LIST 2
SADRŽAJ: 1. PROGRAMSKI ZADATAK 2. ELEMENTI ZA PRIHVAT TERETA 2.1.ZNAČAJKE UŽETNOG PRIJENOSNIKA 2.2.DIMENZIONIRANJE I IZBOR UŽETA 2.3.DIMENZIONIRANJE I IZBOR KUKE 2.4. ODABIR AKSIJALNOG LEŽAJA KUKE 2.5 NAPREZANJA SKLOPA KUKE 2.5.1. PROVJERA NAJMANJEG PRIJESJEKA VRATA KUKE 2.5.2.SMIČNO NAPREZANJE U DONJEM NAVOJU KUKE 2.5.3.KONTROLA NAPREZANJA U PRIJESJEKU A-A 2.6. PROVJERA NAPREZANJA NOSAČA KUKE 2.7. PROVJERA POVRŠINSKOG PRITISKA LAMELA 2.8. DIMENZIONIRANJE I IZBOR UŽNICE 2.9. PROVJERA NOSIVOSTI OSOVINE 2.10. LEŽAJEVI UŽNICE 3. MEHANIZAM ZA DIZANJE TERETA 3.1. BUBANJ 3.1.1. Promjer bubnja 3.1.2. dimenzije profila žljeba bubnja 3.1.2. DUŽINA BUBNJA 3.1.3. PROVJERA NAPADNOG KUTA UŽETA 3.1.4. PRORAČUN STIJENKE BUBNJA prema lit.[1], str. 126.-128. 3.1.5. Veza vijenca s bubnjem 3.1.6. OSOVINA BUBNJA 3.1.7. VEZA UŽETA S BUBNJEM 3.2. ELEKTROMOTOR ZA DIZANJE 3.3. ODABIR LEŽAJA BUBNJA 4. MEHANIZAM ZA VOŽNJU VITLA 4.1. PRETPOSTAVKA MASE VITLA 4.2. IZBOR KOTAČA 4.2.1. OPTEREĆENJE KOTAČA 4.3. IZBOR ELEKTROMOTORA I REDUKTORA ZA VOŽNJU 4.3.1. POTREBNA SNAGA ZA USTALJENU VOŽNJU 4.3.2. SNAGA KOD POKRETANJA 4.3.3. PROVJERA MOTORA OBZIROM NA POKRETANJE 4.3.4.PROVJERA SNAGE MOTORA OBZIROM NA PROKLIZAVANJE 4.3.5. PROVJERA NAPREZANJA OSOVINE KOTAČA 5. PRORAČUN PORTALA 5.1. PRORAČUN NOSIVE KONSTRUKCIJE BUBNJA 5.2. PRORAČUN VIJAKA LEŽAJA BUBNJA 5.3. PRORAČUN OČNOG VIJKA ZA ZAVJEŠENJE UŽETA 5.4. PRORAČUN NOSIVE KONSTRUKCIJE DIZALICE 6. PRORAČUN SIDRENIH VIJAKA 7. LITERATURA
LIST 3
2.ELEMENTI ZA PRIHVAT TERETA
2.1.ZNAČAJKE UŽETNOG PRIJENOSNIKA
Stupanj djelovanja koloturnika:
η k ,r
1 1 − η 0ik 1 1 − 0,98 4 = ⋅ = ⋅ = 0,97 ik 1 − η 0 4 1 − 0,98
ik=u=4
-faktor iskorištenje koloturnika u radnom stanju
-prijenosni odnos koloturnika (dobiven iz slike)
h0=0,98 -stupanj iskorištenja za uležištenje pomoću valjnih ležaja
hbubnja=0,95...0,97=0,96 -odabran stupanj korisnog djelovanja bubnja
hred=0,92...0,98=0,94
-odabran stupanj korisnog djelovanja reduktora
η u , r = η k , r ⋅ η bubnja ⋅ η red = 0,99 ⋅ 0,96 ⋅ 0,94 = 0,893
1 η u ,k = 2 − η k ,r
2 − 1 η bubnja
2 − 1 η red
-stupanj djelovanja mehanizma za dizanje u radnom stanju
1 1 1 = 2 − 2 − 2 − = 0,869 0,97 0,96 0,94
-stupanj djelovanja mehanizma za dizanje u kočnom stanju
LIST 4
2.2.DIMENZIONIRANJE I IZBOR UŽETA Sila loma užeta FL = S ⋅
Q⋅g 4000 ⋅ 9,81 = 3,15 ⋅ = 31857,3N ik ⋅ η k 4 ⋅ 0,97
faktor sigurnosti za pogonsku grupu 1Cm - S=3,15 ik=u=4 -prijenosni odnos koloturnika
prema 1. str. 88.
promjer užeta d≥
4 ⋅ FL 4 ⋅ 31857.3 = = 6,77 = 7mm f ⋅ π ⋅ Rm 0,5 ⋅ π ⋅1770
Rm=1770 N/mm2 - lomna čvrstoća žica, odabrano f=0,5 - faktor ispune užeta d=7 mm odabrano uže OZNAKA UŽETA:
prema 1. str.101 UŽE 7 HRN C.H1.072 – VJ – g1770 sZ
2.3.DIMENZIONIRANJE I IZBOR KUKE Veličina kuke: HV ≥
S ⋅ Qt ⋅ g
Re
=
2,2 ⋅ 4 ⋅ 9,81 = 2,21 39
Re = 390 N/mm2 – granica tečenja za materijal StE420 razred čvrstoće S. str.113 S=2,2 faktor sigurnosti za pogonsku grupu 1Cm 113
prema 1.
