 217,6 = 50,1 FT3 = 50,1 N kde
f(0,23) …………….. součinitel tření mezi vodítkem a vodící čelistí
Určení celkového odporu proti pohybu FTcelk Jelikož každá reakce ve vodící čelisti Fx1, Fx2, Fy je vlastně silovou dvojicí, je nutné třecí síly FT1(282,5N), FT2(193,5N), FT3(50,1N) při výpočtu celkového odporu proti pohybu započítat dvakrát. FTcelk = 2 ⋅ (FT1 + FT2 + FT3 )
(18)
FTcelk = 2 ⋅ (282,5 + 193,5 + 50,1) = 1052,2 FTcelk = 1052 N
Výpočet síly F, potřebné ke zdvižení klece Síla F musí překonat odpor proti pohybu klece FTcelk (způsobený smykovým třením mezi vodítkem a vodícími čelistmi) a další zatížení, mezi které patří: •
nosnost
Q = 400 kg
•
hmotnost klece
K K = 300 kg
•
hmotnost rámu klece K R = 200 kg
24
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Velikost síly F je tedy dána: F = (Q + K K + K R ) ⋅ g + FTcelk
(19)
F = (400 + 300 + 200 ) ⋅ 9,81 + 1052 = 9881 F = 9881 N kde g(9,81 m/s2) ……….. tíhové zrychlení FTcelk(1052 N) …… celkový odpor klece proti pohybu
4.2.8
Spojovací materiál
Pro spojení jednotlivých dílů rámu klece jsou použity šrouby s válcovou hlavou a vnitřním šestihranem ČSN 02 1143 velikosti M12. Dále šestihranné matice ČSN 02 1401, podložky ČSN 02 1702 a pružné podložky ČSN 02 1740
4.3 Omezovač rychlosti Schéma uspořádání omezovače rychlosti je na obr.13. Samotný omezovač rychlosti je umístěn v horní části šachty. Má nekonečné ovládací lanko 1, vedené přes kladku omezovače 2 a kladku napínacího zařízení 3, umístěnou v dolní části výtahové šachty. Ovládací lanko je připevněno k rámu klece resp. k ovládací páce zachycovačů v místě 4 a v normálním provozu je pohyb celé soustavy odvozen od pohybu klece. Při vzrůstu otáček kladky 2 na předepsanou hodnotu zastaví omezovač rychlosti ovládací lanko. Relativní pohyb klece a lanka je příčinou vybavení zachycovačů. Ovládací lanko je ocelové o průměru 6 mm.
Obr.13 Schéma uspořádání omezovače rychlosti Podle konstrukce se omezovače rychlosti dělí do dvou základních skupin na: •
kyvadlové
•
odstředivé
Je zvolen odstředivý omezovač rychlosti LK 200 s vodorovnou osou. 25
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Funkce omezovače rychlosti Pokud rychlost klece při jízdě směrem dolů nedosáhne předem stanovené hodnoty, odstředivá síla, působící na závaží omezovače, nevyvolá natočení páky, nebo pouze natočení tak malé, že hrot závaží nepřijde do záběru se zubem pevného kotouče. Při vzrůstu rychlosti a tedy i otáček kladky omezovače vzroste odstředivá síla, která přemůže tah pružiny a hrot závaží zapadne do zubu kotouče. Tím se kladka nuceně zastaví a v důsledku značného tření v klínové drážce se s ní současně zastaví i ovládací lanko, které zůstává v klidu tak dlouho pokud síla v lanku nepřekročí hodnotu smykového tření v klínové drážce kladky.
4.4 Konzola Konzola (viz obr.14) slouží k ukotvení vodítek a vodící drážky tlačného řetězu. Konzoly jsou ke stěně výtahové šachty připevněny pomocí šesti závitových tyčí. Svislá rozteč mezi jednotlivými konzolami je 1980 mm. Konzola je svařenec z U-profilu velikosti 65, dále z plechů o tloušťce 5 a 6 mm.
Obr.14 Konzola
4.5 Vodítka Vodítka slouží k vedení klece ve výtahové šachtě. Ke stěně šachty jsou ukotvena pomocí konzoly viz kapitola 4.4. K ukotvení vodítek ke konzole je použita kotva SL-P10 od firmy Monteferro viz obr.15.
26
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Obr.15 Kotva vodítka Pro zajištění bezpečného provozu výtahu musejí vodítka, jejich spoje a kotvy odolávat zatížení a silám, které na ně působí. Zásady bezpečného výtahového provozu týkajícího se vodítek: a) musí být zajištěno vedení klece b) průhyby musejí být omezeny tak, aby •
nedošlo k neúmyslnému odjištění šachetních dveří
•
nebyla ohrožena funkce zachycovačů
• nemohl nastat vzájemný střet pohyblivých dílů s jinými díly Upevnění vodítek na kotvách a k budově musí zajistit vyrovnání normálního sesedání budovy nebo smršťování betonu buď samovolně nebo jednoduchým seřízením. Klec bude vedena ve dvou vodítkách. Svislá vzdálenost mezi kotvami vodítek je l = 1980 mm .
4.5.1
Volba vodítek, jejich technické parametry
Je zvoleno vodítko T90/A dle normy ISO 7465. Materiál vodítka - ocel pro strojní součást E235 s mezí pevnosti v tahu Rm = 370 MPa a mezí kluzu Re = 235MPa . Jelikož jmenovitá rychlost výtahu je 0,4 m ⋅ s −1 , jsou zvolena vodítka vyrobená tažením za studena. Průřez vodítka je zobrazen na obr.16
Obr.16 Příčný průřez vodítka T 90/A 27
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Tab.5 Rozměry vodítka v [mm] b1
h1
k
n
c
g
f
rs
e
90
75
16
42
10
8
10
4
26,1
Tab.6 Technické parametry vodítka S
q1 2
Ixx
Wxx 4
ixx
3
Iyy
Wyy 4
3
iyy
[mm ]
[kg/m]
[mm ]
[mm ]
[mm]
[mm ]
[mm ]
[mm]
1725
13,55
1020000
20870
24,3
526000
11800
17,5
S ....... plocha příčného průřezu vodítka q1 …. hmotnost 1 metru vodítka
kde
Ixx … moment setrvačnosti k ose x Wxx .. modul průřezu v ohybu k ose x ixx …. poloměr setrvačnosti k ose x Iyy … moment setrvačnosti k ose y Wyy .. modul průřezu v ohybu k ose y iyy …. poloměr setrvačnosti k ose y
4.5.1.1 Dovolené hodnoty napětí pro vodítka T-profilu Tab.7 Dovolené napětí ve vodítku, hodnoty jsou v [MPa] Zatěžovací stav
Rm 370
440
520
normální provoz - jízda / nakládání
165
195
230
působení zachycovačů
205
244
290
4.5.1.2 Dovolené průhyby vodítka T-profilu Dovolená hodnota průhybu vodítka klece je 5 mm v obou směrech.
4.5.2
Výpočet vodítek
Výpočet vodítek je proveden podle normy ČSN EN 81-1. U vodítek se kontroluje napětí a průhyby pro 3 zatěžovací stavy: •
působení zachycovačů
•
normální provoz – jízda
•
normální provoz – nakládání
Z důvodu omezeného rozsahu této práce je proveden výpočet vodítek pouze pro nejnebezpečnější zatěžovací stav a to pro zatížení „působení zachycovačů“, kdy je vodítko
28
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
namáháno na ohyb a vzpěr. U ostatních zatěžovacích stavů odpadá vzpěr, tudíž hodnoty namáhání a průhybů vodítek jsou nižší.
Součinitel rázu Součinitel rázu při působení bezpečnostních zařízení k1 je závislý na druhu bezpečnostního zařízení. Pro zvolený samosvorný zachycovač je jeho hodnota k 1 = 3 .
Stanovení hodnoty ω pro výpočet vodítek na vzpěr S tímto součinitelem bude počítáno dále. Hodnota součinitele ω se vypočte podle vzorce (21). Uvedený vztah platí pro 85 ≤ λ ≤ 115 . Nejprve je tedy nutné vyčíslit hodnotu součinitele štíhlosti λ.
