ZDVIHACÍ ZAŘÍZENÍ V TEORII A PRAXI

Transcription

1 ZDVIHACÍ ZAŘÍZENÍ V TEORII A PRAXI Elektronický odborný časopis o konstrukci a provozu zdvihacích, manipulačních a transportních zařízení a dopravních prostředků ISSN Seznam příspěvků: Číslo 1/2009 BIGOŠ Peter, TANYASI Ondrej: LABORATÓRNE OVERENIE FUNKČNOSTI MERACIEHO REŤAZCA AUTOMATIZOVANÉHO ON-LINE SYSTÉMU PRE VYHODNOCOVANIE ŽIVOTNOSTI KOĽAJOVÝCH VOZIDIEL... 2 DORDA Michal: MODELOVÁNÍ NESPOLEHLIVÉHO M/M/1/m SYSTÉMU HROMADNÉ OBSLUHY FALTINOVÁ Eva: KVÁZISTATICKÝ PRÍSTUP K VÝPOČTU ŽIVOTNOSTI NOSNÝCH KONŠTRUKCIÍ ZDVÍHACÍCH ZARIADENÍ S VYUŽITÍM NORMY STN HRABOVSKÝ Leopold: MĚŘENÍ PŘÍČIVÝCH SILOVÝCH ÚČINKŮ MOSTOVÝCH JEŘÁBŮ CHIHADA Fouad: TERMINÁLY A TECHNOLÓGIÁ KOMBINOVANEJ DOPRAVY NA SLOVENSKU JAKSIC Miljan, NEDELJKOVIC Blagoje, MILENTIJEVIC Gordana: THE CONDITIONS AND APPLICATION POSSIBILITIES FOR THE HYDRAULIC STOWING OF LEAD AND ZINC MINE BELO BRDO LEPOSAVIC KASTELOVIČ Eduard,FALTINOVÁ Eva: URČENIE HMOTNOSTNÝCH CHARAKTERISTÍK MOBILNÉHO STROJA POMOCOU EXPERIMENTU KOPAS Melichar, PAULIKOVÁ Alena: RECOGNITION OF BRIDGE CRANE CABINS WITH REGARD TO THE ENVIRONMENTAL IMPACTS ON OPERATIONAL STAFF IN THE WORKING INDOOR ENVIRONMENT.. 50 PUŠKÁR MICHAL, BIGOŠ PETER: CRANK-SHAFT SUPPORT ADJUSTMENT OF SINGLE-CYLINDER COMBUSTION ENGINES FOR PURPOSE OF MECHANICAL LOSSES DECREASING

2 LABORATÓRNE OVERENIE FUNKČNOSTI MERACIEHO REŤAZCA AUTOMATIZOVANÉHO ON-LINE SYSTÉMU PRE VYHODNOCOVANIE ŽIVOTNOSTI KOĽAJOVÝCH VOZIDIEL Peter BIGOŠ, Ondrej TANYASI 1 Kľúčové slová: životnosť, koľajové vozidlá, odporový tenzometer, MKP, normálové napätia, početnosti, Jarque-Bera test, Lillieforsov test, F-test,T-test, Kolmogorovov-Smirnovov test. Abstrakt: Laboratórnou skúškou sa overovala spoľahlivosť meracieho reťazca systému (čiernej skrinky) a hodnovernosť nameraného signálu. Normálové napätia v meracích miestach sa vypočítali numericky aj s využitím metódy konečných prvkov (MKP) a zároveň sa namerali pomocou štandardne používanej tenzometrickej aparatúry Spider8. Následne sa namerali normálové napätia pomocou čiernej skrinky a porovnali sa z nameranými údajmi pomocou tenzometrickej aparatúry Spider8. Pre zistenie zhody alebo rozdielu nameraných údajov sa použili štatistické metódy (F-test, T-test, Kolmogorovov-Smirnovov test) pri ktorých sa použil i softvér Matlab. Laboratórna skúška čiernej skrinky sa uskutočnila za účelom prípravy skúšky v prevádzkovom prostredí na vybranom koľajovom vozidle a skúšobnom okruhu. 1. Úvod Pre laboratórnu skúšku systému sa pripravil skúšobný nosník obr.1. Na nosník z materiálu sa aplikovali tenzometre v dvoch meracích miestach vo vzdialenosti L 1 = 400 mm a L 2 = 300 mm od miesta pôsobenia tiaže bremena obr.2. Obr.1 Skúšobný nosník s aplikovanými tenzometrami v meracích miestach Pred experimentálnym overením meracieho signálu systému v laboratórnom prostredí sa vykonala pevnostná analýza nosníka numericky i experimentálne a zistili sa hodnoty normálových napätí v krajných vláknach prierezu v navrhnutých meracích miestach pre zaťaženie bremenom známej hmotnosti. Numerická analýza sa vykonala zároveň aj s využitím metódy konečných prvkov (MKP). Po zistení normálových napätí sa meracie miesto č.1 napojilo na overovaný systém a vykonala sa skúška systému. Pripravený skúšobný nosník sa najprv zaťažil bremenom známej hmotnosti a následne náhodnou silou vyvinutou na koniec nosníka. Namerané signály z oboch meracích miest sa porovnali a vyhodnotila sa správnosť funkčnosti systému. 1 Prof. Ing. Peter Bigoš, CSc., Ing. Ondrej Tanyasi, Strojnícka fakulta, Technická univerzita v Košiciach, Katedra konštruovania, dopravy a logistiky, Letná 9, Košice, Slovenská republika, tel.: , tanyasiondrej@tuke.sk 2

3 2 Pevnostná analýza navrhnutého skúšobného modelu pri rovinnom ohybe 2.1 Výpočet normálových napätí Prvým krokom pre laboratórnu skúšku bol výpočet normálových napätí pomocou Navierovej rovnice (1), ktorou sa určilo napätie σ xmax v prierezoch definovanými súradnicami L 1 = 400 mm a L 2 = 300 mm od miesta pôsobenia bremena s hmotnosťou 1,96 kg. Nosník je konštantného tvaru po celej dĺžke s rozmermi podľa obr.2. [7] Obr.2 Nosník s označenými meracími miestami a s vyznačenými rozmermi priererezu Obr.3 Model celého nosníka Normálové napätia pri rovinnom ohybe v krajných vláknach prierezu sa vypočítali podľa: M y m * g * L h σ x = * zmax = * (1) max J 1 y 3 2 * b * h 12 kde σ xmax [Pa] normálové napätie v krajných vláknach prierezu, M y [Nm] ohybový moment vo vzdialenosti L od bremena, J y [m 4 ] kvadratický moment prierezu k hlavnej centrálnej osi, z max [m] vzdialenosť krajného bodu plochy priečneho prierezu od hlavnej centrálnej osi, m [kg] hmotnosť bremena, g [m.s -2 ] gravitačné zrýchlenie, L [m] vzdialenosť bremena od prierezu, b [m] šírka prierezu nosníka, h [m] výška prierezu nosníka. Obr.4 Model celého nosníka so sieťou konečných prvkov a s vyznačenými okrajovými podmienkami Obr.5 Model nosníka vypočítaný pomocou MKP s vypísanými normálovými napätiami v inkriminovaných prierezoch Pre súradnicu L 1 sa vypočítalo normálové napätie σ xmax1 = 24,035 MPa a pre súradnicu L 2 sa vypočítalo normálové napätie σ xmax2 = 18,025 MPa. Pevnostná analýza s využitím metódy konečných prvkov (MKP) sa vykonala pomocou softvéru CosmosWorks. Model nosníka sa skonštruoval v softvéri Solid Works obr.3. Na nosníku sú naznačené aplikované tenzometre v meracích miestach podľa obr.1 a obr.2 vo vzdialenosti L 1 a L 2. Pred 3

4 spustením lineárnej statickej analýzy sa určil materiál nosníka, okrajové podmienky a vytvorila sa sieť konečných prvkov viď. obr.4. V miestach aplikovaných tenzometrov sa podľa reálneho nosníka vytvorili na modeli senzory vo forme bodov, z ktorých sú v odkazoch podľa obr.5 okrem informácii popisujúcich polohu senzorov aj vypísané hodnoty normálových napätí. Hodnoty normálových napätí v inkriminovaných prierezoch podľa obr.5 pre zaťaženie vyvinuté bremenom hmotnosti 1,96 kg sú 24,036 MPa a 18,019 MPa. Rozdiel medzi vypočítanými hodnotami normálových napätí podľa Navierovej rovnice (1) a vypočítanými hodnotami pomocou MKP je zanedbateľný. 2.2 Experimentálna analýza nosníka Popis meracieho reťazca Merací reťazec použitý pri experimentálnej analýze nosníka je znázornený na obr. 6. Pomernú deformáciu z meracieho miesta č.1 a č.2 pomocou aplikovaných tenzometrov vo forme zmeny elektrického napätia zaznamená tenzometrická aparatúra Spider8 od f-y HBM a využitím softvéru Catman2.1 nainštalovaného na notebooku slúžiaceho ku komunikácii s tenzometrickou aparatúrou Spider8 sa namerané údaje spracujú. Obr.6 Merací reťazec experimentálnej analýzy nosníka Na nosník v obidvoch meracích miestach sa aplikovali pomocou tenzometrického tmelu HBM X60 v polmostíkovom zapojení lineárne tenzometre HBM 1-LY11-6/350 s ohmickou hodnotou 350 Ω ± 0,35%, s meracou základňou 6 mm a s konštantou deformačnej citlivosti 2,06 ± 1% (obr.1). Po prepojení tenzometrov s tienenými vodičmi sa zakonzerovali ochranným povlakom HBM SG 250. (obr.7) Obr.7 Použité produkty od fy HBM - Tenzometer 1-LY11-6/350, Tenzometrický tmel X60 a Ochranný povlak SG 250. Tenzometrická aparatúra spider 8 pri zapojení tenzometrov do polovičného mostíka (R1 a R2) umožňuje vytvoriť celý Wheatstonov mostík nahradením druhej polovice mostíka s konštantnými odpormi (R3 a R4) viď.obr.8. V mostíkovom zapojení sa zmeny zmyslu v protiľahlých vetvách (R1 a R3) sčítavajú, kým v susedných vetvách pôsobia proti sebe (R1 a R2). [1] Spomínaná vlastnosť mostíka sa využíva na elektrickú kompenzáciu nežiadúcich vplyvov. Výstupný signál z tenzometra je ovplyvňovaný aj tepelným pôsobením. Potlačenie tepelného vplyvu sa vykonalo pomocou druhého lineárneho tenzometra (R2), ktorý bol aj aktívny v priečnom smere na hlavný smer merania. 4

5 V hlavnom smere merania bol aplikovaný lineárny tenzometer (R1), ktorý snímal deformácie rovnobežné s pozdĺžnou osou meraného nosníka. Kompenzačný tenzometer (R2) bol zapojený v mostíku tak aby jeho teplotné zmeny pôsobili proti teplotným zmenám aktívneho tenzometra (R1) viď. obr.1 a obr.9. Obr.8 Schematické zapojenie dvoch lineárnych tenzometrov do polovičného mostíka Na obr.9 je znázornené zapojenie aplikovaných lineárnych tenzometrov s naznačenými farbami prepojení podľa obr.1. Obr.9 Zapojenie tenzometrov do polovičného mostíka Pre aplikované zapojenie tenzometrov na nosníku s využitím Kirchhoffových zákonov, závislosti zmeny elektrického odporu na deformácii tenzometra (2) a z podmienky, ktorá platí pre pomer napätí (3), bolo možné vzťah zohľadňujúci polmostíkového zapojenia tenzometrov na nosníku (4), dosadiť do závislosti vyjadrujúcej Hookov zákon a vypočítať normálové napätia v meracích miestach. [1] ΔR = k.ε, ( 2 ) R U U V N kde ΔR [Ω] absolútna zmena odporu tenzometra, R [Ω] odpor nedeformovaného tenzometra, k [-] deformačná citlivosť tenzometra, K-faktor, ε [-] pomerné predĺženie tenzometra. = k [ ε1 ε 2 + ε 3 ε 4 ], ( 3 ) 4 kde U V [V] výstupné napätie, ktoré je závislé od pomeru odporov R 1 /R 2 a R 4 /R 3, U N [V] napájacie napätie. 4 UV ε = B. k. ( 4 ) U N kde B [-] je konštanta zapojenia tenzometrických snímačov v mostíkovom zapojení B = 1 + μ, kde μ [-] je Poissonova konštanta, určená podľa pozície č.3 v tab.5.1 uvedenej v [6]. 5

6 Na tenzometrickú aparatúru Spider8 sa pripojili tenzometre z meracích miest pomocou pätnásť-pinových konektorov a notebook pomocou paralelného kábla. Na obr.10 je schematické zobrazenie zapojenia trojžilového tieneného kábla na pätnásť-pinový konektor pre polmostíkové zapojenie tenzometrov aj s uvedenými farbami podľa obr.9. Obr.10 Schéma zapojenia odporového tenzometra na 15-pinový konektor [5] Zaznamenané signály z meracích miest pomocou aparatúry Spider8 sa preniesli do notebooku a spracovali sa obslužným softvérom Catman 2.1. Pre zabezpečenie komunikácie tenzometrickej aparatúry Spider8 s menovaným softvérom bolo potrebné správne nastaviť typ tenzometrickej aparatúry, komunikačné rozhranie medzi notebookom a aparatúrou, aktívne kanály napojené na meracie miesta, aktívne kanály pre on-line prepočítavanie meraných údajov na normálové napätia, ukladanie údajov z vybraných kanálov do databázy, názvy kanálov a jednotky (obr.11). Obr.11 Obslužné okno softvéru Catman2.1 pre nastavenie komunikácie s aparatúrou V kanáloch napojených na meracie miesta sa nastavili polmostíkové zapojenia tenzometrov a následne sa vyvážili na nulu (obr.12). V tomto obslužnom okne sa nastavila zároveň aj vzorkovacia frekvencia merania. 6

7 Obr.12 Obslužné okno softvéru Catman2.1 pre nastavenie a vyváženie mostíkov Ďalším krokom bolo nastavenie charakteristík vizuálneho zobrazenia zaznamenaných údajov a spustenie samotného merania (obr.13). Obr.13 Obslužné okno softvéru Catman2.1 slúžiace k spusteniu a zastaveniu merania s vizuálnym zobrazením zaznamenaných údajov Vyhodnotenie nameraných údajov Meranie normálových napätí v meracích miestach sa uskutočnilo pri zaťažovaní nosníka bremenom s hmotnosťou 1,96 kg (obr.14). Za reprezentatívne namerané hodnoty normálových napätí sa uvažovali iba namerané hodnoty počas 10 sekundového časového intervalu, v ktorom po zavesení bremena boli hodnoty normálových napätí ustálené na konštantnú hladinu. Obr.14 Meranie normálových napätí vyvinutých bremenom s hmotnosťou1,96 kg Meranie sa uskutočnilo v šiestich sériách a v každej sérii sa zopakovali merania osem krát. Po každej sérii meraní sa vyvažoval mostík (obr.12). Namerané hodnoty normálových napätí sú uvedené v tab.1. 7

