Seminar Grm Matej

Seminar

NOTRANJI TRANSPORT IN LOGITIKA

Matej Grm

(S1001289)

Maribor, januar 2013

VSEBINA

1. TRAČNI TRANSPORTER I..............................................................................................1

2. ČLENKASTI TRANSPORTER.......................................................................................10

3. ELEVATOR.....................................................................................................................16

4. POLŽASTI TRANSPORTER..........................................................................................20

Matej GRM Notranji transport in logistika

1


1. TRAČNI TRANSPORTER I.

a

Določiti je potrebno odpore, pogonsko moč in osnovne konstrukcijske zahteve za tračni transporter za transport pšenice v skladišču žita, kjer so normalni pogoji obratovanja, z zahtevano zmogljivostjo 150 ton na uro. Podani osnovni materialni in konstrukcijski parametri (podatki o transportiranem materialu, nagib in dolžina proge).

Slika 1.1: Shema tračnega transporterja s kontrolnimi točkami za preračun odporov

1.1 Osnovni podatki

Transportiran material: gramozZahtevana zmogljivost: Qtzah=115 t/hDolžina transportiranja: L=30 mNagibni kot transporterja: δ = 10ºOstale materialne podatke izberemo iz Preglednice 1 (P1).

1.2 Določitev dejanske zmogljivosti

Qtdej=3,6⋅A⋅ρ⋅v⋅k1=3,6⋅0 ,016⋅1700⋅1,2⋅0 , 969=116 , 02t /h (1.1)

ρ=1,7 t /m3=1700 kg /m3– nasipna gostota transportiranega materiala (P.1)

v=1,2 m /s – hitrost transportiranja (P.6)B=400 mm=0,4 m – širina traku (P.5)l3=160mm=0 ,16 m – dolžina spodnjega valjčka pri koritastem prerezu (P.7)λ=25 ° – kot nagiba valjčkov (P.7), Slika 1.2

Idealiziran prerez:

2


A=A1+ A2=0 ,090+0 , 00722=0 , 016 m2 (1.2)

Slika 1.2: Prerezi: a) koritast; b) V-korito; c) ravni trak (po DIN 22101 in SIST ISO 5048)

Zgornji del prereza:

A1=[l3+ (b−l3)⋅cos λ ]2⋅tg β6

(1.3)

A1=[0 ,16+(0 , 31−0 ,16 )⋅cos25 ° ]2⋅tg31 , 87 °6

=0 , 00907 m2

(1.4)

Nasipni kot pri gibanju:

β=0 , 75⋅β0=0 , 75⋅42 ,5 °=31 , 87 ° (1.5)β0=42 ,5° – nasipni kot pri mirovanju (P1)

Efektivna širina na traku:

b=0,9⋅B−0 ,05=0,9⋅0 , 40−0 , 05=0 , 535 m (1.6)

Spodnji del prereza:

A2=[l3+b−l3

2⋅cos λ]⋅[ b−l3

2⋅sin λ]

(1.7)

A2=[0 ,16+ 0 ,31−0 ,162

⋅cos 25° ]⋅[ 0 ,31−0 , 162

⋅sin 25 ° ]=0 , 00722 m2

(1.8)

Koeficient korekcije nagiba transporterja:

k 1=1−A1

A⋅(1−k δ )=1−0 ,00907

0 ,016⋅(1−0 ,944 )=0 ,969

(1.9)

k δ=√cos2 δ−cos2 β

1−cos2 β=√cos23 °−cos242 ,5 °

1−cos2 42 , 5°=0 , 944

(1.10)

3


1.3 Odpori pri gibanju – preračun po sekcijah1

Oznake:

F1=Fod – odtekajoča sila na pogonskem bobnu (Slika 1.1) (1.11)

F4=Fdo – dotekajoča sila na pogonskem bobnu (Slika 1.1) (1.12)

Splošno:

F i+1=Fi+∑ (i )ΔF (i+1 ) (1.13)

i=1 .. . .. 3 – število sekcij (Slika 1.1)

Točka 1

F1=Fod – neznanka (1.14)

Točka 2

F2=F1+1 ( Δ i Fr )2+ ΔFš=F1+106 ,76−185 ,50+7 , 86+5=F1−65 ,46 N (1.15)

Prirast sile zaradi skupnega trenja pri gibanju:

1( 1 ) ΔF2=f 1⋅g⋅L⋅[qr+(q+qtr )⋅cosδ ] (1.16)

1( 1 ) ΔF2=0 , 035⋅9 , 81⋅50⋅[5 , 43+(0+4 , 47 )⋅cos 3° ]=58 ,18 N (1.17)

f 1=0 ,035 – (P9)

qr=(Gr

L2)=( 7 kg

1 ,35 m)=2 , 074kg

m (1.18)

