FAKULTA STROJNÍ
Katedra sklářských a keramických strojů
DIPLOMOVÁ PRÁCE
2005 Tomáš Pekárek
FAKULTA STROJNÍ
Studijní program 2301 T strojní inženýrství
Studijní obor: 2302T010 Konstrukce strojů a zařízení
Zaměření: Sklářské a keramické stroje
Konstrukční úpravy stojanu pro velkoformátová skla
(Design modifications of the frame for a large-format glass)
KSK – 18954
Tomáš PEKÁREK
Vedoucí diplomové práce: Doc. Ing. František Novotný, CSc.
Konzultant diplomové práce: Ing. Jan Nový
Ing. Marcel Horák
Rozsah diplomové práce:
Počet stran: 60 Počet tabulek: 2 Počet obrázků: 43 Počet výkresů: 20 Počet příloh: 1 Počet modelů: 0
Datum odevzdání: 27. 5. 2005
DIPLOMOVÁ PRÁCE
TÉMA: Konstrukční úpravy stojanu pro velkoformátová skla
ANOTACE:
Diplomová práce se zabývá problematikou praskání laminovaných skel, uložených na ocelových stojanech s konstrukcí do tvaru L, při tepelném zpracování v autoklávu v Glaverbel Czech a.s., závodu Stratobel.
Je provedena výpočtová analýza používaných stojanů a navrženo řešení pro zajištění zvýšené tuhosti stojanu. Dále je řešen problém rozdílné tepelné dilatace skla a ocelového rámu. Je navrženo kompenzační zařízení pro eliminaci dilatačních rozdílů.
Úpravy zajistí snížení ztrát skla v důsledku prasklin.
THEME: Design modifications of the frame for a large-format glass
SUMMARY:
This diploma project deals with the cracking problems of the laminated glass.
Glass plates are mounted on the steel frames with the L shaped design. The glass cracking occurs when heat treatment in the autoclav. The project is performed with Glaverbel Czech a.s. company cooperation (Stratobel plant).
The work includes finite element analysis currently used frames. The solution for the increasing of the frame stiffness is proposed. Further, the problem of the different thermal dilatation between glass plates and steel frame is solved. Finally, compensational solution for the elimination of dilatations is designed.
Proposed modifications are able to reduce a waste of the glass due to its cracking.
MÍSTOPŘÍSEŽNÉ PROHLÁŠENÍ
Místopřísežně prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval samostatně s použitím uvedené literatury.
V Liberci dne 27. 5. 2005 ...……….
Tomáš PEKÁREK
PODĚKOVÁNÍ
Na tomto místě bych chtěl poděkovat vedoucímu diplomové práce Doc. Ing.
Františku Novotnému, CSc. za poskytnutý čas, neocenitelné rady, náměty a odborné vedení.
Dále bych chtěl poděkovat Ing. Marcelu Horákovi za obětavý přístup, výraznou pomoc a rady z oblasti metody konečných prvků.
Mé poděkování patří také Ing. Janu Novému vedoucímu provozu Stratobel závod Glaverbel Czech Řetenice, za poskytnutí informací a podkladů potřebných k řešení.
OBSAH
SEZNAM POUŽITÝCH SYMBOLŮ A ZNAČEK... 9
ÚVOD... 11
1. ROZBOR SOUČASNÉHO STAVU... 12
1.1POPIS VÝROBY LAMINOVANÝCH BEZPEČNOSTNÍCH SKEL... 12
1.1.1VÝROBNÍ SORTIMENT... 13
1.1.2SYSTÉM UKLÁDÁNÍ TABULÍ SKLA NA STOJAN... 13
1.1.3AUTOKLÁV... 13
1.1.4KONTROLA KVALITY VÝROBY... 14
1.2ROZBOR VÝCHOZÍCH PODKLADŮ... 14
1.3ANALÝZA STÁVAJÍCÍHO KONSTRUKČNÍHO ŘEŠENÍ STOJANU... 14
1.3.1PLF STOJAN... 15
1.3.2DLF STOJAN... 17
1.3.3KONSTRUKCE STYČNÝCH PLOCH MEZI STOJANEM A SKLEM... 18
1.3.4ROZBOR PRASKÁNÍ SKEL... 19
1.4FORMULACE VÝCHOZÍCH POŽADAVKŮ NA ŘEŠENÍ... 21
2. ALTERNATIVNÍ NÁVRH KONSTRUKČNÍCH ZMĚN STOJANU... 22
2.1VÝPOČET TUHOSTI L STOJANU STÁVAJÍCÍ KONSTRUKCE... 23
2.1.1PEVNOSTNÍ ANALÝZA PLF STOJANU... 24
2.1.2VÝSLEDKY PEVNOSTNÍ ANALÝZY PLF STOJANU... 26
2.1.3PEVNOSTNÍ ANALÝZA DLF STOJANU... 30
2.1.4VÝSLEDKY PEVNOSTNÍ ANALÝZY DLF STOJANU... 31
2.2VARIANTY KONSTRUKČNÍCH ZMĚN KZVÝŠENÍ TUHOSTI L STOJANU... 33
2.3VARIANTY KONSTRUKČNÍCH ZMĚN KELIMINACI DILATAČNÍCH VLIVŮ... 39
2.3.1 MECHANISMUS ZAJIŠŤUJÍCÍ POSUV DILATAČNÍHO KOMPENZÁTORU... 39
2.3.2 MECHANISMUS PRO NÁVRAT DILATAČNÍHO KOMPENZÁTORU DO PŮVODNÍ POLOHY... 41
2.3.3 KONSTRUKCE ZÁKLADNÍ ČÁSTI... 42
2.3.4 UVAŽOVANÉ KOMBINACE KONSTRUKCE KOMPENZÁTORU... 42
2.4ZHODNOCENÍ NÁVRHŮ A VÝBĚR NEJVÝHODNĚJŠÍCH VARIANT ÚPRAV... 44
3. KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ NAVRŽENÝCH ÚPRAV STOJANŮ ... 45
3.1POPIS KONSTRUKČNÍHO ŘEŠENÍ ÚPRAV TUHOSTI STOJANU... 46
3.1.1ÚPRAVA STOJIN PLF STOJANU... 46
3.1.2ÚPRAVA VODOROVNÝCH VÝZTUH STOJANU... 46
3.2POPIS KONSTRUKČNÍHO ŘEŠENÍ NA ELIMINACI ROZDÍLNÝCH DILATACÍ... 47
3.2.1VÍKO DILATAČNÍHO KOMPENZÁTORU... 48
3.2.2PŘEDNÍ DRŽÁK DILATAČNÍHO KOMPENZÁTORU... 48
3.2.3PROSTŘEDNÍ DRŽÁK DILATAČNÍHO KOMPENZÁTORU... 49
3.2.4ZADNÍ DRŽÁK DILATAČNÍHO KOMPENZÁTORU... 50
3.3VÝPOČTY... 50
3.3.1KONTROLA HORNÍHO KRYTU KOMPENZÁTORU... 50
3.3.2VRATNÉ PRUŽINY... 52
3.3.3KLADKY... 53
3.3.4ZADNÍ DRŽÁK... 54
3.3.5PROSTŘEDNÍ DRŽÁK... 55
4. TECHNICKO – EKONOMICKÉ ZHODNOCENÍ... 56
4.1SHRNUTÍ VÝSLEDKŮ A ZHODNOCENÍ PŘÍNOSU NAVRŽENÉHO ŘEŠENÍ KE ZVÝŠENÍ TUHOSTI... 56
4.2SHRNUTÍ VÝSLEDKŮ A ZHODNOCENÍ PŘÍNOSU NAVRŽENÉHO ŘEŠENÍ KELIMINACI DILATACÍ... 57
4.3EKONOMICKÉ ZHODNOCENÍ... 57
ZÁVĚR... 59
SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY... 60
Seznam použitých symbolů a značek
Značka Jednotka Veličina
α [°] úhel sklonu skla
ρ [kg/m3] hustota
τ1 [MPa] napětí v předpruženém stavu τ8 [MPa] napětí v plně zatíženém stavu τ9 [MPa] dosedací napětí
τD [MPa] mezní dovolené napětí v krutu pružiny τs [MPa] smykové napětí
σDo [MPa] dovolené napětí v ohybu a [m] rameno těžiště skla
ap [mm] vůle mezi závity volné pružiny b [m] výška kontaktu skla s rámem
c [N/mm] tuhost pružiny
C [N] dynamická únosnost
C0 [N] statická únosnost
d [mm] průměr čepu
dmin [mm] minimální průměr excentrického šroubu dp [mm] průměr drátu pružiny
D [mm] vnější průměr ložiska D1 [mm] vnější průměr
D2 [mm] vnitřní průměr Dp [mm] střední průměr
F0r [N] maximální radiální zatížení F1 [N] minimální pracovní síla pružiny F8 [N] maximální pracovní síla pružiny F9 [N] síla pružiny v mezním stavu F9 [N] síla pružiny v mezním stavu FK1 [N] síla na jednu kladku
FR [N] složka zatížení, působící kolmo na svisle orientovanou část stojanu
g [m.s-2] gravitační zrychlení
G [MPa] modul pružnosti ve smyku H [mm] pracovní zdvih pružiny
i [-] poměr vinutí
ik [-] počet kladek
ip [-] počet podpěr stojanu kk [-] bezpečnost uložení kladek
K [-] korekční součinitel napětí v krutu
lP [m] délka kontaktní plochy na podpěře stojanu lR [m] délka horní kontaktní plochy
L [mm] rozvinutá délka drátu L0 [mm] délka volné pružiny
L1 [mm] délka předpružené pružiny L8 [mm] délka plně zatížené pružiny L9 [mm] teoretická mezní délka pružiny m [kg] hmotnost zatěžujícího skla
mp [kg] hmotnost pružiny
MU [Nm] utahovací moment
n [-] počet činných závitů pružiny nz [-] počet závěrných závitů pružiny NC [Kč] náklady na úpravu stojanů NC1 [Kč] náklady na úpravu 1 stojanu
RR [N] síla, kterou sklo působí na horní část rámu s1 [mm] deformace pružiny v předpruženém stavu s8 [mm] deformace pružiny v plně zatíženém stavu s9 [mm] deformace pružiny v mezním stavu
sP [m] šířka podpěry stojanu sR [m] šířka horní kontaktní plochy
SP [m2] obsah kontaktní plochy na podpěře stojanu SR [m2] obsah horní kontaktní plochy
t [mm] rozteč mezi závity volné pružiny
TN [rok] doba návratnosti
ÚNR [Kč] úspory nákladů
W8 [J] deformační energie
Úvod
Diplomová práce je zpracovávána pro závod Stratobel, dceřinou společnost firmy Glaverbel Czech a.s., člena skupiny Glaverbel, která je největším výrobcem plochého skla a jeho aplikací ve střední a východní Evropě.