8 Tab. 1 Namerané hodnoty normálových napätí Meranie č.1 - Namerané hodnoty normálových napätí [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,11 25,14 25,18 25,22 25,18 25,18 25,22 25,26 Meracie miesto č. 2 19,16 19,20 19,23 19,27 19,20 19,23 19,27 19,27 Meranie č.2 - Namerané hodnoty normálových napätí [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,11 25,11 25,22 25,22 25,14 25,14 25,14 25,14 Meracie miesto č. 2 19,16 19,16 19,27 19,23 19,16 19,16 19,16 19,12 Meranie č.3 - Namerané hodnoty normálových napätí [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,22 25,18 25,22 25,18 25,18 25,18 25,14 25,14 Meracie miesto č. 2 19,27 19,23 19,27 19,23 19,23 19,23 19,20 19,20 Meranie č.4 - Namerané hodnoty normálových napätí [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,22 25,22 25,22 25,22 25,18 25,18 25,18 25,18 Meracie miesto č. 2 19,27 19,23 19,23 19,23 19,23 19,23 19,23 19,20 Meranie č.5 - Namerané hodnoty normálových napätí [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,26 25,18 25,18 25,22 25,22 25,18 25,18 25,22 Meracie miesto č. 2 19,27 19,20 19,16 19,20 19,20 19,20 19,20 19,23 Meranie č.6 - Namerané hodnoty normálových napätí [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,22 25,22 25,22 25,18 25,18 25,18 25,18 25,18 Meracie miesto č. 2 19,27 19,27 19,27 19,23 19,27 19,27 19,27 19,23 Experimentálnou analýzou nosníka sa získali reálne hodnoty normálových napätí v meracích miestach, ktoré sa porovnali s vypočítanými normálovými napätiami v kap Najväčší percentuálny rozdiel medzi nameranými a vypočítanými hodnotami normálových napätí pre meracie miesto č.1 je 5,1% a meracie miesto č. 2 je 7 %. Obr.15 Histogram nameraných normálových napätí v meracom mieste č.1 Obr.16 Histogram nameraných normálových napätí v meracom mieste č.2 Namerané hodnoty normálových napätí sú spracované formou histogramov vyjadrujúcich absolútne triedne početnosti na obr.15 a obr.16 a tab.2 a tab.3 obsahujúcich okrem absolútnych triednych početností aj relatívne triedne početnosti vyjadrujúce pravdepodobnosť výskytu nameraných hodnôt. 8

9 Tab.2 Absolútne a relatívne triedne početnosti nameraných normálových napätí v mieste č.1 Napätia [MPa] Absolútna triedna početnosť Relatívna triedna početnosť 25,26 2 0,042 25, ,333 25, ,417 25,14 7 0,146 25,11 3 0, Tab.3 Absolútne a relatívne triedne početnosti nameraných normálových napätí v mieste č.2 Napätia [MPa] Absolútna triedna početnosť Relatívna triedna početnosť 19, ,292 19, ,333 19, ,208 19,16 7 0,146 19,12 1 0, Z nameraných normálových napätí sa určili zároveň aj štatistické charakteristiky polohy (modus, medián, stredná hodnota) a charakteristiky variability (výberová smerodajná odchýlka, rozptyl, variačný koeficient) tab.4. Tab.4 Štatistické charakteristiky nameraných hodnôt normálových napätí Meracie miesto č.1 Meracie miesto č.2 Modus 25,18 19,23 Medián 25,18 19,23 Stredná hodnota 25, ,2229 Výberová smerodajná odchýlka 0,0364 0,0401 Výberový rozptyl 0,0013 0,0016 Variačný koeficient 0,145 0,208 Na základe hodnoty variačného koeficientu je možné predpokladať druh teoretického rozdelenia. Variačné koeficienty viď.tab.4 sú menšie ako 0,3 a podľa [3] je možné predpokladať zhodu s normálnym rozdelením. Zhodu s normálnym rozdelením potvrdil zároveň Jarque-Bera test vykonaný pomocou softéru Matlab (príkaz jbtest ), z ktorého výstupom pre namerané normálové napätia z obidvoch meracích miest bola logická hodnota 0 potvrdzujúca nulovú hypotézu a tým je možné považovať posudzované procesy na hladine významnosti 5% za procesy s normálnym rozdelením. Test Jarque-Bera (JB) meria rozdiel šikmosti a špicatosti dát so šikmosťou a špicatosťou normálneho rozdelenia. Štatistický test JB je definovaný 2 n ( ) 2 K 3 JB = S + < χ 6 2, ( 5 ) 4 kde n je počet vzoriek, S je šikmosť, K je špicatosť a χ 2 je kritická hodnota chi-kvadrát rozdelenia z dvoma stupňami voľnosti. [8] Test normality sa vykonal z dôvodu využitia parametrického testu v nasledujúcej kapitole vyžadujúceho normálne rozdelenie testovaných súborov vzoriek. 9

10 3 Laboratórna skúška systému 3.1 Skúška systému meraním statického zaťaženia nosníka Pri statickom teste sa čierna skrinka napojila pomocou priemyselného konektora na meracie miesto č.1 (obr.17). Podmienky zaťaženia nosníka a merania normálových napätí boli zhodné s podmienkami uvedenými v predchádzajúcej kapitole. Nosník sa zaťažoval bremenom s rovnakou hmotnosťou a za reprezentatívne vzorky nameraných normálových napätí sa uvažovali iba ustálené hodnoty minimálne počas 10 sekúnd. Obr.17 Meranie normálových napätí v meracom mieste č.1 čiernou skrinkou Namerané hodnoty normálových napätí čiernou skrinkou sú uvedené v tab. 5. Tab.5 Namerané hodnoty normálových napätí meracom č.1 čiernou skrinkou Namerané hodnoty normálových napätí v meracom mieste č.1 čiernou skrinkou [MPa] Poradové číslo merania Meracie miesto č. 1 25,14 25,18 25,14 25,18 25,18 25,22 25,18 25,22 25,18 25,22 Namerané hodnoty normálových napätí čiernou skrinkou sú spracované v tab.6 obsahujúcej absolútne triedne početnosti a relatívne triedne početnosti vyjadrujúce pravdepodobnosť výskytu nameraných hodnôt. Tab.6 Triedne početnosti nameraných normálových napätí v mieste č.1 Napätia [MPa] Aboslútná triedna početnosť Relatívna triedna početnosť 25,22 3 0,3 25,18 5 0,5 25,14 2 0, Štatistické charakteristiky určené z nameraných normálových napätí čiernou skrinkou sú v tab.7. Tab.7 Štatistické charakteristiky nameraných hodnôt normálových napätí čiernou skrinkou Štatistické charakteristiky nameraných hodnôt Modus 25,18 Medián 25,18 Stredná hodnota 25,184 Výberová smerodajná odchýlka 0,0295 Výberový rozptyl 0,0009 Variačný koeficient 0,117 10

11 Na základe hodnoty vypočítaného variačného koeficientu pre namerané hodnoty normálových napätí čiernou skrinkou viď.tab.7, ktorý je menší ako 0,3 je možné predpokladať podľa [3] zhodu s normálnym rozdelením. Pre zistenie zhody s normálnym rozdelením sa vykonal Lillieforsov test pomocou softéru Matlab (príkaz Lillietest ). Jarque-Bera test sa nemohol použiť z dôvodu jeho určenia pre veľký počet vzoriek. Pre malý počet vzoriek je vhodnejšie používať Lillieforsov test. [9] Výstup zo softvéru Matlab logická hodnota 0 potvrdila nulovú hypotézu a tým bolo možné považovať posudzovaný súbor vzoriek na hladine významnosti 5% za proces s normálnym rozdelením. [9] Lillieforsov test je špeciálny prípad Kolomorovovho-Smirnovovho testu dobrej zhody. Test zisťuje maximálny rozdiel medzi sledovaným rozdelením a odhadnutým normálnym rozdelením s rovnakou strednou hodnotou a rovnakou štandardnou odchýlkou ako má sledovaný súbor vzoriek a posudzuje sa či tento rozdiel je väčší ako dovoľuje kritická hodnota. [9] Po potvrdení normality nameraných hodnôt normálových napätí v mieste č.1 tenzometrickou aparatúrou Spider8 a čiernou skrinkou bolo možné pre zistenie odlišnosti súborov vzoriek použiť parametrické testy rozdielu stredných hodnôt (T-test) a rozdielu rozptylov (F-test). Okrem spomínaných testov sa vykonal zároveň neparametrický test dobrej zhody Kolmogorovov-Smirnovov test. Výber testovacieho kritéria na posúdenie významnosti rozdielov dvoch stredných hodnôt sa líši podľa toho, či zodpovedajúce rozptyly sú alebo nie sú štatisticky významne odlišné. Pre potvrdenie predpokladu, že rozptyly vypočítané z nameraných hodnôt nie sú štatisticky významne odlišné sa vykonal parametrický test významnosti rozdielu dvoch rozptylov (F-test). Testovacím kritériom je F=S 2 1 /S 2 2, kde S 2 1, S 2 2 sú rozptyly procesov s počtom vzoriek N 1 a N 2, pričom v čitateľovi musí byť vždy väčší z rozptylov, aby F 1 [4]. Nulová hypotéza sa v teste overuje nerovnosťou F<F 5,2 testovacieho kritéria F s kritickou hodnotou F 5,2 [2]. Kritická hodnota sa určila na základe počtu stupňov voľnosti k 1 =N 1-1 a k 2 =N 2-1 z tabuľky kritických hodnôt uvedenej v [4] v prílohe VI. Pre výberové rozptyly S 2 1 =0,0013 a S 2 2 =0,0009 vypočítané z nameraných normálových napätí s počtom vzoriek N 1 =48 a N 2 =10 nerovnosť F=1,44 < F 5,2 =2,787 potvrdzuje nulovú hypotézu a rozdiel rozptylov na hladine významnosti 5% nie je štatistický významne odlišný. Na základe tvrdenia F-testu bolo možné použiť testovacie kritérium T-testu (6) pre rozptyly, ktoré nie sú štatisticky významne odlišné. x1 + x2 N1. N 2 ( N1 + N 2 2) t =., ( 6 ) 2 2 N. S + N. S N1 + N kde x, x 1 2 sú stredné hodnoty testovaných súborov vzoriek a S 1 2, S 2 2, N 1, N 2 viď. predchádzajúce. Pre overenia nulovej hypotézy stačí dokázať nerovnosť t < t α. Z príslušných hodnôt uvedených v tab.4 a tab.7 je t = 0,24. Kritická hodnota t α = 2 sa určila na základe počtu stupňov voľnosti ν = N 1 +N 2-2 z tabuľky kritických hodnôt 3.7 pre hladinu významnosti 5% uvedenej v [2]. Pravdivosť nerovnosti t < t α potvrdzuje nulovú hypotézu a testované stredné hodnoty nie sú štatisticky významne odlišné. Pomocou softvéru Matlab sa zároveň posúdila zhoda nameraného signálu tenzometrickou aparatúrou Spider8 a nameraného signálu čiernou skrinkou použitím Kolmogorovovho-Smirnovovho testu zhody pre dva nezávislé výbery (príkaz kstest2 ). Testom sa posudzuje zhoda empirických hustôt pravdepodobnosti oboch súborov údajov. Nulová hypotéza sa overuje na základe porovnania D 2 <D 2;5 testovacieho kritéria D2 = max F1 ( x) F2 ( x) (hodnoty maximálneho rozdielu empirickej distribučnej funkcie F 1 (x) z nameraných údajov v meracom mieste č.1 tenzometrickou aparatúrou spider8 a empirickej 11

12 distribučnej funkcie F 2 (x) z nameraných údajov v meracom mieste č.1 čiernou skrinkou) s kritickou hodnotou Kolmogorovovho-Smirnovovho testu D 2;5.[2] [10] Výstupom z programu Matlab bola logická hodnota 0 potvrdzujúca nulovú hypotézu a zároveň zhodu hustoty pravdepodobnosti oboch nameraných signálov na hladine významnosti 5%. Výstupy z uskutočnených testov (F-test, T-test, Kolmogorovov-Smirnovov test) potvrdili, že namerané údaje tenzometrickou aparatúrou spider8 a namerané údaje čiernou skrinkou nie sú štatisticky významne odlišné a sú zhodné. 3.2 Skúška systému meraním náhodného zaťaženia nosníka Pri meraní dynamického zaťaženia signál z meracieho miesta č.1 spracovávala čierna skrinka a z meracieho miesta č.2 tenzometrická aparatúra Spider8. Namerané normálové napätia v meracích miestach vyvinuté od náhodnej sily pôsobiace na koniec nosníka sú na obr.18. Obr.18 Priebeh náhodného zaťaženia nameraného v meracích miestach Percentuálny rozdiel strednej hodnoty nameraných normálových napätí čiernou skrinkou v meracom mieste č.1 a strednej hodnoty nameraných normálových napätí tenzometrickou aparatúrou Spider8 v meracom mieste č.2 pri statickom zaťažení je 23,64% a pri dynamickom zaťažení je 23,67%. Na základe vizuálneho porovnania obr.18 a percentuálnych rozdielov stredných hodnôt je možné konštatovať rovnaký charakter signálov. 4.Záver Na základe výstupov z testov zhody, testov rozdielov jednotlivých štatistických charakteristík a vizuálneho porovnania nameraných údajov je možné konštatovať bezchybnosť meracieho reťazca čiernej skrinky. Skúška v laboratórnom prostredí úspešne overila funkčnosť meracieho reťazca čiernej skrinky najmä pri meraní statického zaťaženia. Plánovaná prevádzková skúška na vybranom koľajovom vozidle počas jazdy na skúšobnom okruhu overí čiernu skrinku pri meraní dynamického zaťaženia. Tento príspevok bol riešený v rámci výskumného projektu VEGA 1/0146/08 a APVT Literatúra [1] Bigoš, P.,Trebuňa, F.: Intenzifikácia technickej spôsobilosti ťažkých nosných konštrukcií. Vienala, Košice, 1997, 345 strán, ISBN [2] J.Čačko,M.Bílý,J.Bukoveczky: Meranie, vyhodnocovanie a simulácia prevádzkových náhodných procesov, Veda, Bratislava,1984, 216 strán, [3] J.Hrubec: Prevádzková spoľahlivosť strojov I, Návody na cvičenia, Vysoká škola poľnohospodárska, Nitra, 1983, 104 strán, [4] A.Linczényi: Inžinierska štatistika, Alfa, Bratislava,1973, 456strán, [5] Operating Manual PC measurement electronics Spider 8 12

13 [6] Sinay, J., Bigoš, P., Bugár, T.: Experimentálne metódy a skúšanie strojov, Alfa, Bratislava, 1989, 232 strán, [7] F.Trebuňa, F.Šimčák, V. Jurica: Pružnost a pevnosť I., Elfa, Košice, 2005, 236 strán, ISBN [8]] lp/toolbox/stats/jbtest.html [9] p/toolbox/stats/lillietest.html [10] Recenzent: doc. Ing. Karol Kubín, CSc. 13