prema 1, tablica 2 , str
HV ≥ 2,21
Odabrana kuka HV=2,5
prema 1. tablica 5 str. 118
LIST 5
Dimenzije kuke:
a1=63mm a2=50mm a3=72mm b1=53mm b2=45mm h=67mm h=d1=42mm l1=253mm navoj kuke M36 masa -6,3kg ovjes i nosač kuke b1 = 80mm b2 = 125mm b3 = 22,5mm b4 = 17 mm c = 8mm d 2 = 37 mm d 4 = 40mm h1 = 40mm h2 = 21,5mm h3 = 37 mm
LIST 6
Matica kuke
d 7 = 70mm d 9 = 63mm d 8 = 60mm d1 = M 36
2.4. ODABIR AKSIJALNOG LEŽAJA KUKE Dimenzije ležaja iz dimenzija matice i nosača kuke: d8=60mm d4=40mm h=14 odabran aksijalni ležaj SKF 51108
prema www.skf.com
provjera nosivosti aksijalnog ležaja Statičko opterećenje
P1 = Fa = Q t ⋅ g = 4000 ⋅ 9,81 = 39240 N f s = 0,8 − 1,2 ⇒ f s = 1,2 pri normalnim zahtjevima C1 = 1,2 ⋅ 39240 = 47088 N < 63000N Odabran ležaj SKF 51108 zadovoljava
prema DECKER str. 232
LIST 7 D = 60mm d = 40mm H = 13mm r1, 2 = 0,6mm
d a min = 52mm Da max = 48mm ra max = 0,6mm
2.5. NAPREZANJA SKLOPA KUKE materijal kuke StE355 (ČRO350) s Re=315 N/mm2=31,5kN/cm2
prema 1. str 112 tablica 1.
2.5.1. PROVJERA NAJMANJEG PRIJESJEKA VRATA KUKE
σ vr =
4⋅Q Re ≤ 2 π ⋅ d 4 2,2 ⋅ v n
4 ⋅ 4000 ⋅ 9,81 315 ≤ 2 2,2 ⋅ 1,25 π ⋅ 30 = 55,51 N ≤ 114,54 N mm 2 mm 2
σ vr = σ vr
ZADOVOLJAVA
d4=30mm vn=2
- prema 1. str 121 tablica 8 - prema 1. str 113 tablica 3
2.5.2.SMIČNO NAPREZANJE U DONJEM NAVOJU KUKE
LIST 8
τn =
Q Re ≤ π ⋅ d 5 ⋅ h3 1,25 ⋅ v n
4000 ⋅ 9,81 315 ≤ π ⋅ 31,67 ⋅ 4 1,25 ⋅ 1,25 = 98,6 N ≤ 201,6 N mm 2 mm 2
σ vr = σ vr
ZADOVOLJAVA d5=(d1)=31,670mm h3=(P)=4mm 2.5.3.KONTROLA NAPREZANJA U PRIJESJEKU A-A
prema karut str 505 prema karut str 505
Fh=Q.g=4.9,81=39,24kN a1=63mm=6,3cm b1=53mm=5,3cm h1=67mm=6,7cm b1t=0,932˙.b1=0,932.5,3=4,94cm b2t=0,43.b1=0,43.5,3=2,279cm h1t=h1=6,7cm a 1 6,3 = = 3,15cm 2 2 a 6,3 ρ 2 = 1 + h1 = + 6,7 = 9,85cm 2 2 ρ2 2 ⋅ h1 2 ⋅ 6,7 = 1+ = 1+ = 3,13 ρ1 a1 6,3 b + b 2t 4,94 + 2,279 A t = 1t ⋅ h1 = ⋅ 6,7 = 24,18cm 2 2 2 ρ1 =
h1 b1t + 2 ⋅ b 2 t 6,7 4,94 + 2 ⋅ 2,279 ⋅ = ⋅ = 3,55cm 3 b1t + b 2 t 3 4,94 + 2,279 a 6,3 rs = 1 + es = + 3,55 = 6,7cm 2 2 b 2,279 1 + 2t 1+ h 6,7 b1t 4,94 rh = 1 ⋅ = ⋅ = 5,495cm ≈ 5,5cm 2 ρ 2 − b2t 2 3,13 − 2,279 2,279 ρ b ρ1 b1t 4,94 ln 3,13 + −1 ln 2 + 2 t − 1 ρ2 3,13 − 1 4,94 ρ1 b1t −1
es =
ρ1
LIST 9
rs
6,7 −1 Fh ρ 1 39,24 3,15 Re 31,5 σ1 = ⋅ = ⋅ = 7,53 kN = = 25,2 kN 2 ≤ cm cm 2 r 6 , 7 At 24,18 vn 1,25 s −1 −1 5,5 rn rs
−1
6,7 −1 Fh ρ 2 39,24 9,85 Re 31,5 σ1 = ⋅ = ⋅ = − 2,38 kN = = 10,08 kN 2 ≤ cm cm 2 r 6 , 7 At 24,18 2,5 ⋅ v n 2,5 ⋅ 1,25 s −1 −1 5,5 rn −1
2.6. PROVJERA NAPREZANJA NOSAČA KUKE M max =
q ⋅ l 4000 ⋅ 9,81 ⋅ 106 = = 1039860 Nmm 4 4
l = b1 + 2 ⋅ b4 − c = 80 + 2 ⋅ 17 − 8 = 106mm –razmak između lamela W=
1 1 2 ⋅ (b1 − d 2 )⋅ h3 = ⋅ (80 − 37 )⋅ 37 2 = 9811,2mm3 6 6
σ=
M max 1039860 N = = 106 N 2 ≤ σ dop = 120 mm mm 2 W 9811,2
σ dop = 120 N
mm 2 dopušteno naprezanje za Č.1430
2.7. PROVJERA POVRŠINSKOG PRITISKA LAMELA
LIST 10
p=
Q ≤ p dop 2⋅ d5 ⋅ s
4000 ⋅ 9,81 ≤ p dop 2 ⋅19 ⋅10 p = 103 ≤ p = 120 N p=
dop
d5=19mm s=10mm pdop=120 N/mm2
mm 2 - promjer provrta u lameli - debljina lamele - dopušteni površinski pritisak
2.8. DIMENZIONIRANJE I IZBOR UŽNICE D D ≥ ⋅ c p ⋅ d = 14 ⋅ 1,12 ⋅ 7 d min D ≥ 109,76mm D = 14 d min str.103 cp = 1,12
-za pogonsku grupu 1Cm
prema 1. T.1.4-1
- koeficijent pregiba prema [1] str. 104., Tablica 1.4-2 i [1] str. 104., Slika 1.4-3 D = 225 mm – prema preporuci za broj kuke HV = 2,5 (prema lit.[1], str.122). Odabrane dimenzije sklopa kuke – Prema lit. [1] str. 122.