λ=
l
(20)
i yy
2000 = 114,3 17,5 λ = 114,3 λ=
kde
l(2000 mm) ……….. největší vzdálenost mezi kotvami vodítek iyy(17,5 mm) ……… poloměr setrvačnosti vodítka k ose y
Potom hodnota součinitele ω bude ω = 0,00001711 ⋅ λ 2,35 + 1,04
(21)
ω = 0,00001711 ⋅ 114,3 2,35 + 1,04 = 2,21 ω = 2,2
Rozložení zatížení
Obr.17 Rozložení zatížení 29
VUT v Brně, FSI kde
Diplomová práce
Q(400 kg) …..…….. nosnost výtahu P(500 kg) …............. hmotnost rámu a klece
Tab.8 Souřadnice bodů P a Q bod
souřadnice
P
Q
x [mm]
480
800
y [mm]
0
146,3
Pozn. Souřadnice xP je odměřena z inventoru (je to těžiště rámu klece a klece). Souřadnice xQ je vypočtena dle vztahu (22) a souřadnice yQ dle vztahu (23). 5 xQ = m + ⋅ A 8
(22)
1 ⋅B 8 kde m(175 mm) ………... vzdálenost klece od osy vodítka yQ =
(23)
A(1000 mm) ………. šířka klece B(1170 mm) ………. hloubka klece
4.5.2.1 Namáhání na ohyb a) namáhání na ohyb k ose y vodítka silami ve vodících čelistech Síla ve vodící čelisti Fx =
k 1 ⋅ g ⋅ (Q ⋅ x Q + P ⋅ x P )
(24)
n⋅h
3 ⋅ 9,81 ⋅ (400 ⋅ 800 + 500 ⋅ 480 ) = 3125 2 ⋅ 2637 Fx = 3125 N Fx =
kde
k1(3) ………………. součinitel rázu g(9,81 m/s2) ………. tíhové zrychlení n(2) ……………….. počet vodítek h(2637 mm) ………. svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi
Ohybový moment My =
3 ⋅ Fx ⋅ l 16
(25)
3 ⋅ 3125 ⋅ 2000 = 1,172 ⋅ 10 6 16 M y = 1,172 ⋅ 10 6 Nmm My =
30
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Fx(3125 N) ……………….. síla ve vodící čelisti l(2000 mm) ……………….. vzdálenost mezi kotvami vodítek
kde
Napětí v ohybu σy =
My
(26)
Wyy
1,172 ⋅ 10 6 σy = = 99,3 11800 σ y = 99,3 MPa kde
My(1,172.106 Nmm) ………. ohybový moment Wyy(11800 mm3) ………….. modul průřezu v ohybu vodítka v ose y
b) namáhání na ohyb k ose x vodítka silami ve vodících čelistech Síla ve vodící čelisti k 1 ⋅ g ⋅ (Q ⋅ y Q + P ⋅ y P ) n ⋅h 2 3 ⋅ 9,81 ⋅ (400 ⋅ 146,3 + 500 ⋅ 0 ) Fy = = 653 2 ⋅ 2637 2 Fy = 653 N
Fy =
kde
(27)
k1(3) ………………. součinitel rázu g(9,81 m/s2) ………. tíhové zrychlení n(2) ……………….. počet vodítek h(2637 mm) ………. svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi Q(400 kg) …………. nosnost P(500 kg) ………….. hmotnost rámu a klece yP(0 mm) ………….. souřadnice bodu P v ose y yQ(146,3 mm) ……... souřadnice bodu Q v ose y
Ohybový moment Mx =
3 ⋅ Fy ⋅ l
(28)
16 3 ⋅ 653 ⋅ 2000 Mx = = 2,449 ⋅ 10 5 16 M x = 2,449 ⋅ 10 5 Nmm kde
Fy(653 N) ……………….. síla ve vodící čelisti l(2000 mm) ……………….. vzdálenost mezi kotvami vodítek
31
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Napětí v ohybu
σx =
Mx Wxx
(29)
2,449 ⋅ 10 5 = 11,7 σx = 20870 σ x = 11,7 MPa kde
Mx(2,449.105 Nmm) ………. ohybový moment Wxx(20870 mm3) ………….. modul průřezu v ohybu vodítka v ose x
4.5.2.2 Vzpěr Vzpěrná síla Fk =
k 1 ⋅ g ⋅ (P + Q ) n
(30)
3 ⋅ 9,81 ⋅ (500 + 400 ) = 13243,5 2 Fk = 13243,5 N Fk =
kde
k1(3) ………………. součinitel rázu g(9,81 m/s2) ………. tíhové zrychlení n(2) ……………….. počet vodítek Q(400 kg) …………. nosnost P(500 kg) ………….. hmotnost rámu a klece
Napětí od vzpěru
σk =
Fk ⋅ ω S
(31)
13243,5 ⋅ 2,2 = 17 1725 σ k = 17 MPa
σk =
kde
Fk(13243,5 N) …… vzpěrná síla ω(2,2) ……………. součinitel ω S(1725 mm2) …….. plocha příčného průřezu vodítka
32
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
4.5.2.3 Kombinované namáhání Namáhání na ohyb σm = σx + σy
(32)
σ m = 11,7 + 99,3 = 111 σ m = 111 MPa
kde
σx(11,7 MPa) …….. napětí v ohybu v ose x σy(99,3 MPa) …….. napětí v ohybu v ose y
Namáhání na ohyb a vzpěr σ c = σ k + 0,9 ⋅ σ m
(33)
σ c = 17 + 0,9 ⋅ 111 = 117 σ c = 117 MPa
kde
σk(17 MPa) ……….. napětí od vzpěru σm(111 MPa) ……... kombinované namáhání na ohyb
4.5.2.4 Namáhání příruby vodítka na ohyb σF =
1,85 ⋅ Fx c2
(34)
1,85 ⋅ 3125 = 58 10 2 σ F = 58 MPa σF =
kde
Fx(3125 N) ……….. síla ve vodící čelisti c(10 mm) …………. tloušťka příruby vodítka
Hodnoty všech napětí jsou menší než dovolené napětí z tab.7 , vodítko vyhovuje.
4.5.2.5 Průhyby vodítek a) průhyb k ose x δ x = 0,7 ⋅
Fx ⋅ l 3 48 ⋅ E ⋅ I yy
(35)
3125 ⋅ 2000 3 = 3,3 48 ⋅ 2,1 ⋅ 10 5 ⋅ 526000 δ x = 3,3 mm δ x = 0,7 ⋅
kde
l(2000 mm) ……….. vzdálenost mezi kotvami vodítek E(2,1.105 MPa) …… modul pružnosti v tahu Iyy(526000 mm4) …. moment setrvačnosti vodítka k ose y
33
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
b) průhyb k ose y
δ y = 0,7 ⋅
Fy ⋅ l 3
(36)
48 ⋅ E ⋅ I xx
653 ⋅ 2000 3 δ x = 0,7 ⋅ = 0,4 48 ⋅ 2,1 ⋅ 10 5 ⋅ 1020000 δ x = 0,4 mm kde
Fy(653 N) ………… síla ve vodící čelisti l(2000 mm) ……….. vzdálenost mezi kotvami vodítek E(2,1.105 MPa) …… modul pružnosti v tahu Ixx(1020000 mm4) …. moment setrvačnosti vodítka k ose x
Hodnoty průhybů v obou osách jsou menší než je dovolený průhyb, vodítko vyhovuje.
4.6 Vodící drážka tlačného řetězu Vodící drážka zajišťuje vedení tlačného řetězu (viz obr.18). Je vyrobena z U50-profilu 1. Dvě vnitřní plochy tohoto profilu jsou zfrézovány do roviny. K těmto plochám jsou pak přišroubovány dvě vodící lišty 2. Vodící lišty jsou vyrobeny z oceli, povrch je broušen. Na obou koncích U-profilu jsou přivařeny příruby 3, které slouží k přišroubování ke konzole.
Obr.18 Detail vedení řetězu
4.7 Tlačný řetěz Jako nosný orgán nákladního výtahu je zvolen trojřadý válečkový řetěz „triplex“. Dvě krajní řady řetězu jsou vedeny ve vodící drážce (viz obr.18). Při volbě řetězu je nutné uvažovat několik hledisek:
•
hmotnost řetězu co nejmenší
•
rozteč řetězu co největší, tím se zmenší odpor ve vedení v důsledku snížení příčení řetězu
•
pevnost řetězu, zda vyhovuje statické a dynamické bezpečnosti
34
VUT v Brně, FSI
4.7.1
Diplomová práce
Výpočet odporu řetězu při pohybu ve vodící drážce
Při výpočtu odporu řetězu ve vedení je předpokládáno, že dochází k odvalování jednotlivých válečků po vodící liště. Valivý odpor řetězu je způsoben: •
silou F, která je nutná ke zdvižení plně zatížené klece a rámu klece
•
vlastní hmotností řetězu Fq
•
čepovým třením Mč, ke kterému dochází mezi válečky a pouzdry řetězu
Obr.19 ukazuje zatížení řetězu ve svislém vedení a průběhy jednotlivých zatížení po výšce
Obr.19 Průběhy sil po výšce H´ Z obr.19 je patrné, že síla F je po celé délce řetězu konstantní. Zatížení q od vlastní hmotnosti narůstá lineárně od 0 po maximální hodnotu qMax. Valivý odpor Ft, který je dán součtem odporů od zatížení F, Fq a čepového tření Mč má potom lichoběžníkový průběh. Pro zjednodušení výpočtu valivého odporu celého řetězu je vytknut jeden článek ve výšce H´/2. Pro tento prostřední článek je proveden silový rozbor (viz obr.20). Je zřejmé, že zatížení tohoto článku je střední a k určení valivého odporu celého řetězu je nutné vypočtenou střední hodnotu vynásobit počtem článků, které jsou ve styku s vedením.