V Teplicích, ve firmě Stratobel se vyrábí laminovaná neboli vrstvená skla o minimálním rozměru 2000 x 3210 mm (tzv. DLF formát) a maximálním rozměru 3210 x 6000 mm (tzv. PLF formát). Lepí se skla o tloušťkách 2 až 10 mm ve dvou nebo třech vrstvách plochého plaveného skla Planibel. Mezi jednotlivé vrstvy skla je vkládána polyvinylbutarylová (PVB) folie.
Stávající problém je vznik nežádoucích trhlin doprovázených následným lomem ve velkoformátovém skle během manipulace a následným tepelným zpracováním v autoklávu při 140°C.
Předpokládaným důvodem praskání skel jsou elastické deformace jednostranně naloženého stojanu a rozdílné teplotní dilatace skla a stojanu.
Základním požadavkem práce je snížení počtu lomů skla, vznikajících při technologickém cyklu v autoklávu. Navržená řešení mají za úkol snížit, popřípadě zcela eliminovat, potenciální zdroje napětí.
U elastických deformací stojanu toho má být docíleno navržením alternativních řešení ke zvýšení tuhosti konstrukce stojanu v nejvíce zatěžovaných místech. Eliminace dilatačních vlivů dosáhnout vhodnou konstrukcí, která bude umožňovat podélný posuv naloženého skla.
Diplomová práce je rozdělena do čtyř kapitol. První kapitola je věnována rozboru současného stavu, popisu výroby laminovaných skel a analýze stávajících konstrukčních řešení stojanu. Ve druhé kapitole je proveden výpočet tuhosti L stojanu a jsou navrženy konstrukční úpravy. Další kapitolou je popis a kontrola vybraných úprav provedených na stojanu a jejich celkové zhodnocení. Poslední kapitola se zabývá technicko-ekonomickým zhodnocením navržených úprav.
1. ROZBOR SOUČASNÉHO STAVU
V této kapitole je nejprve popsán pohyb polotovaru po pracovišti a seznámení s výrobním sortimentem, dále je uveden popis stávajícího konstrukčního řešení stojanů používaných pro manipulaci s tabulemi skla. Nakonec je proveden rozbor výchozích podkladů a formulaci požadavků na řešení.
1.1 Popis výroby laminovaných bezpečnostních skel
Z centrálního skladu společnosti Glaverbel je sklo k lince přepravováno na stojanech používaných na výrobní lince float. Stojany jsou lehčí konstrukce. Oproti stojanům určených do autoklávu nejsou vystavovány vyšším teplotám při technologickém cyklu lisování a není u nich vyžadována zvýšená tuhost. Přeprava probíhá pomocí zavážecího manipulátoru zvaného mafirion, který pod stojan naložený sklem zajede a poté se celý i s nákladem zdvihne pomocí hydraulického mechanismu.
Dále jsou skla odebírána ze stojanu a pokládána pomocí manipulátoru s aktivními přísavkami na válečkovou trať výrobní linky. Na výrobní lince je mezi jednotlivé tabule skla vložena tenká fólie. Skla proložená folií se z linky snímají manipulátorem a vkládají na stojan. Po plném naložení sklem je L stojan přepraven pomocí mafirionu do autoklávu (obr.1), kde probíhá samotný proces lisování laminovaných skel. Po technologickém procesu lisování a vychladnutí je L stojan vyjmut z autoklávu a přepraven ke kontrolnímu stanovišti.
Na kontrolním stanovišti jsou veškerá laminovaná skla kontrolována, zda nemají trhliny, nedolepky, či jiné optické vady. Tuto kontrolu provádějí dva pracovníci, kteří vizuálně zjišťují případné nedostatky v kvalitě skla. V případě bezvadného bloku skel je celý pomocí přepravního rámu o maximální nosnosti 3200 kg, zavěšeného na jeřábu, přesunut na jiný připravený L stojan. V případě vadného skla v bloku se rám nahradí manipulátorem s přísavkami o maximální nosnosti 800 kg a každé sklo se musí zvlášť vkládat do stojanu k tomu určenému. Pracovník vyhodnotí dle vlastní zkušenosti, zda je možné z vadného PLF formátu skla získat řezáním menší formát skla DLF. Takto určená skla jsou přepravena na linku a rozřezána.
1.1.1 Výrobní sortiment
Laminované neboli vrstvené bezpečnostní sklo je složeno ze dvou či více tabulí čirého plochého plaveného skla Planibel. Mezi jednotlivé vrstvy skla je vkládána polyvinylbutarylová (PVB) folie. Tloušťka této PVB mezivrstvy může být 0,38 mm nebo 0,76 mm.
Laminovaná bezpečnostní skla jsou vyráběna ve velikosti 3210 x 6000 mm, což je velkoformátové sklo, nazývané PLF formát. DLF formátem jsou myšlena skla o velikosti 3210 x 2550 mm (možné velikosti jsou také 3210 x 2440, 3210 x 2250 a 3210 x 2000 mm). Vyrábějí se laminovaná skla o tloušťkách 2 až 10 mm v různých kombinacích. Nejvíce vyráběným laminovaným sklem je sklo dvouvrstvé s tloušťkou skel 3 + 3 mm. Tento druh výrobku zaujímá přibližně 40% z celkové produkce laminovaných skel firmy Stratobel.
1.1.2 Systém ukládání tabulí skla na stojan
Skla proložená folií jsou z linky snímána manipulátorem a vkládána na stojan do bloků. Bloky nesmí přesáhnout tloušťku 65 mm s ohledem na technologický proces lisování v autoklávu. Mezi jednotlivé bloky skel jsou manuálně vkládány ve třech úrovních dřevěné nebo umělohmotné proložky.
1.1.3 Autokláv
Tabule skla určené k lisování se vkládají do horkovzdušného autoklávu. Jeho vybrané údaje jsou uvedeny níže.