d 2 = 225mm d 4 max = 270mm d 5 = 45mm e1 = 200mm
LIST 11
Promjer osovine užnice kuke d5 = 45 mm
Slika 9. Sklop kuke
2.9. PROVJERA NOSIVOSTI OSOVINE
M =
Q ⋅ g e1 b1 + c 4000 ⋅ 9,81 200 88 ⋅ − ⋅ − = = 863280 Nmm 2 2 2 2 2 2
W0 =
π ⋅ d 35 π ⋅ 453 = = 8946,2mm3 32 32
σ=
M 863280 = = 96,5 N ≤ R d = 120 N mm 2 mm 2 W0 8946,2
σ dop = 120 N
mm 2 dopušteno naprezanje za Č.0545
Provjera nosivosti lima: - prema [2], str. 27. p=
Q⋅g 4000 ⋅ 9,81 = = 54,5 N / mm 2 2 ⋅ c ⋅ d2 2 ⋅ 8 ⋅ 45
p < p dop = 100.....150 N / mm 2
ZADOVOLJAVA
2.10. LEŽAJEVI UŽNICE Ležajevi užnica sklopa kuke - prema lit.[1],str.106.
d 7 = 85mm
d 5 = 45mm
b2 = 55mm b4 = 77 mm
Za
LIST 11
Slika 11. Užnica sklopa kuke Q⋅q Q ⋅ g 4000 ⋅ 9,81 C1 = 2 = = = 9810 N 2 4 4 Statičko opterećenje
Odabran ležaj
SKF 6209
- dva ležaja po užnici
prema [4], str. 120.
d a min = 51,5mm Da max = 78,5mm ra max = 1mm D = 85mm d = 45mm B = 19mm
C0 = 18 600 N > C1 = 9810 N
ZADOVOLJAVA
Mjere profila užnice prema [1], str. 105., Tablica 1.5-1 - prema promjeru užeta d = 7 mm d = 7 mm , r = 3, 7 mm , a = 4 mm , b = 17 mm , h = 15 mm
LIST 13
Slika 12. Užnica Užnica za izravnavanje Promjer izravnavajuće užnice D D ≥ ⋅ d ⋅ c p = 12,5 ⋅ 7 ⋅ 1,12 = 98mm d min D = 12,5 d min - minimalni odnos za pogonsku grupu 1Cm prema lit.[1]str.103. cp = 1,12
- koeficijent pregiba prema [1] str. 104., Tablica 1.4-2 i [1] str. 104., Slika 1.4-3
d = 7 mm D = 125mm
- promjer užeta
- standardni promjer užetnika odabran na temelju sile na užnicu prema [2],str.39. Odabrana izravnavajuća užnica sa dimenzijama prema [2], str. 39.
LIST 14
D = 125mm L = 165mm d = 45mm l1 = 195mm l 2 = 175mm l = 219mm h = 90mm h1 = 45mm h2 = 105mm b = 95mm
Slika 13. Izravnavajuća užnica Mjere profila užnica prema [1], str. 105., Tablica 1.5-1 Mjere profila užnice iste kao i kod užnice sklopa kuke. (vidi List 11)
Promjer osovine užnice za izravnavanje Pretpostavljeni promjer
d 0 = 35mm B = d − 2t1 = 45 − 10 = 35mm
Širina užnice Širina nosivog lima
t = 10mm
Širina distantnog lima
t1 = 5mm l = B + t + 2t1 = 35 + 10 + 2 ⋅ 5 = 55mm
Dužina osovine:
σf =
M 539550 = = 128,2 N / mm 2 ≤ σ d ≈ 140 N / mm 2 W0 4209,3 - za Č0545 prema [2] str., 27.
M=
Q ⋅ g l 4000 ⋅ 9,81 55 ⋅ = ⋅ = 539550 Nmm 2 2 2 2
LIST 14
π ⋅ d 03 π ⋅ 353 W0 = = = 4209,3mm3 32 32 M ⋅ 32 ≤σd π ⋅ d 03 d0 ≥ 3
32 ⋅ M 3 32 ⋅ 539550 = = 34,5mm π ⋅σ d π ⋅ 100 d 0 = 35mm
- ZADOVOLJAVA
Kontrola čvrstoće oslonog lima užnice za izravnavanje Površinski pritisak nosivog lima: t = 10mm d 0 = 35mm
pd = 100...150 N / mm 2 p=
F 4000 ⋅ 9,81 = = 56 N / mm 2 ≤ p d 2 ⋅ t ⋅ d0 2 ⋅ 10 ⋅ 35 - ZADOVOLJAVA
3. MEHANIZAM ZA DIZANJE TERETA 3.1. BUBANJ 3.1.1. Promjer bubnja D Db ≥ ⋅ c p ⋅ d = 12,5 ⋅ 1,12 ⋅ 7 = 98mm d min D d min =12,5 cp
- tablica 1.4-1 za pogonsku grupu 1Cm
=1,12
d=7 mm Db=200mm
- za broj pregiba, prema T.1.4-1 str. 104 - promjer užeta - odabran promjer bubnja
kraut str. 437.
Odabrana bešavna čelična cijev za izradu bubnja: - vanjski promjer =200mm kraut str. 437. - debljina stjenke =10 mm
3.1.2. dimenzije profila žljeba bubnja s min = (0,6...0,8)⋅ d = (0,6...0,8)⋅ 8 = 4,8...6,4mm s=6 mm
- odabrana debljina stjenke bubnja
t = 1,15 ⋅ d = 1,15 ⋅ 8 = 9,2mm ⇒ 9mm
-korak
0,375 ⋅ d ≤ h ≤ 0,4 ⋅ d 0,375 ⋅ 7 ≤ h ≤ 0,4 ⋅ 7 2,625 ≤ h ≤ 2,8 r1 = 0,53 ⋅ d = 0,53 ⋅ 7 = 3,71mm ⇒ 3,7 mm
LIST 17
3.1.2. DUŽINA BUBNJA Radna dužina bubnja lr =
ik ⋅ H D ⋅π
ik=u=4
⋅t =
4 ⋅ 5000 ⋅ 8,1 = 240mm 216 ⋅ π
-prijenosni odnos koloturnika (dobiven iz slike)
H=5000 mm - visina dizanja D=216mm
-promjer bubnja
t=8,1 mm - korak bubnja dužina narezanog bubnja p ⋅h l n = K + 3....4 t = l r + 4t = 240 + 4 ⋅ 8,1 = 272,4mm Db ⋅ π Dužina srednjeg nenarezanog dijela bubnja
prema lit.[2], str. 36.