4.7.1.1 Silový rozbor Silový rozbor je proveden na vytknutém článku řetězu ve výšce H´/2.
35
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Obr.20 Silový rozbor článku řetězu F ...... síla potřebná ke zdvižení plně zatížené klece a rámu klece Fq … síla od vlastní hmotnosti řetězu FN … normálová síla mezi válečkem a vedením Ft …. tečná reakce při valení válečku υ …. výrobní vůle mezi válečkem řetězu a vedením
4.7.1.2 Vůle mezi řetězem a vedením Velikost vůle υ mezi válečkem a vedením má velký vliv na hodnotu valivého odporu. Je proto snaha o dosažení co nejmenší vůle, aby příčení řetězu a úhel δ byly co nejmenší. Je nutné brát v úvahu výrobní tolerance válečků (h 10) a vedení. Při provozu bude docházet k ohřevu řetězu a tím ke zvětšování průměru válečků. Proto musí být vůle υ taková, aby nedošlo k její vymezení a k zadření řetězu ve vedení. Vedení řetězu je vyrobeno v toleranci ± 0,2 mm. Vůle mezi válečkem řetězu a vedením je zvolena υ = 0,4 mm . Obr.21 ukazuje vůli mezi řetězem a vedením, výrobní tolerance válečku a vedení.
Obr.21 Vůle mezi řetězem a vedením 36
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
4.7.1.3 Úplné uvolnění článku řetězu Výpočet valivého odporu je proveden metodou úplného uvolnění těles 1, 2, 3. Je uvažován rovnoměrný pohyb bez zrychlení. Pro jednotlivá tělesa jsou sestaveny rovnice statické rovnováhy. Rovnice statické rovnováhy Těleso 1 – váleček
∑F ∑F
x
= 0:
FRX − FN = 0
(37)
y
= 0:
FRY − Ft − F − Fq = 0
(38)
∑M
z
= 0 : FN ⋅ ξ + M č − Ft ⋅
doplňující rovnice: M č = FN ⋅
d3 =0 2
d3 ⋅ fč 2
(39) (40)
Obr.22 Uvolnění tělesa 1
Těleso 2 – váleček
∑F ∑F
x
= 0:
F´ N − F´RX = 0
(41)
y
= 0:
F´− F´t − F´RY = 0
(42)
∑M
z
= 0 : F´t ⋅
d3 - F´ N ⋅ξ − M´č = 0 2
(43)
d3 ⋅ fč 2
(44)
doplňující rovnice: M´č = F´N ⋅
Obr.23 Uvolnění tělesa 2
Těleso 3 – pásnice řetězu
∑F = 0: ∑F = 0: ∑M = 0: x
F´RX − FRX = 0
(45)
y
F´RY − FRY = 0
(46)
FRX ⋅ p ⋅ cosδ - FRY ⋅ υ = 0
(47)
z
Obr.24 Uvolnění tělesa 3 37
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Známé parametry: {F, Fq, ξ, δ, υ, p, d3, fč} Neznámé parametry: {FRX, FN, FRY, Ft, F´N, F´RX, F´t, F´, F´RY} => µ = 9 Počet použitelných rovnic: ν = 3 ⋅ 3 = 9 Soustavu rovnic (37) – (47) lze řešit. Nejprve je však nutné vyčíslit vstupní parametry, které jsou závislé na typu řetězu.
4.7.1.4 Vstupní parametry k řešení soustavy rovnic Jednotlivé vstupní parametry jsou vyčísleny pouze obecně. Některé jsou konstanty a některé závisí na velikosti zvoleného řetězu.
Síla F, potřebná ke zdvižení klece F = 9881 N Zatížení od vlastní hmotnosti řetězu ve výšce H´/2 H´ 2 q(kg/m) ……………. hmotnost 1 metru řetězu g(9,81 m/s2)………. tíhové zrychlení
Fq = q ⋅ g ⋅ kde
(48)
H´(m) …………….. délka řetězu ve svislé vodící drážce
Stanovení úhlu δ δ = arcsin
kde
υ p
(49)
υ(0,4 mm) ………… vůle mezi válečkem a vedením řetězu p(mm) ……………. rozteč řetězu
Rameno valivého odporu ξ Pro ocelový váleček a ocelovou podložku je rameno valivého odporu ξ = 0,06 mm . Tato hodnota je odečtena z [4].
Součinitel čepového tření fč Pro mazané plochy ocel – ocel platí f č = 0,05 . Hodnota je odečtena z [4].
4.7.1.5 Řešení soustavy rovnic Řešení soustavy rovnic je poněkud komplikovanější, a proto je k řešení použit program Mathcad. Řešením soustavy získáme hodnoty viz. tab.9. Číselné hodnoty odpovídají řetězu 20B-3.
38
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Tab.9 Výsledky řešení soustavy rovnic Ft
FN
F´t
F´N
FRX
F´RX
FRY
F´RY
F´
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
7,44
132,2
7,44
132,2
132,2
132,2
10492,7
10492,7
10500,2
Tímto je určena velikost valivého odporu Ft pro článek řetězu ve výšce H´/2, je to tedy střední hodnota. Nyní lze stanovit valivý odpor celého řetězu, resp. všech článků, které jsou ve styku s vedením.
4.7.1.6 Určení valivého odporu celého řetězu Jednotlivé vztahy, které jsou uvedeny v této kapitole (kromě vztahu (50)) jsou obecné. Pro různé velikosti řetězu nabývají různých hodnot.
Určení počtu článků řetězu, které jsou ve styku s vedením na výšce H´ Výška H´ je dána součtem dvou hodnot. Je to výška zdvihu H a svislá vzdálenost mezi klecí ve spodní úvratí (v nejnižším patře) a osou řetězového kola h3. Tato výška vychází z uspořádání strojovny a hloubkou prohlubně pod spodní stanicí výtahu. H´= H + h 3
(50)
H´= 10 + 1 = 11 H´= 11 m
Počet článků řetězu, které jsou ve styku s vedením nč = kde
H´ ⋅ 10 3 p
(51)
H´(m) …………….. délka řetězu ve svislé vodící drážce p(mm) ……………. rozteč řetězu
Celkový valivý odpor řetězu ve vedení Ftcelk = Ft ⋅ n č kde
(52)
Ft(N) ……………… tečná reakce při valení válečku pro jeden článek řetězu nč(-) ………………. počet článků řetězu, které jsou ve styku s vedením
Tíha řetězu, kterou je nutné zdvihnout na výšce H´ Fret = q ⋅ g ⋅ H´ kde
(53)
q(kg/m) ……………. hmotnost 1 metru řetězu g(9,81 m/s2)………. tíhové zrychlení
39
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Velikost hnací síly na poháněcím řetězovém kole Je dána součtem síly F pro zdvih klece, tíhy řetězu Fret ve vedení a celkového valivého odporu řetězu Ftcelk. Fhn = F + Ftcelk + Fret
4.7.2
(54)
Zkoumání velikosti hnací síly v závislosti na volbě řetězu
K výpočtu jsou využity výše uvedené vztahy (37) – (54). Proměnné veličiny vstupující do výpočtu jsou podstatě jen rozměry a technické parametry zvoleného řetězu. Ostatní veličiny zůstávají stejné. Výpočet je proveden v programu Mathcad. Výsledky řešení udává tab.10. Tab.10 Výsledky řešení vybraných veličin v závislosti na zvoleném řetězu Řetěz ČSN 02
nč [-]
δ [°]
Ft [N]
FN [N]
Ftcelk [N]
Fret [N]
Fhn [N]
10B-3
693
1,44
15,65
253,3
10845
302
21029
12B-3
578
1,20
12,71
212,1
7346
410
17637
16B-3
433
0,90
9,34
162,3
4047
831
14756
20B-3
346
0,72
7,44
132,2
2574
1209
13664
24B-3
289
0,60
6,32
115,5
1827
2234
13941
28B-3
248
0,52
5,54
102,1
1374
2914
14168
3311
kde
nč ….. počet článků řetězu ve vodící drážce δ …… úhel sklonu článku řetězu vůči vodící liště Ft …... tečná reakce při valení válečku pro jeden článek řetězu FN …. normálová síla mezi válečkem a vedením Ftcelk… valivý odpor celého řetězu Fret … tíha řetězu na výšce H´ Fhn … hnací síla na roztečném průměru řetězového kola
Z důvodu větší názornosti, jsou výsledky zaneseny do grafu. Je zde uvedena závislost tíhy řetězu Fret, odporu ve vedení Ftcelk a hnací síly na poháněcím řetězovém kole Fhn v závislosti na velikosti řetězu. Síla F, potřebná ke zdvižení plně zatížené klece, je konstantní pro všechny velikosti řetězů.