Technické údaje:
Vnitřní průměr: 4400 mm
Použitelná délka: 7500 mm
Obr. 1 Pohled do autoklávu a na zavážecí manipulátor (mafirion)
Provozní přetlak: 15 bar
Provozní teplota: 150°C
Zatížení připojeného vybavení: 1250 kW
Nominální proud: cca 1900 A
Max. zvýšení teploty z 20°C na 140°C: cca 75 min Max. snížení teploty ze 140°C na 43°C: cca 90 min
Max. hmotnost plnění: 33000 kg oceli 1.1.4 Kontrola kvality výroby
Do protokolu o kontrole kvality zapisuje pracovník datum a hodinu kontroly příslušných skel. Dále druh výrobku, materiál fólie a číslo výrobního plánu. O tabuli skla jsou vedeny záznamy, na jakém stojanu byla temperována, číslo bloku a dané umístění. Dále je veden popis závady, náčrt lomu, nedolepku nebo jiných nedostatků a jejich přibližné rozměry. Je provedeno vyhodnocení, zda byla tabule v pořádku, určena k rozřezání nebo určena k sešrotování. Tyto informace se ukládají a slouží pro případné reklamační řízení nebo pro různé statistiky.
1.2 Rozbor výchozích podkladů
Firmou Stratobel byla dodána výkresová dokumentace v elektronické podobě ve formě sestav PLF stojanu (Příloha 1) a DLF stojanu. V těchto sestavách nejsou zakresleny dodatečné úpravy, které se postupně na stojanech provedly. Výrobní výkresy jednotlivých částí stojanů výkresová dokumentace neobsahuje.
Kromě výkresů sestav byl dodán dokument o změnách provedených na stojanech. Na všech stojanech byly provedeny úpravy bočnic, sloužící jako podpěry pro jednotlivé proložky bloků skel tak, aby byly kolmé na rovinu skla.
Přibližně na polovině z celkového počtu DLF stojanů byly nahrazeny bočnice tvořené z čtvercových profilů bočnicemi tvořenými trubkou o průměru 45 mm. Některé stojany mají odstraněnou nejníže položenou bočnici, další ji mají posunutou o 130 mm výše.
1.3 Analýza stávajícího konstrukčního řešení stojanu
Firma Stratobel ve svém výrobním závodě používá dva typy L stojanů. Stojany jsou nazývány PLF stojan nebo DLF stojan.
1.3.1 PLF stojan
Tento druh stojanu je určen pro tabule skla o maximálních rozměrech 3210 x 6000 mm. Rozměry jsou 1528 mm na šířku, 6800 mm na délku a na výšku 3550 mm. Hmotnost celé konstrukce je 2530 kg a její maximální nosnost 35 tun.
Na obr. 2 a) je vyobrazen stojan plně naložený sklem, na obr. 2 b) je prázdný stojan.
Provedení jednotlivých částí je patrné z obr. 3 a 4.
Základ rámu je tvořen dvěma podélnými obdélníkovými profily, které byly vyrobeny svařením dvou profilů U 180 proti sobě. Profily jsou vedeny přes celou délku stojanu a mezi nimi je šest příčných vytvořených ze stejného polotovaru. Okolo celé konstrukce je navařen profil L 130 x 65 x 10 mm, který následně slouží pro uchycení celého stojanu vozem mafirion. Na takto vytvořenou základnu je přivařeno šest stojin ve tvaru písmene A, vyztužených plechy o tloušťce 3 mm. Vnitřní stojiny jsou opatřeny dřevěným obložením, které slouží k lepšímu rozložení kontaktního tlaku na rám stojanu.
Veškeré stojiny mají mezi sebou přivařeny čtyři vodorovné výztuhy tvořené z čtvercových profilů o vnější straně čtverce 50 mm a tloušťce stěny 4 mm, rovněž s dřevěným obložením. Na vnějších stojinách jsou upevněny bočnice, sloužící jako podpěry pro laminátové proklady mezi bloky skla, a nebo je na nich umístěno zařízení pro zajištění proti převrácení skla. Vodorovně orientované kontaktní plochy jsou tvořené čtyřmi podpěrami, opět získané podélným svařením U profilů. Tyto čtyři podpěry mají na sobě připevněno obložení sloužící pro snížení vzájemného tření skla a stojanu a tlumení rázů při nakládce.
Obr. 2 PLF stojan: a - plně naložený sklem, b - prázdný stojan
a) b)
Obr. 3 Ocelový rám PLF stojanu vodorovná
stojiny výztuha
podpera
bocnice
Obr. 4 PLF stojan naložený sklem zajištení skla
proklad
blok skla
1.3.2 DLF stojan
DLF stojan je určen pro tabule skla o maximálních rozměrech 2550 x 3210 mm.
Rozměry jsou 1528 mm na šířku, 3600 mm na délku a 2950 mm na výšku. Hmotnost celé konstrukce je 1520 kg a její maximální nosnost 17 tun.
Popis jednotlivých částí stojanu je na obr. 5 společně s vyobrazením DLF stojanu naloženého sklem.
Konstrukce DLF stojanu se velice podobá stojanu typu PLF. Základ rámu je tvořený dvěmi podélnými obdélníkovými profily vyrobenými svařením dvou profilů U 180 proti sobě, které jsou přes celou délku stojanu (3600 mm). Mezi podélnými profily jsou čtyři příčně položené vytvořené stejným způsobem. Okolo celé konstrukce je profil L 130 x 65 x 10 mm, který následně slouží pro uchycení celého stojanu vozem mafirion. Na vytvořený základ rámu jsou přivařeny čtyři stojiny, vyrobené z plechů o tloušťce 5 mm, tvořící obdélníkový průřez, který se směrem k horní části zužuje.
Všechny čtyři stojiny jsou opatřeny dřevěným obložením, se stejnou funkcí jako obložení u PLF stojanu. Stojiny mají mezi sebou přivařeny čtyři vodorovné výztuhy tvořené z čtvercových profilů o vnější straně čtverce 50 mm a tloušťce stěny 4 mm, taktéž opatřené dřevěným obložením. Postranní stojiny mají na sobě upevněny bočnice, slouží jako podpěry pro laminátové proklady mezi bloky skla, a nebo je na nich
Obr.5 Schéma ocelového rámu DLF stojanu a vyobrazení DLF stojanu naloženého sklem
podpera výztuha
vodorovná
stojiny bocnice
umístěno zařízení bránící převrácení skla. Vodorovně orientované kontaktní plochy jsou tvořené čtyřmi podpěrami, dvě z nich mají oporu v rámu stojanu, další dvě podpěry jsou upevněny na hlavní rám stojanu jen na svých koncích. Všechny čtyři podpěry mají na sobě připevněno obložení s kevlarovou rohoží nebo pryžové.
1.3.3 Konstrukce styčných ploch mezi stojanem a sklem
Mezi vodorovně orientované styčné plochy stojanu a tabule skla se vkládá sklotextidové obložení. Na obložení se lepením připevňuje kevlarová rohož (obr. 6a).
Kombinace obložení a rohože snižuje vzájemné tření mezi stojanem a sklem a tlumí dopad tabule skla při nakládání na stojan. Pro zvýšení životnosti se používá dvouvrstvá kevlarová rohož.
Jako další možnost snížení tření a tlumení rázů při pokládání tabulí skla na stojan je použití pryžové podložky o tloušťce 12 mm (obr. 6b). V tomto případě není potřeba sklotextidové obložení ani celkem nákladná kevlarová rohož. Zmíněná varianta, s použitím pryžové podložky, je teprve zaváděna do provozu a jsou testovány její vlastnosti a dopady na kvalitu laminovaných skel.
Na vertikálně orientovaných kontaktních plochách je stojan obložen tmavě červenou tropickou dřevinou zvanou meranti. Obložení je upevněno šrouby, jejichž hlavy jsou zapuštěny 5 mm pod kontaktní plochu. Kontaktní plochou jsou v tomto případě čtyři vnitřní nosné stojiny a veškeré vodorovné výztuhy. Dřevina meranti je schopna odolávat vysokým teplotám, aniž by praskala nebo pouštěla pryskyřici, a je tedy vhodná pro obložení chránící sklo před poškozením. Detail dřevěného obložení L stojanu je vyobrazen na obr. 7.
Obr.6 Obložení podpěr stojanu: a – kevlarová rohož, b – pryžová podložka
a) b)
1.3.4 Rozbor praskání skel
Během manipulace a následným tepelným zpracováním v autoklávu dochází ke vzniku nežádoucích lomů skla. Lomy mají mnoho možných počátečních příčin, některé z nich jsou vyjmenovány níže s jejich případnými zdroji.
• Skla z linky float mohou mít špatnou křivku chlazení a tím být náchylnější na praskání.