Ocenitev mase rotirajočih delov valjčkov:

Gr=10⋅B+3=10⋅0 , 40+3=7 kg– za ravni trak (1.19)

Gr=10⋅B+7 – za koritast trak (1.20)

1 Pri sekcijskem preračunu tračnih transporterjev progo razdelimo na odseke (sekcije). Na odseku določimo spremembo sil na osnovi znanih odporov. Bistvena razlika med sekcijskim preračunom in preračunom po SIST-ISO 5048 je v samem obravnavanju tračnega transporterja – način preračuna sil. Pri preračunu po SIST-ISO 5048 obravnavamo preračun sil globalno. Ker je po mojem mnenju sekcijski preračun bolj nazoren in fizikalno razumljivejši, bomo v preračunih le-tega tudi uporabljali.

4


– razdalja med podpornimi valjčki na povratni veji (1.21)

L1=1350 mm – razdalja med podpornimi valjčki na nosilni veji

Metrska masa traka:

q tr=1,1⋅B⋅[1 ,25⋅z+s1+s2 ]=1,1⋅0,4⋅[1 ,25⋅3+3+1,5 ]=3 ,63kg

m (1.22)

s1=1,5 mm – (P.3)s2=1 mm – (P.3)z=3 – število vložkov (najpogosteje:z=2−5 )

q= Q3,6⋅v

=0– na povratni veji (1.23)

Prirast sile zaradi spusta transportiranega materiala in traka:

1( 2 ) ΔF2=−g⋅L⋅sin δ⋅(q+qtr )=−9 ,81⋅30⋅sin3 °⋅(0+3 ,63 )=−185 ,50 N

(1.24)

Celotni odpor zaradi usmerjevalnih valjčnih sklopov na povratni strani:

1( 3 ) ΔF 2=zus⋅g⋅qtr⋅L1⋅cosδ⋅cos λ⋅μ0⋅sin ε (1.25)

1( 3 ) ΔF 2=3⋅9 , 81⋅3 ,63⋅1 ,35⋅cos3 °⋅cos 25°⋅0 ,35⋅sin 3 °=7 , 859 N (1.26)

zus=3 – število usmerjevalnih valjčnih sklopovμ0=(0,3÷0,4 )=0 ,35 – torni koeficient trak/valjček

– kot vodilnih bočnih valjčkovλ=25 ° – (P.7)

Odpori zaradi čistilnih ščetk:

ΔF š=0,2⋅f š⋅v š⋅B=0,2⋅225⋅3⋅0,4=54 N (1.27)

f š=225 N /m – specifični odpor ščetk (P.10)

Obodna hitrost ščetk:

vš=2,5⋅v=3 m /s (1.28)5


Točka 3

F3=F2+ 2 ( ΔFr )3=1 ,00399⋅F2+10 ,08 (1.29)

Preusmeritev traku na negnanem bobnu:

2 (ΔFr )3=FB 1+ FB 2=16 ,38+0 ,00189⋅F2+0 , 0021⋅F2=0 , 00399⋅F2+16 ,38 (1.30)

FB 1=9⋅B⋅[140+0 ,01⋅1 ,05⋅F2

B ]⋅dD (1.31)

FB 1=9⋅0,4⋅[140+0 ,01⋅1 ,05⋅F2

0,4 ]⋅0 ,010,5

=10 ,08+0 ,00189⋅F2 (1.32)

d=10 mmD=500 mm – konstrukcijsko določeno

FB 2=0 ,005⋅dc

D⋅Frez=0 , 005⋅0,1

0,5⋅2,1⋅F2=0 ,0021⋅F2

(1.33)

dc=100mmF rez=2,1⋅F2 – konstrukcijsko določeno

Točka 4

F4=F3+3 (¿ i ΔFr )4+ ΔFa+ ΔFst+ ΔFn (1.34)

F4=F3+23 , 30+14 ,50+3 , 28+373 . 07 (1.35)

F4=F3+2365 ,40 N

Prirast sile zaradi skupnega trenja pri gibanju:

3 ( Δ1 Fr)4=f 1⋅g⋅L⋅[qr+(q+qtr )⋅cosδ ] (1.36)

3 ( Δ1 F r)4=0 ,035⋅9 , 81⋅30⋅[8 ,14+(26 , 85+3 , 63 )⋅cos3 ° ]=393 ,19 N (1.37)

f 1=0 ,025 – (P.8)

Metrska masa gumijastega traka:

6


qr=GK

L1

=111 ,35

=19 ,3kg

m (1.38)GK=10⋅B+7=10⋅0,4+7=11 kg

(1.39)Metrska teža transportnega materiala:

q=Qt

3,6⋅v=115

3,6⋅1,2=26 ,85

kgm (1.40)

Prirast sile zaradi dviga transportiranega materiala in traka:

3 (2 ΔFr )4=g⋅L⋅sin δ⋅(q+qtr )=9 , 81⋅30⋅sin 3 °⋅(26 ,85+3 ,63 )=1558 , 05 N (1.41)

Celotni odpor zaradi usmerjevalnih valjčnih sklopov na nosilni strani:

3 (3 ΔF r)4=zus⋅Fε=zus⋅C ε⋅g⋅(q+q tr)⋅L1⋅cos δ⋅μ0⋅sin ε (1.42)

3 (3 ΔF r)4=9⋅0,4⋅9 , 81⋅(26 , 85+3 , 63 )⋅1 , 35⋅cos 3°⋅0 ,35⋅sin 3°= 23 ,30 N (1.43)

zus=(8÷10 )=9 – število usmerjevalnih valjčnih sklopov C ε=0,4 – koeficient oblike korita (P.11)

– kot vodilnih bočnih valjčkovμ0=(0,3÷0,4 )=0 ,35 – torni koeficient trak/valjček

Odpori na mestu nakladanja

Odpor zaradi pospeševanja materiala na traku:

ΔF a=Qt⋅(v−v0)

3,6=

116 , 02⋅(1,2−0 ,75 )3,6

=14 ,50 N (1.44)

v0=(0,5÷1)=0 ,75 m / s – hitrost materiala iz zalogovnika

Največji horizontalni pritisk na steno korita ob dnu:

ΔF st=g⋅h2⋅ρ⋅l⋅μs⋅tg2 (45°−ϕ2 )

(1.45)

ΔF st=9 ,81⋅0 ,0452⋅1350⋅0 ,55⋅0,3⋅tg2(45°−42,52 )=3 ,28 N

(1.46)Višina korita:

h=Qm

3600⋅v⋅bk

=68 ,243600⋅1,2⋅0 ,35

=0 ,045 m (1.47)

7


Volumska zmogljivost:

Qm=3600⋅A⋅v⋅k1=3600⋅0 ,016⋅1,2⋅0 , 969=68 , 24m3

h (1.48)

bk=(500÷550 ) =550 mm – širina koritaϕ=42 ,5 ° – koeficient notranjega trenja materiala (P.1)μs=1 – koeficient stenskega trenja (P.12)bK≈l

Odpor zaradi pritiska curka materiala pri nasipu iz bunkerja:

ΔF n=kv⋅g⋅q+GA⋅f 1=0,9⋅9 , 81⋅26 ,85+1713 , 75⋅0 ,035=373 , 07 N (1.49)

k v=0,9 za v>1,5 m /s – koeficient pritiska curkaf 1=0 ,035 – (P.9)

Sila curka na trak:

GA=1,4⋅ρ⋅g⋅a03=1,4⋅1700⋅9 ,81⋅0 ,553=3884 , 49 N (1.50)

a0=0 ,55 m ……stranica kvadratne odprtine

Eytelweinova enačba

Fdot=Fodt⋅eμ⋅αk≡F4 =F1 ¿e

μ⋅αk

(1.51)

Slika 1.3: Pogonski boben (Eytelweinova enačba)

Objemni kot:

α=αk+αm (1.52)α k=α−αm=180 °−50 , 1 °=129 , 9° ⇒ α k=2 , 27 (1.53)

8


α=180 ° – (P8)μ=0 ,30 – (P8)

Varnost proti zdrsu:

νd=eμ⋅αm→α m =

ln νd

μ⋅ln e= ln1,3

0,3⋅1=50 , 1°

(1.54)νd=1,3

Izračun sil v traku:

F4=F1⋅eμ⋅αk=F1 ¿e0,3⋅2 ,27 =F1 ¿1 ,44 N (1.55)

F2=F1−65 , 46 N (1.56)

F3=1 , 00399⋅F2+10 . 08 N (1.57)

F4=F3+2365 ,40 N

F3=1 , 00399⋅F1+1 , 00399⋅106 , 48+16 , 38=1 , 00399⋅F1−55 , 64 (1.58)

F4=1 , 00399⋅F1+123 , 28+1935 ,96=1 , 00399⋅F1+2365 , 40 (1.59)

1 ,00399⋅F1+2059 , 25=1 , 976⋅F1 (1.60)

F1=2059 ,251 ,976−1 ,00399

=5274 ,64 N (1.61)

F2=5209 , 17 N (1.62)

F3=5240 ,04 N (1.63)