40
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Závislost vybraných veličin na velikosti řetězu 25000
Síla [N]
20000
Ftcelk
15000
Fret Fhn 10000
F
5000
0 10B-3
12B-3
16B-3
20B-3
24B-3
28B-3
Velikost řetězu
Volba řetězu
4.7.3
Z grafu je patrné, že s rostoucí velikostí řetězu roste i jeho tíha. Naopak valivý odpor řetězu ve vedení klesá. Hnací síla na poháněcím řetězovém kole potom dosahuje minima při velikosti řetězu 20B-3. Tento řetěz se tedy jeví jako nejvhodnější. Dále je třeba tento řetěz ještě zkontrolovat, zda vyhovuje pevnostní kontrole. Je zvolen trojřadý válečkový řetěz 20B-3 od firmy Řetězy Vamberk. Parametry zvoleného řetězu udává tab.11 Tab.11 Parametry válečkového řetězu 20B-3 p
b1
b2
d1
d3
l1
l2
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
31,75
19,56
29
10,19
19,05
114,1
118,9
g
s1
s2
e
f
FB
q
2
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm ]
[kN]
[kg/m]
26
4,5
3,5
36,45
887
250
11,2
kde
FB …. zatížení odpovídající mezi pevnosti řetězu q ….. hmotnost 1m řetězu
41
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Obr.25 Trojřadý válečkový řetěz Pevnostní kontrola řetězu
4.7.4
Pevnostní kontrola řetězu je provedena podle postupu výrobce. Je třeba určit statický bezpečnostní koeficient, dynamický bezpečnostní koeficient a měrný tlak v kloubech řetězu. Tyto hodnoty se porovnají s hodnotami, které udává výrobce řetězu a provede se posouzení, zda zvolený řetěz vyhovuje.
4.7.4.1 Stanovení celkového zatížení řetězu Řetěz je namáhán tlakovou silou, která odpovídá hnací síle na poháněcím řetězovém kole. Vliv odstředivé síly se neuvažuje, jelikož obvodová rychlost v (rychlost zdvihu) je menší než 4 m.s-1.
Fhn = 13664 N 4.7.4.2 Stanovení statického bezpečnostního koeficientu K zajištění dostatečné bezpečnosti jednotlivých elementů řetězového převodu násobíme vypočtené celkové zatížení řetězu tzv. bezpečnostním koeficientem, dle vztahu (55).
γ stat =
FB ≥7 Fhn
(55)
250000 = 18 13664 = 18
γ stat = γ stat kde
FB(250000 N) …….. zatížení odpovídající mezi pevnosti řetězu Fhn(13664 N) …….. hnací síla na poháněcím řetězovém kole
Vypočtená statická bezpečnost je mnohem vyšší než požadovaná, řetěz vyhovuje.
42
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
4.7.4.3 Stanovení dynamického bezpečnostního koeficientu Posouzení dynamické bezpečnost je provedeno dle vztahu (56).
λ dyn =
FB ≥5 Fhn ⋅ Y
(56)
250000 =7 13664 ⋅ 2,5 =7
γ dyn = γ dyn kde
FB(250000 N) …….. zatížení odpovídající mezi pevnosti řetězu Fhn(13664 N) ……… hnací síla na poháněcím řetězovém kole Y(2,5) …………….. součinitel rázu
Vypočtená statická bezpečnost je vyšší než požadovaná, řetěz vyhovuje.
4.7.4.4 Stanovení měrného tlaku v kloubech řetězu Pro obvodovou rychlost řetězu v = 0,4 m ⋅ s −1 a počet zubů řetězového kola z 2 = 28 je hodnota měrného tlaku p i = 30,5 MPa . Hodnota měrného tlaku je odečtena z tabulky od výrobce.
Stanovení součinitele tření Pro součinitel rázu Y = 2,5 a pro převodový poměr 1 je hodnota součinitele tření I1 = 0,55 . Tato hodnota je odečtena z tabulky od výrobce.
Stanovení součinitele mazání Pro obvodovou rychlost do 4 m.s-1 a pro mazání kapkami oleje je součinitel mazání I 2 = 1 . Tato hodnota je odečtena z tabulky od výrobce.
Stanovení dovoleného tlaku v kloubech řetězu p DOV = p i ⋅ I1 ⋅ I 2
(57)
p DOV = 30,5 ⋅ 0,55 ⋅ 1 = 16,775 p DOV = 16,8 MPa kde
pi(30,5 MPa) ……… měrný tlak I1(0,55) …………… součinitel tření I2(1) ………………. součinitel mazání
43
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Stanovení výpočtového tlaku pV =
Fhn f
(58)
13664 = 15,4 887 p V = 15,4 MPa pV =
kde
Fhn(13664 N) ……… hnací síla na poháněcím řetězovém kole f(887mm2) ………… je plocha kloubu řetězu viz tab.11
Jelikož výpočtový tlak pV je menší než tlak dovolený pDOV, řetěz vyhovuje.
4.8 Čepový spoj rámu klece s řetězem Rám klece je k tlačnému řetězu připojen pomocí čepového spoje (viz obr.26). Závěsné oko 1 tvoří svařenec spolu s válcovou tyčí, která je zasunuta do spodního nosníku rámu klece a má k němu 2 stupně volnosti. Vidlice 2 tvoří svařenec spolu s kluzným členem 3, který se kluzně pohybuje ve vodící drážce řetězu. Řetěz je připojen ke kluznému členu. Rozebíratelné spojení závěsného oka a vidlice je realizováno pomocí čepu 4. Jedná se o válcový čep, který je axiálně zajištěn pomocí dvou stavěcích šroubů 5. 1 5 4 2 3
Obr.26 Čepový spoj závěsu klece
44
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
4.9 Sestava pohonu výtahu Sestava pohonu výtahu je znázorněna na obr.27. Pohon je umístěn v prohlubni výtahové šachty. Hlavní část tvoří svařovaný rám 1, který je přišroubován ke dnu prohlubně. K rámu jsou připevněny ostatní části pohonu pomocí šroubových spojů. Poháněcí řetězové kolo je uloženo ve skříni 2, k ní je pomocí příruby připojena planetová převodovka 3. Převodovka je spojena s elektromotorem 4 spojkou 6, jejíž součástí je i brzdový buben. Brzda 5 je dvoučelisťová. Řetěz je namotán v zásobníku 7, odkud je pak přes poháněcí řetězové kolo veden do vodící drážky. Ruční kolo 8 je nasazeno na hřídeli elektromotoru, slouží k nouzovému pohonu výtahu při výpadku proudu.
8
4
1
6
5
3
2
7
Obr.27 Sestava pohonu 4.9.1
Rám
Rám je svařen z válcovaných profilů L ČSN 42 5545 a profilu U ČSN 42 5570. K přišroubování rámu ke dnu prohlubně slouží 5 patek, které jsou vyrobeny z plechu. Materiál rámu je 11 373.
4.9.2
Planetová převodovka
Je zvolena pomaluběžná excentrická převodovka typu Ec Box velikostní řady VIII (viz obr.28), jejíž parametry jsou uvedeny v tab.12. Obrázek 28 je pouze ilustrativní, neboť
45
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
u zvolené převodovky je výstupní hřídel nahrazena drážkovaným nábojem a vstupní náboj je nahrazen hřídelí s perem. Tab.12 Parametry planetové převodovky Ec Box
kde
i [-]
P1 [kW]
T1 [Nm]
T2 [Nm]
Fr [N]
Fa [N]
54
7,5
47
2400
15000
12800
i …… hodnota převodu P1 ….. jmenovitý výkon elektromotoru T1…. maximální hodnota vstupního momentu T2 … maximální hodnota výstupního momentu Fr … maximální radiální síla na válcovém konci výstupního hřídele Fa … maximální axiální síla na výstupním hřídeli
Obr.28 Planetová převodovka Ec Box v pohledu a v řezu Popis převodovky Excentrické převodovky typu Ec Box jsou kompaktní reduktory, které se vyznačují vysokými převodovými poměry, malými rozměry a malým počtem součástí. Jedná se o speciální typ diferenciálního planetového převodu s relativním pohybem satelitu na excentrickém vstupním hřídeli převodovky. Převodovka je osazena jedním satelitem v jednom převodovém stupni, který je v záběru s pevným korunovým kolem. Počet zubů korunového kola je proti satelitu větší o malý rozdíl (1-3 zuby).Valivá vzdálenost tohoto převodu je tvořena excentricitou vstupního hřídele, která je na výstupní straně vyrovnána křížovou (Oldhamovou) spojkou. Převodovka se vyznačuje tichým klidným chodem, malými vůlemi převodu, nízkými setrvačnými hmotami a velmi malou náplní oleje. Účinnost převodovky je 0,92 – 0,93.