• Skla snímána z linky pomocí manipulátoru s aktivními přísavkami jsou spouštěna na stojan z výšky 10 až 30 mm. Z důvodu zamezení kolize skla s kevlarovou rohoží (rohož se opotřebovává a vytváří místy „puchýře“).
Spouštěcí výška roste v závislosti na teplotě oleje v pístech manipulátoru.
• Stojany jsou svařované, nepřesnosti při výrobě stojanů způsobují nerovnoměrné zatížení naloženého stojanu tabulemi skla.
• Neopatrná manipulace s naloženými stojany. Vozy mafirion mají pouze jednu rychlost pro spouštění nákladu na zem.
• Upevněné sklo ve stojanu se vkládá do autoklávu, ve kterém se ohřívá na teplotu 140°C. Sklo se vlivem teplotní roztažnosti rozpíná. Podle uložení skla ve stojanu vadí nejvíce dilatace podélná. Vlivem odlišných roztažností skla a stojanu dochází k nedostatečnému posunu skla po dosedacích plochách.
Neopatrné manipulace se stojany či samotnými skly mají za následek jen několik procent z celkového počtu prasklých skel. Převážná většina praská v době, kdy jsou uzavřena v autoklávu. Nejčastěji lomy vznikají u jednotlivých podpěr stojanu, odkud směřují na svislou hranu tabule, nebo do jejího středu a dále pokračuje k horní hraně.
Obr. 7 Detail dřevěného obložení stojanu
Na obr. 8 a) je detail lomu skla vzniklého nad jednou z podpěr stojanu. Celý formát skla není uveden z důvodu jeho problematického vyfocení v osvětlené hale. Nákres celého prasklého skla je na obr. 8 b)
Obr. 8 Pohled na prasklé sklo b) Nákres
a) Fotografie
1.4 Formulace výchozích požadavků na řešení
Základním požadavkem práce je snížení počtu lomů skla vznikajících při technologickém cyklu v autoklávu.
V současné době jsou vrstvená skla vkládána na stojany jednostranně. Celkové zatížení stojanu skly je tedy značné a vede k elastickým deformacím stojanu.
Při ohřevu na 140°C vznikají rozdílné tepelné dilatace stojanu a skla a jsou tak ve styčných plochách možnou příčinou vysokých napětí vznikajících v tabulích skla.
Tyto dva uvažované problémy jsou potenciálním zdrojem prasklin naloženého skla.
Navržená řešení mají za úkol snížit, popřípadě zcela eliminovat, potenciální zdroje napětí. U elastických deformací stojanu toho má být docíleno navržením alternativních řešení ke zvýšením tuhosti konstrukce stojanu v nejvíce zatěžovaných místech. Eliminace dilatačních vlivů dosáhnout vhodnou konstrukcí, která bude umožňovat podélný posuv naloženého skla.
Dalším výchozím požadavkem je výpočtově ověřit přínos konstrukčních změn svařence stojanu pro zvýšení jeho tuhosti a eliminace dilatačních vlivů na tabule naloženého skla.
2. ALTERNATIVNÍ NÁVRH KONSTRUKČNÍCH ZMĚN STOJANU
V této kapitole je předložena pevnostní analýza stávajících L stojanů, přičemž pro výpočtové simulace je použit software pro 3D počítačové konstruování Catia.
Pro generování sítě konečných prvků jsou použity parabolické objemové prvky tvaru trojbokého čtyřstěnu (tetraedry).
Nejprve byly kontrolní výpočty a simulace přednostně provedeny pro PLF stojan, protože PLF formáty skla jsou vyráběny ve větší míře, než formáty DLF. Dalším důvodem pro zvolený postup výpočtu bylo, že PLF stojan je více zatěžován a lze proto očekávat vytvoření větších deformací. Nakonec bylo přistoupeno k vytvoření výpočtového modelu a jeho následné pevnostní analýze pro oba stojany.
Vytvoření realistického výpočtového modelu v sobě zahrnuje rám stojanu, minimálně dvacet skel PLF formátu o tloušťce 20 mm (126 skel tloušťky 6 mm u DLF formátu) proložených osmnácti proklady. Zavedení potřebných okrajových podmínek ve formě kontaktů rámu stojanu se sklem, mezi jednotlivými tabulemi skla, mezi bloky skel a jejich proložkami. Je také nutné uvažovat zatížení temperanční teplotou, která je dosažena v autoklávu a činí 140°C.
Sestavení reálného výpočtového modelu není možné s ohledem na vysoký počet kontaktů a tudíž na hardwarové a časové požadavky na výpočet. Proto byl vytvořen zjednodušený výpočtový model, který respektuje s vysokou mírou přesnosti reálný stav a přitom snižuje hardwarové a časové nároky na přijatelnou mez. Jako možná varianta je sestavení výpočtového modelu, skládajícího se z rámu stojanu a jedné tabule skla, která je v kontaktu s rámem a je zatížena silou odpovídající hmotnosti skla, v případě PLF formátu 27,5 tun a v případě DLF formátu 15,5 tun. Počet kontaktů se tím snížil na přijatelnou úroveň, velikost sítě však nebyla dostatečná a přesnost získaných výsledků tak neodpovídala představám.
Realizace modelu s respektováním kontaktní úlohy se ukázala nereálná a pro kontrolu deformací stojanu byl aplikován model samotného stojanu, se zjednodušeným zatížením.
2.1 Výpočet tuhosti L stojanu stávající konstrukce
Pro vytvoření výpočtového modelu byly použity podklady dodané firmou Stratobel. Jednalo se o výkres sestavy PLF a DLF stojanu v elektronické podobě.
Z důvodu co největšího zjednodušení výpočtového modelu a tím zkrácení potřebného času na výpočet, jsou některé prvky stojanu vynechány. Boční profily, které slouží jako podpěry pro dřevěné proložky mezi bloky skel nemají vliv na tuhost stojanu, nejsou uvažovány. Jsou zanedbána zaoblení jednotlivých profilů, příslušné otvory pro šrouby k uchycení dřevěného obložení na vnitřních nosných stojinách a na všech vodorovných výztuhách mezi nimi. Otvory pro ukotvení sklotextidového obložení na styčných vodorovných plochách jsou vynechány taktéž. Ve výpočtovém modelu nejsou nadefinovány svary, celý model je tedy uvažován jako vytvořený z jednoho kusu materiálu. Nadefinování všech svarů na stojanu by bylo kvůli jejich počtu a způsobu svařování velmi složité.
Vzhledem k symetrické geometrii obou L stojanů byl pro vlastní výpočty napětí a deformací použit jen jejich poloviční model, což výrazným způsobem snížilo čas potřebný na výpočet. Výpočtové modely L stojanů jsou na obrázcích 9 a 10.
Obr. 9 Výpočtový model PLF stojanu
2.1.1 Pevnostní analýza PLF stojanu
Rám stojanu pro PLF formáty skla (3210 x 6000 mm) je i přes jeho konstrukční nosnost 35 tun naložen maximálně sklem o hmotnosti 27,5 tuny.
V reálném případě je převážná většina zatížení od skla přenášena do podpěr stojanu. Zbývající zatížení se vlivem mírného naklonění stojanu rozloží na stojiny a vodorovné výztuhy.
Skla vkládána na L stojan z výrobní linky pomocí manipulátoru nejsou vkládána zcela přesně do dolního rohu, který tvoří podpěry a stojiny. Vytváří se tak malá mezera mezi rámem stojanu a sklem a dále mezi jednotlivými skly umístěných ve stejném bloku. Skla tudíž nejsou v kontaktu rovnoměrně po celé výšce.
Bloky skel působí přes systém tří vodorovných proložek na bloky před nimi. Celá příslušná složka hmotnosti skla poté působí na stojan v místech těchto proložek.
Jednotlivá skla se prohýbají a nepatrně po sobě posouvají, tento jev ještě zvýrazňuje nerovnoměrné zatížení stojanu.
Obr.10 Výpočtový model DLF stojanu
Výpočet zatížení působícího na PLF stojan
Reálný model zatížení zde pro jeho náročnost nebyl proveden, a proto se přistoupilo ke značnému zjednodušení celé situace. Provedené zjednodušení představuje větší namáhání stojanu oproti reálnému případu, kde je předpoklad rovnoměrnějšího zatížení od skla, přenášeného přes všechny tři proklady.
Provedená zjednodušení:
Jednotlivé tabule skla, která se skládají do bloků a prokládají laminátovými proložkami, jsou pro jednoduchost uvažovány jako jeden homogenní kvádr.