l 0 = 2 ⋅ (s 4 + s5 ) = 2 ⋅ (3t + 3t ) = 12t = 12 ⋅ 8,1 = 98mm Radna dužina bubnja - prema [1], str 127. lb =
pK ⋅ H ⋅ t + 10 ⋅ d + 30mm Db ⋅ π
lb =
4 ⋅ 5000 ⋅ 8.1 + 10 ⋅ 7 + 30 = 340mm 215 ⋅ π
lb = 340mm Provjera napadnog kuta užeta prema [1], str. 126. 17
LIST 18
l r = 240mm e = 197 mm
- razmak užnica sklopa kuke
hmin=700 mm
- minimalna udaljenost užnice od bubnja
3.1.3. PROVJERA NAPADNOG KUTA UŽETA Gornji položaj kuke l − e 240 − 197 43 tgγ = r = = ⇒ γ = 3,5° ≤ 4° hmin 700 700
ZADOVOLJAVA
Donji položaj kuke tgγ =
18
hmin
e 197 = ⇒ γ = 1,97° ≤ 4° + 5000 700 + 5000
LIST 19
3.1.4. PRORAČUN STIJENKE BUBNJA prema lit.[1], str. 126.-128. Debljina stjenke bubnja za zavarenu izvedbu prema [1], str. 126. s = (0,6......0,8)⋅ d s = (0,6.......0,8)⋅ 7 = 4,2.....5,6mm d = 7 mm Odabrano s = 7 mm (debljina stjenke bešave cijevi ρ = 9,8mm ) - debljina stjenke nakon obrade (centriranja OOČ x =1mm) i urezivanja utora za namatanje užeta ( h = 2,7 ) ρ = 10 − 2,7 = 7,3mm stvari s stva = 7,3mm Provjera stjenke bubnja prema naprezanjima uslijed namatanja opterećenog užeta (prolom)
19
LIST 20
Slika 17. Naprezanje elementa stjenke bubnja Maksimalna sila u užetu:
F=
FL 31857,3 = = 7079,4 N S 4,5
Dozvoljeno naprezanje za čelični bubanj (Č.0345)
σ 1 = σ x ≤ 50 N / mm 2
σ 3 = σ ϕ ≤ 100 N / mm 2
Naprezanja na mjestu namatanja užeta: a) normalno (od savijanja)
σ X = 0,96 ⋅ F ⋅
1 D ⋅ s3
σ X = 0,96 ⋅ 7079,4 ⋅
1 = 24,96 N / mm 2 216 ⋅ 7 3
F = 7079,4 N D = 216mm s = 7 mm
a) cirkularno (tlačno) F t⋅s 7079,4 σ ϕ = −0,5 ⋅ = −62,43 N / mm 2 8,1 ⋅ 7
σ ϕ = −0,5 ⋅
Glavna naprezanja na mjestu namatanja
20
LIST 21
σ 1 = σ X = 24,96 N / mm 2 < 50 N / mm 2 σ2 = 0 σ = σ ϕ = 62,43 N / mm 2 < 100 N / mm 2 Provjera zavarenog spoja stijenke bubnja
ZADOVOLJAVA
-prema lit.[1], str. 128.
Re = 260 N / mm 2
- granica tečenja za Č 0445
S = 2,5
- odabrano, prema Lit.[1], str. 128.
Dozvoljeno naprezanje:
σd =
Re 260 = = 104 N / mm 2 S 2,5
Ekvivalentno naprezanje
σ 1 − σ 3 = 24,96 − (− 62,43) ≈ 87,39 N / mm 2 ≤ σ d = 104 N / mm 2 ZADOVOLJAVA Naprezanje uslijed savijanja bubnja, progib bubnja: Naprezanje uslijed savijanja bubnja najveće je kad se uže opterećeno maksimalnim teretom namotava na bubanj na njegovoj sredini. Zbog simetričnosti vrijedi:
Fa = Fb = F = 7079,4 N
slika 18. Moment savijanja bubnja Maksimalni moment savijanja: 21
LIST 22
M max = F ⋅
lb
2
= 7079,4 ⋅
340 = 1203,498 ⋅ 10 3 Nmm 2
F = 7079,4 N l b = 340mm Moment otpora poprečnog presjeka bubnja
π ⋅ (Dv4 − Du4 ) π ⋅ (216 4 − 200,8 4 ) Wb = = = 500900mm 3 16 Dv 16 ⋅ 216 Dv = 216mm Du = 200,8mm Naprezanje uslijed savijanja
σϕ =
M max 1203498 = = 2,4 N / mm 2 Wb 500900
σ ϕ = 2,4 N / mm 2 < σ d = 104 N / mm 2 ZADOVOLJAVA
Maksimalan progib bubnja: w max =
2 ⋅ Fl b3 2 ⋅ 7079,4 ⋅ 340 3 = = 0,002041mm 48 E ⋅ I y 48 ⋅ 210000 ⋅ 27,049 ⋅ 10 6
F = 7079,4 N l b = 340mm E = 210000 N / mm 2
π ⋅ (Db4 − Du4 ) π ⋅ (216 4 − 200,8 4 ) Iy = = 64 64 6 4 I y = 27,049 ⋅10 mm Iy
- moment tromosti poprečnog presjeka bubnja
Dv = 216mm Du = 200,8mm
22
LIST 23
Odabrane dimenzije bubnja: M b = M max = 1203498 Nm ≤ 8kNm Za
Fb = F = 7079,4 N ≤ 50kN
Slika 19. Dimenzije bubnja d1 = 40mm
d 6 = D + 10 = 215 + 10 = 235mm
d 3 = 80mm
d 7 = D + (85do100 ) = 215 + (85do100 ) = 300mm
d 4 = 35mm
d 8 = d 7 + 50 = 350mm
d 5 = 40mm
23
- prema lit.[1], str. 131.