46
VUT v Brně, FSI
4.9.3
Diplomová práce
Elektromotor
Je zvolen elektromotor od firmy Siemens. Jedná se o třífázový asynchronní elektromotor s kotvou nakrátko v provedení patkovém. Označení elektromotoru dle výrobce je následující: 1LA7133-4AA10-ZK16. Základní parametry zvoleného elektromotoru udává tab.13. Elektromotor má dva konce hřídele, na jednom je nasazena spojka a na druhém ruční kolo, pro nouzový pohon. Tab.13 Parametry elektromotoru P1 [kW]
n1 [min-1]
cosφ [-]
Mn [Nm]
Mz/Mn [-]
J [kg.m2]
η [%]
m1 [kg]
7,5
1455
0,82
49
2,7
0,024
87,5
56
kde
P1 ………….. jmenovitý výkon n1 ………….. jmenovité otáčky cosφ ……… účiník Mn ……….. jmenovitý moment Mz/Mn …… poměrný záběrný moment J ………….. moment setrvačnosti η …………. účinnost m1 ………… hmotnost elektromotoru
4.9.4
Uložení poháněcího řetězového kola
Sestava uložení poháněcího řetězového kola je znázorněna na obr.29. Základ tvoří těleso 1, které je vyrobeno z oceli na odlitky legované manganem dle ČSN 42 2709. Tento materiál se vyznačuje zvýšenou odolností vůči opotřebení. Těleso je k rámu přišroubováno pomocí čtyř šroubů. Skříň je tvořena čelem 3 a dvěma bočními díly 2. Čelo i boční díly jsou vyrobeny z materiálu 11 523. Víko skříně (na obrázku není viditelné) je svařené ze dvou ohýbaných plechových dílů, ke skříni je přišroubované pomocí osmi šroubů. Poháněcí řetězové kolo 5 je nasunuto na hřídeli. Hřídel je na jednom konci uložena v ložiskovém tělese 6 a na druhém konci je nasunuta do drážkovaného náboje planetové převodovky. K navádění řetězu do drážek tělesa slouží naváděcí hřídel 8, která je uložena ve dvou kuličkových ložiskách. Příruba 4 k připevnění planetové převodovky je přivařena k bočnímu dílu skříně. Naváděcí člen 7 slouží ke správnému navedení řetězu do vodící drážky. Zabraňuje tedy vybočení řetězu od svislého směru v momentu, kdy řetěz opouští řetězové kolo. Jednotlivé díly skříně jsou spojeny pomocí šroubových spojů. Šroubovaná skříň je zvolena z výrobních důvodů. Hřídel je s nábojem řetězového kola spojena pomocí svěrné spojky TOLLOK 400.
47
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
7 2 6 4 5 3 8 1
Obr.29 Uložení poháněcího řetězového kola
4.9.4.1 Poháněcí řetězové kolo Poháněcí řetězové kolo poz. 5 na obr.29 a těleso poz.1, patří mezi nejvíce namáhané součásti pohonu výtahu. Řetězové kolo je vypáleno a obrobeno z plechu tloušťky 85 mm. Materiál řetězového kola je legovaná ocel 14 220, která se vyznačuje dobrou obrobitelností. Řetězové kolo je cementován a kaleno, čímž se zvýší povrchová tvrdost zubů a zachová se houževnatost jádra. Z důvodu použití naváděcích členů, jsou šířky zubů u obou krajních řad zmenšeny.
Určení otáček poháněcího řetězového kola n1 i 1455 n2 = = 26,94 54 n 2 = 26,94 min −1 = 0,449 s −1
n2 =
kde
(59)
n1(1455min-1) …….. jmenovité otáčky elektromotoru i(54) ………………. převod planetové převodovky
48
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Určení roztečného průměru poháněcího řetězového kola Při výpočtu se vychází z otáček řetězového kola a z jeho obvodové rychlosti, která je totožná s rychlostí zdvihu. d t2 =
v ⋅ 10 3 π ⋅ n2
(60)
0,4 ⋅ 10 3 = 283,57 π ⋅ 0,449 d t2 = 283,57 mm
d t2 =
kde
v(0,4m/s) ………….. rychlost zdvihu n2(0,449s-1) ……….. otáčky poháněcího řetězového kola
Určení počtu zubů poháněcího řetězového kola Dle zvoleného řetězu 20B-3 je určen počet zubů ze vztahu (62) pro roztečný průměr. d t2 =
p 180° sin z2
(61)
Vyjádřením z2 ze vztahu (61) získáme vztah (62) pro určení počtu zubů poháněcího řetězového kola.
z2 =
180°
(62)
p arcsin d t2
180° = 27,99 31,75 arcsin 283,57 z 2 = 27,99 z2 =
kde
p(31,75 mm) ………. rozteč řetězu dt2(283,57 mm) ……. roztečný průměr poháněcího řetězového kola
Jelikož počet zubů z2 musí být celé číslo je zvolen počet zubů řetězového kola z 2 = 28 .
Určení kroutícího momentu na poháněcím řetězovém kole M 2 = Fhn ⋅
d t2 ⋅ 10 −3 2
(63)
283,57 ⋅ 10 −3 = 1937,4 2 M 2 = 1937,4 Nm M 2 = 13664 ⋅
kde
Fhn(13664 N) ……… hnací síla na poháněcím řetězovém kole
49
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Kontrola kroutícího momentu na výstupu z převodovky Vypočtenou hodnotu kroutícího momentu na hřídeli poháněcího řetězového kola M2 je třeba vynásobit provozním součinitelem KA a porovnat s maximálním přípustným kroutícím momentem na výstupu z převodovky T2 (viz tab.12). Hodnota provozního součinitele se vypočte dle postupu daného výrobcem převodovky. K A = f1 ⋅ f 2 ⋅ f 3 ⋅ f 4 ⋅ f 5
(64)
K A = 1 ⋅ 1,5 ⋅ 1 ⋅ 0,8 ⋅ 1 = 1,2 kde
f1 …… součinitel poháněcího stroje, pro pohon elektromotorem f1 = 1 f2 …… součinitel pro druh provozu, pro silné rázy a provozní dobu do 8 hodin za den
f 2 = 1,5 f3 …… rozběhový součinitel, pro počet rozběhů do 50 za hodinu f 3 = 1 f4 …… časový součinitel, pro 60% činnosti pod zatížením z provozní doby f 4 = 0,8 f5 …… teplotní součinitel, pro teplotu 20°C f 5 = 1 Ekvivalentní kroutící moment TP na výstupu z převodovky je potom.
TP = M 2 ⋅ K A
(65)
TP = 1937,4 ⋅ 1,2 = 2325 TP = 2325 Nm kde
M2(1937,4 Nm) …... kroutícího momentu na poháněcím řetězovém kole KA(1,2) …………… provozní součinitel
Kontrola podmínky TP < T2 2325 < 2400 Podmínka je splněna, zvolená převodovka vyhovuje.
Výpočet základních rozměrů poháněcího řetězového kola
Obr.30 Rozměry řetězového kola 50
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Průměr roztečné kružnice d t2 = 283,57 mm Poloměr dna zubní mezery R 1 = 0,505 ⋅ d 3
(66)
R 1 = 0,505 ⋅ 19,05 = 9,62 R 1 = 9,62 mm kde
d3(19,05 mm) …….. průměr válečku řetězu
Průměr hlavové kružnice d a2 = d t2 + 0,6 ⋅ d 3
(67)
d a2 = 283,57 + 0,6 ⋅ 19,05 = 295,00 d a2 = 295 mm Průměr patní kružnice d f2 = d t2 − 2 ⋅ R 1
(68)
d f2 = 283,57 − 2 ⋅ 9,62 = 264,33 d f2 = 264,33 mm Úhel boku zubu α = 60° Největší průměr věnce kola d g2 = d t2 − 1,4 ⋅ p
(69)
d g2 = 283,57 − 1,4 ⋅ 31,75 = 239,12 d g2 = 239,12 mm kde
p(31,75 mm) ……… rozteč řetězu
Vzdálenost mezi řadami e = 36,45 mm Šířka zubu
B1 = 0,93 ⋅ b1
(70)
B1 = 0,93 ⋅ 19,56 = 18,19 B1 = 18,19 mm kde
b1(19,56 mm) …….. šířka válečku řetězu
51
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Maximální dovolené obvodové házení patní kružnice
0,0007 ⋅ d f2 + 0,076 0,0007 ⋅ 264,33 + 0,076 = 0,261 mm
zvoleno 0,25 mm
Maximální dovolené čelní házení patní kružnice
0,0009 ⋅ d f2 + 0,076 0,0009 ⋅ 264,33 + 0,076 = 0,314 mm
zvoleno 0,3 mm
4.9.4.2 Hřídel Hřídel je uložena ve dvou ložiskách. Na jednom konci je nasunuta do náboje planetové převodovky a na druhém konci je uložena v ložiskovém tělese. Řetězové kolo je s hřídelí spojeno pomocí svěrného spoje TOLLOK 400. Tato spojka je zvolena z důvodu přenášeného vysokého kroutícího momentu. Hlavní výhodou svěrného spoje je, že nedochází k oslabení průřezu hřídele pod spojkou. Hřídel je zatížena silou Fhn = 13664 N , která je potřebná ke zdvižení klece a k překonání všech odporů. Dále je zatížena kroutícím momentem M 2 = 1937,4 Nm , který je vyvolán silou Fhn na roztečném poloměru poháněcího řetězového kola. Tento moment je hřídelí přenášen do planetové převodovky přes evolventní drážkovaný konec o rozměru 55x2,5xf8. Uložení hřídele, její rozměry a zatížení ukazuje obr.31. Rozměry hřídele jsou uvedeny v tab.14. Hřídel je vyrobena z materiálu 12 060, pro který je mez kluzu Re = 345MPa . Tab.14 Rozměry hřídele [mm] LH1
LH2
LH3
LH4
LH5
dH1
dH2
R
80
225
130
115
45
55
70
5
Obr.31 Uložení hřídele
52
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Výpočet reakcí Reakce v ložiskách jsou vypočteny z momentové rovnováhy sil dle vztahů (71) a (72).