Jako nejhorší případ zatížení lze uvažovat tak, že jsou skla v kontaktu se stojanem jen malou plochou v místě nejvýše položeného prokladu. Dále jsou skla v kontaktu se čtyřmi vodorovně orientovanými podpěrami rámu, kde tak působí největší zatížení (obr. 11).
m.g FP a
b
FR T RR
α
x sklo
rám stojanu rám stojanu
Obr. 11 Schéma zatížení stojanu
6800
l
1528
sP
sR
lP
R
Tlak pR působící na horní část stojanu je
38,3 ,
6 05 , 0
955 , 2
5 , 4 sin 605 , 1 81 , 9 27500 sin
l kPa s
b a g m l s
b a F S p R
R R R
R R
R
R R =
⋅
°
⋅
⋅
⋅
⋅ =
⋅
⋅
⋅
⋅ =
⋅
=
=
α
(1) kde: RR - síla, kterou sklo působí na horní část rámu [N],
SR - obsah horní kontaktní plochy [m2],
FR - složka zatížení, působící kolmo na svisle orientovanou část stojanu [N], a - rameno těžiště skla [m],
b - výška kontaktu skla s rámem [m], sR - šířka horní kontaktní plochy [m], lR - délka horní kontaktní plochy [m], m - hmotnost zatěžujícího skla [kg], g - gravitační zrychlení [m.s-2], α - úhel sklonu skla [°].
Tlak pp působící na čtyři spodní podpěry stojanu je
700,4 ,
8 , 0 12 , 0 4
5 , 4 cos 81 , 9 27500
cos kPa
l s i
g m S p F
P P p P P
P =
⋅
⋅
°
⋅
= ⋅
⋅
⋅
⋅
= ⋅
= α
(2)
kde: FP - složka zatížení, působící kolmo na podpěry stojanu [N], SP - obsah kontaktní plochy na podpěře stojanu [m2],
m - hmotnost zatěžujícího skla [kg], g - gravitační zrychlení [m.s-2], α - úhel sklonu skla [°],
ip - počet podpěr stojanu [-], sP - šířka podpěry stojanu [m],
lP - délka kontaktní plochy na podpěře stojanu [m].
2.1.2 Výsledky pevnostní analýzy PLF stojanu
Maximální napětí u PLF stojanu dosáhlo hodnoty 65 MPa, z tohoto hlediska tedy není nutné provádět dodatečné úpravy (obr. 12). Na obr. 13 lze pozorovat vývoj deformačních polí na rámu při teplotě 20°C. Ukázka způsobu deformování stojanu je na obr. 14. Přehled celkových deformací při teplotě 140°C (simulující podmínky v autoklávu) je na obrázku 15. Obrázek číslo 16 představuje velikost posunutí v y-ové ose, což je rovina kolmá na rovinu skla, při zatížení teplotou 140°C.
Obr. 12 Napětí v PLF stojanu
Obr. 13 Velikost posunutí PLF stojanu při 20°C
Obr. 14 Ukázka deformací stojanu při 20°C
Obr. 15 Celková velikost posunutí PLF stojanu při 140°C
Vyhodnocení výsledků
Z výsledků pevnostní analýzy současného PLF stojanu můžeme pozorovat, že i přes použití masivních nosníků při konstrukci stojanu, není jeho tuhost dostatečná a podléhá značným elastickým deformacím. U zatíženého rámu při 20°C je maximální deformace v rovině kolmé na rovinu skla 2,62 mm. V případě zatížení rámu teplotou 140°C se maximální hodnota deformace zvýšila na 4,5 mm. Je zřejmé, že chybou je především zvolená konstrukce stojanu do s jednostranným zatížením. Odstranění těchto nedostatků je možné několika způsoby, například zvýšením tuhosti stojanu v jeho exponovaných částech. Tímto problémem se zabývá kapitola 2.2.
Je také zřejmé, že největší napětí budou v kontaktních místech mezi podpěrami stojanu a sklem. Především při ohřevu celého systému v autoklávu se budou tvořit na daných kontaktních místech lokální napětí v tabulích skla vlivem rozdílných tepelných dilatací přítomných materiálů a neumožněným podélným posuvem zapříčiněným vysokým třením skla a materiálu obložení podpěr stojanu. Problematikou eliminace dilatačních vlivů se zabývá kapitola 2.3.
Obr. 16 Velikost posunutí PLF stojanu v ose y při 140°C
2.1.3 Pevnostní analýza DLF stojanu
Rám stojanu pro DLF formáty skla (2550 x 3210 mm) je naložen maximálně sklem o hmotnosti 15,5 tun. a nejhorší případ zatížení lze uvažovat stejným způsobem jako u stojanu PLF.
Výpočet zatížení působícího na DLF stojan
Na obr. 11 je znázorněno zatížení PLF stojanu a stejný způsob je uvažován i v případě stojanu DLF.
Tlak pR působící na horní část stojanu je
, 0 , 1605 42
, 0 05 , 0
255 , 2
5 , 4 sin 275 , 1 81 , 9 15500 sin
l kPa s
b a g m l s
b a F S p R
R R R
R R
R
R R =
⋅
°
⋅
⋅
⋅
⋅ =
⋅
⋅
⋅
⋅ =
⋅
=
=
α
(3) kde: RR - síla, kterou sklo působí na horní část rámu [N],
SR - obsah horní kontaktní plochy [m2],
FR - složka zatížení, působící kolmo na svisle orientovanou část stojanu [N], a - rameno těžiště skla [m],
b - výška kontaktu skla s rámem [m], sR - šířka horní kontaktní plochy [m], lR – délka horní kontaktní plochy [m], m - hmotnost zatěžujícího skla [kg], g - gravitační zrychlení [m.s-2], α - úhel sklonu skla [°].
Tlak pp působící na čtyři spodní podpěry stojanu je
292,4 ,
08 , 1 12 , 0 4
5 , 4 cos 81 , 9 15500
cos kPa
l s i
g m S p F
P P p P P
P =
⋅
⋅
°
⋅
= ⋅
⋅
⋅
⋅
= ⋅
= α
(4) Kde: FP - složka zatížení, působící kolmo na podpěry stojanu [N],
SP - obsah kontaktní plochy na podpěře stojanu [m2], m - hmotnost zatěžujícího skla [kg],
g - gravitační zrychlení [m.s-2], α - úhel sklonu skla [°],
ip - počet podpěr stojanu [-], sP - šířka podpěry stojanu [m],
2.1.4 Výsledky pevnostní analýzy DLF stojanu
Obr. 17 ukazuje deformace DLF stojanu při teplotě 20°C. Detail deformace problematické vnější podpěry je na obr. 18. Deformace stojanu při teplotě 140°C nejsou vyobrazeny, protože jejich zvýšení vlivem teploty je minimální.
Obr. 18 Detail podpěry, deformace při 20°C
Obr. 17 Deformace DLF stojanu při teplotě 20°C
Napětí v DLF stojanu při teplotě 20°C je na obr. 19 s detailem nejvíce namáhané části podpěry stojanu, kde bylo zjištěno napětí 111 MPa.
Vyhodnocení výsledků
Z výsledků pevnostní analýzy současného DLF stojanu vyplývá, že maximální deformace v rovině kolmé na rovinu skla jsou 3,71 mm, což je nad očekávání vyšší hodnota deformace, než u PLF stojanu. I zde je naprosto evidentní, že chybou je zvolená konstrukce stojanu do L a tudíž jeho jednostranné zatížení. U tohoto stojanu jsou zdrojem zvýšených deformací stojiny, svařené jen z plechů bez použití profilů a tudíž jsou málo tuhé v požadovaném směru. Vnější podpěry nejsou taktéž dostatečně tuhé. Deformace tu nabývají hodnot kolem 0,4 mm. Příčinou je konstrukce podpěr, které nemají oporu v základním rámu. Z toho lze tedy předpokládat, že vnitřní podpěry budou mnohem více namáhány a i samotné tabule skla budou přenášet téměř celou sílu tíže jen přes dvě kontaktní plochy, a tím se v nich bude zvyšovat napětí. Přivařením profilu pod podpěry se zvýší tuhost a vyřeší se tak tento nedostatek.
Úpravám DLF stojanu není dále věnována pozornost, vzhledem k tomu, že většinu úprav navrhovaných pro stojany typu PLF, lze uplatnit s minimálními korekcemi i na tyto stojany.