14 MODELOVÁNÍ NESPOLEHLIVÉHO M/M/1/m SYSTÉMU HROMADNÉ OBSLUHY Michal DORDA 2 Klíčová slova: M/M/1/m, matematický model, simulace, Witness Abstrakt: Příspěvek se zabývá modelováním nespolehlivého M/M/1/m systému hromadné obsluhy. K modelování je použito dvouhodnotového popisu stavu modelu. Sestavený model je testován na případě systému M/M/1/2. Výsledky získané analytickým řešením matematického modelu jsou následně konfrontovány s výsledky simulačního modelu sestaveného v simulačním programu Witness. 1. Úvod Při modelování systémů hromadné obsluhy se zpravidla z důvodů zjednodušení matematického popisu a řešení předpokládá, že daný systém pracuje bez poruch, tedy se předpokládá, že nemůže docházet k poruchám obslužných linek. V praxi ovšem tento předpoklad neplatí, neboť jako u každého technického zařízení i u obslužných linek hromadné obsluhy může dojít k poruše, což má za následek dočasný výpadek dané linky z provozu. Uvažováním možnosti výskytu poruch obslužných linek je tak možno se více přiblížit modelované realitě. Na druhou stranu je ovšem třeba konstatovat, že analytické řešení nespolehlivých SHO je zpravidla podstatně obtížnější, než řešení odpovídajících spolehlivých SHO. Článek představuje matematický model nespolehlivého Markovova SHO s jednou obslužnou linkou a omezeným počtem míst ve frontě, ve které zákazníci čekají na obsluhu. Analyticky dosažené výsledky jsou potom na konkrétním případě konfrontovány s výsledky získanými simulací tohoto systému. 2. Definice problému a jeho analytické řešení Uvažujme Markovův SHO s jednou nespolehlivou linkou. Systém tvoří frontu zákazníků čekajících na obsluhu, ve frontě může čekat nejvýše (m-1) zákazníků. Z hlediska Kendallovy klasifikace SHO se jedná o nespolehlivý systém M/M/1/m. Proud požadavků na obsluhu v systému je Poissonův s parametrem vstupního toku λ (střední počet zákazníků ucházejících se o obsluhu v systému za jednotku času), doba obsluhy jednoho požadavku se řídí exponenciálním rozdělením pravděpodobnosti se střední hodnotou μ 1, z čehož parametr obsluhy (střední počet zákazníků, které je linka schopna obsloužit za jednotku času) je roven μ. Proud poruch obslužné linky rovněž považujeme za Poissonův s parametrem λ (střední počet poruch linky za jednotku času). Doba opravy linky nechť se řídí exponenciálním rozdělením pravděpodobnosti se střední dobou opravy 1. Dále je třeba uvést, že pokud dojde k poruše linky, která právě obsluhuje zákazníka, μ mohou nastat dva případy: - v případě, že ve frontě v okamžiku vzniku poruchy čeká méně než (m-1) zákazníků, zařazuje se tento zákazník zpět do fronty a jeho obsluha po ukončení opravy linky začíná znovu, - v opačném případě opouští zákazník systém neobsloužen. Stav systému budeme pro potřeby modelování označovat numerickým kódem i,j, kde i 0,1 ) a j označuje počet i bude označovat počet linek v poruše (v našem případě { } 2 Ing. Michal Dorda, Fakulta strojní, VŠB-TU Ostrava, Institut dopravy, Ústav pozemní dopravy, 17. listopadu 15, Ostrava-Poruba, Česká republika, tel.: , m.dorda@seznam.cz 14

15 zákazníků v systému (v našem případě j { 0,1,...,m} ). Uvažovaný systém se může nacházet v těchto stavech: 0,0 - linka není v poruše, systém je prázdný, 0,1 - linka provádí obsluhu zákazníka, 0,j - linka provádí obsluhu zákazníka a ve frontě čeká (j-1) zákazníků, kde j = 2,3,..., m 1, 0,m - linka provádí obsluhu zákazníka a ve frontě čeká (m-1) zákazníků, systém je plně obsazen, 1,0 - linka je v poruše, systém je prázdný, 1,1 - linka je v poruše, ve frontě čeká 1 zákazník, 1,j - linka je v poruše, ve frontě čeká j zákazníků, kde j = 1,2,..., m 2, 1,(m-1) - linka je v poruše, ve frontě čeká (m-1) zákazníků, systém je tedy plně obsazen. Vidíme tedy, že počet stavů tohoto systému je roven 2m + 1. Znázorněme si nyní uvažovaný SHO pomocí přechodového grafu - viz obr. 1. Graf je pro názornost nakreslen bez smyček reprezentujících setrvání systému v daném stavu. Obr.1. Přechodový graf nespolehlivého M/M/1/m SHO Věnujme se nyní matematickému modelu. Na základě přechodového grafu na obr. 1 můžeme psát rovnice vyjadřující pravděpodobnosti jednotlivých stavů systému v čase t + Δt : P0,0( t + Δt) = P0,0 ( t) [ 1 ( λ + λ ) Δt] + P0,1 ( t) μδt + P1, 0( t) μδt + o( Δt), pro i = 0, j = 1,2,..., m 1: ( t + Δt) = P0, j 1( t) λ Δt + P0, j ( t) [ ( λ + μ + λ ) Δt] + P0, j + 1( t) μδt + P1, j ( t) μδt + o( Δt) ( t + Δt) = P () t λδt + P () t [ 1 ( μ + λ ) Δt] + o( Δt) P0, j 1, P 0, m 0, m 1 0, m, P ( t + Δt) = P ( t) λ Δt + P () t [ 1 ( λ + μ ) Δt] + o( Δt) 1,0 0,0 1,0, P 1, j pro i = 1, j = 1,2,..., m 2 : ( t + Δt) = P0, j ( t) λ Δt + P1, j 1() t λδt + P1, j ( t) [ 1 ( λ + μ ) Δt] + o( Δt), ( t Δt) = P ( t) λ Δt + P () t λ Δt + P ( t) λδt + P ( t) ( 1 μδt) + o( Δt) P1, m 1 + 0, m 1 0, m 1, m 2 1, m 1. Úpravami popsanými např. v [1] získáme soustavu diferenciálních rovnic popisujících chování studovaného systému v závislosti na čase. Při praktických výpočtech nás ovšem zajímá chování systému v podmínkách dlouhodobého provozu, tedy pro t. Tímto limitním přechodem získáme soustavu lineárních rovnic s neznámými, které představují stacionární pravděpodobnosti stavů systému, ve tvaru: 0 = λ + λ P + μp + μp, ( ) 0,0 0,1 1, 0 ( λ + μ + λ ) P j + μp j P j 0 μ = λ P 0, j 1 0, 0, ,, pro i = 0, j = 1,2,..., m 1: 15

16 ( μ ) P m 0 = λ + λ, P 0, m 1 0, 0,0 ( λ μ ) 1, 0 0 = λ P + P, ( λ ) P j 0 = λ + μ, P 0, j + λp1, j 1 1, 0 = P0, m 1 + λ P0, m + λp1, m 2 μp1, m 1 λ. pro i = 1, j = 1,2,..., m 2 : m m 1 s doplňující (normativní) podmínkou P 0, j + P1, j = 1, která vyjadřuje skutečnost, že se j = 0 systém může nacházet pouze ve výše definovaných stavech. Stacionární pravděpodobnosti stavů systému potřebujeme znát, abychom byli schopni určit základní provozní charakteristiky studovaného systému. Provozních charakteristik je známa celá řada, zaměřme se pouze na tyto: střední počet zákazníků v obsluze ES, střední počet zákazníků ve frontě EL, střední počet zákazníků v systému EK. Tyto provozní charakteristiky můžeme vypočítat podle vzorce pro výpočet střední hodnoty diskrétní náhodné proměnné, kde náhodnou proměnnou je počet zákazníků (v obsluze, ve frontě, příp. v systému). Můžeme tedy psát: ES = EL = m j = 1 m P 0, j, m 1 ( j 1) P0, j + j = 2 a EK = ES + EL. j = 1 jp 1, j 3. Aplikace na konkrétním případě nespolehlivého M/M/1/2 systému Uvažujme případ, kdy je počet míst ve frontě omezen na jednoho zákazníka. V tomto systému se tedy mohou nejvýše nacházet dva zákazníci - jeden v obsluze a jeden ve frontě. V tomto případě řešením soustavy lineárních rovnic, uvedené v předchozí části, dostaneme vzorce pro výpočet stacionárních pravděpodobností ve tvaru: 1 P0,0 =, λ + λ Bμ λ + λ Bμ λ ( λ + Aλ )( λ + λ Bμ ) 1+ + A + B + B + μ μ μ μμ λ + λ Bμ P0,1 = P0,0, μ λ + λ Bμ P0,2 = A P0,0, μ P 1,0 = BP0,0, ( λ + Aλ )( λ + λ Bμ ) λ P1,1 = B + P0,0, μ μμ λ λ kde výrazy A = a B = jsme zavedli pro zjednodušení zápisu. μ + λ λ + μ Pro střední počet zákazníků v obsluze ES v tomto případě platí: ES = P 0,1 + P0,2, pro střední počet zákazníků ve frontě EL můžeme psát: EL = P 1,1 + P0,2 a pro střední počet zákazníků v systému EK potom platí: 16 j = 0

17 EK = P0,1 + P1,1 + 2P0,2. 1 S uvažovaným systémem byly provedeny experimenty s parametry λ = 9 zák h 1 1 a μ = 10 zák h. Parametr opravy linky činil μ = 0,2linka h (střední doba opravy linky 1 tedy činila 5 h). Střední doba mezi poruchami byla postupně skokově měněna λ následujícím způsobem: 1 1 z maximální hodnoty 10000h por na hodnotu 1000h por se skokem 500, 1 1 z hodnoty 1000h por na hodnotu 200h por se skokem 50, 1 1 z hodnoty 200h por na minimální hodnotu 10h por se skokem 10. Pro potřeby vyhodnocení jednotlivých experimentů byl zaveden parametr ρ nazvaný λ zatížení poruchami a definovaný jako ρ =. μ Za účelem ověření analytických výsledků byl studovaný systém dále simulován v prostředí Witness. Všechny simulace byly provedeny na dobu 2 let práce systému. Výsledkem vykonaných experimentů jsou grafy závislostí středního počtu zákazníků v obsluze ES a středního počtu zákazníků ve frontě EL na zatížení poruchami ρ (viz obr. 2 a 3). Na obou obrázcích je pro názornost doplněn průběh odpovídající uvažované provozní charakteristice spolehlivého M/M/1/2 systému. Tento průběh je vždy konstantní, protože λ nezávisí na zatížení poruchami ρ = (nedochází k poruchám obslužné linky). μ Spolehlivý SHO Analytické řešení Simulace 0,64 Střední počet zákazníků v obsluze 0,62 0,6 0,58 0,56 0,54 0,52 0,5 0,48 0,46 0,44 0,42 5,0E-04 6,3E-04 8,3E-04 1,3E-03 2,5E-03 5,6E-03 7,1E-03 1,0E-02 1,7E-02 2,8E-02 3,6E-02 5,0E-02 8,3E-02 2,5E-01 Zatížení poruchami Obr.2. Závislost ES na zatížení poruchami ρ Z obou grafů vidíme poměrně dobrou shodu mezi průběhem hodnot získaných analyticky a průběhem hodnot získaných simulací. Dále vidíme, že střední počet zákazníků v obsluze ES s rostoucím zatížením poruchami klesá a střední počet zákazníků ve frontě EL roste. Z obou grafů je zřejmé, že do určité hodnoty ρ (v případě provedeného experimentu zhruba pro hodnoty ρ 0, 01, tato hodnota ovšem závisí na konkrétních parametrech systému) lze považovat průběhy pro spolehlivý a nespolehlivý za prakticky shodné, rozdíly v hodnotách provozních charakteristik jsou zanedbatelné. Z hlediska zjednodušení výpočtu můžeme 17

18 v tomto případě s nespolehlivým SHO nakládat jako se spolehlivým, tedy zanedbat možnost vzniku poruchy obslužné linky. 0,54 Spolehlivý SHO Analytické řešení Simulace Střední počet zákazníků ve frontě 0,49 0,44 0,39 0,34 0,29 5,0E-04 6,3E-04 8,3E-04 1,3E-03 2,5E-03 5,6E-03 7,1E-03 1,0E-02 1,7E-02 2,8E-02 3,6E-02 5,0E-02 8,3E-02 2,5E-01 Zatížení poruchami Obr.3. Závislost EL na zatížení poruchami ρ Na druhou stranu, pro hodnoty ρ > 0, 01 (v případě tohoto experimentu) dochází k nelineárnímu poklesu, příp. růstu sledované provozní charakteristiky. Zde bychom se již neuvažováním poruch linky dopustili podstatně větší chyby výpočtu. 4. Závěr Článek předkládá obecný model nespolehlivého M/M/1/m systému. Za účelem ověření správnosti sestaveného modelu byly provedeny experimenty na konkrétním příkladě nespolehlivého M/M/1/2 systému. Pro tento systém byly odvozeny obecné vztahy pro výpočet stacionárních pravděpodobností jednotlivých stavů systému, které potřebujeme pro výpočet provozních charakteristik uvažovaného systému. Analytické výsledky byly posléze konfrontovány s výsledky získanými simulací tohoto systému. Z provedených experimentů vyplynulo, že rozdíly ve výsledcích jsou zanedbatelné, můžeme tedy konstatovat, že modely nevykazují podstatné odchylky, čímž byla prokázána správnost matematického modelu. 5. Použitá literatura [1] KLUVÁNEK, P. - BRANDALÍK, F. Operační analýza I. Bratislava: ALFA Bratislava, 1. vyd., [2] UNČOVSKÝ, L. Stochastické modely operačnej analýzy. Bratislava: ALFA Bratislava, 1. vyd.,

19 KVÁZISTATICKÝ PRÍSTUP K VÝPOČTU ŽIVOTNOSTI NOSNÝCH KONŠTRUKCIÍ ZDVÍHACÍCH ZARIADENÍ S VYUŽITÍM NORMY STN Eva FALTINOVÁ 3 Kľúčové slová: únava, únavová životnosť, rozkmit napätia, počet cyklov, Wöhlerova krivka Abstrakt: Únavové poškodenie patrí medzi najčastejšie príčiny porúch nosných konštrukcií zdvíhacích zariadení.v príspevku je popísaný kvázistatický prístup k výpočtu únavovej pevnosti zváraných spojov. 1. Úvod Konštrukčné prvky sa často dimenzujú za predpokladu harmonického priebehu kmitavého zaťaženia. Dodatočné zavedenie prevádzkových faktorov predstavuje len nedostatočné zohľadnenie skutočného výskytu špičiek zaťažení a náhodných prírastkov síl. Všetky výpočtové metódy, ktoré premenlivé zaťaženia berú na zreteľ len nepriamo, sú zahrnuté do predstavy kvázistatických postupov. Kvázistatický prístup k výpočtu únavovej pevnosti zváraných spojov uvádza napr. norma STN Navrhovanie oceľových konštrukcií. 2. Potrebné teoretické podklady k stanoveniu životnosti vyplývajúce z normy STN Znenie normy STN je v prevažnej miere zjednotené s európskou prednormou ENV : 1992 Eurokód 3 Navrhovanie oceľových konštrukcií, časť 1-1. Uplatňujú sa v nej nové vedecké poznatky a praktické skúsenosti z navrhovania oceľových konštrukcií. Norma je čiastočne harmonizovaná s metodikou výpočtu a preukázaním spoľahlivosti oceľových konštrukcií ENV Účelom posúdenia konštrukcií na medzný stav únavy je zabezpečiť s prijateľnou pravdepodobnosťou, že po dobu stanovenej životnosti sa konštrukcia nepoškodí alebo neporuší únavou materiálu. Podľa STN konštrukčný prvok sa nemusí posudzovať na únavu, ak je splnená podmienka: - najväčší rozkmit v navrhovanom spektre γ Ff Δσ 26ϕt ϕr / γ Mf, (2.1) kde: γ Ff - parciálny súčiniteľ spoľahlivosti únavového zaťaženia, γ Mf - parciálny súčiniteľ spoľahlivosti únavovej pevnosti, φ r - súčiniteľ nesúmernosti kmitu, φ t - súčiniteľ vplyvu hrúbky materiálu. Parciálny súčiniteľ spoľahlivosti únavového zaťaženia γ Ff zahŕňa neistoty vyplývajúce z uvažovaných úrovní únavového zaťažovania, prepočtu týchto zaťažení na napätia a rozkmity napätí, určovania návrhovej životnosti konštrukcie, vývoja únavového namáhania v priebehu návrhovej životnosti konštrukcie. Ak sa únavové zaťažovanie stanoví podľa STN , potom γ Ff = 1,0. Parciálny súčiniteľ spoľahlivosti únavovej pevnosti γ Mf zahŕňa neistoty od vplyvu 3 Ing. Eva Faltinová, Strojnícka fakulta, TU v Košiciach, Katedra konštruovania, dopravy a logistiky, Letná 9, Košice, Slovenská republika, tel.: , eva.faltinova@tuke.sk 19