FRA =
Fhn ⋅ L H4 L H3 + L H4
(71)
13664 ⋅ 115 = 6413,7 130 + 115 = 6414 N
FRA = FRA
FRB =
Fhn ⋅ L H3 L H3 + L H4
(72)
13664 ⋅ 130 = 7250,3 130 + 115 = 7250 N
FRB = FRB kde
Fhn(13664 N) ……… hnací síla na poháněcím řetězovém kole
Určení výsledných vnitřních účinků VVÚ Hřídel je zatížena ohybovým momentem od síly Fhn a kroutícím momentem. Průběhy VVÚ ukazuje obr.32.
Obr.32 Výsledné vnitřní účinky Z obr.32. je patrné, že možné nebezpečné místo je v místě působení síly Fhn (řez I-I). V tomto místě je maximální ohybový moment. Jeho velikost udává vztah (73). Je ale nutné hřídel zkontrolovat i v místě osazení (řez II-II), které představuje vrub.
53
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Pevnostní kontrola hřídele v řezu I-I Ohybový moment M omax = FRB ⋅ L H4
(73)
M omax = 7250 ⋅ 115 = 833750 M omax = 833750 Nmm kde
FRB(7250 N) ………. reakce v ložisku LH4(115 mm) …….. osová vzdálenost ložiska a řetězového kola
Kroutící moment je roven momentu M2
MK = M2
(74)
M K = 1937400 Nmm Napětí v ohybu σoI =
M omax 32 ⋅ M omax = 3 WoI π ⋅ d H2
(75)
32 ⋅ 833750 = 24,8 π ⋅ 70 3 σ oI = 25 MPa σ oI =
kde
Momax(833750 Nmm) .……. maximální ohybový moment dH2(70 mm) ………………. průměr hřídele
Napětí v krutu τ KI =
M K 16 ⋅ M K = WKI π ⋅ d H2 3
(76)
16 ⋅ 1937400 = 28,8 π ⋅ 70 3 = 29 MPa
τ KI = τ KI
kde
MK(1937400 Nmm) ……… kroutící moment
Redukované napětí σ RED = σ oI + 3 ⋅ τ KI 2
2
(77)
σ RED = 25 2 + 3 ⋅ 29 2 = 56,1 σ RED = 56 MPa kde
σoI(25 MPa) ……….. napětí v ohybu τKI(29 MPa) ……….. napětí v krutu
54
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Pevnostní kontrola hřídele v řezu II-II Ohybový moment M oII = FRA ⋅ L H5
(78)
M oII = 6414 ⋅ 45 = 288630 M oII = 288630 Nmm kde
FRA(6414 N) ………. reakce v ložisku LH5(45 mm) ……….. osová vzdálenost ložiska a osazení hřídele
Kroutící moment je roven momentu M2
MK = M2
(79)
M K = 1937400 Nmm Napětí v ohybu σ oII =
M oII 32 ⋅ M oII = 3 WoII π ⋅ d H1
(80)
32 ⋅ 288630 = 17,7 π ⋅ 55 3 = 18 MPa
σ oII = σ oII kde
MoII(288630 Nmm) .…….
ohybový moment v místě osazení
dH1(55 mm) ………………. průměr hřídele Napětí v krutu τ KII =
M K 16 ⋅ M K = WKII π ⋅ d H13
(81)
16 ⋅ 1937400 = 59,3 π ⋅ 55 3 = 59 MPa
τ KII = τ KII kde
MK(1937400 Nmm) ……… kroutící moment
Zahrnutí vlivu vrubu Tvarový součinitel pro osazení hřídele je odečten z [4]. Pro ohyb je jeho hodnota α σ = 1,6 a pro krut α τ = 1,5 . Skutečná napětí σ osk = σ oII ⋅ α σ
(82)
σ osk = 18 ⋅ 1,6 = 28,8 σ osk = 29 MPa
55
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
σoII(18 MPa) ……… napětí v ohybu
kde
τ Ksk = τ KII ⋅ α τ
(83)
τ Ksk = 59 ⋅ 1,5 = 88,5 τ Ksk = 89 MPa τkII(59 MPa) ……… napětí v krutu
kde
Redukované napětí σ RED = σ osk + 3 ⋅ τ Ksk 2
2
(84)
σ RED = 29 2 + 3 ⋅ 89 2 = 156,8 σ RED = 157 MPa σosk(29 MPa) ………. skutečné napětí v ohybu
kde
τKsk(89 MPa) ……… skutečné napětí v krutu Za nebezpečné místo je zvoleno osazení hřídele (řez II-II), jelikož redukované napětí v tomto řezu je větší než redukované napětí v řezu I-I. Součinitel bezpečnosti vzhledem k mezi kluzu kk =
Re σ RED
(85)
345 = 2,19 157 k k = 2,2 kk =
kde
Re(345 MPa) ……… mez kluzu v tahu materiálu hřídele σRED(157 MPa) ……. redukované napětí
Bezpečnost k mezi kluzu je vyhovující.
4.9.5
Brzda
Je zvolena dvojčinná čelisťová rozpěrací brzda viz obr.33. Průměr brzdového kotouč je 220 mm. Základem brzdy je stojánek 1, který se přišroubuje na rám. Brzdové čelisti 2 jsou ve stojánku otočně uloženy pomocí čepů 6. Sevření čelistí na brzdový kotouč je provedeno tlačnými pružinami 4. Každá pružina nezávisle ovládá jednu čelist brzdy. Odbrzdění je prováděno dvěma jednočinnými elektromagnety, které jsou konstrukčně uspořádány v jednom společném tělese 3. Těleso elektromagnetu je přišroubováno k přírubě planetové převodovky pomocí vloženého plechu. Každý elektromagnet nezávisle ovládá jednu čelist brzdy.
56
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
8 3 4 7 5 2 6 1
Obr.33 Dvojčinná čelisťová brzda Provozní hodnotu stlačení pružin je nutné nastavit s ohledem na statický moment potřebný k udržení soustavy v klidu a dynamický moment potřebný ke zmaření kinetické energie pohybující se soustavy hmot. Nastavení stlačení pružiny je provedeno pomocí víčka 5 a dvou matic 7. Páčka 8 slouží k odbrzdění v případě výpadku proudu.
4.9.6
Spojka
Ke spojení výstupní hřídele elektromotoru a vstupní hřídele planetové převodovky je použita čepová spojka B-FLEX (viz obr.34) o velikosti RB-116-4. Její parametry jsou uvedeny v tab.16. Spojky B-FLEX jsou tvořeny sadou pryžových soudečkových pouzder s čepy a maticemi a dvěma přírubovými náboji z litiny. Tato speciální soudečková pouzdra povolují vychýlení ve všech směrech a v porovnání s obyčejnými pouzdry umožňují vyšší torzní pružnost. V našem případě je nutné jeden náboj vyrobit jako brzdový kotouč o průměru 220 mm. Předvrtaný otvor je třeba rozšířit na rozměr odpovídající průměru výstupní hřídele elektromotoru, tedy na průměr 38 mm.