LIST 24
3.1.5.
Veza vijenca s bubnjem Prijenos okretnog momenta sa vijenca na bubanj ostvarit će se silom trenja između vijenca i bubnja koja proizlazi iz sile pritiska između ploče i vijenca uslijed pritezanja vijaka.
Debljina čelne ploče bubnja
prema 1. str. 128.
Re 2 D F σ = 1,44 ⋅ 1 − ⋅ 1 ⋅ h2 ≤ σ d = S 3 D w 2 D F w ≥ 1,44 ⋅ 1 − ⋅ 1 ⋅ h 3 D σd Slika 20. Čelna ploča D1 = d 3 = 80mm
- odabrano; prema lit. [1], str. 131.
D b = D = 216mm F h = 0,1 ⋅ F = 707,94 N F = 7079,4 N
σ d = 90 N / mm 2
-prema lit.[1], str. 131.
2 80 707,94 w = 1,44 ⋅ 1 − ⋅ = 2,88mm ⋅ 3 216 92 Odabrano - w=10mm Odabrani vijci: M12 Odabrani materijal vijaka
A j = 76,2mm 2
- prema kraut str.5
6.8
Prenošenje momenta trenjem: F⋅
Db
≤ n ⋅ µ ⋅ FN ⋅
2 FN = σ dop ⋅ A jezgre
d7
2
µ = 0,2
- odabrano prema lit. [3], str. 136.
Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3 24
LIST 25
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
Broj vijaka F⋅
Db
2
≤ n ⋅ µ ⋅ FN ⋅
d7
2
F ⋅ Db ≤ n ⋅ µ ⋅ σ dop ⋅ A jez ⋅ d 7 n≥
F ⋅ Db µ ⋅ σ dop ⋅ A jez ⋅ d 7
n≥
7079,4 ⋅ 216 = 2,1 0,2 ⋅ 160 ⋅ 76,2 ⋅ 300
Odabrano: n=4 vijaka M12 iz materijala kvalitete 6.8
3.1.6.
OSOVINA BUBNJA
prema lit. [1], str. 131.
F = 7079,4 N -maksimalna sila u užetu Zbog simetričnosti vrijedi
cB = d0
F A= FB = F = 7079,4 N
lB = 1,5......2 d0
c B = 1,8 -
- odabrano
promjer osovine
Za materijal osovine Č.0561(St 52-3)
Rm = 520 MPa, σ d = 90 N/mm 2
-prema lit. [3], str 353.
Potrebni promjer osovine je: d0 ≥
32 ⋅ c B ⋅ FB 32 ⋅ 1,8 ⋅ 7079,4 = = 37,9mm π ⋅σ d π ⋅ 90
d 5 = 40mm > 37,9mm
25
ZADOVOLJAVA
LIST 26
3.1.7.
VEZA UŽETA S BUBNJEM prema lit. [1], str 132.
Kod najnižeg položaja kuke na bubnju trebaju ostati još 2 voja užeta.
FV ≤ 0,4 ⋅ F = 0,4 ⋅ 7079,4 = 2832 N F = 7079,4 N
Slika 21.Veza užeta s bubnjem Sila u užetu pred ulazom u vijčanu vezu iznosi: FV =
F 7079,4 = 0,1⋅4π = 2014,9 N µα e e
µ = 0,1 α = 4π
- faktor trenja za čelik prema [1], str 133. -2navoja prije vijčane veze
Potrebna normalna sila u jednom vijku - prema [1], str. 133. F N = 2 Fun = 2 ⋅ FN = 2 ⋅
(µ + µ 1 )⋅ (e
µα
)
+1
2014,9 = 6095,4 N = 6,1kN (0,1 + 0,13)⋅ e 0,1⋅2π + 1
(
)
α = 2π
-obuhvatni kut
µ1 = µ sin β = 0,1 sin 50 = 0,13
-faktor trenja za trapezni žlijeb
β = 40° Potreban broj vijaka 26
Fv
-kut trapeznog žlijeba
-prema [1], str 133.
LIST 27
Prema opterećenju na vlak i savijanje
z≥
FN 1,3 32 ⋅ µ1 ⋅ h 6095,4 1,3 32 ⋅ 0,1 ⋅14 = + ⋅ + = 2,97 = 3 σ D AV 160 32,8 π ⋅ 7,1883 π ⋅ d13
Odabran vijak M 8, kvalitete materijala 6.8 d1 = 7,188mm - promjer jezgre vijka M8, prema kraut str. 505. AV = 32,8mm 2 h = 2 ⋅ d = 2 ⋅ 8 = 16mm d = 8mm
Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
Odabrano 3 zatična vijka M8 kvalitete materijala 6.8 Vijci se stavljaju po obodu bubnja na razmaku:- prema lit. [1], str 133. lV ≥ 5 ⋅ d = 5 ⋅ 7 = 35mm Db = lv 2 2⋅l γ = v = 0,32rad Db
γ⋅
γ ≈ 18,5°
3.2.
- kut razmaka osi vijka za stezanje užeta
ELEKTROMOTOR ZA DIZANJE Odabir na temelju snage za dizanje jednolikom brzinom. Snaga za dizanje: - prema [2], str. 67.