20 rozmerov konštrukcie, určenia typu, veľkosti a rozmiestnenia defektov, rozptylu vlastností materiálu vrátane spojov, koncentrácie napätí od tvaru povrchu zvaru. Parciálne súčinitele spoľahlivosti únavovej pevnosti γ Mf sa volia podľa tabuľky 2.1. Tabuľka 2.1 Parciálne súčinitele spoľahlivosti únavovej pevnosti γ Mf Hľadiská kontroly a údržby Dôsledky únavového porušenia Prístupnosť ku Zabezpečenie Mierne 1) Závažné 2) kontrole údržby γ Mf dobrá periodické 1,00 1,15 obtiažna občasné 1,10 1,20 1) porušenie konštrukčnej časti neohrozuje životy ľudí, alebo nemá závažné ekonomické dôsledky, alebo neohrozuje životné prostredie 2) porušenie hlavných konštrukčných častí ohrozuje životy ľudí, alebo spôsobí veľké ekonomické straty, alebo ohrozuje životné prostredie Pri konštrukčných detailoch bez zvarových spojov alebo so žíhanými spojmi sa únavová pevnosť môže zvýšiť pomocou súčiniteľa nesúmernosti kmitu φ r. Pri striedavom namáhaní ťahom a tlakom: 1 < φ r < 1,0 Pri namáhaní pulzujúcim ťahom: φ r = 1,0 (2.2) Pri namáhaní pulzujúcim tlakom: φ r = 1,67 Pri namáhaní šmykom: φ r = 1,0 Pre konštrukčné detaily z materiálov hrúbky t > 25mm sa únavová pevnosť zníži pomocou súčiniteľa hrúbky materiálu φ t n 25 ϕ t = 1. (2.3) t Hodnota exponenta n závisí od kategórie detailu, n = 0,1 až 0,3. Ak nie sú známe presnejšie údaje, uvažuje sa s n = 0, Posúdenie na únavu pri namáhaní s konštantným rozkmitom napätí Pri namáhaní konštrukčného detailu normálovými napätiami s konštantným rozkmitom Δσ sa únavová životnosť určuje podľa kriviek pre rôzne kategórie detailov, ktoré sú uvedené na obr. 2.1, a vypočíta podľa týchto vzťahov: Obr.2.1 Závislosť rozkmitu normálového napätia σ od počtu zaťažovacích cyklov N pre rôzne kategórie detailov ak Δ σ γ Δσ ϕ, potom N = ϕ /( Δσ γ ) (2.4) Ff M [ ] 5 2 Ff 20

21 ak Δ σ ϕ > Δσ γ Δσ ϕ, potom N =.10 6 Δσ ϕ /( Δσ γ ) (2.5) kde: M ϕ / Ff D [ ] 3 2 c Ff = ϕtϕr γ Mf (2.6) Rozkmit napätia Δσ i γ Ff <Δσ L φ sa neuvažuje. Hodnoty Δσ M a Δσ D pre jednotlivé kategórie detailov sú v tabuľke 2.2. Wöhlerove krivky na obr. 2.1 sa stanovujú experimentálne (STN , príloha L) a odpovedajú 95 % pravdepodobnosti prežitia konštrukčného detailu. Tabuľka 2.2 Číselné hodnoty kriviek únavovej životnosti 2.2 Posúdenie na únavu pri namáhaní s premenným rozkmitom napätí Pri namáhaní konštrukčného detailu normálovými napätiami s premenným rozkmitom vyjadreným spektrom napätí Δσ i sa použije nasledujúci výpočtový postup: a) Spektrum zaťaženia sa nahradí blokovým zaťažením s k-blokmi n 1 - Δσ 1 ; n 2 - Δσ 2 ;... n i - Δσ i ;... n k - Δσ k, kde n i je počet kmitov pri rozkmite Δσ i počas životnosti konštrukcie. b) Stanovia sa parciálne únavové životnosti N i podľa kriviek s dvojitým sklonom (m=3 a m=5) vyznačených na obr Pre kategórie jednotlivých detailov platia tieto vzťahy: ak Δ σ iγ Ff Δσ Mϕ, potom N 2.10 [ ( )] / 5 i = ϕ Δσ iγ Ff (2.7) ak Δ σ Mϕ > Δσ iγ Ff Δσ Dϕ, potom N 5.10 [ ( )] 6 / 3 i = Δσ Dϕ Δσ iγ Ff (2.8) ak σ ϕ > Δσ γ Δσ ϕ N =.10 6 Δσ ϕ / Δσ γ (2.9) Δ, potom [ ( )] 5 D i Ff ϕ = ϕ ϕ / γ L i 5 D i Ff kde: t r Mf Rozkmity napätí Δσ i γ Ff <Δσ L φ sa neuvažujú. Hodnoty Δσ M, Δσ D a Δσ L pre jednotlivé kategórie detailov sú v tabuľke 2.2. Wöhlerove krivky na obr. 2.2 sa stanovujú experimentálne a odpovedajú 95 % pravdepodobnosti prežitia konštrukčného detailu. 21

22 c) Stanovia sa hodnoty parciálnych únavových poškodení D i zo vzťahu: ni D i = (2.10) N i Posúdenie spoľahlivosti konštrukčného detailu namáhaného na únavu s premenným rozkmitom normálových napätí Δσ i sa robí porovnaním celkového poškodenia D d s prípustnou hodnotou poškodenia D L. Podmienka spoľahlivosti je vyjadrená vzťahom: ni Dd = Di = DL N. (2.11) i Pokiaľ nie sú stanovené presnejšie hodnoty, možno uvažovať s D L = 1,0. Obr.2.2 Krivky únavovej pevnosti s dvojitým sklonom (m =3 a m =5) pre jednotlivé kategórie detailov Na obr.2.2 sú zobrazené Wöhlerove krivky pre rôzne kategórie detailov, respektíve čísla detailov podľa STN pre namáhanie premenným rozkmitom napätí. Uvádzajú sa Wöhlerove krivky pre zvárané spoje z konštrukčnej ocele podľa najnovšieho medzinárodného vypracovaného odporúčania komisie Európskej konvencie (EK) pre oceľové konštrukcie. Obr.2.3 Normová Wöhlerova krivka pre zváraný detail z konštrukčnej ocele podľa obr. 2.2 [1], [2] Uvedená norma na základe tohto odporúčania popisuje paralelné krivky časovej pevnosti so sklonom m = k=3 cez hodnotu rozkmitu na hranici únavy Δσ c = 2.σ c pre počet 22

23 cyklov N c = Parametre meniaceho sa rozkmitu Δσ c sú odstupňované a zároveň označujú kategórie (alebo vrubové prípady). Kategórie sú priradené typickým tvarom zváraných spojov. V zmysle Haibachovej hypotézy únavového poškodenia je určená životnosť pri počte cyklov N D = a tomu zodpovedajúci rozkmit Δσ D pokračujúci so sklonom m = (2k-1) = 5 až do hraničnej hodnoty zaťažovacích cyklov Je dôležité podotknúť, že pri danom vrubovom prípade sa Wöhlerove krivky chápu ako krivky s pravdepodobnosťou prežitia R = 97,7 % (stredná hodnota mínus dve smerodajné odchýlky). Údaj o príslušnej strednej hodnote alebo o hodnote, ktorá je braná za základ smerodajnej odchýlky žiaľ chýba [2]. Tieto sa musia v prípade potreby prevziať ako hodnoty na základe skúseností z iných zdrojov [4]. Takto sa dá potom určiť zodpovedajúca normová Wöhlerova krivka podľa obr. 2.3 [3], [2]. 4. Záver Problematika hodnotenia únavovej životnosti je aktuálna všade tam, kde namáhanie konštrukcie alebo jej komponentov má premenlivý charakter. Obzvlášť aktuálny je tento problém v prevádzkových podmienkach, ktoré sa vyznačujú veľkou variabilitou zaťažovania a kde je osobitne dôležité zabezpečiť spoľahlivú a bezpečnú prevádzku konštrukcie (zariadenia) s ohľadom na možné následky jej havárie. Takáto prevádzka je typická najmä pre strojné zariadenia a vyznačuje sa tým, že zaťažovací proces má väčšinou náhodný charakter, zariadenie resp. konštrukcia pracuje v rôznych zaťažovacích režimoch, alebo charakter prevádzky je dokonca taký, že zaťažovanie sa permanentne mení. O význame tejto témy svedčí i fakt, že únava materiálu patrí stále medzi najčastejšie príčiny závažných havárii mechanických konštrukcií a to i napriek tomu, že tejto problematike sa venuje vo svete intenzívna pozornosť už viac ako sto rokov. Príčina tohto stavu spočíva v zložitosti únavového procesu a množstve faktorov, ktoré ho ovplyvňujú. Následné ekonomické straty sú veľmi veľké, ako to vyplýva i z údajov Európskeho spoločenstva, preto únavovým lomom a následným haváriám zariadení je potrebné predchádzať. Tento príspevok bol riešený v rámci výskumného projektu VEGA 1/0146/08 Materiálové toky a logistika, inovačné procesy v konštrukcii manipulačných a dopravných zariadení ako aktívnych logistických prvkov s cieľom zvyšovania ich spoľahlivosti. 5. Literatúra [1] TREBUŇA,F., BIGOŠ,P.:Intenzifikácia technickej spôsobilosti ťažkých nosných konštrukcií. Vienala, Košice,1998, ISBN [2] HAIBACH, E.: Betriebsfestigkeit. VDI-Verlag GmbH, Düsseldorf,1989 [3] HAIBACH, E.: Die Schwingfestigkeit von Schweisserbindungen aus der Sicht einen örtlichen Beanspruchungsmesung. LBF-Bericht Nn. FB77 (1968). [4] HAIBACH, E., OLIVER, R.: Streuanalyse der Ergebnisse aus systematischen Schwingfestigkeits untersuchungen mit Schweissverbindungen aus Feinkorn baustahl. Materialprüfung 17 (1975) Nr. 11. [5] BIGOŠ,P.: Dynamická pevnosť a životnosť. Alfa, Bratislava, 1987 [6] STN Navrhovanie oceľových konštrukcií. SÚTN, 1998 Recenzent: doc. Ing. Jozef Kuľka, Ph.D. 23

24 MĚŘENÍ PŘÍČIVÝCH SILOVÝCH ÚČINKŮ MOSTOVÝCH JEŘÁBŮ Leopold HRABOVSKÝ 4 Klíčová slova: mostový jeřáb, tlaky kol, příčení Abstrakt: Příspěvek popisuje metodu omezující příčení pojezdů jeřábů vedených po jeřábových drahách tvořených jeřábovými kolejnicemi. V příspěvku je popisováno monitorování časového průběhu deformace na tenzometrech měrných členů instalovaných v prostoru styků příčníků s hlavními nosníky jeřábu při statickém zatížení známou tlakovou silou a záznamy deformací při provozu jeřábu zatíženého jmenovitým břemenem. 1. Úvod Na základě objednávky bylo provedeno ve 4. a 5. měsíci roku 2009 tenzometrické měření šesti mostových jeřábů a to dvou kusů 2 x 6,3 t - 31,5 m v halách AB a BC a dvou kusů jeřábů 16 t - 28,5 m v halách CD a DE v novém provozu membránových stěn ve Vítkovicích a.s. Cílem měření bylo testování výše uvedených jeřábů pro zpětnovazebnou regulaci pojezdových motorů, která slouží ke snížení příčivých účinků při pojezdu na minimum. V jednotlivých rozích ocelové konstrukce mostu jeřábu, výše uvedených typů jeřábů, byly nainstalovány mechanické zesilovače a bylo provedeno statické zatěžování konstrukcí, s cílem cejchování tenzometrických snímačů za pomocí hydraulického zvedáku (nosnosti 3 t) a snímače tlakové síly C2/5 t. 2. Rámcový postup pro měření Jeřáby 2 x 6,3 t - 31,5 m a 16 t - 28,5 m v halách AB, BC, CD, DE FÁZE 1 1) Jeřáb bez břemene, s jeřábovou kočkou uprostřed, při povolených pojezdových brzdách motorů byl ručně potlačen za účelem uvolnění konstrukce ve vodorovném směru. Bylo zkontrolováno, zda jsou dostačující vůle u všech nákolků pojezdových kol vůči kolejnicím. 2) Bylo provedeno přivaření čtyř mechanických zesilovačů napětí osazených tenzometry. 3) Byly propojeny čtyři mechanickéh zesilovače napětí osazené tenzometry kabeláží k měřící aparatuře. 4) Byl nainstalován hydraulický zvedák maximální nosnosti 30 kn s tenzometrickým snímačem zatížení (dynamometrem) nosnosti maximálně 50 kn mezi zarážku na kolejnici a nárazník jeřábu tak, aby bylo možno simulovat příčení dle ČSN P y = 8 kn ve směru pojezdu. Opačná strana, byla zajištěna zarážkou proti popojetí nebo posunutí. Maximální zdvih se předpokládál cca 90 až 100 mm pro oba typy jeřábů, při poloze jeřábové kočky uprostřed. Dynamometr byl zapojen do měřící aparatury a spolu s tenzometry umístěnými na mechanických zesilovačích napětí byly jednotlivě vynulovány signály od tenzometrů a ty následně připraveny k měření. 5) Byl proveden 2-krát zdvih a vypuštění pro simulaci příčení dle ČSN Záznam tohoto testu byl proveden pro všechny čtyři mechanické zesilovače napětí s tenzometry spolu se záznamem od dynamometru. Zdvih byl kontrolován a při dosažení přírůstku od příčení P y = 8 kn byl zdvih zastaven a hydraulický zvedák po mírné prodlevě odlehčen. 6) Bylo provedeme operativní vyhodnocení tohoto měření, které slouží ke stanovení hodnot přípustného příčení. 4 Doc. Ing. Leopold Hrabovský, Ph.D, Fakulta strojní, VŠB-TU Ostrava, Institut dopravy, Ústav dopravních a úpravnických zařízení, 17. listopadu 15, Ostrava-Poruba, Česká republika, tel.: (1719), fax: , leopold.hrabovsky@vsb.cz 24

