Ručna dizalica

VPTŠ - Užice Mašinski elementiProizvodno inženjerska

informatika

- Drugi grafički rad –

Ručna dizalica

Rudan Vladislav MA 8/09 24.11.2010 Mr.Dragiša Mićić


informatika

- Literatura

[ 1 ] S. Veriga, Mašinski elementi I, Mačinski fakultet , Beograd 1989 god.

[ 2 ] S. Veriga, Mašinski elementi II, Mačinski fakultet , Beograd 1989 god.

[ 3 ] N.Plavšić, Mašinski elementi – tablice materijala, Beograd 1991 god.

[ 4 ] V. Krsmanović, Mitrović, Klizni i kotrljajni ležajevi, Građevinska knjiga, Beograd 1990 god.

[ 5 ] N. Plavšić, M. Ristivojević, R. Mitrović, B. Bosić, A.Savić, Mašinski elementi, Priručnik za

vežbe, Mačinski fakultet 1991 god.



informatika

Proračunati ručnu dizalicu (sl.8), nosivosti F= 6000 kg., a visina podizanja tereta h= 400 mm, ručna sila dizanja tereta Fr= 30 daN.

Rešenje:

1. Vrsta opterećenja navojnog spoja Na osnovu (sl.9) [ 3 ] imamo da je opterećenje statičko, gde su prikazani dijagrami momenata uvijanja ( Mv) i dijagram aksijalnih sila ( F ). Sa sl.9 imamo da bi linearna promena opterećenja u oblasti navrtke odgovarala ravnomernoj – raspodeli opterećenja navojaka navojnog spoja ( u stvarnosti ova raspodela nije ravnomerna ).

Mo = Mv + Mµ < Fr · lr

Mo – obrtni moment ( dejstvo ručne sile na ručicu )Mr – moment uvijanja ( uvijanje u navojnom paru ) Mµ – moment trenja ( između nosača tereta i glave vretena )

2. Izbor materijala

2.1 Navojnog vretena

Iz Tab. 2.1 [ 3 ] biramo č 0645

σm = ( 60....72 ) daN/mm² σt = 33 daN/mm²

τT = 0,8· σt = 0,8 · 29 = 26,4 daN/mm²

2.2 Navrtke

Iz Tab. 5.2 [ 3 ] biramo P.Cu.Sn 14 ( kalajna bronza )

2.3 Postolje dizalice

Iz Tab. 4.3 [ 3 ] biramo sl.14

3. Dozvoljeni napon na pritisak

3.1 Navojnog vretena

σpdoz = σt / s = 3300 / 4 = 825 daN/cm²

iz [ 5 ] str. 26 preporuka s = 3...4



informatika

3.1 Navrtke

iz [ 5 ] str. 40 ...... za bronzu σpdoz = 450 daN/cm²

4. Orjentacione vrednosti prečnika navojnog vretena

A1 > kt ·F/ σpdoz = 1,275 · 6000 N / 825 daN/cm² = 900 mm²

koeficijent uvijanja iz [ 5 ] str. 27 ....... kt = 1,25..... 1.3 ( kt = 1,275 )

Na osnovu Tab. 10 [ 2 ] prva veća površina jezgra navoja je A1 = 1046 mm², što odgovara trapeznom normalnom navoju Tr 44 x 7.

Ostale nazivne mere normalnog trapeznog navoja su :

d = 44 mm α = 30˚ P = 7 mm d2= D2 = 40,5 mm D = 44,5 mm H1= 3 mm d1= d3 = 36,5 mm D1= 37 mm φ = 3,15˚- jednostruki navoj

Zazorom pri vrhu navoja za normalni trapezni navoj nazivnog prečnika d = 44 mm biće :

Iz donje tabele str. 11 imamo da je:

Za d = ( 22.....52 ) mm.....................................Z1 = 0,25 mm; Z2= 0,75 mm

Poluprečnik zaobljenja R = 0,25 mmDubina spoljnjeg navoja h1 = 0,5·P+ Z1= 0,5·7+0,25= 3,75 mmDubina spoljnjeg navoja h2 = 0,5·P+ 2Z1 - Z2= 0,5·7+2·0,25- 0,75= 3,25 mm

5. Ugao nagiba navoja

tgφ = P / d2π = 7 / 40,5π =0,054299.......................... φ = 3,15˚- jednostruki navoj

Redukovani ugao trenja...... ρv = arctg µ / cosα/2 = arctg 0,10 / cos30/2 = 5.9˚

Prema T.6.01 [ 1 ] ..... µ = 0,10 jer je µ = 0,07...0,16 za α = 30˚ - trapezni navoj.