F4=7605 ,44 N (1.64)

1.4 Kontrola povesa traka

( f i

li)dop

=(0 , 005÷0 , 020) (1.65)

Nosilna veja:

9


( f i

li)= (q+q tr )⋅g⋅L1

8⋅Fmin (1.66)

Fmin=(q+q tr)⋅g⋅L1

8⋅( f i

li)dop

=(26 ,85+3 ,63 )⋅9 ,81⋅1 ,35

8⋅0 ,015=2523 ,47 N<F3

(1.67)

Povratna veja:

( f i

li)=q tr⋅g⋅L2

8⋅Fmin (1.68)

Fmin=q tr⋅g⋅L2

8⋅( f i

li)

=3 ,63⋅9 , 81⋅3 , 3758⋅0 ,015

=751 ,15 N<F1

→ Poves traka je v dopustnih mejah.

1.5 Določitev potrebne moči motorja

PM≥Fb⋅ν

1000⋅η1

=(Fn−F1)⋅ν

1000⋅η1

=2330 , 80⋅1,21000⋅0,9

=3,1 kW ⇒ PM=4 kW (1.69)

Obodna sila:

Fb=F4−F1=7605−5274=2330 ,80 N (1.70)

Izkoristek gonila:

η1=( 0 ,85÷0 ,95 )=0,9 (1.71)

Za pogon tračnega transporterja izberemo motor moči 4 kW.

10


2. ČLENKASTI TRANSPORTER

Določiti je potrebno odpore, pogonsko moč in osnovne konstrukcijske zahteve za členkasti transporter za transport rjavega premoga iz premogovnika, kjer so normalni pogoji obratovanja, z zahtevano zmogljivostjo 250 ton na uro. Podani osnovni materialni in konstrukcijski parametri (podatki o transportiranem materialu, nagib in dolžina proge).

Slika 3.1: Shema členkastega transporterja s kontrolnimi točkami za preračun odporov

3.1 Osnovni podatki

Transportiran material: gramozZahtevana zmogljivost: Qtzah=115 t/hDolžina transportiranja: L=15 mNagibni kot transporterja: δ = 3ºOstale materialne podatke izberemo iz Preglednice 1 (P1).

3.2 Določitev potrebnega prereza in kontrola zahtevane zmogljivosti

Za izračun potrebnega prereza Ap pri zveznem toku transportiranega materiala, izhajamo iz zahtevane zmogljivosti Qtzah.

Ap=Qtzah

ϕ⋅ρ⋅3600⋅v=115

1,0⋅1,7⋅3600⋅0,8=0 ,0268 m2

(3.1)

ϕ=0,5÷1,0=1,0 – koeficient polnitve, odvisen od načina dodajanja

ρ=1,70 t /m3– nasipna gostota transportiranega materiala (P1)

v=0,6÷0,8=0,8 m /s – hitrost transportiranja (P13)

Odločimo se za izvedbo ravnih plošč z bočnimi zavihki brez pregrad:11


Ao=B⋅h+k⋅B2

4⋅tg β=0 , 315⋅0 , 075+1⋅0 , 3152

4⋅tg 21=0 , 140 m2

(3.2)

B=315 mm=0 , 315 m – širina plošč (izberemo po DIN 15275 - priloga)h=hB−0 , 05=0 ,125−0 , 05=0 ,075 m – dejanska višina materiala v korituhB=125 mm – višina korita pri širini B (izberemo po DIN 15275 - priloga)k=1 – koeficient nagiba proge (P14)

Nasipni kot pri gibanju:

β=0,5⋅β0=0,5⋅42=21 ° (3.3)

β0=42 ° – nasipni kot pri mirovanju (P1)

a) b)

c) d)

Slika 3.2: a) Ravne plošče brez zavihkov in pregrad; b) Ravne plošče z bočnimi zavihki brez pregrad; c) Ravne plošče z nepomičnimi bočnimi vodili brez pregrad; d) Plošče z bočnimi zavihki

in prečnimi pregradamiPogoj o aktivnem prerezu:

Ap=0 ,0268 m2 ≤ A0=0 , 0331 m2

– pogoj je izpolnjen! (3.4)

Dejanska zmogljivost:

Qtdej=3600⋅ϕ⋅ρ⋅Ao⋅v=3600⋅1,0⋅1,7⋅0 , 0331⋅0,7=142 t /h>Qtzah (3.5)

v=0,7 m /s – izbrana hitrost transportiranja

12


3.3 Določitev vlečnih sil v verigi

Zaradi preprečitve ohlapnosti vlečnega elementa zahtevamo, da ima veriga v točki minimalnega napetja zahtevano minimalno silo (preglednica ). Določimo točko najmanjšega napetja verige:

Slika 2.3: Določitev minimalne sile v verigi

f 1⋅cos δ>sin δ ⇒Fmin=F1 (3.6)

f 1⋅cos δ<sin δ ⇒Fmin=F2 (3.7)

f 1⋅cos δ=0 , 09 > sin δ=0 ,05 ⇒ Fmin=F1 (3.8)

f 1=0 ,09– koeficient trenja med verigo in progo (P15)

Opomba: preračun vlečne sile v verigi pri členkastih transporterjih pričnemo v točki z minimalno vlečno silo. Od točke minimalne sile v smeri gibanja po odsekih do pogonskega mesta:F i+1=Fi+ i ( ΔF )i+1 . Kadar mesto minimalne sile ni tudi odgonska točka na pogonskem verižniku (npr.: pri poševnih progah, transporterjih z dvema ali več pogonov, zapletene transportne poti ipd.) računamo od točke minimalne sile nasproti smeri gibanju po odsekih do odgonskega mesta: F i−1=F i−¿ i−1 ( ΔF )i ¿.

Točka 1

F1=1500 N– (P17)

Točka 2

F2=F1+1 ( ΔF )2=1500+2169=2300 N (3.9)

Odpori na ravnih odsekih

1 ( ΔF )2=ΔF tren+ ΔFspust=1309 , 5−253 ,9=1055 ,6 N (3.10)

Odpori zaradi trenja ob podlago:

ΔF tren=f 1⋅g⋅q0⋅cosδ⋅L=0 ,09⋅9 , 81⋅98 , 9⋅cos 3⋅15=1309 ,5 N (3.11)

13


f 1=0 ,09– (P15)

q0=C⋅B+mB=60⋅0 ,315+80=98 , 9 kg/m (3.12)

C=60 kg /m – (P19)mB=80 kg – (P19)

Odpori zaradi spusta verige:

ΔF spust=−g⋅q0⋅sin δ⋅L=−9 , 81⋅98 ,9⋅sin 3 °⋅15=−253 ,9 N (3.13)

Točka 3

F3=F2+ ΔF K=2300+230=2530 N (3.14)

ΔF K=(0 ,05÷0,1)⋅F2=0,1⋅2300=230 N (3.15)

Točka 4

Fdo=F4′=F3+3 ( ΔF )4=4984 ,4+2530+5539 ,8=7694 ,1 N

(3.16)

Odpori na ravnih odsekih

Odpori zaradi trenja ob podlago:

(3.17)

(3.18)

Odpori zaradi dviga transportiranega materiala in verige:

(3.19)

Določitev odporov na pogonskem verižniku:

ΔF kp=ΔFKV + ΔF p=149 , 035+2560 , 630=2709 ,65 N (3.20)

Odpori trenja na pogonskem verižniku

14


ΔF KV =(F4′+F1)⋅dv

Dzv

⋅μv+(F4′+F1+Gzv )⋅dc

D zv

⋅μc (3.21)

ΔF KV =(4984 , 44+1244 , 4 )⋅ 125

⋅0,4+(4984 , 4+1244 , 4+2000 )⋅15⋅0 ,03=149 ,035 N

(3.22)

Fdo=F4´=4984,44 (3.23)

Fod=F1=1244 , 4 N (3.24)

dv

Dzv

=( 120

÷ 130 ) ⇒

dv

D zv

= 125 – razmerje premerov

μv=0,4– koeficient trenja v členku verige

GZV =2⋅1000=2000 N – dvo-verižni transporterdc

Dzv

=( 14÷1

6 ) ⇒dc

D zv

=15 – razmerje premerov

μc=0 , 02÷0 , 04 ⇒ μc=0 ,03– koeficient trenja v ležaju verižnika

(μc= 0,02÷0,04 – kotalno) (μc= 0,10÷0,15 – drsno)

Dinamična sila (poligonski efekt pri pogonskem verižniku):

ΔF p=( 2 π2⋅v2

t⋅nz2 )⋅[(2⋅q0+q )⋅L ]

(3.25)

ΔF p=( 2 π2⋅0 , 722

0,2⋅122 )⋅[(2⋅98 , 9+56 ,3 )⋅15 ]=2560 , 6 N (3.26)

t=200 mm – delitev verige - po DIN 15275 (priloga)nz=10÷12 ⇒ nz=12

– število zob verižnika

F4cel = 4984,44 – 2709,655 = 2275 (3.27)

3.4 Določitev napenjalne sile in potrebne moči

Napenjalna sila:

Fnap = 5313 N (3.28)

Potrebna moč motorja:

15


PEM = 6,208 kW PEM = 7kW (3.29)Fu = 6449,696 N (3.30)ηg=0,7÷0,9 ⇒ ηg=0,8

– izkoristek

Največja vlečna sila v vlečnem elementu:

Fmax = 9360 N (3.31)

H=sin δ⋅L=sin 3°⋅15=0 , 262 m (3.32)

16


3. ELEVATOR

TRAČNI ELEVATOR

Določiti je potrebno odpore, pogonsko moč in osnovne konstrukcijske zahteve za vertikalni verižni elevator za transport klinkerja na višino 8 metrov. Zahtevana zmogljivost je 80 ton na uro. Podani osnovni materialni in konstrukcijski parametri (podatki o transportiranem materialu, nagib in dolžina proge).

4.1 Osnovni podatki

Transportiran material: GramozZahtevana zmogljivost: Qtzah=115 t/hVišina transportiranja: H=20 mNagibni kot transporterja: δ = 0ºOstale materialne podatke izberemo iz Preglednice 1 (P1).

Slika 4.1: Shema verižnega elevatorja s kontrolnimi točkami za preračun odporov

4.2 Zmogljivost elevatorja s korci

Qtdej=3,6⋅V 0

adej

⋅v⋅ρ⋅ϕ=3,6⋅23 , 60 ,64

⋅0,9⋅1,7⋅0,8=126 ,38 t /h (4.1)

V 0=Q tzah⋅adej

3,6⋅v⋅ρ⋅ϕ=115⋅0 , 64

3,6⋅0,8⋅1,7⋅0,8=18 , 79 l

(4.2)

17


adej=z⋅t=4⋅0,2=0 , 64 m (4.3)

z=at=640

200=3,2 ⇒ z=3

(4.4)

a≈0,7 m – razdalja med korci (izberemo okvirno vrednost)

t=200 mm – delitev verige po DIN 15275 (priloga)

v=0,8 m /s – dvižna hitrost elevatorja s korci (P23)

ρ=1,7 t /m3– nasipna gostota transportiranega materiala (P1)

ϕ=0,8 – koeficient polnitve (P23)

Izberemo standardni korec po DIN 15234 (P24):

V 0=23 , 6 lBk=630 mmAk=280 mm

Kontrola ustreznosti širine korca glede na podani material:

Ak≥ma⋅a'max ⇒ 280 mm≥4,5⋅30=135 mm (4.5)

ma=4 .. . 4,5 ⇒ ma=4,5– koeficient za sortiran oz. nesortiran material

a 'max=0,3 . .. 30 mm ⇒ a 'max=30 mm– granulacija – največja diagonala

4.2 Določitev sil verižnega elevatorja

Točka 2

Fmin=F2=2000. . . 4000 N ⇒ F2=3000 N (4.6)

Točka 1

F1=F2−1 ( ΔF )2=3000+22316=25316 N (4.7)

1 ( ΔF )2=−g⋅q0⋅H=−9 , 81⋅113 ,74⋅8=−22316 N (4.8)

q0=mQ⋅Qtdej=0,9⋅126 , 38=113 , 74 kg /m– metrska masa vlečnega elementa s korci

mQ=0,9– koeficient zmogljivosti in izvedbe (P21)

18


Točka 3

F3=F2+ ΔFk+ ΔF zaj=3000+150 , 6+918 , 5=4069 N (4.9)

Odpori trenja:

ΔF k=2,1⋅F2⋅dv

D zv

⋅μv+(2,1⋅F2+Gzv )⋅dc

D zv

⋅μc=150 ,6 N (4.10)

G zb=2⋅1000=2000 N – dvo-verižni transporterdv

Dzv

=( 120

÷ 130 ) ⇒

dv

D zv

= 125 – razmerje premerov

μv=0,4– koeficient trenja v členku verige

GZV =2⋅1000=2000 N – dvo-verižni transporterdc

Dzv

=( 14÷1

6 ) ⇒dc

D zv

=15 – razmerje premerov

μc=0 , 02÷0 , 04 ⇒ μc=0 ,03– koeficient trenja v ležaju verižnika

(μc= 0,02÷0,04 – kotalno) (μc= 0,10÷0,15 – drsno)

Zajemalni odpor:

ΔF zaj=g⋅q⋅c1=9 , 81⋅29 , 01⋅2,4=918 ,5 N (4.11)

q=Q tdej

3,6⋅v=126 ,38

3,6⋅0,8=29 , 01 kg /m

– metrska teža transportnega materialac1=2,4

– koeficient zajemalnih odporov (P22)

Celotna dotekalna sila F4 cel

F4 cel=F4+FKP=(F3+3 ( ΔF )4 )+( ΔF K+ ΔF P) (4.12)