27
LIST 28
∑m
Ppotr =
∑m
d
d
η
⋅ vd
⋅g =
4023,3 ⋅ 9,81 ⋅ 0,083 = 3639,8W = 3,7 kW 0,9
= m Q + m užeta + m kuke + msklopa _ kuke = 4000 + 8,316 + 6,3 + 15 = 4023,3 5 = 0,083m / s 60 m užeta = l ⋅ ρ = 12 ⋅ 0,678 = 8,316kg
vd =
ρ = 0678 kg
m - duljinska masa užeta
kraut str.447
η = η R ⋅ η B ⋅ η K = 0,97 ⋅ 0,98 ⋅ 0,99 = 0,94 η R = 0,97
-stupanj djelovanja reduktora
η B = 0,98
-stupanj djelovanja bubnja
η K = 0,99
-stupanj djelovanja koloturnika
Reduktor:
nbubnja =
Tb = 2 ⋅
2 ⋅ vd 2⋅5 = = 14,7 o min Db ⋅ π 0,216 ⋅ π
-potrebna brzina okretanja bubnja
Fu ⋅ Db 7079,4 ⋅ 0,216 = 2⋅ = 1530 Nm 2 2 -moment na reduktoru na strani bubnja
Kočnica: Tkočočni =
Tb ⋅ f b 1530 ⋅1,3 = = 20,4 Nm ired 97,6
- potreban moment na kočnici elektromotora
Prema podatcima za motor , kočnicu i reduktor odabran je motor s reduktorom i elektromagnetskom kočnicom:
Type of the gear unit : Shaft mounted geared motors Type : AF 86A 114M4 Motor Data : Motor Power : 4,0 [kW] Nominal Speed : 1430 [rpm] Rated torque : 27 [Nm] Voltage : 380-420/660-730 [V] Frequency : 50 [Hz] Connection : D/Y Rated current : 9,3 / 28
LIST 29
5,4 [A] Starting to rated current : 7,0 cos ϕ : 0,82 Protection class : IP 55 Position of the terminal box : side 2 cable entry I Insulation class : F Mass moment of inertia : 11,00x10-3 [kgm2] Further executions motor : Fan : self ventilated Gear Data : Thermal power limit at 20°C and at an operation mode S1 : 31 [kW] Output speed : 14,6 [rpm] Output torque : 2609 [Nm] Service factor : 0,90 Ratio : 97,66 Circum ferential backlash (min-max) : 3' - 7' Reduced circum ferential backlash (min-max) (OPTION) : 3' - 5,5' Perm. input torque at fB1 : 23 [Nm] Max. perm. input speed (for noise emission acc. German-Standard VDI 2159) : 3.500 [rpm] Mounting position : H366 Output flange : square according to IEC Ø300 mm Output shaft : Ø 60 m6 x 110 [mm] Keyway : DIN6885.1 Painting : Standardpainting 80-100µm Color : RAL 9007 ( Grey aluminium ) Total weight : 124 [kg] Input side : Type : IEC direct mounting Input shaft : Ø 28 k6 x 23,5 mm Input flange : square according to IEC Ø200 mm
3.3.
ODABIR LEŽAJA BUBNJA Zbog simetričnosti:
Fr = F = 7079,4 N
Odabran ležajni sklop: FY 60 TR -prema skf.com
C0 = 36000 N > Fr = 7079,4 N C = 52700kN
29
-
statičko opterećenje
LIST 30
slika 24. Ležaj bubnja Trajnost odabranog ležaja: v d = 5m / min nb =
1 vd ⋅ pk 1 5⋅2 ⋅ = ⋅ = 14,73 min −1 2π Db 2 2π 0,216 2
P = Fr = 7079,4 N 1 3 33 C Lh = ⋅ 3 ⋅ 500 P n 52700 Lh = 7079,4 30
3
1 33 3 ⋅ 500 = 416177 h ⋅ 14,73 -vijek trajanja ležaja
LIST 31
4.MEHANIZAM ZA VOŽNJU VITLA 4.1. PRETPOSTAVKA MASE VITLA Mase pojedinih komponenti su dobivene iz CAD-modela uz gustoču r=7850 kg/m3 Masa nosača=40kg Masa bubnja=100kg Masa sklopa kuke=24kg Masa motora+masa reduktora+masa kočnice=200kg Masa ležaja bubnja=15kg Masa užeta=15kg muk=40+100+24+200+15+15=394kg=400kg
-ukupna masa vitla
4.2. IZBOR KOTAČA
4.2.1. OPTEREĆENJE KOTAČA Pretpostavljeno oslanjanje vitla na 4 kotača F =
Fmin + 2 Fmax
3
F = Fmax
za vitlo
F = Fmax =
(m v + m t )⋅ g (400 + 4000)⋅ 9,81 = = 10791N = 10,79kN
Promjer kotača
4
4
prema [2], str. 106. D≥
F 10791 = = 33,46mm k1 ⋅ k2 ⋅ k3 ⋅ pd ⋅ bt 0,75 ⋅ 1,17 ⋅ 1 ⋅ 7,35 ⋅ 50
pd = 7,35 N / mm 2
za tračnice s ravnom površinom glave
bt = 50mm
pretpostavljena korisna širina kotača
k1 = 0,75
za
k 2 = 1,17
za v=5m/min prema lit[2] str.106.
k3 = 1 31
za Č.0645 –tab.8.3 lit[2] str.106.
za srednju pogonsku grupu, lit[2] str.106.
LIST 32
Odabrano iz demaga D=112mm a širina b=63,5 4.3. IZBOR ELEKTROMOTORA I REDUKTORA ZA VOŽNJU 4.3.1. POTREBNA SNAGA ZA USTALJENU VOŽNJU - prema [2], str. 67. PV =
FV ⋅ vV 647,5 ⋅ 0,16 = = 139W η 0,75
FV = Wv = g ⋅ m tr ⋅
w 15 = 9,81 ⋅ 4400 ⋅ = 647,5 N 1000 1000
w=w'+Dw=10+5=15
-prema [2], str. 68. - prema [2], str. 59.
v = 10 60 = 0,16m / s -brzina vožnje vitla
η = 0,75
4.3.2.
-stupanj iskorištenja mehanizma za vožnju
SNAGA KOD POKRETANJA - prema lit.[2], str. 69.
FP = Fv + β v ⋅ mtr ⋅
v 0,16 = 647,5 + 1,2 ⋅ 4400 ⋅ = 1070 N tp 2
β v = 1,2
- sila pokretanja
-faktor sigurnosti od 20%
t p = 2s
-vrijeme pokretanja, odabrano prema [2], str. 65., tablica 4.2.