6. Preovera stepena sigurnosti u jezgru navojnog vretena

Pošto u jezgru preseka navojnog vretena imamo 2 vrste naprezanja i to:

- pritisak - uvijanje



informatika

- Normalni napon na pritisak biće : σp = F / A1 = 6000 / 1046 = 573.6 daN/cm²

- Tangencijalni napon na uvijanje biće : τu = Mu / Wo = 1935 / 9,55 = 202.6 daN/cm²

Mu = Mv = F · d2/ 2· tg (φ + ρv ) = 6000 · 4,05/2 · tg ( 3,15˚ + 5,9˚ ) = 1935 daNcm Wo = d1³·π/16 = 3.65 ·π/16 = 9,55 cm²

- Uporedni napon usled složenog naprezanja:

σi = √ σp² + ( αo · τu ) = √ 573.6² + ( 1,25 · 1935 )2 = 627.01 daN/cm²

αo = σt / τt = 29 / 23,2 = 1.25

- Stepen sigurnosti usled složenog naprezanja ( pritisak uvijanja):

S = σt / σi = 330 / 62,7 = 5,2 > 3

Zaključak : Pošto je stepen sigurnosti veći od 3 to se može zadržati izabrani trapezni navoj Tr 44 x 7. Ukoloko bi stepen sigurnosti bio manji od preporučene vrednosti ( S > 3...4 ) [ 5 ] str. 28, morali bi usvojiti sledeći veći trapezni navoj tj. Tr 48 x 8 .

7. Preovera navojnog vretena na izvijanje kada je teret u krajnjem gornjem položaju ( najnepovoljniji položaj )

7.1 Redukovana dužina vretena

lred ≈ 1,25h =1,25 · 400 = 500 mm [ 5 ] str. 28

7.2 Proračun inercije vretena Imin = d3 / 4 = 36,5 / 4 = 9,125 mm d3 = d1 = 36,5 mm

7.3 Koeficijent vitkosti vretena

λ = lred / Imin = 500 / 9,0125 = 54.8

λ = 54.8, što je u intervalu (40....100 ) [ 5 ] str. 29.... Po Tetmajeru. Pa prema tome navojno vreteno

7.4 Kritični napon pri izvijanju

σk = 3100 – 11,4 ·λ = 3100 – 11,4 · 54.8 = 2475 daN/cm²



informatika

7.5 Stepen sigurnosti navojnog vretena protiv izvijanja

Sk = σk / σp = 2475 / 573.6 = 4.31 TAČ. 6 Sk > 3, što zadovoljava

8. Broj aktivnih navojaka kod navojnog vretena – navrtka

8.1 Iz uslova površinskog pritiska

Zn = F / d2 ·π· H1 · pdoz = 6000 / 4,05 · 3,14 · 0,3 · 140 = 11.22, usvaja se Zn = 12

pdoz = 140 daN/cm² pdoz = (110 ... 175 ) daN/cm² [ 2 ] str. 28 Tab. 2.15 , za kombinaciju materijala Čelik / bronza

8.2 Iz uslova čvrstoće na savijanje ( jer navojci navrtke trpe savijanje )

Zn= 3·F·h2 / D·π·Q²·σdoz = 3·6000·0,325 / 4,45·3,14·5²·450 = 3 [ 5 ] str. 37

D= 44,5 mm veliki prečnik navretke TAČ. 4

σdoz =450 daN/cm² TAČ. 3

8.3 Iz uslova čvrstoće na smicanje ( navojci navrtke imaju ulogu konzole )

Zn= F / D·π·Q·τdoz = 6000 / 4,45 ·3,14·5·315 = 2,5 [ 5 ] str. 37

τdoz =0,7 σsdoz = 0,7 · 450 = 315 daN/cm² ; σsdoz = 450 daN/cm² TAČ. 3

Zaključak: od tri nađene vrednosti Zu usvajamo najveći broj nađenih navojaka a to je Zn = 10