Obr. 19 Napětí DLF stojanu při teplotě 20°C Detail podpěry
2.2 Varianty konstrukčních změn k zvýšení tuhosti L stojanu
Jedním ze způsobů, jak eliminovat napětí ve skle a jeho následné termické lomy, je zvýšení tuhosti celého L stojanu, který nyní podléhá elastickým deformacím. Tím se sníží jeho deformace a tudíž i nebezpečné ohyby skla. Proto bylo zpracováno několik variant konstrukčních úprav stojanu, které mají nebezpečné deformace stojanu snížit.
U úprav je omezení ve formě maximální možné šířky stojanu (při překročení povolené šířky není možná manipulace se stojany pomocí manipulačních vozů), a také neúměrné zvýšení hmotnosti celé konstrukce.
Varianta A
Zadní profily stojin rámu jsou ukotveny na L profil 130 x 65 x 10. Je reálný předpoklad, že tato místa mají za následek ohyb celých stojin, a tím i vliv na vysoké deformace v horní části rámu, jelikož uvedený profil L má zcela nedostatečnou tuhost v požadovaném směru. Pomocí vzpěr trojúhelníkového tvaru z plechu o tloušťce 7 mm přivařených do těchto L profilů byla místa vyztužena (obr.20). Provedené úpravy se projevily snížením posunutí horní části stojanu v rovině kolmé na rovinu skla z 2,62 na 2,56 mm (obr.21). Rozdíl posunutí činí 0,06 mm a provedená úprava tedy nemá podstatný vliv na deformace stojanu.
Podobně malé zlepšení bylo i v případě stojanu s teplotním zatížením 140°C, který z tohoto důvodu není vyobrazen.
Obr. 20 Varianta A, detail výztuhy patky
privarené patky
Varianta B
U této varianty je přistoupeno k přivaření profilů na zadní strany stojin, tím je zvýšena jejich tuhost (obr. 22). Byl přivařen upravený profil U120 délky 3000 mm ke čtyřem vnitřním stojinám.
Deformace ve směru y se snížila na hodnotu 1,67 mm (obr. 23). To znamená zlepšení oproti současnému stojanu o více než 36%. Je pravděpodobné, že přivařením dalších profilů by došlo k většímu zlepšení deformací stojanu, což by však znamenalo výrazné zvýšení hmotnosti celého stojanu. Současnou úpravou se hmotnost stojanu zvýšila o 140 kg.
Obr. 21 Varianta A, velikost posunutí v ose y při 20°C s výztuhou patek stojin
Obr. 23 Varianta B, posunutí v ose y při teplotě 20°C Obr. 22 Varianta B, výztuha stojiny
stojiny výztuha
Varianta C
Vlivem nepříznivého průhybu L stojanu se vnitřní stojiny deformují mnohem více, než stojiny vnější a na svislých hranách vznikají v horní polovině skla lokální síly.
Tabule skla jsou nuceny se pod tíhou ostatních skel ohýbat podle zdeformovaného stojanu a je pravděpodobný vznik mezery mezi sklem a stojanem (obr. 24). Problém je možné odstranit jednoduchým způsobem. Zrušením dřevěného obložení na vodorovných výztuhách stojanu umístěných mezi první a druhou stojinou na obou stranách stojanu. Tím je sklu poskytnuta možnost volného ohybu v příčném směru a snížení jeho namáhání.
dodatecných napetí skla
výztuha
stojina vodorovná
mezera
tabule ska
lokální kontakt - zdroj významných obložení
Obr. 24 Varianta C, kontakt skla se stojanem (levá polovina stojanu)
Varianta D
Předložená varianta konstrukčních změn řeší problém nastíněný ve variantě C odlišným způsobem. Cílem je dosáhnout stejných hodnot deformací v horní části stojanu po celé jeho délce.
Všech šest stojin PLF stojanu je svařeno ze stejných profilů. Vlivem nerovnoměrného zatížení sklem jsou vnitřní stojiny namáhány více, než stojiny na bocích. Je tedy patrné, že je nutno vnitřním stojinám zvýšit tuhost nebo naopak ji snížit stojinám vnějším. S ohledem na omezený prostor pro úpravy a snahu o nezvyšování hmotnosti stojanu, je zde přikročeno ke snižování tuhosti bočních stojin.
Snížení tuhosti bylo docíleno jednoduchým odříznutím zadní vzpěry tvořené obdélníkovým profilem 60 x 120 mm. Maximální deformace u vnitřních stojin se nezvýšily. Vnější stojiny mají hodnotu 3,05 mm. Zhoršení je tedy o 16,4%, bylo však dosaženo deformací stojanu v takových místech a směrech, které jsou pro tabule skla mnohem příznivější. Na obr. 25 je celkové posunutí při teplotě 20°C, posunutí v ose y
Obr. 26 Varianta D, posunutí v ose y při teplotě 140°C Obr. 25 Varianta D, celkové posunutí při teplotě 20°C
Varianta E
Zatížení od bloků skla je přenášeno na stojan systémem laminátových proložek.
Tyto proložky jsou vkládány ve třech úrovních. Horní a spodní proložky mají oporu v podobě vodorovné výztuže stojanu obložené dřevem. Prostřední proložka je však umístěna 450 mm od nejbližší vodorovné výztuže (obr. 27).
Tato úprava nezvýší celkovou tuhost stojanu. Bylo by však vhodné zajistit vazbu laminátových proložek a dřevěného obložení podobně, jako je tomu u horního a spodního prokladu.
Varianta F
Současný stojan byl sice konstruován pro maximální zátěž 35 tun, byl však použit nevhodný postup při jeho návrhu. Nezohlednily se veškeré problémy, které stojan s konstrukcí do L přináší. Celá hmotnost skla se přenáší na stojan jen čtyřmi podporami, což má za následek vysoké napětí ve skle. Jednostranné zatížení L stojanu způsobuje vysoké hodnoty deformací.
Tato varianta je pokusem o konstrukci L stojanu nové koncepce, který má převzaty konstrukční prvky z A stojanu používaného firmou Glaverbel Belgie, na kterých nedochází k tak častému výskytu prasklin ve skle. Je zde zvýšen počet vodorovných kontaktních ploch ze čtyř na šest. Stojiny ze svařovaných U profilů jsou nahrazeny lehčími čtvercovými profily o rozměrech 50 x 50 mm.
S ohledem na vysoký počet potřebných stojanů se však varianta z ekonomického Obr. 27 Detail umístění proložek
zajištení skla proklad blok skla 450mm vodorovná výztuha
2.3 Varianty konstrukčních změn k eliminaci dilatačních vlivů
Jak již bylo zmíněno, na PLF stojan je možno naložit maximálně 27,5 tuny skla.
Kontaktní tlak ve vodorovných styčných plochách je 700,4 kPa.
Kevlarové rohože, vkládané na styčné plochy stojanu a skla, dostatečně nezajišťují posuv při ohřívání v autoklávu. Není tedy umožněn volný podélný posuv skla oproti stojanu a vznikají v těchto kontaktních plochách největší napětí vlivem rozdílných tepelných dilatací tabulí skla a ocelového stojanu.
V této části je proveden návrh mechanismu, který bude vyrovnávat tyto rozdílné dilatace.
Konstrukce „dilatačních kompenzátorů“ je navrhována jako vložka, kterou lze lehce namontovat na stávající L stojan pomocí několika šroubů. tedy s co nejmenším zásahem do stávající konstrukce.
Zároveň musí konstrukce splňovat vysoké požadavky na nosnost. Dalším zadaným požadavkem je příčný posuv o 10 mm na obě strany pro možnost eliminace tepelných dilatací (s dostatečnou rezervou), které vznikají při ohřevu v autoklávu.
Po odejmutí skel ze stojanu nebo po přepravě prázdného stojanu se musí dilatační kompenzátory vrátit do původní polohy, aby byl připraven na další cyklus temperování skla v autoklávu, bez nutnosti přítomnosti technika na seřízení dilatačních kompenzátorů nebo dalších úprav.
Bylo opět vyhotoveno několik možných variant, jako tomu bylo při úpravě tuhosti stojanu.
2.3.1 Mechanismus zajišťující posuv dilatačního kompenzátoru
Vlastní pohyb dilatačních kompenzátorů lze řešit různými druhy ložisek. Každá ložiska zde uvedená mají určité výhody, pro které byla uvažována.
Varianta A
Zde je zajištění potřebného pohybu kompenzátorů řešeno pomocí kuličkových ložisek do vysokých teplot firmy SKF typ 6204-2Z/VA201. Ložiska jsou určena do teplot v rozmezí od -150 do +350°C.