57
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Obr.34 Čepová spojka B-FLEX Tab.16 Technické parametry spojky Kroutící moment
max. otáčky
max. pr. vrtání
-1
[Nm]
[min ]
[mm]
146
6100
42
4.9.7
hmotnost [kg]
moment setrvačnosti [kg.m ]
axiální [mm]
radiální [mm]
úhlové [°]
0,0048
2
0,3
1
2
2,6
max. vychýlení
Zásobník řetězu
Zásobník řetězu (viz obr.27, poz.7) slouží k namotání řetězu, který je pak pomocí poháněcího řetězového kola odvíjen a naveden do svislé vodící drážky. Zásobník je tvořen svařovaným bubnem, který je v rámu uložen ve dvou kuličkových ložiskách. Svařovaný rám je k základnímu rámu přišroubován pomocí čtyř šroubů. K rámu zásobníku je připevněn plechový kryt, aby se zamezilo vniknutí cizího tělesa do namotaného řetězu. Moment potřebný k navinutí řetězu je vyvinut pomocí spirálové pružiny.
5 Technické zhodnocení vůči hydraulickým výtahům 5.1 Princip a základní uspořádání výtahů s hydraulickým pohonem Hydraulické výtahy byly dříve nejrozšířenějším typem výtahu. Pracovním médiem byla tlaková voda. Po zavedení trakčního pohonu ve výtahové technice byly stále více vytlačovány výtahy s elektrickým pohonem. Po druhé světové válce se v USA znovu objevuje hydraulický výtah, používaný pro přepravu osob a nákladů v budovách o dvou až šesti podlažích. Jako pracovní kapalina byl použit olej. Dopravní rychlost se pohybuje v rozmezí od 0,1 až 1,0 m/s.
58
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
Hydraulické výtahy mají několik předností, z nichž největší je možnost plynulé regulace rychlosti a přesný dojezd kabiny do podlaží nezávisle na zatížení kabiny. Výtahová šachta má menší půdorysné rozměry, neboť odpadá vyvažovací závaží. Při přímém pohonu kabiny pístem není nutné používat zachycovače. Strojovna není umístěna nad výtahovou šachtou a neruší tedy architektonický vzhled budovy.
5.1.1
Přímý pohon kabiny plunžrem
Tento pohon je konstrukčně nejjednodušší. Hydraulický válec je zapuštěn do dna šachty do hloubky odpovídající výšce zdvihu. Válec je třeba izolovat proti vlhkosti a jeho uložení ve dně šachty provést tak, aby se při úniku oleje z válce zabránilo jeho prosakování do okolí. Výtahy s tímto pohonem jsou určeny pro zdvihy do 10 m.
5.1.2
Přímý pohon s použitím teleskopické pístnice
Použití teleskopické pístnice umožní podstatně zmenšit hloubku otvoru, vrtaného do dna šachty pro uložení hydraulického válce. Konstrukce pístnice s postupným vysouváním jednotlivých sekcí různými rychlostmi není pro použití u výtahů vhodná, neboť při přechodech vznikají rázy. Válce s teleskopickou pístnicí jsou podstatně nákladnější. Je také obtížnější utěsnění jednotlivých sekcí, proto se tento druh pohonu neujal.
5.1.3
Přímý pohon s umístěním hydraulického válce vedle kabiny
Výhodou je montáž hydraulického válce přímo ve výtahové šachtě, není nutno vrtat otvor do dna šachty. Plunžr je ke kleci připojen na její horní straně. Nevýhodou je použití pouze pro malý zdvih (zpravidla 2 až 3 podlaží).
5.1.4
Nepřímý pohon s využitím lanového nebo řetězového převodu
Hydraulický válce je uložen ve svislé nebo vodorovné poloze. Píst působí na kabinu prostřednictvím lanového nebo řetězového systému, kde je zpravidla realizován převod i = 2 . Nejčastěji jsou použity dva hydraulické válce, umístěné ve svislé poloze po stranách kabiny. Plunžry jsou na horním konci opatřeny řetězovými nebo lanovými kladkami, přes ně jsou řetězy či lana vedeny k dolnímu závěsu kabiny. Druhé konce jsou ukotveny na plášti válce. U některých provedení je použit pouze jeden hydraulický válec, jedná se zpravidla o osobní výtahy s nižší nosností. Pro uložení válce není třeba ve dně šachty hloubit otvor. Délka válce odpovídá zhruba polovině výšky zdvihu. Nevýhodou nepřímého pohonu je nutnost použít zachycovače a při užití řetězů i vyšší hlučnost.
5.1.5
Přímý pohon s kombinací hydraulického válce a speciálního řetězu
Tento pohon je používán u stavebních výtahů do zdvihu 30 m. Schéma zařízení je ukázáno v příloze 1. V hydraulickém válci 1 se pohybuje píst 2, spojený se speciálním tlačným
řetězem 3. Řetěz je prostřednictvím kloubů 6 veden v křivkové části ve skříni 4 a v přímé větvi vedením 5 s podélnou drážkou pro unášeč klece 7. Výhodou je umístění hydraulického 59
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
válce ve svislé poloze na ocelové konstrukci výtahu podél dráhy klece. Toto uspořádání umožňuje snadnou kontrolu válce a není nutné vrtat otvor ve dně šachty.
5.2 Porovnání navrhovaného výtahu s hydraulickým výtahem Výhody hydraulických výtahů jsou uvedeny v kapitole 5.1. Nevýhodou je použitelnost pouze pro malé zdvihy. Dále drahý přímočarý hydromotor, jehož zdvih je značný. Hrozí také únik pracovní kapaliny do okolí, tudíž je nutné dno šachty a strojovny natřít nepropustným nátěrem. Výtah, který je v této práci navrhován, je však hydraulickému výtahu dosti podobný. Jednak je to způsob vedení klece, kdy se jedná o stranové vedení. Klec je připevněna k rámu, který se pohybuje ve výtahových vodítkách. Stejně jako u hydraulického výtahu je strojovna umístěna ve spodní části šachty. Dno šachty ovšem nemusí být natřeno nepropustným nátěrem. Díky velkému odporu při vedení řetězu ve vodící drážce je navrhovaný výtah určen také pro malé zdvihy a dopravní rychlosti. Plynulé regulace rychlosti je dosaženo použitím frekvenčního měniče v kombinaci s asynchronním elektromotorem. Stejně jako u hydraulického výtahu není použito vyvažovacího závaží. Ovšem je nutné použít omezovač rychlosti a zachycovače. Hlučnost navrhovaného výtahu bude díky řetězovému převodu vyšší.
60
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
6 Závěr V této práci je proveden konstrukční návrh nákladního výtahu, poháněného speciálním mechanismem s využitím tlačného řetězu. Z důvodu omezeného rozsahu práce jsem se omezil pouze na základní konstrukční celky výtahu. Pro jednotlivé části je proveden konstrukční návrh, popřípadě pevnostní výpočet. Je také proveden funkční výpočet (výpočet odporů proti pohybu klece a řetězu), na základě kterého je navržen pohon výtahu (výtahový stroj). Konstrukci pohonu je věnována podstatná část práce, zejména výkresová dokumentace. Z výsledků funkčního výpočtu a celkové koncepce výtahu plynou následující závěry, výhody a nevýhody. Navrhovaný výtah je určen pouze pro malé zdvihy a pro nízké dopravní rychlosti. Velikost zdvihu je omezena odporem řetězu, který je veden ve svislé drážce. Při použití protizávaží by bylo možné zvýšit tento zdvih při zachování výkonu pohonu. Bylo by nutné ale přepracovat koncepci výtahu, zejména odstranit zásobník řetězu. Protizávaží by pak bylo připojeno ke druhému konci řetězu a vedeno obdobně jako klec výtahu. Jelikož jako nosný prvek je použit tlačný řetěz, který je veden ve svislé vodící drážce, lze předpokládat, že hlučnost tohoto druhu pohonu bude značná. Navíc lze předpokládat velké opotřebení řetězu a vodící drážky, tudíž životnost navrženého pohonu bude nižší oproti klasickému lanovému pohonu. Další nevýhodou je výroba vodící drážky pro řetěz a její přesné ustavení vůči výtahovým vodítkům. Navrhovaný výtah má ale i své výhody. Strojovna je umístěna v prohlubni výtahové šachty, tudíž nekazí vzhled budovy. Díky tlačnému řetězu nemusí být ke stropu výtahové šachty připevněna žádná kladka, jako u klasického lanového výtahu. U stropu je pouze umístěn omezovač rychlosti. Použitím planetové převodovky EC-Box, s účinností 92%, je dosaženo úspory výkonu elektromotoru oproti klasické šnekové převodovce, použitá planetová převodovka ale není samosvorná. Další výhodou je použití elektromotoru s frekvenčním měničem, který se v posledních letech stává součástí výtahových pohonů. Díky frekvenčnímu měniči jsou potlačeny rázy a proudové špičky při rozjezdu. Dále plynulý rozjezd a přesné zastavení. Brzda na výtahovém stroji funguje pouze jako poziční, tudíž životnost brzdového obložení roste. Po zvážení všech výhod a nevýhod lze konstatovat, že navrhovaný výtah se asi neprosadí ve výrobě.