FN = 0,6 ⋅ FP = 0,6 ⋅ 1070 = 642 N - prema lit.[2]str.69. Nominalna snaga motora: Pn =
Fn ⋅ v 642 ⋅ 0,16 = = 137W η 0,75 vd =
32
10 = 0,16m / s 60
LIST 33
n=
v 10 = = 26,09 = 26 o / min D ⋅ π 0,112 ⋅ π
Prema podatcima za motor , kočnicu i reduktor odabran je motor s reduktorom Type of the gear unit : Helical worm geared motor Type : SF 404A 72K4 Motor Data : Motor Power : 0,25 [kW] Nominal Speed : 1330 [rpm] Rated torque : 1,8 [Nm] Voltage : 220-240/380-420 [V] Frequency : 50 [Hz] Connection : D/Y Rated current : 1,4 / 0,8 [A] Starting to rated current : 3,5 cos ϕ : 0,73 Protection class : IP 55 Position of the terminal box : side 2 cable entry I Insulation class : F Mass moment of inertia : 1,60x10-3 [kgm2] Further executions motor : Fan : self ventilated Gear Data : Thermal power limit at 20°C and at an operation mode S1 : 0,79 [kW] Output speed : 26 [rpm] Output torque : 72 [Nm] Service factor : 0,85 Ratio : 51,33 Circum ferential backlash (min-max) : 14' - 23' Reduced circum ferential backlash (min-max) (OPTION) : 14' - 23' Perm. input torque at fB1 : 1,5 [Nm] Max. perm. input speed (for noise emission acc. German-Standard VDI 2159) : 5.000 [rpm] Mounting position : H311 Output flange : square according to IEC Ø160 mm Output shaft : Ø 20 k6 x 40 [mm] Keyway : DIN6885.1 Painting : Standardpainting 80-100µm Color : RAL 9007 ( Grey aluminium ) Total weight : 15 [kg] Input side : Type : IEC direct mounting Input shaft : Ø 14 k6 x 18,5 mm Input flange : square according to IEC Ø160 mm 4.3.3.
PROVJERA MOTORA OBZIROM NA POKRETANJE M p = IR ⋅
ωM 71,2 + M st = 0,0461 ⋅ + 1,94 = 3,58 Nm t min 2
ωM = 2 ⋅ π ⋅ n =
2 ⋅ π ⋅ 680 = 71,2 s −1 60
I m = 4,61 ⋅ 10 −2 kgm 2 M st =
Fv η
v ⋅ ωm
647,5 0,16 = ⋅ = 1,94 Nm 0,75 71,2
M P 3,58 = = 1,845 < 1,7....2 M n 1,94
4.3.4.PROVJERA SNAGE MOTORA OBZIROM NA PROKLIZAVANJE – prema 2 str 69 Minimalno vrijeme pokretanja vitla bez tereta t min = 1,2 ⋅ 33
β v ⋅ mv ⋅ v 25,65 ⋅ 400 ⋅ 0,16 = 1,2 ⋅ = 0,69 s (µ A ⋅ G A − Ws ) (0,2 ⋅ 12753 − 220)
LIST 34
βv = 1 +
β ⋅ I1 mtr
ω ⋅ M ⋅η v 2
m tr = m 0 = 400kg
-masa vitla bez tereta 2
1,2 ⋅ 0,0461 71,2 βv = 1 + ⋅ ⋅ 0,9 = 25,65 400 0,16
µ A = 0,2
-prema lit.[2], str. 62.
GA = G ⋅
np nk
= 400 ⋅ 9,81 ⋅
1 = 981N 4
Fp 1070 = 4 ⋅ n p ≥ nk ⋅ = 0,49 0,2 ⋅ 4400 ⋅ 9,81 µA ⋅G np = 1
-broj pogonskih kotača, odabrano
Wv 0 = 75 N
-prema [2], str. 68., Slika 5.1. za m0=0,4 t i D=112mm
Moment pokretanja kojim bi se vitlo ubrzalo za tmin M P0 = I R0 ⋅
ωM 71,2 + M st , 0 = 0,0046 ⋅ + 0,225 = 0,699 = 0,7 Nm t min 0,69
I R 0 = I R = 0,0046kgm 2 M st =
Wv 0 v 75 0,16 ⋅ = ⋅ = 0,225 Nm η ω M 0,75 71,2
Wv 0 = 75 N
- prema [2], str. 68., Slika 5.1., za D = 120 mm, m0=0,4t
Srednji moment pokretanja odabranog motora M p , sr = 1,5 ⋅ M n = 1,5 ⋅ 0,0046 = 0,0069 Nm M P 0 = 0,7 Nm M P 0 > M p , sr 34
-nema mogućnosti proklizavanja
LIST 35
4.3.5. PROVJERA NAPREZANJA OSOVINE KOTAČA Osovina kotača je odabrana kao okrugla šipka i postavljena su dva ležaja na valjna ležaja na mjestu kotača, dok se drugo kraj osovne pomoću vijčanog spoja spaja na nosivu konstrukciju uz opasni prijesjek kod d=30 F = 7079,4 N -maksimalna sila u užetu
Zbog simetričnosti vrijedi
d 0 = 30mm
Fs =
F 7079,4 N = = 3540 N 2 2
-promjer osovine zbog zbog odabranih ležaja
Za materijal osovine Č.0561(St 52-3)
35
LIST 36
Rm = 520 MPa, σ d = 80 N/mm 2
-prema lit. [3], str 373
Moment savijana na osovini: M s = F ⋅ l = 3540 ⋅125 = 442500 Nmm Moment tromosti I Ix =
π ⋅ d 4 π ⋅ 30 4 = = 42411,5mm 4 64 64
Potrebni promjer osovine je:
σs =
M s 442500 = = 10,5 N ≤ σ d = 80 N mm 2 mm 2 Ix 42411,5
ZADOVOLJAVA Naprezanje na smik
τs =
FS 3450 = = 5N ≤ σ d = 80 N 2 mm 2 mm 2 π ⋅d π ⋅ 302 4 4
5.1. PRORAČUN NOSIVE KONSTRUKCIJE BUBNJA Kod nosive konstrukcije kao najopterećeniji dijelovi se pojavljuju kutni zavari na kvadratnim cijevima konstrukcije kao kutni zavari odabrani su zavari a5 kvalitete S
36
LIST 37
Maksimalno opterećenje koje se može javiti na zavaru je maksimalna sila u užetu uvećana za težinu komponenti smještenih na nosivoj konstrukciji Fmax =