9. Konstrukcija navrtke

U celosti se uzima prema sl. 2.11 b

9.1 Visina navrtke ( dužina navojnog spoja)

Ln = P · Zn = 7 · 12 = 84 mm

9.2 Spoljni prečnik navrtke ( Dn)

Dn = √ 5F / σsdoz ·π + d² = √ 5 ·6000 / 450·3.14 + 4,4 = 63 mm, usvajamo Dn = 68



informatika

Na osnovu konstruktivnog rešenja koga češće koristimo:

Dn = ( 1,4 .... 1,7 ) d, d = 44 mm

Dn = 1,55 · 44 = 68 mm

9.3 Debljina tela navrtke ( δ )

δ = ( Dn – D ) / 2 = ( 68 – 44,5 ) / 2 = 11,75 mm

9.4 Visina oboda ( b )

Ova visine se uzima konstruktivno

b = ( 1/3.... 1/4 ) Ln [ 5 ] str. 41

b = 20 mm

9.4 Provera visine oboda navrke na smicanje

τs= F / Dn·π·b = 6000 / 6,8 ·3,14·2 = 138.35 daN/cm² < ( 200.....250) daN/cm² [ 5 ] str. 41

što zadovoljava

10. Proračun ručice

10.1 Dužina ručice ( Lr)

L = Mv / n·k·Fr = 11935 / 1·1·30 = 712.5 mm, usvajamo L = 71.2 cm

Mv = 1935 daN/cm² TAČ. 6 n = 1 Broj radnika Fr = 30 daN Dato zadatkom k = 1 Koeficijen zbog neusaglašenosti rada 2 radnika

10.2 Proračun ručice ( dr )

dr = ³√n·k·Fr·L1 / 0,1·σsdoz ==34.5 mm , usvajamo dr = 35 mm

L1 = L – Dg/2 = 617.5mm

Konstruktivna dužina ručice ( Lr)

Lr = L1 + Dg + dr = 617.5+65+30 = 712.5 mm, usvajmao Lr = 700 mm



informatika

Dozvoljeni napon na savijanje (σsdoz )

σsdoz = σm / s = 4500 / 3 = 1500 daN/cm²

Za materijal ručice biramo č0445 i stepen sigurnosti uzimamo da je s = 3

Zatezna čvrstoća za č0445 biće σm = ( 42 .... 50) daN/m²

11. Proračun postolja Na osnovu sl.8 strane 7 ovog rada

11.1 Visina postolja ( hp )

hp = lo + ln +50 =400 +70 + 50 = 520 mm

50 mm dodajemo zbog načina pričvršćivanja pločice ( obezbeđenje od ispadanja vrata ) Sl. 1.2.10 [ 5 ] str. 34

11.2 Nagib postolja ( θ )

Za obezbeđenja stabilnosti dizalice, postolje se izvodi sa nagibom

tg θ = ( 1/10 .....1/15 )

11.3 Potrebni prečnici kod postolja:

D6 = Dn + ( 5....10) mm = 75 mm

D3 = D6 + 2 h1p · tg θ = D6 + 2 ( hp – Ln ) · tg θ = 75 + 2 ( 520 – 70 ) 1/10 = 165 mm

usvajamo D3 = 165 mm

D4 = √ 4F / π·pdoz +D3² = √4·6000 / π·0,4 + 165² = 215.22 mm , usvajamo D4 = 220 mm

Pdoz = 40 daN/cm² za drvenu podlogu [ 5 ] str. 35

δ = 10 mm debljina zida postolja [ 5 ] str. 48

D5 = D6 + 2 δ = 70 + 20 = 95 mm

Konstruktivno se uzima da je Dp = D5 = 90 mm

11.4 Visina papuče postolja (δ1)

δ1 = 1,5 δ = 15 mm



informatika

12. Izbor ležaja :

S obzirom na nosivost od 6000 kg uzima se aksijalni-kotrljajući ležaj [ 5 ] str. 43