25 7) Zapojením všech osmi tenzometrů, umístěných na mechanických zesilovačích napětí, do tenzometrického můstku, viz schéma obr.1. Výstup z měřícího můstku byl napojen na zesilovač CLIP AE 301, který byl napojen na měřící aparaturu. Byl proveden 2-krát zdvih a uvolnění stejně jako v bodě 5), včetně záznamu na měřící aparatuře. Zaznamenáván byl součet napětí z tenzometrického řetězce ve [V] a nárůst síly na dynamometru v [N], kterým bylo simulováno příčení příčivou sílu, viz bod 5). 8) Bylo vyhodnoceno toto měření, které slouží k nacejchování zesilovače CLIP AE 301 pro provozní měření příčení a signalizaci pro zpětnovazebnou regulaci oddělených pohonů pojezdu jeřábu řízených frekvenčními měniči. 9) Následně byl jeřáb uvolněn na zabrzděné straně a odpojen dynamometr s hydraulickým zvedákem.tím byloe ukončeno cejchování zařízení pro omezení příčení a jeřáby byly připraveny pro provozní měření. FÁZE2 1) Byly zatíženy kočky maximálními břemeny a provedeno provozní měření příčení, byla zapojena zpětnovazebná regulace se záznamem na měřící aparatuře s doladěním nulové hodnoty a stanovením mezní hodnoty. Toto měření bylo rozděleno na tři fáze: a) kočka s maximálními břemeny uprostřed, jízda tam i zpět s brzděním a rozjezdy, b) kočka s maximálními břemeny vlevo, jízda tam i zpět s brzděním a rozjezdy, c) kočka s maximálními břemeny vpravo, jízda tam i zpět s brzděním a rozjezdy. 3) Popis měření Postup prací při měření příčivých silových účinků mostových jeřábů 2 x 6,3 t - 31,5 m v halách AB a BC a dvou jeřábů v halách CD a DE v provozu membránových stěn VÍTKOVICE a.s. 1) Jeřáby bez břemene s kočkou uprostřed při povolených pojezdových brzdách byly uvolněny ve vodorovném směru. Zároveň bylo kontrolováno, zda jsou zajištěny vůle u všech nákolků pojezdových kol vůči kolejnicím. 2) Bylo provedeno přivaření čtyř mechanických zesilovačů napětí osazených tenzometry postupně na všech šest jeřábů. 3) Bylo provedeno propojení čtyř mechanických zesilovačů napětí (postupně u všech šesti jeřábů) osazených tenzometry pomocí definitivní kabeláže se zesilovačem napětí Clip AE301 a s měřící aparaturou. 4) Byl postupně nainstalován hydraulický zvedák (u všech šesti jeřábů) maximální nosnosti 30 kn s tenzometrickým snímačem zatížení (dynamometrem) nosnosti maximálně 50 kn mezi zarážky na kolejnicích a nárazníky jeřábů tak, aby bylo možno simulovat příčení dle ČSN silou ve směru pojezdu P y = 8 kn. Opačné strany výše uvedených jeřábů byly zajištěny zarážkami uchycenými na kolejnicích, které zamezily popojetí stran jeřábů při simulaci příčení. Dynamometr byl zapojen do měřící aparatury a spolu s tenzometry na mechanických zesilovačích bylo napětí vynulováno. 5) Byl proveden 2 x zdvih a vypuštění (postupně u každého jeřábu) pro simulaci příčení dle ČSN Souběžně byl zaznamenáván na měřící aparatuře nárůst sil na dynamometru v [N] a napětí na jednotlivých tenzometrických tyčích T a, N b, T c a N d v [mv/v]. Při tom bylo kontrolováno, aby příčivá síla P y [N] působící ve směru pojezdu jeřábu nepřesáhla hodnotu 8 kn. Záznamy těchto testů byly provedeny pro všech šest jeřábů. Zdvihy byly kontrolovány dynamometrem a při dosažení potřebného přírůstku síly od příčení byly zdvihy zastaveny a po prodlevě byl hydraulický zvedák odlehčen. 6) Bylo provedeno operativní vyhodnocení těchto měření, která slouží ke stanovení hodnot přípustného příčení. 7) Po té bylo zapojeno všech osm tenzometrů, umístěných na mechanických zesilovačích napětí do tenzometrického měřícího můstku, postupně pro všech šest jeřábů, viz schéma na obr.2, a u každého jeřábu byly provedeny zdvihy a uvolnění stejně jako v bodu 5), včetně záznamu do měřící aparatury. Byl zaznamenán souběžně nárůst sil na 25

26 dynamometru v [N] a napětí na Clipu AE301 ve [V]. Při tom bylo zesílení na Clipu nastaveno pro všechny jeřáby na přepínači S21 na hodnotu ) Byla vyhodnocena tato měření, která slouží k cejchování měřící aparatury pro provozní měření příčení. 9) Jeřáby byly uvolněny, byly odstraněny zarážky na obou stranách a byl odpojen dynamometr s hydraulickým zvedákem. Tato měření proběhla v dubnu a květnu Poznámka: Po vyhodnocení testování u jeřábů 2 x 6,3 t - 31,5 m v halách AB a BC a poté u dvou jeřábů 16 t - 28,5 m v hale CD byly na tenzometrických tyčích zjištěny zbytkové napěťové hodnoty, které byly způsobeny nižší vodorovnou tuhostí montážních šroubových přípojů hlavních nosníků s příčníky. Proto jsme, ve spolupráci s konstrukcí FERRO-OK a s vedením montáže provedli postupné dotažení všech montážních šroubů M pomocí momentového klíče a pojištění dosedacích desek proti pootočení přípoje ve vodorovném směru pomocí montážních příložek, které byly přivařeny ve čtyřech rozích dosedacích desek koutovým svárem k oběma deskám. Toto opatření bylo realizováno před testováním dvou jeřábů 16 t 28,5 m v hale DE. 4) Použité měřící přístroje a předána výkresová dokumentace a) tenzometrické snímače typ 6/350 XLY 11 / HBM parametry: ohmická hodnota R = 350 Ω b) zařízení pro zatížení jeřábu hydraulický zvedák HZ3 - nosnost 3t snímač tlakové síly C2/5t c) měřící a záznamový počítač digitální osciloskop s tenzometrickými kanály typ: Yokogawa DL 750 Obr.1. Čísla 1-4 odpovídají svorkám na CLIPu AE301 26

27 5) Vyhodnocení měření V záznamech pro tenzometrické tyče jeřábu 2 x 6,3 t - 31,5m v hale AB: CEJ Pro tenzometrické tyče jeřábu 2 x 6,3t - 31,5m v hale BC: CEJ Pro tenzometrické tyče jeřábu 16 t - 28,5 m v hale CD1: CEJ Pro tenzometrické tyče jeřábu 16 t - 28,5 m v hale CD2: CEJ Pro tenzometrické tyče jeřábu 16 t 28,5m v hale DE1: CEJ Pro tenzometrické tyče jeřábu 16 t 28,5 m v hale DE2: CEJ viz tab.č.1, byla provedena základní kontrola zapojení tenzometrů a cejchování mechanických zesilovačů pomocí hydraulického zvedáku řízeného snímačem tlakové síly C2/5t. Ze snímaných záznamů pomocí digitálního osciloskopu Yokogawa DL 750 s tenzometrickými kanály byla ověřena funkčnost zapojení tenzometrů. Po instalaci čtyř mechanických tenzometrických zesilovačů na mostové jeřáby bylo provedeno statické měření s cílem cejchování (těchto mechanických tenzometrických zesilovačů) hodnot pro příčivé účinky dle ČSN TA (AB) NB (AB) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (AB) NB (AB) CEJ 0003 CEJ ,04 / 26,00 0,288 1,09 / 27,75 0,235 CEJ 0004 CEJ ,07 / 26,75 0,296 1,10 / 27,50 0,234 CEJ 0005 CEJ ,03 / 25,75 0,282 1,04 / 25,75 0,225 Tabulka č.1 TC (AB) ND (AB) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (AB) ND (AB) CEJ 0000 CEJCH 009 1,04 / 26,00 0,266 1,14 / 28,50 0,312 CEJ 0001 CEJ ,995 / 24,875 0,262 1,16 / 29,00 0,309 CEJ 0002 CEJ ,04 / 26,00 0,273 1,06 / 26,50 0,275 TA (BC) NB (BC) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (BC) NB (BC) CEJ 0012 CEJ ,07 / 26,75 0,248 1,14 / 28,50 0,245 CEJ 0013 CEJ ,12 / 28,00 0,265 1,18 / 29,50 0,246 CEJ 0014 CEJ ,05 / 26,25 0,253 1,06 / 26,50 0,216 Tabulka č.2 TC (BC) ND (BC) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (AB) ND (AB) CEJ 0018 CEJ ,21 / 30,25 0,301 1,09 / 27,25 0,256 CEJ 0019 CEJ ,14 / 28,50 0,293 1,14 / 26,25 0,246 CEJ 0020 CEJ ,13 / 28,25 0,286 1,13 / 28,00 0,261 27

28 TA (CD) NB (CD) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (CD) NB (CD) CEJ 0024 CEJ ,16 / 29,00 0,292 1,11 / 27,75 0,259 CEJ 0025 CEJ ,20 / 30,00 0,304 1,09 / 27,25 0,258 CEJ 0026 CEJ ,11 / 27,75 0,277 1,17 / 29,25 0,272 Tabulka č.3 TC (CD) ND (CD) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (CD) ND (CD) CEJ 0030 CEJ ,16 / 29,00 0,292 1,22 / 30,50 0,285 CEJ 0031 CEJ ,17 / 29,25 0,293 1,07 / 26,75 0,245 CEJ 0032 CEJ ,18 / 29,50 0,290 1,12 / 28,00 0,257 TA (CD-1) NB (CD-1) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (CD-1) NB (CD-1) CEJ 0024 CEJ ,16 / 29,00 0,292 1,11 / 27,75 0,259 CEJ 0025 CEJ ,20 / 30,00 0,304 1,09 / 27,25 0,258 CEJ 0026 CEJ ,11 / 27,75 0,277 1,17 / 29,25 0,272 Tabulka č.4 TC (CD-1) ND (CD-1) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (CD-1) ND (CD-1) CEJ 0030 CEJCH 033 1,16 / 29,00 0,292 1,22 / 30,50 0,285 CEJ 0031 CEJ ,17 / 29,25 0,293 1,07 / ,245 CEJ 0032 CEJ ,18 / 29,50 0,290 1,12 / 28,00 0,257 28

29 TA (CD-2) NB (CD-2) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (CD-2) NB (CD-2) CEJ 0036 CEJ ,21 / 30,25 0,306 1,23 / 30,75 0,270 CEJ 0037 CEJ ,24 / 31,00 0,314 1,22 / 30,50 0,269 CEJ 0038 CEJ ,25 / 31,25 0,317 1,20 / 30,00 0,279 Tabulka č.5 TC (CD-2) ND (CD-2) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (CD-2) ND (CD-2) CEJ 0042 CEJ ,23 / 30,75 0,287 1,26 / 31,50 0,272 CEJ 0043 CEJ ,25 / 31,25 0,293 1,24 / 31,00 0,268 CEJ 0044 CEJ ,24 / 31,00 0,290 1,25 / 31,25 0,277 TA (DE-1) NB (DE-1) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (DE-1) NB (DE-1) CEJ 0048 CEJ ,26 / 31,50 0,316 1,25 / 31,25 0,258 CEJ 0049 CEJ ,26 / 31,50 0,314 1,29 / 32,25 0,267 CEJ 0050 CEJ ,28 / 32,00 0,315 1,28 / 32,00 0,266 Tabulka č.6 TC (DE-1) ND (DE-1) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (DE-1) ND (DE-1) CEJ 0054 CEJ ,25 / 31,25 0,294 1,24 / 31,00 0,263 CEJ 0055 CEJ ,29 / 32,25 0,333 1,28 / 32,00 0,273 CEJ 0056 CEJ ,27 / 31,75 0,328 1,26 / 31,50 0,269 29

30 TA (DE-2) NB (DE-2) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TA (DE-2) NB (DE-2) CEJ 0061 CEJ ,29 / 32,25 0,303 1,19 / 29,75 0,270 CEJ 0062 CEJ ,28 / 32,00 0,310 1,28 / 32,00 0,288 CEJ 0063 CEJ ,27 / 31,75 0,307 1,22 / 30,50 0,283 Tabulka č.7 TC (DE-2) ND (DE-2) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) Py (mv/v) / kn Nap. (mv/v) TC (DE-2) ND (DE-2) CEJ 0067 CEJ ,25 / 31,25 0,299 1,25 / 31,25 0,273 CEJ 0068 CEJ ,26 / 31,50 0,304 1,21 / 30,25 0,257 CEJ 0069 CEJ ,28 / 32,00 0,310 1,21 / 30,25 0,254 6) Výsledky testování Záznam č. JEVI0016: U jeřábu 2 x 6,3 t -31,5 m umístěném v hale AB bylo při příčivé síle P y = 7,2 kn docíleno průměrné součtové napětí připadající na dvě tenzometrické tyče 0,57 mv/v, což odpovídá při příčivé síle 8 kn napětí na tenzometrických tyčích 0,63 mv/v. To odpovídá napětí v tenzometrické tyči v místě snímačů napětí 0,63 / 2,6 = 0,243 mv/v. To je 102 MPa. 30

31 Záznam č. JEVI0020: Na výše uvedeném záznamu byly zapojeny tenzometry na Clipu AE301 od jednotlivých tenzometrických tyčí do měřícího můstku a souběžně snímány výstupní napětí z tenzometrického můstku [V] a příčivé síly na dynamometru v [N]. Při příčivé síle 6,3 kn bylo dosaženo součtové napětí z tenzometrických tyčí 8,7 V. To odpovídá při příčivé síle 8 kn součtovému napětí z tenzometrických tyčí 11 V. Záznam č. JEVI0025: U jeřábu 2 x 6,3 t - 31,5 m umístěném v hale BC bylo při příčivé síle P y = 6,4 kn docíleno průměrné součtové napětí připadající na dvě tenzometrické tyče - 0,56 mv/v, což odpovídá při příčivé síle 8 kn napětí na tenzometrických tyčích - 0,7 mv/v. To odpovídá napětí v tenzometrické tyči v místě snímačů napětí -0,7 / 2,6 = -0,269 mv/v. To je -113 MPa. 31

32 Záznam č. JEVI0032: Na výše uvedeném záznamu byly zapojeny tenzometry na clipu AE301 od jednotlivých tenzometrických tyčí do měřícího můstku a souběžně snímány výstupní napětí z tenzometrického můstku [V] a příčivé síly na dynamometru v [N]. Při příčivé síle 5,7 kn bylo dosaženo součtové napětí z tenzometrických tyčí -7.2V. To odpovídá při příčivé síle 8KN součtovému napětí z tenzometrických tyčí -10.1V. Záznam č. JEVI0037: U jeřábu CD2 1 x 6,3 t - 31,5 m umístěném v hale CD bylo při příčivé síle P y = 5,1 kn docíleno průměrné součtové napětí připadající na dvě tenzometrické tyče 0,49 mv/v, což odpovídá při příčivé síle 8 kn napětí na tenzometrických tyčích 0,77 mv/v. To odpovídá napětí v tenzometrické tyči v místě snímačů napětí 0,77 / 2,6 = 0,296 mv/v. To je 124 MPa. 32

33 Záznam č. JEVI0039: Na výše uvedeném záznamu byly zapojeny tenzometry na clipu AE301 od jednotlivých tenzometrických tyčí do měřícího můstku a souběžně snímány výstupní napětí z tenzometrického můstku [V] a příčivé síly na dynamometru v [N]. Při příčivé síle 7,2 kn bylo dosaženo součtové napětí z tenzometrických tyčí 9,3 V. To odpovídá při příčivé síle 8 kn součtovému napětí z tenzometrických tyčí 10,3 V. Záznam č. JEVI0044: U jeřábu CD2 2 x 6,3 t - 31,5 m umístěném v hale CD bylo při příčivé síle P y = 7,2 kn docíleno průměrné součtové napětí připadající na dvě tenzometrické tyče - 0,7 mv/v, což odpovídá při příčivé síle 8 kn napětí na tenzometrických tyčích - 0,78 mv/v. To odpovídá napětí v tenzometrické tyči v místě snímačů napětí 0,78 / 2,6 = - 0,3 mv/v. To je MPa. 33