F + G 7079,4 + 400 ⋅ 9,81 = = 5502 N 2 2
l = 100mm
Za Č.0361
τ ok =
- Duljina zavara dobivena iz visine U-profila σ dop = 120 N
Fmax
2⋅l ⋅a
=
mm 2
5502 = 11,04 N mm 2 2 ⋅ 100 ⋅ 5
σ red = 1,8 ⋅ τ ok2 = 1,8 ⋅ 11,04 2 = 14,15 N
mm 2
< σ dop = 120 N
mm 2
ZADOVOLJAVA
5.2. PRORAČUN VIJAKA LEŽAJA BUBNJA
Ležaj bubnja je spojen na nosivu konstrukciju pomoću nosača ležaja pomoću dva vijka dok je sam nosač ležaja spojen na nosivu konstrukciju s četiri vijka, upotrebljeni su vijci M20
37
LIST 38
Proračun će se izvršiti za donja dva vijka na naprezanje na vlak
Odabrani vijci: M18 Odabrani materijal vijaka
A j = 175mm 2
- prema kraut str.505
6.8
Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
F = 7079,4 N -maksimalna sila u užetu Naprezanje
σv =
F 7079,4 = = 20,3 N < σ dop = 160 N mm 2 mm 2 2 ⋅ Aj 2 ⋅ 175
ZADOVOLJAVA
5.3. PRORAČUN OČNOG VIJKA ZA ZAVJEŠENJE UŽETA Uže je potrebno zavjesiti za nosivu konstrukciju , kao način zavješenja odabirem očni 38
LIST 39
vijak promjera navoja M36
Odabrani vijci: M36 Odabrani materijal vijaka
A j = 759mm 2
- prema kraut str.505
6.8
Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
F = 7079,4 N -maksimalna sila u užetu Naprezanje
σv =
F 7079,4 = = 29,4 N < σ dop = 160 N mm 2 mm 2 Aj 759
ZADOVOLJAVA
5.4. PRORAČUN NOSIVE KONSTRUKCIJE DIZALICE
39
LIST 40
Nosiva konstrukcija dizalice je izvedena pomoću HEA 240 profila i izvedena je prema skici kao portal Greda 1 je opterećena na savijanje te se provjerava na savijanje
F = Q + G = (4000 + 400 )⋅ 9,81 = 43164 N -maksimalna sila M max = F ⋅
L 7000 = 43164 ⋅ = 151,074 ⋅ 10 6 Nmm 2 2 maksimalni moment
M max 151,074 ⋅ 10 6 σs = = = 2,04 N < σ dop = 80 N mm 2 mm 2 Ix 74331558 ZADOVOLJAVA Za materijal osovine Č.0361(St 52-3)
Rm = 420 MPa, σ d = 80 N/mm 2
Karakteristika prijesjeka HEA 240 40
-prema lit. [3], str 353.
LIST 41
I x = I p − 2 I pp =
240 ⋅ 230 3 116 ⋅ 206 3 + 2⋅ = 74331558mm 3 12 12
Provjera vijaka M16 koji spajaju gredu 1 i gredu 2 Maksimalno opterečenje vijaka je masa tereta + masa dizalice+ masa HEA 240 60,3 ⋅ 7 FV = Q + G + G HEA = 4000 + 400 + ⋅ 9,81 = 45234,4 N 2 tezina _ po _ metru _ HEA _ 240 = 60,3 Odabrani vijci: M16 Odabrani materijal vijaka
A j = 144mm 2
- prema kraut str.505
6.8
Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
Naprezanje
σv =
F 45234 = = 78,6 N < σ dop = 160 N mm 2 mm 2 4 ⋅ A j 4 ⋅ 144 ZADOVOLJAVA
41
LIST 42
Provjera vijaka M16koji spajaju gredu 2 i gredu 3 opterećeni na odrez Maksimalno opterećenje vijaka je masa tereta + masa dizalice+ masa HEA 240x7000+ masa HEA 240x6000 60,3 ⋅ 7 60,3 ⋅ 6 FV = Q + G + G HEA + G HEA5000 = 4000 + 400 + + ⋅ 9,81 = 47009 N 2 2 tezina _ po _ metru _ HEA _ 240 = 60,3 Odabrani vijci: M16 Odabrani materijal vijaka
A j = 144mm 2
- prema kraut str.505
6.8
Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
Naprezanje
σv =
F 47009 = = 82 N < σ dop = 160 N mm 2 mm 2 4 ⋅ A j 4 ⋅ 144 ZADOVOLJAVA
42
LIST 43
6. PRORAČUN SIDRENIH VIJAKA Proračun sidrenih vijaka se izvodi prema momentu koji nastaje u spoju grede 2 i grede 3 na mjestu gdje se nalaze vijci. Krak na kojem djeluje sila F=47009 iznosi 290/2
Zbog momenta koji djeluje vijci su opterećeni na vlak dok su ostala dva vijaka neopterećene Moment koji djeluje na temelj stupa: M S = FV ⋅
0,290 0,290 = 47009 ⋅ = 6816,3 Nm 2 2
Sila u dva vijka opterećena vlačno: FV =
MS 6816,3 = = 34081,5 Nm 0,400 0,400 2 2
Aj = 225mm 2 Kao temeljni vijci su odabrani M20 - prema kraut str.505 Odabrani materijal vijaka 6.8 Za materijal 6.8: Rm = 600...800 N / mm 2 = 600 N / mm 2 Re = 0,8 Rm Re = 0,8 ⋅ 600 = 480 N / mm 2 S=3
σ dop =
Re 480 = = 160 N / mm 2 S 3
Naprezanje 43
LIST 43
σv =
F 34018,5 = = 76 N < σ dop = 160 N mm2 mm2 2 ⋅ Aj 2 ⋅ 225 ZADOVOLJAVA
7.
LITERATURA
[1]
PRENOSILA I DIZALA, Podloge uz predavanja, Zagreb 2004., prof. Dragutin Ščap
[2]
PRENOSILA I DIZALA, Podloge za konstrukciju i proračun, Zagreb 1988., prof. Dragutin Ščap
[3]
KRAUTOV STROJARSKI PRIRUČNIK, Zagreb 1988.
[4]
www.skf.com
[5]
www.demag.com
[6]
TABLICE TEŽINA omnimerkur
43