Na osnovu [ 4 ] Tab. 29 pošto je pogon ručni, bira se kolutni kuglični jednoredni ležaj , na osnovu statičkog opterećenja ( Co ), koje mora biti veće od nosivosti dizalice 6000 daN. Ovome odgovara prva veća vrednost statičke nosivosti dizalice Co = 6400 daN [ 4 ] Tab. 29, što imamo da je u pitanju lešaj tipa -513 sa parametrima d = do = 30 mm; D = 60 mm ; H = 21 mm; r = 1,5 mm

13. Stepen iskorišćenja dizalice

Pošto je u pitanju kotrljajni ležaj između glave i nosača tereta biće:

ɳ = tgφ / tg (φ + ρv) = 0,3455

što znači da je dizalica iskorišćena blizu 30 %.

14. Provera čvrstoće ručne dizalice

14.1 Provera radne sposobnosti navojnog vretena

Za trapezni navoj Tr 44x7 parametri su povađeni iz tabele i navedeni u TAČ 4. i TAČ 5. ovog rada.

14.2 Provera zpreminske čvrstoće navojnog vretena

14.2.1 Radno opterećenje

- Aksijalna sila F = m·g = 6000·9,81 = 6000 daN

- Obrtni moment Mo = Mu = Mv= F · d2/ 2 · tg (φ + ρv) = 1935 daNcm

14.2.2 Karakteristike merodavnog poprečnog preseka

- Površina poprečnog preseka navojnog vretena A1 = 1046 mm²

- Polarni moment inercije poprečnog preseka navojnog vretena:

Wo = d1³π / 16 = 3,65³π / 16 = 9,55 cm³

14.2.3 Radni naponi u merodavnom poprečnom preseku:

- Normalni napon na pritisak : σp = F / A1 = 6000 / 10,46 = 573.61 daN/cm²

- Tangentni napon na uvijanje τu = Mu / Wo = 1935 / 9,55 = 202.61 daN/cm²



informatika

14.2.4 Provera stepena sigurnosti od plastičnih deformacija:

- Od deformacija pri pritisku : Sσ = σ0,2 / σp= 5.75

- Tangentni napon na uvijanje Sτ = 0,8σt / τ = 15.63

14.2.5 Ukupni stepen sigurnosti usled složenog naprezanja (S)

S = Sσ· Sτ/√ Sσ² + Sτ² = 5.39 > 3, što se može zaključiti da je navojno vreteno u odnosu na zapreminsku čvrstoću ispravno dimenzionisano.

14.3. Provera stabilnosti navojnog vretena

14.3.1 Određivanje dela dužine navoj vretena izloženog pritisku

Na osnovu [ 5 ] str. 63 sl. 2.26

Lred = h + h3 + 2Ln/ 3 + h2p = 400 +85 +2·84/3 +1/3 = 541 mm

h = 400 mm h3 = 60 mm Ln = 84 mm h2p =1/3 [ 5 ] str. 63


- Površina A1 = 1046 mm²

- Poluprečnik inercije vretena : imin = d1/ 4 = 36,5 / 4 = 9,125 mm

14.3.3 Koeficijent vitkosti vretena

λ = lred / Imin = 541 / 9,125 = 59.28 usvajamo λ = 60

14.3.4 Kritični napon pri izvijanju:

σk = 3100 – 11,4 λ = 3100 – 11,4·35 = 2416 daN/cm²

14.3.5 Stepen sigurnosti vretena protiv izvijanja:

S = σk/σp = 4.21 što zadovoljava



informatika

14.4. Provera površine poprečnog preseka „ Б-Б“ glave vretena ( sl. 2.25 ) [ 5 ]

- Dimenzije glave vretene

Dg= 85 mm d = 44 mm r = 1,5 mm Dgl = 80 mm do = 30 mm dr = 22 mm

A = D5²·π/4 – 2Dg ·dr + dr² = 95²π/4 - 2·85 ·35 +35² = 2365.2 mm²

A > A1 ; A1 = 1046 mm², što znači da je glava vretena dobro dimenzionisana.