34 Záznam č. JEVI0047: Na výše uvedeném záznamu byly zapojeny tenzometry na Clipu AE301 od jednotlivých tenzometrických tyčí do měřícího můstku a souběžně snímány výstupní napětí z tenzometrického můstku [V] a příčivé síly na dynamometru v [N]. Při příčivé síle 6,78 kn bylo dosaženo součtové napětí z tenzometrických tyčí - 9 V. To odpovídá při příčivé síle 8 kn součtovému napětí z tenzometrických tyčí - 10,6 V. Záznam č. JEVI0049: U jeřábu DE1 2 x 6,3 t - 31, 5m umístěném v hale DE bylo při příčivé síle P y = 6,45 kn docíleno průměrné součtové napětí připadající na dvě tenzometrické tyče - 0,469 mv/v, což odpovídá při příčivé síle 8 kn napětí na tenzometrických tyčích - 0,575 mv/v. To odpovídá napětí v tenzometrické tyči v místě snímačů napětí - 0,575 / 2,6 = - 0,221 mv/v. To je -93 MPa. 34

35 Záznam č. JEVI0052: Na výše uvedeném záznamu byly zapojeny tenzometry na clipu AE301 od jednotlivých tenzometrických tyčí do měřícího můstku a souběžně snímány výstupní napětí z tenzometrického můstku [V] a příčivé síly na dynamometru v [N]. Při příčivé síle 7,4 kn bylo dosaženo součtové napětí z tenzometrických tyčí -9,34 V. To odpovídá při příčivé síle 8 kn součtovému napětí z tenzometrických tyčí -10 V. Záznam č. JEVI0055: U jeřábu DE2 2 x 6,3 t - 31,5 m umístěném v hale DE bylo při příčivé síle P y = 7,3 kn docíleno průměrné součtové napětí připadající na dvě tenzometrické tyče 0,54mV/V, což odpovídá při příčivé síle 8 kn napětí na tenzometrických tyčích 0,59mV/V. To odpovídá napětí v tenzometrické tyči v místě snímačů napětí 0,59 / 2,6 = 0,23 mv/v. To je 95 MPa. 35

36 Záznam č. JEVI0059: Na výše uvedeném záznamu byly zapojeny tenzometry na clipu AE301 od jednotlivých tenzometrických tyčí do měřícího můstku a souběžně snímány výstupní napětí z tenzometrického můstku [V] a příčivé síly na dynamometru v [N]. Při příčivé síle 6,6 kn bylo dosaženo součtové napětí z tenzometrických tyčí 8,54V. To odpovídá při příčivé síle 8 kn součtovému napětí z tenzometrických tyčí 10,3 V. 7. Závěr Naměřené hodnoty napětí na tenzometrických tyčích v závislosti na příčivé síle, simulovanou posuvem pomocí hydraulického zvedáku s dynamometrem, po zvýšení vodorovné tuhosti spojů dosedacích desek mezi hlavními nosníky a příčníky, odpovídají plně projektovým a výpočtovým předpokladům. Toto bylo potvrzeno u jeřábů 16 t - 28,5 m v hale DE (jeřáby DE 1 a DE 2) u kterých bylo provedeno měření již po realizaci zvýšení vodorovné tuhosti spojů. U jeřábů 2 x 6,3 t - 31,5 m v hale AB a BC a jeřábů 16 t - 28,5 m v hale CD (jeřáby CD 1 a CD 2) je nutno po provedení zvýšení tuhosti přípojů ve vodorovném směru, zvětšit rozsah voltů na CLIPU AE301 při nastavení zesílení na přepínači S21 na hodnoty 3.7 o 2 V potenciometrem P22. Dále bylo dohodnuto, že stávající pryžové nárazníky budou nahrazeny novými nárazníky typu Před zahájením provozních zkoušek je nutno provést kontrolu správnosti polarity pro zpětnovazebnou regulaci ke snížení příčení při pojezdu. Recenzent: Ing. Václav Souček 36

37 TERMINÁLY A TECHNOLÓGIÁ KOMBINOVANEJ DOPRAVY NA SLOVENSKU Fouad CHIHADA 5 Klíčová slova: Kombinovaná doprava, terminál, intermodálna doprava, nákladná jednotka, manipulačné prostriedky, technológia, infraštruktúra. Abstrakt: Jednou z najperspektívnejších ciest v európskom kontexte sa javí oblasť zvyšovania kvality, rozvoj manažmentu riadenia kvality a dôsledné zavádzanie certifikácie systému kvality. Samozrejmou požiadavkou je i optimalizácia technologických procesov v kombinovanej doprave so snahou o maximálne znižovanie vlastných nákladov, pretože cesta zvyšovania cien za služby je v silnej konkurencii nereálna. Dôsledná analýza dnešnej situácie v kombinovanej doprave môže výrazne pomôcť pri hľadaní možností a východísk s cieľom znižovať negatívne dopady dopravy na prírodu a najmä na človeka. 1. Úvod Rozvoj dopravy vo svete je charakterizovaný maximálnou snahou zvyšovať rýchlosť, spoľahlivosť a presnosť dodania tovarov v nákladnej doprave, za pomoci moderných technických zariadení. Základ dopravnej sústavy na našom území tvorí cestná automobilová doprava a železničná doprava. Na ostatnú dopravu pripadá menší rozsah prepravnej práce (letecká, vodná, potrubná). Kombinovaná doprava je definovaná, ako intermodálna doprava s podstatnou časťou trasy vykonávanou železničnou, vodnou, prípadne leteckou dopravou, pričom začiatočná a konečná doprava po ceste je podľa možnosti čo najkratšia. Terminály a technológia kombinovanej dopravy (KD) majú rozhodujúci vplyv na KD, na zabezpečenie dostatočnej rýchlosti prepravy a tým aj konkurencieschopnosti oproti priamej cestnej preprave. Terminálom rozumieme vyhradené územie, na ktorom dochádza počas manipulácie s prepravovanými nákladnými jednotkami KD ku zmene druhu dopravy. Nachádza sa tu i priestor na uloženie nákladnej jednotky kombinovanej dopravy (NJ KD), často i zariadenie na plnenie, vyprázdňovanie, čistenie, opravu a údržbu týchto NJ KD. Centrum prepravy tovaru je na vymedzenom území priestorového umiestnenia terminálu a rôznych právne a hospodársky samostatných podnikov, ktoré sú činné v preprave tovaru (dopravcovia, prepravcovia), technické a administratívne zariadenia súvisiace s KD (rôzne druhy skladov, servis pre vozidlá a nákladné jednotky, čerpacie stanice pohonných hmôt, špedícia, colnica a iné). 2. Terminály kombinovanej dopravy (TKD) na Slovensku Jednou z príčin pomalšieho rozvoja kombinovanej dopravy v SR oproti susedným krajinám a EU je aj stav a technické vybavenie TKD v SR. Súčasné terminály (tab.č.1) v SR nie sú všeobecne vybavené manipulačnými zariadeniami, ktoré sú schopné efektívne manipulovať s veľkými prepravnými jednotkami, ako ani jednotkami kombinovanej dopravy s návesmi pomocou sklopných ramien na závese. Toto odrádza mnohých zasielateľov od alternatívy použiť v preprave tovaru do Slovenskej republiky kombinovanú dopravu a používať služby slovenských terminálov. Moderný terminál kombinovanej dopravy, nazývaný aj terminál bez obmedzení by mal spĺňať nasledujúce technické požiadavky: - Minimálna dĺžka manipulačných koľají vyplýva z požiadavky dohody AGTC, kde je stanovená minimálna dĺžka staničných koľají v súčasnosti 600m a v cieľovom stave 750m, ktorá umožňuje manipulovať celý ucelený vlak na jednej koľaji. 5 Ing. Fouad Chihada, Strojnícka fakulta, TUKE Košice, Katedra konštruovania, dopravy a logistiky, Letná 9, Košice, Slovenská republika, tel.: , fouad.chihada@tuke.sk 37

38 - Dohoda ďalej stanovuje požiadavku na možnosť prepravy všetkých druhov nákladových jednotiek, pričom treba počítať s tendenciami v oblasti vývoja hmotnosti a rozmerov prepravných jednotiek KD. Táto požiadavka znamená, že manipulačné prostriedky musia mať minimálnu nosnosť na závesnom ráme 40 ton pri manipulácii s kontajnermi ISO A. Závesný rám by mal byť univerzálny s možnosťou manipulácie kontajnerov. - Pri manipulácii s výmennými nadstavbami na cestné vozidlá triedy A i cestných návesov, ktoré sa manipulujú pomocou závesného rámu s klieštinami, musí byť nosnosť na závesnom ráme najmenej 42 ton. - Nájazdové rampy musia umožniť horizontálnu nakládku návesových súprav s celkovou hmotnosťou 40 tón na železničné vozne. - Okrem toho dohoda stanovuje, že medzná doba prevzatia nákladu a odoslania vagónu ako aj medzi príchodom vlaku a pripravenosťou vagónov na vykladanie by nemala prekročiť jednu hodinu. - Čakanie na naloženie IPJ na automobilové dopravné prostriedky musí byť čo najkratšie (maximálne 20 min.), čo znamená, že v termináli musí byť taký počet manipulačních zariadení, ktoré sú schopné splniť tieto stanovené doby pri vykladaní a nakladaní ucelených vlakov kombinovanej dopravy. - Terminál musí mať priame napojenia na hlavnú železničnú trať a čo najkratšie napojenie na hlavné cestné komunikácie. Požadovanú dĺžku koľají 600 m respektíve 750 m spĺňa len terminál v Dobrej a jedna koľaj v termináli v Čiernej nad Tisou. Požiadavku aspoň jedného výkonného manipulačného prostriedku spĺňajú terminály v Bratislave- Pálenisku (prístav), Dobrej a Dunajskej Strede. Nevyhnutnou podmienkou úspešného fungovania terminálov by mala byť aj ich obchodná neutralita a prístupnosť pre všetkých zákazníkov. Tab.č.1 Základné údaje o jestvujúcich kontajnerových prekladiskách v Slovenskej republike Prekladisko Prevádzkovateľ Manipulačné zariadenia Počet a dĺžka koľají Bratislava ÚNS SKD INTRANS a. s., Žilina 1 koľajový portálový žeriav 32t 2 bočné prekladače 35 t 3 koľaje, (290 m, 297 m, 325m,) Bratislava Pálenisko SPaP a. s. Bratislava 5 portálových žeriavov (2 x 16, 2 x 20 a 36/32 t), 1 pevná RoRo rampa 2 koľaje, (150m, 300m) Žilina SKD INTRANS a. s. Košice SKD INTRANS a. s. 2 bočné prekladače 35 t, 1 bočný prekladač KLAUS 26 t 2 pneumatikové žeriavy 19, 12 t, 2 bočné prekladače 35 t 1 koľaj, (327m) 2 koľaje, (2x180m) Ružomberok ŽSR t. č. mimo prevádzky 1 portálový žeriav 32 t 3 koľaje, (310m, 2x320m) Dunajská Streda METRANS Danubia a.s. 1 portálové žeriavy 45 t, 2 čelné prekladače Ferrari 10 ton 5 koľají (650 m) Sládkovičovo Lörincz s. r. o. 1 ramenový prekladač LUNA 45 t, 1 bočný prekladač 22,5 t 1 koľaj (290 m) Dobrá ZSSK Cargo 2 koľajové portálové žeriavy 50 t 1 ramenový prekladač LUNA 45 t 2 koľaje NR (5 65m, 570m) 2 koľaje ŠR (593m, 588m) Poznámka. Zdroj: [9] NR normálny rozchod (1435 mm), ŠR široký rozchod (1520 mm) 38

39 2. Terminály kombinovanej dopravy Dobrá Terminál kombinovanej dopravy Dobrá (TKD) je svojou polohou predurčený na vytváranie mostu medzi strednou a západnou Európou a štátmi bývalého SNŠ (v smere východ západ) a medzi južnou a severnou (resp. severozápadnou) Európu. Význam postavenia TKD vyplýva najmä zo skutočnosti, že sa nachádza na rozhraní oblasti zmien koľajových rozchodov, na rozhraní oblasti zmien prepravného práva a colného režimu. Hlavné dôvody umiestnenia TKD v lokalite Čierna nad Tisou možno charakterizovať nasledovné: nevyhnutnosť a silná potreba začlenenia Slovenskej republiky do Európskeho systému kombinovanej dopravy v záujme rozvoja obchodu a v záujme ekonomických a najmä ekologických prínosov, predpokladaný nárast objemu prepravy na cestnom pohraničnom priechode Vyšné Nemecké a nedostatočná priepustnosť tohto priechodu, ďalší predpokladaný rozvoj obchodu v smeroch západ východ a juh (resp. juhovýchod) sever (resp. severozápad), svojou polohou a veľkosťou je Slovenská republika určená prevažne na tranzitnú prepravu. mimoriadne zložitá situácia v cestnej doprave pri prepravách na území Ukrajiny a Ruska prísne colné predpisy a ich nedodržiavanie, problémy s kriminalitou, strata tovaru jeho dobrovoľným odovzdaním nesprávnej osobe, nekvalitná cestná sieť, atď. Technická základňa TKD pozostáva hlavne z koľají normálneho a širokého rozchodu, zo spevnených plôch rôznych konštrukcií určených pre mobilné prekladače, úložných plôch pre nákladové jednotky, odstavných plôch pre kamióny a ďalších súvisiacich objektov ako napr. vonkajšie osvetlenie, trafostanica, kanalizačný systém s čističkami odpadových vôd, colný sklad, administratívno sociálna budova, prevádzková budova. Areál TKD je na cestnú sieť napojený trojpruhovou prístupovou komunikáciou v dĺžke 350 metrov. Pred vstupom do areálu je administratívno sociálna budova a vrátnica. Vertikálna prekládka uskutočňovaná mobilnými prekladačmi medzi cestnou a železničnou dopravou bude vykonávaná na koľaji hybridného rozchodu, ktorá umožňuje prísun vlakových súprav normálného aj širokého rozchodu a má 600 metrov užitočnej dĺžky. Súbežne s hybridnou koľajou sú situované manipulačné plochy pre mobilné prekladače. Manipulačná plocha je široká 14 metrov, dlhá 800 metrov a dimenzovaná pre zaťaženie 0,981 MPa/cm 2. Vedľa manipulačnej plochy sú situované úložné plochy o rozlohe 3700 m 2 pre polohovanie nákladových jednotiek (veľkých kontajnerov a výmenných nadstavieb). Polohovanie kontajnerov je možné v troch vrstvách. Okrem týchto zariadení sa v areáli TKD nachádza pôvodná západná rampa široká 12 metrov, dlhá 600 metrov. Po stranách sa nachádzajú koľaje normálneho a širokého rozchodu a slúži na prekládku tovarov. Výkonnosť TKD Dobrá je ton u horizontálnej prekládky a ton u vertikálnej prekládky za rok. Vertikálna prekládka, uskutočňovaná elektrickým koľajovým portálovým žeriavom je riešená medzi cestnou a železničnou dopravou, ako i medzi železničnou dopravou normálneho a širokého rozchodu. Pre túto prekládku sú navrhované dve koľaje NR a dve koľaje ŠR umiestnené pod dvomi el. koľajovými portálovými žeriavmi, ktoré sa budú pohybovať po spoločnej žeriavovej dráhe dlhej 460 m s rozchodom 29,2 m. Pod žeriavom bude ďalej dvojpruhová cestná komunikácia. Žeriavy sú navrhované s obojstrannými konzolami. Pod jednou konzolou sú uložené plochy pre kontajnery o rozlohe m 2. Kontajnery je možné stohovať v troch úrovniach. Pod druhou konzolou sú odstavné plochy pre 24 návesov a pre 96 výmenných nadstavieb (VN).Únosnosť žeriavov je 50 t na háku a min. 40 t na spreaderi. Výška spreaderu nad úložnými plochami je 12,5 m, čo v prípade nutnosti umožňuje stohovanie manipulačných jednotiek až v štyroch vrstvách. Celková kapacita úložných plôch je 1630 TEU pri stohovaní v troch vrstvách (2173 TEU pri stohovaní v štyroch vrstvách). Horizontálna prekládka bude uskutočňovaná v priestore medzi vertikálnou prekládkou prevádzkovanou mobilnými prekladačmi a vertikálnou prekládkou prevádzkovanou el. koľ. 39