Statická únosnost: C0 = 4750 N Vnější průměr: D = 40 mm
Výhody:
- ložisko je určeno do vysokých teplot;
- plné zakrytí ložiska zajišťuje jeho;
- odolnost vůči nečistotám.
Nevýhody:
- nízká statická únosnost ložiska;
- vysoká pořizovací cena;
- velké průměry vnějšího kroužku a tím neúměrné zvýšení celé konstrukce;
- nutnost přidání vnějšího zpevňujícího kroužku [3].
Varianta B
V této verzi je uvažována kombinace opěrných a snímacích kladek. Výrobcem těchto ložisek je firma SKF. Opěrné kladky se prodávají pod označením NATV 20 A, snímací kladky jsou označeny KRVE 47 A. Snímací kladky obsahují excentrický kroužek pro dosažení optimálního nastavení. Oba druhy kladek jsou dimenzovány pro stejné maximální zatížení.
Maximální zatížení: F0r = 43000 N Statická únosnost: C0 = 41500 N Vnější průměr: D = 47 mm
Výhody:
- jednoduchá instalace;
- vysoká únosnost ložiska;
Nevýhody:
- vysoká pořizovací cena oproti klasickým ložiskům [1].
Varianta C
Zde se předpokládá nákup křížených válečků s ocelovou klecí od firmy NSK (ložiska jsou standardně dodávána s klecí plastovou, která vydrží teploty do 120°C). Vedení pro válečky jsou upravené, a proto se musí nechat vyrobit na zakázku.
Výhody:
- tepelná odolnost, veškeré součástky jsou z oceli;
- vysoká únosnost ložiska;
- ložisko je schopno zachytit axiální síly.
Nevýhody:
- ložisková tělíska nejsou krytá, náchylnost na nečistoty;
- nutná výroba speciálního vedení;
- problematické seřizování ložisek do stejné úrovně [2].
Varianta D
Tato verze obsahuje válečková ložiska od firmy SKF.
Válečkové ložisko je určeno do maximální teploty 150°C.
Statická únosnost: C0 = 21600 N Vnější průměr: D = 40 mm Výhody:
- dostatečně vysoká únosnost ložiska;
- nízká cena ložiska.
Nevýhody:
- ložisková tělíska nejsou krytá, náchylnost na nečistoty;
- nutnost zpevnění vnějšího kroužku ložiska;
- hrozí „vysvléknutí“ ložiska z vnitřního kroužku [3].
2.3.2 Mechanismus pro návrat dilatačního kompenzátoru do původní polohy Problém návratu dilatačního kompenzátoru do původní polohy je řešen pomocí dvou pružin, které jsou nasazeny na hřídeli zároveň s kroužkem, zajištěným pružným kolíkem (obr. 28). Pružiny mají předpětí 200 N a maximální pracovní sílu 500 N.
Pracovní zdvih je 10,5 mm.
2.3.3 Konstrukce základní části
Tuto část konstrukce lze vyrobit jako jednu součást. Dalším způsobem zkonstruování spočívá v jejím rozdělení na tři jednotlivá ložisková „hnízda“.
I. varianta
Základní část je tvořena jedním plechem o rozměrech 130 x 950 mm a tloušťce 8 mm. Potřebná oka (pro uchycení šrouby ke stávajícímu stojanu, pro uložení hřídelí s vratnými pružinami) jsou k plechu přivařena. U tohoto druhu konstrukce je největší výhodou snadná instalace na stávající stojan, která lze provést pouze čtyřmi šrouby do již existujících otvorů M8. Nevýhodou je vyšší hmotnost konstrukce. Svařování jednotlivých částí má za následek vyšší nepřesnost výroby.
II. varianta
Pro snížení konstrukce je možno sestavit základnu ze tří jednotlivých částí, tím se ušetří cca 7 mm z celkové výšky konstrukce dilatačního kompenzátoru oproti I.variantě. U této varianty jsou nutné větší zásahy do konstrukce stojanu a tím spojená větší pracnost montáže. Je třeba jedenáct nových otvorů se závitem na každé podpěře (44 na celém stojanu).
2.3.4 Uvažované kombinace konstrukce kompenzátoru
Z uvažovaných typů ložisek, způsobu zkonstruování základní části a mechanismu pro návrat dilatačního kompenzátoru do původní polohy je možné sestavit mnoho různých kombinací. Rozhodovalo se však jen mezi dvěmi nejvýhodnějšími variantami.
Obr.28 Uložení vratných pružin
základna
hrídel pruzina
kolík pruzný
1. varianta
Dilatační kompenzátor složený ze základní části tvořené jedním svařencem (I. varianta) společně s ložiskem z varianty C (ložisko se zkříženými válečky) a mechanismem pro návrat kompenzátoru skládajícího se z vratných pružin. Doplněný horním krytem z U profilu (obr. 29).
2. varianta
Konstrukce dilatačního kompenzátoru je složena ze tří jednotlivých základních částí (II. varianta), osazené pojezdovými kladkami firmy NSK (varianta B) doplněné mechanismem pro návrat kompenzátoru a horním krytem vyrobeného z ocelového pásu o rozměrech 170 x 65 x 960 mm (obr. 30).
Obr.29 1. varianta – dilatační kompenzátor s ložisky se zkříženými válečky horní kryt
základní cást
válecky
ložisko se zkríženými vratné pružiny
Obr.30 2. varianta – dilatační kompenzátor s ložisky firmy SKF
horní kryt
ložiska SKF
držáky ložisek vratné pružiny
U pojezdových kladek garantuje výrobce plnou funkci ložiska do teploty 125°C při max.zatížení, pro uložení vyžadující maximální rychlosti otáčení jím udávané.
Po konzultaci s výrobcem se zohledněním statického zatížení lze uvažovat o bezproblémovém nasazení do provozu s občasným tepelným zatěžováním ve 140°C.
2.4 Zhodnocení návrhů a výběr nejvýhodnějších variant úprav
V této části je proveden výběr nejvhodnější varianty úprav, které budou dále zpracovány do kompletní výkresové dokumentace.
Úprava tuhosti stojanu
Jednotlivé varianty úprav tuhosti L stojanu jsou dosti rozdílné. Varianty A a B se zabývají zvýšením tuhosti stojin stojanu a tím se snaží snížit jejich deformaci v horní části, kde se předpokládá největší zatížení od tabulí skla. Zcela opačnou cestou se ubírala varianta D, která naopak snižovala tuhost bočních stojin za účelem dosažení stejných hodnot posunutí po celé délce stojanu. Ve variantě C je popsána zcela jednoduchá úprava, která se skládá z odstranění části dřevěného obložení L stojanu.
Další varianta přidává vodorovné výztuhy mezi stojiny do výšky, kde jsou bloky skel prokládány prostřední proložkou. Poslední uvažovaná varianta předpokládá zkonstruování zcela nového L stojanu.
Z důvodu velkých rozdílností návrhů nelze jednotlivé varianty konstrukčních řešení dobře kombinovat. Nicméně nejlepších zlepšení vlastností stojanu bylo dosaženo kombinací varianty B a E. Přivaření profilu k zadní straně vnitřních stojin stojanu v kombinaci s přidáním vodorovné výztuhy.
Eliminace dilatačních vlivů
Vzhledem k tomu, že výroba lineárního vedení pro ložisko se zkříženými válečky, uvažované v 1. variantě, je náročná a finančně nákladná (vysoká požadovaná přesnost výroby, dodržení tolerancí souběžnosti, potřebné tepelné zpracování a broušení), není tato varianta nejvhodnější. Jako nedostatečný se jeví i horní kryt vytvořený z U profilu s nedostatečnou tuhostí.
Byla vybrána konstrukce dilatačních kompenzátorů s použitím pojezdových kladek firmy SKF a horním krytem vytvořeným z plného obdélníkového profilu s výstužnými žebry (2. varianta).
3. KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ NAVRŽENÝCH ÚPRAV STOJANŮ
Veškeré navržené úpravy jsou zpracovány formou výkresové dokumentace, zakresleny do výkresu sestavy PLF stojanu (č.v. 0-DP S989347-1-0-00).
Do stejné sestavy jsou také zakresleny úpravy provedené ve firmě Stratobel. Jedná se o úpravu bočnic, které jsou nyní kolmé na rovinu skla.
Schéma členění výkresové dokumentace je na obr. 31, kde je patrný způsob značení výkresů a naznačeny vazby mezi nimi.