14.5. Provera čvrstoće navrtke 14.5.1 Materijal P.Cu.Sn.12 ( Kalajna bronza )

14.5.2 Mehaničke karakteristike

- Zatezna čvrstoća σm = 24 daN/mm²

- Napon na granici tečenja σo,2 = 18 daN/cm²

14.5.3 Geometrijske veličine navrtke i dela postolja

P = 7 mm Dn = 68 mm D = 44,5 mm Ln = 84 mm

D1 = 37 mm Zn = 10


- Aksijalna sila F = 6000 daN

- Obrtni moment Mv = 1935 daNcm


A = π/ 4 ( Dn² - D² ) = π/ 4 ( 68² + 44,5² ) = 2076 mm²

Wo = π/ 16 ( Dn4 + D4 ) / Dn = π/ 16 ( 684 + 44,54 ) / 68 =50416 mm²

14.5.6 Radni napon u merodavnom poprečnom preseku

- Napon na pritisak σp = F / A = 6000 / 2076 = 2,9 daN/mm²

- Tangencijalni napon na uvijanje τu = Mu / Wo = 19350 / 50416 = 0,38 daN/mm²



informatika

14.5.7 Provera stepena sigurnosti od plastičnih deformacija:

- Od deformacija pri pritisku : Sσ = σ0,2 / σp= 18 / 2.9= 7.5

- Tangentni napon na uvijanje Sτ = 0,8σt / τ = 0,8 · 17,9 / 0,3179 = 45,04

14.5.8 Ukupni stepen sigurnosti usled složenog naprezanja ( S )

S = Sσ· Sτ/√ Sσ² + Sτ² = 7,5· 45,04/√ 7,5² + 45,04² = 7,4 > 3, što se može zaključiti da je navrtka u odnosu na zapreminsku čvrstoću ispravno dimenzionisano.

14.6 Provera površinske čvrstoće navrtke na mestu dodira sa postoljem

14.6.1 Dimenzije

Dp = D5 = 95 mm

Dn = 68 mm

D = 44.5 mm

Dop = D + 2 Zn = 44,5 + 5 = 49.5 mm

Ds =Dn – ( 3...6 )mm = 68 -5 = 63 mm

14.6.2 Kontaktna površina

Ak = π/4 ( Ds2 + Dop² ) = π/4 ( 632 + 49.5² ) =1192mm²

14.6.3 Radno opterećenja

Aksijalna sila F = 6000 daN

14.6.4 Srednji površinski pritisak na kontaktnoj površini

p = F / Ak = 6000 / 1192 = 5.03 daN/mm² < 6 daN/mm²

jer je pdoz = 6 daN/mm² = 600 daN/cm² [ 5 ] str. 41 za navrtku od bronze i postolje od SL

14.7 Provera čvrstoće navojnog spoja

14.7.1 Srednje opterećenje jednog navojka

F1 = F / Zn = 6000 / 12 = 500 daN



informatika

14.7.2 Projekcije dodirne površine jednog navojka

A = d2 ·π· H1 = 40,5·π·3 =381,7 mm²

14.7.3 Srednji površinski pritisak na dodirnim površinama bokova navoja

p = F1 / A = 600 / 381,7 =1,57 daN/mm² < pdoz

pdoz = ( 1,10....1,75 ) daN/mm² Tab.2.15 [ 2 ] za navojno vreteno od čelika a navrtka od bronze sl.2.28 [ 5 ]