40 portálovým žeriavom. Pre tento druh prekládky je navrhovaná jedna koľaj NR a jedna koľaj objazdná pre odstúpenie posunujúceho rušňa. Využiteľná dĺžka koľaje pre horizontálnu prekládku je 410 m (19 vozňov/vlak). V prípade väčších požiadaviek na horizontálnu prekládku je možné tento druh prekládky uskutočniť aj na jednej (pre tento účel vybavenej) koľaji NR, určenej pre vertikálnu prekládku, umiestnenej pod el. koľ. žeriavom, ktorej využiteľná dĺžka pre prekládku je 470 m (22 vz/vl). Pre horizontálnu prekládku sú v areáli TKD umiestnené odstavné plochy pre kamióny, a to pre príchod 20 kamiónov a pre odchod 20 kamiónov. Výkonnosť takto navrhovaného a v súčasnosti realizovaného terminálu, pri uvažovanej nepretržitej dennej a celoročnej prevádzke je u vertikálnej prekládky manipulácií za rok, čo znamená cca preložených manipulačných jednotiek za rok a u horizontálnej prekládky preložených cestných súprav za rok 30 pracovníkov v jednej zmene, t.j. pri celkovom počte 101 pracovníkov v termináli. V súčasnosti sú vytvorené možnosti pre vertikálnu prekládku mobilným čelným a bočným prekladačom medzi cestnou a železničnou dopravou a medzi železničnou dopravou normálneho a širokého rozchodu s medzi polohovaním. Súčasný stav tiež umožňuje horizontálnu prekládku kamiónov prepravovaných na malokolesových vozňoch Saadkms cez čelnú rampu. Obr.1 Schéma výstavby TKD Dobrá 3. Technológia kombinovanej dopravy Technológiu kombinovanej dopravy v Slovenskej republike prevažne tvorí: a)technológia kombinovanej dopravy s väčšou časťou po železnici, b)technológia kombinovanej dopravy s väčšou časťou po ceste. a) Obslužný spôsob prevádzky prekladiska (terminálu) znamená, že vlaky začínajúce a končiace v prekladisku alebo termináli KD musia byť pripravené na manipulačných koľajach pre nakládku a vykládku pokiaľ možno v priebehu celej doby, od príchodu až do svojho odchodu. Pri krátkych skupinách vozňov môže na manipulačnej koľaji stáť aj niekoľko skupín vozňov. V prípade, že nemôže byť z dôvodu prechodne obmedzenej kapacity manipulačných koľají (nedostatok koľají) dodržaný optimálny spôsob obsluhy, nesmie pomer daného počtu došlých vozňov k vozňovej kapacite manipulačných koľají prekročiť hodnotu 1. V takomto prípade musia byť technologické časy jednotlivých končiacich a vychádzajúcich vlakov na manipulačných koľajach volené tak, aby sa maximalizovala priama prekládka a minimalizovala prekládka cez polohu i za cenu predĺženia doby obsluhy. Pre dosiahnutie optimálnej dĺžky času pobytu vozňov na manipulačnej koľaji, t.j. času na prekládku či nakládku ale aj dostatočne dlhého času na obeh posunovacích rušňov, musí byť i spracovanie jednotlivých vlakov zodpovedajúce a časovo primerané. Takýto spôsob prevádzky vyžaduje najmä: vytvorenie usporiadaných informačných ciest medzi dispečerským pracoviskom a službami, poskytovanými železnicou ako aj medzi agentmi (zástupcami) zákazníkov, 40

41 komplexné informácie o zásielkach, vozňových skupinách, polohe vozňov pri prekládke a vlastnom priebehu prekládkového procesu. spracovanie a prenos týchto informácií na jednotlivé výkonné miesta prekladiska alebo terminálu. Prepravu klasických vozňových zásielok môže železnica zabezpečovať sama, zatiaľ čo zásielky KD sa prepravujú najmenej dvoma druhmi dopravy. Prepravu klasických vozňových zásielok je potrebné uskutočňovať s upravenou (účelnejšou) technológiou, v kombinovanej doprave je potrebné stanoviť nové technológie, ovplyvnené okrem iného aj požiadavkami prepravcov na termínované dodávky. V oblasti technologických procesov môže dôjsť k ich ovplyvneniu aj podstatnou zmenou štruktúry vnútroštátnych prepravných a záťažových prúdov, zmenou hlavných smerov medzinárodných tranzitných prepravných prúdov a zmenami v deľbe prepravnej práce medzi jednotlivými druhmi dopráv na základe fungovania trhového mechanizmu. Zabezpečenie požadovanej a konkurencieschopnej rýchlosti prepravy po železnici je jednou z prioritných podmienok. Tento cieľ je možné dosiahnuť zavedením priamych spojov medzi vybranými zriaďovacími stanicami a terminálmi. Z týchto zásad musí vychádzať koncepcia železničnej sieťovej technológie a vlakotvorby, ktorá musí zabezpečiť: sústredenie tvorby vlakov do vybraných zriaďovacích staníc, využívanie prostriedkov výpočtovej techniky pre potreby vlakotvorby a podkladov z Informačného strediska riadenia dopravnej prevádzky (ISRDP), smerovanie vozňových prúdov po vybraných tratiach AGTC (najmä elektrifikovaných), vytvorenie predpokladov pre postupné zavedenie tranzitných vlakov, prevádzkovanie dopravy na vybranej sieti s urýchleným rozvojom nových systémov dopravy prednostných zásielok tak, aby železničná doprava zaisťovala diaľkové líniové spojenie medzi hospodárskymi centrami a cestná doprava plnila funkciu plošnej obsluhy v atrakčnom obvode (zvoz a rozvoz), v nákladnej doprave urýchlené vytvorenie predpokladov pre princíp nočného skoku (t.j. ložné manipulácie vykonávané počas dňa, vlaková doprava a radenie vozňov vykonávané prevažne v nočných hodinách), minimalizovanie posunu vozňov naložených nákladnými jednotkami, tvorbu prednostných vlakov pre KD medzi terminálmi KD, ktoré budú: - priame jednoskupinové medzi dvoma terminálmi KD, - priame viacskupinové z jedného odosielacieho terminálu KD do cieľového terminálu KD s odvesovaním a privesovaním skupín vozňov v necestných termináloch KD, prekládku NJ, dodržiavanie technologicky potrebného času na prechod tranzitných vozňov v zriaďovacích staniciach medzi vlakmi (nadväznosť vlakov) a pri manipulácii so skupinami vozňov v necestných staniciach. b) Cestná doprava zabezpečuje zvoz a rozvoz nákladných jednotiek do a z prekladiska (terminálu) KD a prístavov v rámci ich atrakčných obvodov. Na odlišných princípoch je organizovaná KD kategórie sprevádzaných prepráv označovaných RO-LA, kde cestné súpravy sú prepravované na železničných vozňoch so zníženou podlahou. Tieto prepravy majú vypracovanú vlastnú technológiu nezávislú na technológii prepravy kontajnerov, výmenných nadstavieb a cestných návesov. Obsluha atrakčného obvodu cestnou dopravou je zabezpečovaná a riadená z prekladiska (terminálu) KD, kde sú k dispozícii všetky potrebné informácie o dobehu nákladných jednotiek železničnou a vodnou dopravou ako aj všetky požiadavky od prepravcov v danom atrakčnom obvode. Prepravcovia môžu uplatňovať svoje požiadavky na: pristavenie prázdnej nákladnej jednotky určenej na nakládku, odvoz naloženej nákladnej jednotky od prepravcu do prekladiska (terminálu) KD alebo priamo príjemcovi, odvoz prázdnej nákladnej jednotky do terminálu KD alebo k inému prepravcovi na nakládku. Výhodou intermodálnej dopravy tohto systému prepravy je preprava kusových, paletizovaných alebo voľne ložných tovarov v univerzálnych prepravných jednotkách pri 41

42 kombinácii viacerých druhov prepráv bez nutnosti nakladania alebo vykladania tovaru z dopravných prostriedkov. Kombinuje výhody flexibility a rýchleho premiestnenia tovaru, vyzdvihuje ekologický rozmer dopravy a minimalizuje zásahy dopravy na životné prostredie. Tieto skutočnosti sú dôvodom na zvýšený záujem o rozvoj a prevádzku železničnej kombinovanej dopravy. 4. Záver Jednou z príčin pomalšieho rozvoja kombinovanej dopravy v SR oproti susedným krajinám a EU je aj stav a technické vybavenie TKD v SR. Súčasné terminály (tab.č.3) v SR nie sú všeobecne vybavené manipulačnými zariadeniami, ktoré sú schopné efektívne manipulovať s veľkými prepravnými jednotkami, ako ani jednotkami kombinovanej dopravy s návesmi pomocou sklopných ramien na závese. Toto odrádza mnohých zasielateľov od alternatívy použiť v preprave tovaru do Slovenskej republiky kombinovanú dopravu a používať služby slovenských terminálov. A napriek tomu, že u nás je vytvorený základ pre rozvoj KD (diaľnice, cesty, železničné a vodné trasy, prekladiská a terminály a iné...), v porovnaní s inými vyspelými krajinami rozvoj KD je pomalší. Ak chceme rozvinúť kombinovanú dopravu v SR, je nevyhnutné ponúknuť reťazcom a ostatným zákazníkom infraštruktúru najmä terminál KD s komplexnými službami a zabezpečiť finančnú podporu do rozvoja infraštruktúry KD a aplikovať zahraničné poznatky a skúsenosti. 5. LITERATÚRA [1] Bigoš, P., Kiss, I., Ritók, J.: Materiálové toky a logistika, Vydavateľstvo Michala Vaška, Prešov, 2002, ISBN [2] Ferenčíková, M.: Výber matematických metód pre popis logistiky v dopravnom systéme. [3] Slobodniková, R.: Medzinárodná preprava tovaru (1.časť), Bratislava, ES Ekonomická univerzita [4] TKD DOBRÁ, Interné materiály ZSSK Cargo Slovakia a.s., DNP, sekcia kombinovanej dopravy, Bratislava [5] Voleský, K.a kolektív :Kombinovaná doprava, VŠDaS, Žilina, 1995, ISBN [6] Časopis:Cargo info,ročník I, september 2005 [7] Časopis: Revue priemyslu, č.10, október 2007 [8] - biela kniha [9] > doprava / kombinovaná doprava/ Kombinovaná doprava v SR,

43 THE CONDITIONS AND APPLICATION POSSIBILITIES FOR THE HYDRAULIC STOWING OF LEAD AND ZINC MINE BELO BRDO LEPOSAVIC Prof.dr Miljan Jaksic 1, prof.dr Blagoje Nedeljkovic 1, doc.dr Gordana Milentijevic 1 1 Faculty of Technical Sciences, Kosovska Mitrovica Abstract: Mining of the deposits with minor composite of the valuable components, the increasing of exploitation depth with any decreasing of mining-technical conditions are supplemented by application of new technology processes in modern mining practice. Application and construction of stowing material for the securing of working excavation is connected to the mine shaft Belo Brdo, considering the fact that actual stowing method is slow and can not cover the production level. So, until today some 85,000m 3 of stowing material is required for Belo Brdo mine shaft. 1. INTRODUCTION This paper is directed to the increasing of the economy of the stowing material (dry and hydraulic stow), referring to the overall stowing of the working excavation. Although hydraulic stowing with addition of 5-10% of cement reaches large bearing capacity for working machines, for the achieving better bearing capacity of the machine the stow will be added bonding agent (cement). The same reason for the application of solid stowing is interaction of the stowing and surrounding rocks, and the solidification of stowing is a function of working shaft stability. After that it can be used the concrete stowing for the complete filling of excavated space. 1. Current conditions of the mine Belo Brdo In Belo Brdo mine there is an active mining district Gomile, while the old shaft is out of work at the end of exploitation. In mining district Gomile there are three ore bodies, which are partially explored and in exploitation phase: G-I, G-II and G-II/12. Ore bodies G-I and G-II have the following basic mining-geology characteristics: the floors and roof are made of limestone and quartz latite. Morphologically, ore bodies` contours are very irregular and vary on small latitudes and small size and large dirt partings are very often. General slope of ore bodies is about 35 o C, the thickness is in wide range for ore body G-I m, and for ore body G-II 5-40m, and with average value of 20m. The average surface of ore body G-I is around 1350m 2, and ore body G-II surface varies in wide range (the exploration hasn t being done since 1998) from 700 to 7500m 2, with average value of 3740m 2. Considering physical-mechanical characteristics of ore and surrounding rocks, based on the current practice it can be concluded that these are very bad. The ore and surrounding blocks are friable with tendency to collapse also in small opened unsupported space. Physical-mechanical characteristics of ore and following rocks in body G-II are slightly better than in ore body G-I. The third ore body G-II/12 is actually very rich ore vein, explored and prepared for working in latitude interval of 80.00/ between the horizons 1155m and 1235m. The thickness of ore vein is in the range of 0.2 to 2m, while average thickness is 1.0m, slope angle is about 65 o and longitude of m. Beside these two ore bodies, in district Gomile two more locations were discovered and those are Strmac and G-III. The ore production in Belo Brdo mine in last 18 years is in constant decreasing, except few years. 2. THE POSSIBILITY OF THE APPLICATION OF HYDRO STOWING The stowing by dry stow slow, but also low intensity and expensive for the construction with iron and cement. One of the reasons for slow stowing is a lack of 43

44 compressed air.. The scheme of production, transportation and packing of dry stowing is presented on Fig.1. Fig.1. Technology scheme of transport and building in of stowing material The ore and surrounding rocks in deposit Gomile are very friable, so the descending advancing is applied with stowing of mining space by pneumatic solid stowing. The material for stowing of mining space is produced on the opencast mine in Zaplanina it is grained to 30mm and by vagons with battery powered locomotives loading to the fill raise and loaded to the face by gravity. The cement and water are added to stowing material, so the concrete with certain strength is produced with building the armature. Since today there are no precise information of how much cement is needed for 1.0m 3 of stowing material, or mined ore. 3. QUANTITY OF EXTRACTED ORE AND STOWING MATERIAL REQUIRED Ore bodies were cut on the levels of horizons of 1155m, 1140m, 1080m and 1195m, and total unfilled volume is 60,000m 3, that is equivalent to the quantity of 216,000t of ore. There is a necessity for the measures to be undertaken to fill this volume for security measures for avoiding the caving, but also for the further mining activities. As we used the project data for this calculation it will be presented here. The cavity in district G-I and G-II in mine Belo Brdo produced in one year s exploitation was determined as follows: V= Q r x f z x f r = 105,000t x 0.28 m 3 /t x 1.1 = 32,340 m 3 /year Where : V is cavity volume filled with stowing Q r is one years planned production f z is stowing factor f r is water drainage from the space to be stowed The contribution of the each stowing procedure in total mass per year - dry stowing from the preparation works = 10% - hydraulic stowing = 90 %, or mass participation dry stowing = 32,430 x 0.1 = 3,243 m 3 /year hydraulic stowing = 32,430 x 0.9 = 29,187 m 3 /year Total = 32,430 m 3 /year For the annual ore production and participation of this method in total production the following amount of stowing sand is needed: 44