Jednotlivé konstrukční úpravy PLF stojanu jsou rozděleny na úpravy zvyšující tuhost stojanu a na úpravu, která eliminuje rozdílnou tepelnou dilataci kovového stojanu a skla. Na obr. 32 je rozlišení konstrukčních úprav. Červenou barvou jsou značeny úpravy tuhosti stojanu, modrou barvou je úprava eliminující rozdílné tepelné dilatace.
Obr.31 Schéma výkresové dokumentace
c.v. X-DP 989347-1-0-01-03
c.v. 3-DP 989347-1-1-00
VÝROBNÍ VÝKRESY
c.v. X-DP 989347-1-1-01-06 podsestava
PREDNÍ DRŽÁK
c.v. 3-DP 989347-1-3-00 podsestava
c.v. 3-DP 989347-1-2-00
PROSTREDNÍ DRŽÁK PLF STOJAN
sestava
c.v. 0-DP 989347-1-0-00
podsestava
ZADNÍ DRŽÁK
VÝROBNÍ VÝKRESY
c.v. X-DP 989347-1-2-01-03
VÝROBNÍ VÝKRESY
c.v. X-DP 989347-1-3-01-04
VÝROBNÍ VÝKRESY
: : :
:
3.1 Popis konstrukčního řešení úprav tuhosti stojanu
Zvýšení tuhosti PLF stojanu zajišťují dvě úpravy. Je to úprava stojin a přidání vodorovných výztuh.
3.1.1 Úprava stojin PLF stojanu
Přivaření upraveného U profilu k zadní straně vnitřních stojin stojanu zvyšuje jejich tuhost. U profil, kterým jsou stojiny vyztuženy, je upraven tak, aby kopíroval tvar současných stojin a nebylo tak potřeba do nich zasahovat. Výrobní výkres profilu je součástí sestavy PLF stojanu (č.v. 0-DP 989347-1-0-00).
3.1.2 Úprava vodorovných výztuh stojanu
Na PLF stojan je přidána další řada vodorovných výztuh. Výztuha je ze čtvercového profilu o vnější straně 50 mm a tloušťce stěny 4 mm. Je umístěna mezi současnou druhou a třetí řadou výztuh, do výšky 1750 mm (měřeno od podpěry stojanu). Výrobní výkresy přidaných vodorovných výztuh jsou opět součástí sestavy PLF stojanu (č.v. 0-DP 989347-1-0-00).
Obr.32 Upravený PLF stojan (bez vyobrazení bočnic)
dilatacní kompenzátor vodorovná výztuha
výztuha stojiny
3.2 Popis konstrukčního řešení na eliminaci rozdílných dilatací
Eliminace rozdílných tepelných dilatací je zajištěna dilatačními kompenzátory (obr. 33). Před samotnou montáží kompenzátoru jsou nutné úpravy PLF stojanu.
Do podpor je vyvrtáno 11 otvorů se závitem M10 (č.v. 2-DP 989347-1-0-01).
Konstrukci kompenzátoru lze rozdělit do čtyř částí. Skládá se z víka a ze tří celků obsahující ložiska nazvaných: přední, prostřední a zadní držák (obr. 34). Části s ložisky jsou upevněny k podpěrám PLF stojanu šrouby s válcovou hlavou.
Na ně je následně upevněno víko čtyřmi šrouby (č.v. 0-DP 989347-1-0-00).
Obr.33 Detail dilatačního kompenzátoru na PLF stojanu dilatacní kom penzátor
Obr.34 Části dilatačního kompenzátoru prední držák
prostrední držák zadní držák víko
3.2.1 Víko dilatačního kompenzátoru
Víko kompenzátoru (obr. 35) je sestaveno z horního krytu a tří desek z plechu tloušťky 5 mm (č.v. 0-DP 989347-1-0-00).
V horním krytu jsou otvory pro upevnění desek, otvory pro spojení celého víka s ostatními celky a otvory sloužící pro případné upevnění sklotextidového obložení s kevlarovou rohoží. Tři desky slouží jako kontaktní plochy pro pojezdové kladky.
Připevněny jsou šrouby M5 s pružnými podložkami.
3.2.2 Přední držák dilatačního kompenzátoru
Přední držák je osazen dvěmi opěrnými kladkami firmy SKF označení NATV 20 A s válcovým vnějším kroužkem o průměru 47 mm. Kladky jsou usazeny na přední základnu pomocí excentrického šroubu stažené korunovou maticí přes vymezovací kroužek a zajištěny závlačkou. Uložení umožňuje optimální nastavení výšky kladky a tím příznivější rozložení zatížení na všechny kladky. Do předního držáku je zabudován mechanismus pro návrat dilatačního kompenzátoru do původní polohy. Mechanismus je složen z čepu, na němž je umístěn kroužek zajištěný pružným kolíkem a dvě pružiny. Na obr. 36 je vyobrazen přední držák dilatačního kompenzátoru.
Číslo podsestavy je 3-DP 989347-1-1-00.
Obr.35 Víko dilatačního kompenzátoru
deska horní kryt
k ostatním celkum otvory pro uchycení otvory pro uchycení
obložení
3.2.3 Prostřední držák dilatačního kompenzátoru
Prostřední držák (obr. 37) je opět osazen dvěmi opěrnými kladkami firmy SKF označení NATV 20 A. Kladky jsou usazeny na prostřední základnu stejným způsobem jako tomu bylo u předního držáku. Prostřední držák neobsahuje mechanismus pro návrat dilatačního kompenzátoru do původní polohy (č.v. 3-DP 989347-1-2-00).
Obr.36 Přední držák dilatačního kompenzátoru krouzek
vymezovací
závlacka cep operná
kladka
pruzný
základna zadní krouzek kolík korunová
matice pruzina excentrický
sroub
Obr.37 Prostřední držák dilatačního kompenzátoru krouzek
závlacka vymezovací excentrický
sroub
kladka operná
matice
základna zadní korunová
3.2.4 Zadní držák dilatačního kompenzátoru
Zadní držák dilatačního kompenzátoru (obr. 38) je, na rozdíl od předchozích, osazen dvěmi snímacími kladkami firmy SKF označení KRVE 47 A. Jedná se o snímací kladky s válcovým vnějším kroužkem o průměru 47 mm. Kladky jsou již výrobcem osazeny výstředným pouzdrem, umožňující optimální nastavení výšky kladky jako tomu je u předchozích částí. Uchycení na zadní základnu je řešeno podložkou, pružnou podložkou a celek je stažen maticí. Zadní držák obsahuje stejný mechanismus pro návrat dilatačního kompenzátoru do původní polohy jako přední držák. Sestavný výkres má označení 3-DP 989347-1-3-00.
3.3 Výpočty
V této kapitole je provedena výpočtová kontrola vybraných namáhaných součástí dilatačního kompenzátoru.
3.3.1 Kontrola horního krytu kompenzátoru Způsob zatížení horního krytu
Na horní kryt působí zatížení od tabulí skla. Vzhledem k tomu, že maximální síla působící na podpěry stojanu je 269 kN, na jeden horní kryt působí, při rovnoměrném rozložení sil, čtvrtinová síla, což je 67,25 kN. Skla jsou vkládána na stojan nejčastěji do dvanácti paketů o šířce 50 mm, prokládána 20 mm širokými proložkami. Proto je síla 67,25 kN dále rozdělena rovnoměrně do vzniklých dvanácti
Obr.38 Zadní držák dilatačního kompenzátoru kolík pruzný krouzek
základna zadní cep
kladka snímací
matice podlozka
pruzina
ploch o tloušťce paketu a šířce horního krytu (50 x 170 mm) s mezerami mezi jednotlivými plochami 20 mm. Použití obložení horního krytu formou sklotextidových desek s kevlarovými rohožemi nebo použití pryžových pásů napomůže rovnoměrnému průběhu zatížení celého horního krytu.
Výpočtový model
Výpočtový model horního krytu je částečně zjednodušen. Jsou vynechány veškeré otvory pro ukotvení sklotextidového obložení a desek.
Vyhodnocení výsledků
Na obr. 39 můžeme pozorovat vývoj napěťových polí. Nejvyšší hodnoty napětí horního krytu jsou kolem 80 MPa v místech kontaktu opěrných kladek přes kalenou desku. Zvolený materiál součásti je 11 500 (σDo = 160 MPa) [4]. Dosažené hodnoty napětí vykazují dostatečnou míru bezpečnosti:
Celkové deformace horního krytu jsou zobrazeny na obr. 40. Deformace horního krytu nenabývají vyšších hodnot, než je možné tolerovat.
Obr.39 Napětí v horním krytu . 80 2 160 =
= k