F4 cel=(4069+29969 )+(658 , 5+2335 , 5)=37031, 6 N (4.13)

3 ( ΔF )4=g⋅(q+q0 )⋅H=9 , 81⋅(29 , 01+113 , 74 )⋅20=29969 N (4.14)

Odpori na pogonskem verižniku

19


Trenje na pogonskem verižniku:

ΔF K=(F4+F1)⋅dv

Dvz

⋅μv+(F4+F1+Gzv )⋅d c

D zv

⋅μc=658 ,5 N (4.15)

Dinamični odpor zaradi poligonskega efekta:

ΔF P=(2⋅π 2⋅v2

t⋅nz2 )⋅[ (2⋅q0+q )⋅H ]=( 2⋅π2⋅0,82

0 ,20⋅122 )⋅[ (2⋅113 , 74+29 ,01 )⋅20 ]=235 , 5 N

(4.16)

4.3 Napenjalna sila

(4.17)

4.4 Obodna sila na pogonskem verižniku in potrebna moč

Fu=F4 cel−F1=37031 ,6−25316=11716 , 6 N (4.18)

PM=Fu⋅vk

1000⋅ηg

=11716 , 6⋅0,81000⋅0,9

=10 , 41 kW (4.19)

ηg=0,9– TS str. 87

4.5 Ocenitev maksimalne vlečne sile v verigi in kontrola verige

Fmax=Fu+Fnap

2+q0⋅g⋅H=11716 ,6+7775 ,9

2+113 ,6⋅9 ,81⋅20=37920 ,3N

(4.20)

4.6 Kontrola vlečne verige

Fdop≥0 ,65⋅Fmax ⇒ 30000> 24648 , 2 kN (4.21)

Fdop=Fv

ν=180

6=30 kN

(4.22)

Fv=180 kN– po DIN 8165 tip FV315 ali ustrezen katalog (npr.: UTENZILIJA) (P25÷P28)

ν=6 – varnost proti pretrgu

20


4. POLŽASTI TRANSPORTER

Določiti je potrebno dejansko zmogljivost, pogonsko moč in osnovne konstrukcijske zahteve za horizontalni polžasti transporter, za transport peska na dolžini 15 metrov. Zahtevana zmogljivost znaša 25 ton na uro. Podani osnovni materialni in konstrukcijski parametri (podatki o transportiranem materialu, nagib in dolžina proge).

Slika 5.1: Polžast transporter

5.1 Osnovni podatki

Transportiran material: GramozZahtevana zmogljivost: Qtzah=86,25 t/hDolžina transportiranja: L=10 mNagibni kot transporterja: δ =10ºOstale materialne podatke izberemo iz Preglednice 1 (P1).

5.2 Dejanska zmogljivost polžastega transporterja

Qtdej=60⋅n⋅s⋅ρ⋅π⋅D2

4⋅ϕ⋅c⋅k⋅ε

(5.1)

Qtdej=60⋅25⋅0 ,504⋅1,7⋅π⋅0 ,632

4⋅0,3⋅0 ,92⋅0,8⋅0 , 95=86 , 7 t /h

(5.2)

s=0,8⋅D=0,8⋅630=504 mm (5.3)

D=3√ 4⋅Qtzah

60⋅π⋅0,8⋅n⋅ϕ⋅ρ⋅c⋅k⋅ε=3√ 4⋅25

60⋅π⋅0,8⋅25⋅0,3⋅1,7⋅0 ,95⋅0,8⋅0 , 95=0 , 63 m

(5.4)

21


Izberem standardni premer vijačnice po DIN 15261: D=630 mm .

n=25 min−1– DIN 15261 (P35 in P36)

ρ=1,7 t /m3– (P1)

ϕ=0,3 – koeficient polnitve (P29) f =5 – koeficient zmanjšanja zmogljivosti zaradi dolžine transporterja (P30)

k=0,8 – koeficient nagiba polžastega transporterja (P31)

ε=0 , 95 – koeficient izvedbe vijačnice (P32)

5.3 Določitev potrebne moči motorja

PM=g⋅Q tdej

3600⋅ηg

⋅( Lcel⋅f Hcel+H )=9 ,81⋅86 , 73600⋅0,9

⋅(10⋅5+1,7 )=13 , 59 kW (5.5)

ηg=0,8– izkoristek

f Hcel=5– koeficient horizontalnega odpora (P33)

H=Lcel⋅sin δ=10⋅sin 10 °=1,7 m (5.6)

5.4 Določitev aksialne sile na gred

Določimo jo na dva načina in nato upoštevamo večjo:

na osnovi momenta motorja:

F A=M mot

rs⋅tg( βs+ ρ1)=4813 ,2

0 , 25⋅tg (18 °+48 ° )=8503 ,9 N

(5.7)

Mmot=9550⋅PM⋅ηg

np

=9550⋅14⋅0,925

=4813 ,2 Nm (5.8)

r s=(0,7÷0,8 )⋅D2

=0,7⋅0 ,632

=0 , 25 m (5.9)

tg βs=s

2⋅π⋅r s

= 0 ,5042⋅π⋅0 ,25

=0 ,223⇒β s≃18 ° (5.10)

tg ρ1=μ1=(1÷1,2)=1,1⇒ ρ1≃48 ° (5.11)

μ1 – koeficient stenskega trenja (material/vijačnica) (P34)

22


na osnovi empirične ocene trenja žleb/material:

F A=g⋅q⋅Lcel⋅( μ1+sin δ )=9 , 81⋅114 ,7⋅10⋅(1,1+sin10 ° )=14331 ,2 N (5.12)

q=Qt

3,6⋅v=86 ,73

3,6⋅0 ,21=114 ,7kg /m

(5.13)

v=n⋅s60

=25⋅0 ,3260

=0 ,21 m /s (5.14)

V nadaljnjem izračunu upoštevamo silo: F A=14331 , 2N

TFr

N FAR

s

T Fr

FA

N

R2 rs

s

s1

FA aksialna sila

Fr radialna sila

N normalna sila R rezultanta na vijačnico T sila trenja rs radij na katerem prijemlje aksialna sila

Slika 5.2: Diagram sil

Določitev radialne sile na gred

FR=F A⋅tg( β S+ρ1 )=14331 , 2⋅tg (18 °+48 ° )=32188 , 4 N (5.15)

R=√F A2 +FR

2 =√143312+32188 , 42=17824 N (5.16)

Določitev normalne in tangencialne sile na vijačnico

N=R⋅cos ρ1=35234⋅cos 48 °=3576 N (5.17)

T=N⋅μ1=3576⋅1,1=11082 N (4.18)

23


μ – 1koeficient stenskega trenja (material/vijačnica) (P34)

Kontrola povesa gredi polža

Največja dopustna razdalja med ležaji:

L≤31 ,8⋅3√ Iq0

=31 ,8⋅3√ 6 ,45⋅105

0,4=3729 mm

(5.19)

Določim: Lp=3700 mm

.

I=dz

4−dn4

17=804−744

17=6 ,45⋅105 mm

(5.20)

d z=80 mm– zunanji premer cevi (določim iz strojniškega priročnika ali ustrezne literature)

dn=74 mm– notranji premer cevi (določim iz strojniškega priročnika ali ustrezne literature)

q0=400 N /m– ocena teže gredi z vijačnico

Dejanski poves gredi polža zaradi lastne teže:

f =5⋅q0⋅L4

384⋅E⋅I≤f dop⇒ f = 5⋅0,4⋅37004

384⋅2,1⋅105⋅6 , 45⋅105=7 ,21 mm≤f dop=7,4 mm

(5.21)

f dop=Lp

500=3700

500=7,4 mm

(5.22)

Trdnostna kontrola vijačnice polža

Material polža ima dopustno napetost 100 MPa.

σ=MW

=Nb⋅r s

W=1190⋅236

3300=90 ,9 MPa<σ dop=100 MPa

(5.23)

Nb=N

novojev

=2350019 ,8

=1190 N (5.24)

novojev=Lcel

s=10

0 ,504=19 ,89 ovojev

(5.25)

W =b⋅h2

6=550⋅62

6=3300 mm3

(5.26)

b=D−dZ=630−80=550 mm (5.27)

24


h=6 mm – debelina pločevine

Geometrija vijačnice

a=12⋅( D−d z )=1

2⋅(0 ,63−0 , 08 )=0 , 275 m

– višina vijačnice (5.28)

rn=a⋅On

Oz−On

=0 ,275⋅0 ,5632,04−0 ,563

=0 ,104 m– polmer notranjega kroga (5.29)

O z=√π2⋅D2+s2=√ π2⋅0 ,632+0 , 5042= 2 , 041 m – obseg zunanjega roba vijačnice (5.30)

On=√π 2⋅dz2+s2=√π 2⋅0 , 082+0 ,5042=0 ,563 m

– obseg notranjega roba vijačnice 5.31)

R=rz=rn+a=0 ,236+0 ,275=0 ,38 m – polmer zunanjega kroga (5.32)

α=180π

⋅O z

R=180

π⋅2,041

0 ,38=307 ,9 °

– kot izreza (5.33)

Slika 5.3: Geometrija vijačnice polža

25

Documents

Seminar Grm Matej