14.8. Provera čvrstoće ručice

14.8.1 Materijal Č0645

14.8.2 Mehaničke karakteristike

- Zatezna čvrstoća σm = ( 60.....72 ) daN/mm²

- Napon nagranici tečenja ( zatezanje ) σo,2 = 33 daN/mm²

- Napon nagranici tečenja ( savijanje ) σo,2s = 1,2σo,2 = 39.6 daN/mm²

14.8.3 Radno opterećenje ručice

- Ručna sila Fr = 30 daNcm

- Moment savijanja Ms = Fr · L1 = 30 · 67,5 =2025 daNcm

14.8.4 Aksijalni otporni moment poprečnog preseka

W = dr³π / 32 = 2025 mm³

14.8.5 Maksimalni radni napon usled savijanja

σmax = Ms / W = 2025 / 1,045 = 1937 daN/cm²

14.8.6 Provera stepena sigurnosti

S = σo,2s / σmax = 3926 / 1937 = 2,02 > Smin = 2, što zadovoljava



informatika

14.9 Provera čvrstoće postolja

14.9.1 Materijal Sl.1.4

14.9.2 Mehaničke karakteristike materijala

- Pritisna čvrstoća σmp = 74 daN/mm²

- Smicajna čvrstoća τms = 24 daN/mm²

- Smicajna čvrstoća τmu = 25 daN/mm²

14.9.3 Dimenzije prema sl. 2.2.5

Dp = 95 mm D5 = 95 mm hp = 520mm

D3 =165 mm D6 = 75 mm hp1 = 200 mm

D4 =220 mm δ =10 mm δ1 =10 mm

Dop =49.5 mm θ = 5,71˚ hp2=10 mm



- Moment uvijanja Mu = Mv = 1935 daNcm

14.9.5 Kontaktna površina postolja i podloge ( sl.8 str.7 ovog rada )

Ak = π / 4 · ( D4² - D3² ) = π / 4 · ( 22² - 16.5² )= 166.3 cm²

14.9.6 Srednji površinski pritisak na dodirnim površinama postolja i podloge

p = F / Ak = 6000 / 166.3 = 36.07 daN/cm² < pdoz

što zadovoljava

pdoz = 40 daN/cm² [ 5 ] str. 35 , za drvenu podlogu

14.9.7 Provera zida postolja (δ =10 mm ) na složeno naprezanje u preseku I-I ( sl.8 str.7 ovog rada )

- Površina u opasnom preseku

Ak = π / 4 · ( D5² - D6² ) = π / 4 · ( 95² - 75² )= 3456 mm²



informatika

- Polarni otporni moment

Wo = π / 16 · ( D5 - D6 ) / D5 = π / 16 · ( 95 - 75 ) / 95= 102929 mm³ Wo = 103 cm³

14.9.8 Radni naponi u poprečnom preseku I-I

- Napon na pritisak σp = 18.78 daN/cm²

- Tangencijalni napon na uvijanj τmu =Mv / Mo = 2.02 daN/mm²

14.9.9 Provera stepena sigurnosti od plastičnih deformacija

- Od deformacija pri pritisku Sσ = σmp / σp = 394

- Od deformacija pri uvijanju Sτ = τmu / τ = 123.7

14.9.10 Ukupni stepen sigurnosti usled složenog naprezanja (S)

S = Sσ· Sτ/ √ Sσ²+ Sτ² = 394 · 123.7 / √ 394 ² + 123.7² = 118.02> 4 Što se može zaključiti daa je postolje ispravno dimentionisano

15. Izbor kolutnog kugličnog ležaja sa aksijalnim dodirom

15.1 Radno opterećenje


15.2 Statička nosivost ležaja

Co > Ko · F = 6000 daN

- Ovome odgovara ležaj TIPA - 513 [ 4 ] TAB.29

15.3 Dimenzije ležaja TIPA -513

d = 30 mm

d1 = 18 mm

dk = d + (1....5) = 30 + 4 = 34 mm

D = 60 mm, D1 = 42 mm H = 21 mm

Co = 6400 daN r = 1,5 mm



informatika

15.4 Statička moć nošenja ležaja

Co > Ko · F

6400 > 6000, što zadovoljava

15.5 Stepen iskorišćenja dizalice

ɳ = tgφ / tg (φ + ρv) = 0,3455

što znači da je dizalica iskorišćena sa 35 %

16. Tehnički opis

Ručna dizalica namjenjena je za dizanje i spuštanje tereta. Prvenstveno se koristi u radionicama , mada se može koristiti i na drugim mestima.

Maksimalna sila kojom se dizalica može opteretiti je 6 kN. Prekoračenjem max.sile može doći do oštećenja pojedinih delova . Tokom rada preporučljivo je kontrolisati sigurnost osnovnih delova. Potrebno je vršiti podmazivanje navojnog vretena radi ostvarenja što manjeg trenja pri prolasku kroz navrtku i smanjenja habanja.

Dizalicu treba čuvati na suvom mestu , jer se time produžava trajnost delova ,a neće doći do korozije delova dizalice što naravno utiče na vek trajanja dizalice.



informatika



informatika



informatika


Documents

Ručna dizalica