61
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
7 Seznam použitých zdrojů Seznam použité literatury [1]
Janovský L., Doležal J.: Výtahy a eskalátory, SNTL Praha, 1980
[2]
Janovský L.: Systémy a strojní zařízení pro vertikální dopravu, skriptum ČVUT Praha, 1991
[3] [4]
Janovský L.: Elevator mechanical design, Elevator World, inc, 2005 Leinveber J., Řasa J., Vávra P.: Strojnické tabulky, Scientia Praha, 1998
[5]
Kolektiv autorů: Elektrické výtahy – metodická pomůcka ke zkouškám revizních techniků, Ostrava, 1996
[6]
Kříž R., Vávra P.: Strojírenská příručka, Scientia Praha,1995
Použité normy ČSN EN 81-1: 1999. Bezpečnostní předpisy pro konstrukci a montáž výtahů – část 1: Elektrické výtahy ČSN EN 81-1, změna A2: 2005. Bezpečnostní předpisy pro konstrukci a montáž výtahů – část 1: Elektrické výtahy ČSN ISO 4190-1: 2005. Zřizování elektrických výtahů – část 1: Výtahy třídy I, II, III, VI, ČSN ISO 4190-2: 1992. Elektrické výtahy – část 2: Výtahy třídy IV
62
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
8 Seznam použitých symbolů A
šířka klece
[mm]
b b1
šířka rámu klece šířka válečku řetězu
[mm] [mm]
B B1
hloubka klece šířka zubu
[mm] [mm]
da2 df2
průměr hlavové kružnice průměr patní kružnice
[mm] [mm]
dg2 dH
největší průměr věnce kola průměr hřídele
[mm] [mm]
dt2 d3
roztečný průměr řetězového kola průměr válečku řetězu
[mm] [mm]
e ex ey
vzdálenost mezi řadami řetězu excentricita břemene v ose x excentricita břemene v ose y
[mm] [mm] [mm]
E f
modul pružnosti v tahu součinitel smykového tření
[MPa] [-]
fč f1
součinitel čepového tření součinitel poháněcího stroje
[-] [-]
f2 f3
součinitel pro druh provozu rozběhový součinitel
[-] [-]
f4 f5
časový součinitel teplotní součinitel
[-] [-]
F FB
síla potřebná ke zdvižení klece zatížení odpovídající mezi pevnosti řetězu
[N] [N]
Fhn Fk
hnací síla na roztečném průměru řetězového kola vzpěrná síla
[N] [N]
FN F´N
normálová síla mezi válečkem a vedením normálová síla mezi válečkem a vedením
[N] [N]
FN1 FN2
normálová síla vodící čelisti na vodítko normálová síla vodící čelisti na vodítko
[N] [N]
FN3 Fq
normálová síla vodící čelisti na vodítko síla od hmotnosti řetězu
[N] [N]
FRA FRB
reakce v ložisku reakce v ložisku
[N] [N]
FRX F´RX
reakce ve směru osy x reakce ve směru osy x
[N] [N]
FRY
reakce ve směru osy y
[N]
63
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
F´RY Fret
reakce ve směru osy y tíha řetězu
[N] [N]
Ft F´t
tečná reakce při valení válečku tečná reakce při valení válečku
[N] [N]
FTcelk FT1
celkový odpor proti pohybu klece třecí síla
[N] [N]
FT2 FT3
třecí síla třecí síla
[N] [N]
Fx Fx1
síla ve vodící čelisti síla ve vodících čelistech
[N] [N]
Fx2 Fy
síla ve vodících čelistech síla ve vodících čelistech
[N] [N]
g h
tíhové zrychlení svislá vzdálenost mezi vodícími čelistmi
[m/s2] [mm]
H H´
výška zdvihu délka řetězu ve svislé vodící drážce
[m] [m]
i ixx
převod planetové převodovky poloměr setrvačnosti vodítka k ose x
[-] [mm]
iyy Ixx
poloměr setrvačnosti vodítka k ose y moment setrvačnosti vodítka k ose x
[mm] [mm4]
Iyy I1
moment setrvačnosti vodítka k ose y součinitel tření
[mm4] [-]
I2 kk
součinitel mazání součinitel bezpečnosti
[-] [-]
k1 KA
součinitel rázu provozní součinitel
[-] [-]
KK KR KSN
hmotnost klece hmotnost rámu klece hmotnost spodního nosníku
[kg] [kg] [kg]
l LH
největší vzdálenost mezi kotvami vodítek délka hřídele
[mm] [mm]
m m1
vzdálenost klece od osy vodítka hmotnost elektromotoru
[mm] [kg]
Mč M´č
moment čepového tření moment čepového tření
[Nmm] [Nmm]
MK Momax
kroutící moment na hřídeli maximální ohybový moment
[Nmm] [Nmm]
MoII Mx
ohybový moment v místě řezu II-II ohybový moment k ose x
[Nmm] [Nmm] 64
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
My M2
ohybový moment k ose y kroutící moment na řetězovém kole
[Nmm] [Nm]
n n1
počet vodítek jmenovité otáčky elektromotoru
[-] [min-1]
n2 nč
otáčky řetězového kola počet článků řetězu, které jsou ve styku s vedením
[min-1] [-]
p pDOV
rozteč řetězu dovolený tlak v kloubech řetězu
[mm] [MPa]
pi pv
měrný tlak výpočtový tlak
[MPa] [MPa]
P P1
hmotnost rámu a klece jmenovitý výkon elektromotoru
[kg] [kW]
q q1
hmotnost 1 metru řetězu hmotnost 1 metru vodítka
[kg] [kg]
Re R1
mez kluzu v tahu poloměr dna zubní mezery
[MPa] [mm]
Q S
nosnost výtahu plocha příčného průřezu vodítka
[kg] [mm2]
SKL Tp
užitečná plocha klece ekvivalentní kroutící moment na výstupu z převodovky
[m2] [Nm]
T1 T2
maximální hodnota vstupního momentu maximální hodnota výstupního momentu
[Nm] [Nm]
v WoI
rychlost zdvihu výtahu průřezový modul v ohybu v řezu I-I
[m/s] [mm3]
WoII WKI
průřezový modul v ohybu v řezu II-II průřezový modul v krutu v řezu I-I
[mm3] [mm3]
WKII Wxx Wyy
průřezový modul v krutu v řezu II-II modul průřezu vodítka v ohybu k ose x modul průřezu vodítka v ohybu k ose y
[mm3] [mm3] [mm3]
xP xQ
souřadnice působiště zatížení P v ose x souřadnice působiště zatížení Q v ose x
[mm[ [mm]
Y yP
součinitel rázu souřadnice působiště zatížení P v ose y
[-] [mm]
yQ z2
souřadnice působiště zatížení Q v ose y počet zubů řetězového kola
[mm] [-]
ασ ατ
tvarový součinitel pro ohyb tvarový součinitel pro krut
[-] [-]
γdyn γstat
dynamický bezpečnostní koeficient statický bezpečnostní koeficient
[-] [-] 65
VUT v Brně, FSI
Diplomová práce
δ δx
úhel sklonu mezi vedením řetězu a pásnicí řetězu průhyb vodítka v ose x
[°] [mm]
δy λ
průhyb vodítka v ose y součinitel štíhlosti
[mm] [-]
σc σF
kombinované napětí na ohyb a vzpěr namáhání příruby vodítka na ohyb
[MPa] [MPa]
σk σm
napětí od vzpěru kombinované namáhání na ohyb
[MPa] [MPa]
σosk σoI
skutečné napětí v ohybu napětí v ohybu v řezu I-I
[MPa] [MPa]
σoII σRED
napětí v ohybu v řezu II-II redukované napětí
[MPa] [MPa]
σx σy
napětí v ohybu v ose x napětí v ohybu v ose y
[MPa] [MPa]
τKsk τKI
skutečné napětí v krutu napětí v krutu v průřezu I-I
[MPa] [MPa]
τKII υ
napětí v krutu v průřezu II-II výrobní vůle mezi válečkem řetězu a vedením
[MPa] [mm]
ξ ω
rameno valivého odporu součinitel ω
[mm] [-]
66
VUT v Brně, FSI
9 Seznam příloh Příloha 1 – Schéma přímého pohonu kabiny speciálním tlačným řetězem
10 Seznam výkresové dokumentace Výkresy: Sestava pohonu Uložení řetězového kola Hřídel Řetězové kolo Plech Rám Těleso Seznamy položek: Sestava pohonu Uložení řetězového kola
1-DP-00/00 2-DP-01/00 3-DP-01/07 3-DP-01/12 3-DP-01/04 1-DP-00/03 2-DP-01/01
1-DP-00/00 2-DP-01/00
67
Diplomová práce
VUT v Brně, FSI
11 Přílohy Příloha 1 – Schéma přímého pohonu kabiny speciálním tlačným řetězem
68
Diplomová práce