45 29,187 m 3 x 0.64 m 3 = 19,079 m 3 /year The difference from the full space packing is 29,187 19,079 = 10,106 m 3 /year, is in a form of water, as bonded water after the drainage of water from the shaft. There is a present situation in Belo Brdo mine which enables excavation of 30,380 tons of ore in eleven working shafts with twelve excavation levels For this ore production, some 9544m 3 of solidified hydro stowing or dry stowing must be filled. As the stowing phase was delayed in previous years, when some 19,079 m 3 of stowing was needed to be filled annually, so the total stowing material needed is ( 19, ,544) 29,623 m 3. The scheme is as follows: the excavation on already existing stages and stowing the necessary quantities almost entirely, and than advancing in the next stages. 4. CALCULATION OF THE QUANTITIES OF SAND FROM LEPOSAVIC FLOTATION Required sand quantity will be transported from Leposavića and built in excavated stages. The scheme of hydro stowing packing is given on Fig.2. As sand will be transported by trucks on the route Leposavić-Belo Brdo, in 300 days per year in two shifts, daily required sand quantity will be: m 3 : 300= 64 m 3 /day of hydro stowing (sand) or in every shift it should be organized dry filling transport by trucks : 64: 2= 32 m 3 /shift. As there are some m 3 of unfilled surface of excavated space the truck loading should be organized for m 3 ( ) : 300 = 122,5 m 3 /day i.e. approximately tj 62 m 3 /shift. The suggested capacity of the open basin Fig.2. for the deposition and sand which will be used as a reserve for three working days for the stowing system of excavated space is calculated by formula: Qp + Cv 123 0,452 Ee = ( + Qp ) R = ( ) 3 C p 0,548 V= 675m 3 where: Q p - quantity of dry sand required daily (123), C v - concentration of water in material deposited in basin (0,452), C p - concentration of sand in material in basin (0,548), R- three (3) days reserve Fig.2. Construction of stowing station in Belo Brdo mine 45

46 4. CONCLUSION It can be concluded that in lack of dry stowing there is an urgent need for hydraulic stowing. One of the important reasons is that trucks transporting ore are empty in their way back, and the best solution for them is to transport tailing waste from the flotation to the mine and packing into excavated shafts. In this paper there are presented suggestions and justification of the packing of flotation tailing waste, that is at the same time a good solution for waste deposits usage and decreasing of environment pollution. 5. REFERENCE 1. M. Jakšić: Uticaj primene očvršćavajućeg zasipa na tehno-ekonomske pokazatelje pri otkopavanju metaličnih ruda, RTF-Beograd, M. Jakšić: Transport materijala za zapunjavanje otkopanih prostora u jamama Kombinata Trepča, Naučni skup, RGF Beograd, M. Jakšić: Primena očvrslog zasipa na tehno-ekonomske pokazatelje otkopavanja olova i cinka, XXVIII October Conferrence, Bor, J. Polorski Hidrotransport Varšava, M.Jakšić, B.Nedeljković, G. Milentijević: Utvrđivanje parametara hidrauličkog tranposrta i obračun pomoću različitih metoda, ST-05, Budva,

47 URČENIE HMOTNOSTNÝCH CHARAKTERISTÍK MOBILNÉHO STROJA POMOCOU EXPERIMENTU Eduard KASTELOVIČ, Eva FALTINOVÁ 6 Kľúčové slová: ťažisko,moment zotrvačnosti, experiment Abstrakt: Pri analýze jazdných vlastností mobilných strojov je potrebné poznať polohu ťažiska a momenty zotrvačnosti. V príspevku je popísaný jeden z možných spôsobov experimentálneho určovania týchto charakteristík. 1. Úvod Pri skúmaní dynamických vlastností mobilných strojov je potrebné poznať okrem iných základných parametrov dynamického modelu aj hmotnosť vozidla, polohu jeho ťažiska a momenty zotrvačnosti k hlavným centrálnym osiam zotrvačnosti. Výpočtové určenie týchto parametrov z výkresovej dokumentácie je pracné a málo spoľahlivé pre komplikovaný tvar jednotlivých agregátov.k tomuto účelu sa dajú využiť dostupné zdvíhacie zariadenia, napr. mostový žeriav alebo autožeriav. 2. Určenie polohy ťažiska Poloha ťažiska bola určená meraním reakcie na zadnej náprave pri rôznych uhloch sklonu vozidla. Hodnoty reakcie R B sa zistiťovali na mostovej váhe. Predná náprava je pritom dvíhaná autožeriavom (obr.1 a obr.2b). Uhly sklonu boli merané pomocou olovnice a posuvného meradla uhlov s desatinným delením. Obr.1. Usporiadanie objektov počas experimentu Z momentovej podmienky rovnováhy vyplýva: R B *b = G *( d + e) kde: d = a * cosα, b = L * cosα, e = c * sinα. L je rázvor náprav [m], a je pozdĺžna vzdialenosť ťažiska od osi prednej nápravy [m], c je zvislá vzdialenosť ťažiska od osi zadnej nápravy [m]. 6 Ing. Eduard Kastelovič, Ing. Eva Faltinová, Strojnícka fakulta, TU v Košiciach, Katedra konštruovania, dopravy a logistiky, Letná 9, Košice, Slovenská republika, tel.: , eduard.kastelovic@tuke.sk, eva.faltinova@tuke.sk 47

48 Úpravou dostávame výsledný vzťah pre výpočet pozdĺžnej polohy ťažiska R B a = L* c* tgα. G Výškovú polohu ťažiska môžeme určiť porovnaním dvoch meraní. a) b) Obr.2. Meranie polohy ťažiska na mostovej váhe R Bi a = L* c* tgα G R B(i+ 1) i a = L * c * tgα(i+ 1). G Z toho pre zvislú polohu ťažiska bude platiť R B(i+ 1) R Bi *L c = G. tgα tgα (i+ 1) i Opakovaním merania získame súbor údajov, zaťažených chybami merania. Z týchto údajov dostaneme výsledok vo forme strednej hodnoty a rozptylu. Vzhľadom na nutnú podmienku existencie pozdĺžnej roviny symetrie u mobilných strojov môžeme predpokladať, že v priečnom smere sa ťažisko bude nachádzať vo vertikálnej rovine, prechádzajúcej stredom náprav. 3. Určenie momentu zotrvačnosti Pre zistenie momentu zotrvačnosti I i k hlavným centrálnym osiam zotrvačnosti mobilného stroja bol využitý princíp fyzikálneho kyvadla. Výpočtová schéma a situačná snímka z merania je zobrazená na obr.3. Pohybová rovnica pre dynamickú sústavu zobrazenú na obr.3a) bude mať tvar G * k ϕ + = 0. I ya Po dosadení: k = r * sin ϕ G *r dostaneme ϕ + *sin ϕ = 0. I ya Podľa [1] bude vlastná kruhová frekvencia kývavého pohybu: Dobu kyvu stanovíme zo vzťahu: 2* π IyA T = =. ω G *r o G *r ω o =. I ya 48

49 Z toho vyplýva, že moment zotrvačnosti sústavy k bodu závesu A je: I 2 ya. T *G *r = 4* π Moment zotrvačnosti skúmaného stroja k hlavnej centrálnej osi zotrvačnosti I y 2 G * r získame aplikáciou Steinerovej vety I y = I ya. g a) b) Obr.3. Meranie momentu zotrvačnosti mobilného stroja Z uvedeného vyplýva, že pre zistenie veľkosti momentu zotrvačnosti je potrebné mobilný stroj rozkývať v rovine kolmej na vzťažnú os. Jediným vhodným prostriedkom na túto operáciu je mostový žeriav s príslušnou nosnosťou, aj keď takáto manipulácia s bremenom nie je práve najvhodnejšia z hľadiska zaťaženia nosnej konštrukcie a mechanizmov žeriava. Pre elimináciu zotrvačných síl v krajných polohách rozkmitu je nutné podložiť pojazdové kolesá mosta a mačky žeriava klinovými zarážkami. Vstupnými údajmi pre výpočet momentu zotrvačnosti sú: tiaž vozidla, poloha ťažiska vzhľadom na záves žeriava, perióda kývavého pohybu. Periódu kývavého pohybu je možné merať viacerými známymi spôsobmi. Vhodné je meranie prechodu cez spodnú polohu kývavého pohybu pomocou svetelnej infračervenej brány spojenej s časovou základňou, digitálny záznam zrýchlenia pomocou akcelerometra, prípadne vizuálne meranie času pomocou stopiek (presnosť merania v tomto prípade je veľmi ovplyvnená reakčnou schopnosťou pozorovateľa). 4. Záver Uvedená metodika zisťovania momentu zotrvačnosti vozidla bola použitá vo viacerých prípadoch [2]. Jej aplikácia sa ukazuje oveľa efektívnejšia a presnejšia ako pracný výpočet pomocou výkresovej dokumentácie. Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia projektu VEGA 1/0146/08 Materiálové toky a logistika, inovačné procesy v konštrukcii manipulačných a dopravných zariadení ako aktívnych logistických prvkov s cieľom zvyšovania ich spoľahlivosti. 5. Literatúra [1] Gonda,J.: Dynamika pre inžinierov, Vydavateľstvo SAV, Bratislava 1966 [2] Trebuňa,F., Bigoš,P., Jurica,V., Filas,J., Kastelovič,E., Ostertag,O.: Expertízne posúdenie podvozku kontajnera PK-6 pre účely schvaľovania prevádzkovania na štátnych komunikáciách v zmysle vyhlášky č. 41/84 Zb. STS Bardejov, TU SjF Košice 1994 Recenzent: doc.ing.jozef Kuľka, PhD. 49

50 RECOGNITION OF BRIDGE CRANE CABINS WITH REGARD TO THE ENVIRONMENTAL IMPACTS ON OPERATIONAL STAFF IN THE WORKING INDOOR ENVIRONMENT Melichar KOPAS 7 - Alena PAULIKOVÁ 8 Key words: bridge crane, crane cabin, crane operator, environmental impacts, human health Abstract: Aged types of crane cabins have caused typical occupational diseases of many people, i.e. crane drivers, during the last years or last decades. There is a characteristic feature typical for crane operator profession in the past: it is an increasing rate of women among crane operators. Many negative influences of crane operator profession are dangerous for women especially because of their weaker physical predisposition. Occupational diseases in such cases are relating to serious spinal problems and forearm disabilities. 1. Introduction Various kinds of cranes present a basic category of hoisting machines. However there is a special position of cranes within the framework of the whole wide range of transport and handling machines. This special position is declared also in a legislative form in terms of legislation of the Slovak Republic. The cranes are involved into a special category of the so-called Designated Technical Equipment according to the Public Notice 718/2002 Public note about safety and health protection, safety of pressurized, lifting, electrical and gaseous technical equipment. Most of the cranes are classified as the machinery category with the highest level of jeopardy, with serious impacts on operational staff and crane operators, especially. [2, 7, 8] 2. Characteristics of hoisting machinery in the engineering and metallurgical plants The most of larger engineering and metallurgical plants are equipped with one bridge crane (overhead travelling crane) at least. The basic classification of bridge cranes is well known generally, i.e. there are: - single-girder overhead travelling cranes specified for lower loading capacities (only up to several tons) and - double-girder bridge cranes with up to the highest loading capacity, Fig.1 and Fig.2. Fig.1 Single-girder bridge crane, [3] Fig.2 Double-girder bridge crane, [3] There are two possibilities of crane control, [4] : - remote control from the floor control is performed either by means of a cable connection with the crane, i.e. pendant control, Fig.3 or wire-less, i.e. remote radio control, Fig.4, 7 MSc. Melichar Kopas, Mechanical Engineering Faculty, TU in Košice, Department of Design, Transport and Logistics, Letná 9, Košice, the Slovak Republic, tel.: , fax: , melichar.kopas@tuke.sk 8 Assist. prof. MSc. Alena Pauliková, Ph.D., Mechanical Engineering Faculty, TU in Košice, Department of Environmental Studies and Control Process, Park Komenského 5, Košice, the Slovak Republic, tel.: , alena.paulikova@tuke.sk 50

51 - operating performed by a crane operator, who is sitting inside of the crane cabin which is connected to the crane construction, Fig.5. Fig.3 Pendant control Fig.4 Remote radio control Fig.5 Control from cabin 2.1. Interior arrangement of the crane cabin It is necessary to state an unfavourable fact: in the most of Slovak engineering and metallurgical plants are operating very aged bridge cranes that were made a lot of years or decades ago, i.e. the industrial crane fleet in our factories is outdated. Crane cabins in such cranes are equipped with an archaic lever control of crane movements. The crane operator's seats don t have sufficient vibro-isolation, as well as these cabins aren t soundproofed and air-conditioned, Fig.6. There are also problems with natural circulation of fresh air and filtration of it. Description: a crane operator s seat; b operating levers; c brake pedal Fig.6 Two examples of typical old-style crane cabins, [1] The crane operator has to control three movement functions of the crane (often two of them are operated simultaneously, at least): travel of the crane bridge, travel of the crane crab, hoisting mechanism of the crane crab. 2.2 Controlling elements in the crane cabin Today s modern bridge cranes, made by the prestigious European producers, are equipped with a comfortable electronic control of all important functions in the connection with application of onboard electronics and diagnostics. All the above-mentioned motional functions are actuated by frequency-controlled drives. These components participate in creation of optimal crane operator working conditions. However, in the aged cranes there is installed nothing from the present modern achievements. The crane operator has to handle tiresomely with mechanical or electro-mechanical handy and pedal control components. 51

52 3. Physiological impacts of long-lasting work on the crane operator health status Long-time working period of crane operator at aged cranes has many negative influences upon human life because it causes irreversible physical changes concerning health status of crane operator s body Physiological load As a consequence of the above-mentioned unfavourable working conditions there are registered typical occupational diseases concerning skeletal-muscular apparatus and neural system. After more than 20 years of continual working time period, the crane operators are becoming disabled irreversibly due to chronic pains of wrist, forearm and spine, with final reduction of working ability up to 40% or more, [8] Load caused by heat and cold Very important factor is also an internal micro-climate in the crane cabin. There are often typical situations of very cold working environment in the factory halls during wintertime period or on the opposite site, there is very hot surrounding in the metallurgical plants due to heat of radiation. Load of human body as a result of heat and cold is another negative initiator of internal inflammation processes that can cause disability of crane operators, [7]. 4. Modern design and arrangement of crane cabins Crane cabins of the actual modern overhead travelling cranes, as well as other kinds of cranes, are equipped with all components which are necessary for working well-being of crane operator during many hours spent in crane cabins, i.e. they are fitted with anatomically shaped crane operator's armchair, air condition with filtration system, heating system and with ergonomically arranged control elements (joysticks). Up-to-date crane cabins are tailormade individually, taking into consideration the specific requirements of given crane and its operational conditions, Fig.7, Fig.8. Fig.7 Modern crane cabins, [5] Fig.8 Contemporary crane operator's chairs, [6] 52

53 5. Conclusion Thanks to a new strict legislative background, which is created within the framework of the EC, there are defined the new technical, ergonomic and working safety standards concerning working indoor environment and environmental impacts on operational staff in all areas of industry and production. This positive process is visible clearly also in the branch of transport and handling machines. Taking into consideration all the above-mentioned facts it is possible to say, that there is a substantial, fundamental and qualitative difference between old type of crane operator cabins and crane cabins that are applied in modern cranes in favour of human health. 6. Literatura [1] Vosáhlo J.: Obsluha jeřábů, SNTL, Praha, 1959, p.152; [2] Public Notice 718/2002 Public note about safety and health protection, safety of pressurized, lifting, electrical and gaseous technical equipment [3] [4] [5] [6] [7] 544/2007 Vyhláška Ministerstva zdravotníctva Slovenskej republiky o podrobnostiach o ochrane zdravia pred záťažou teplom a chladom pri práci [8] 542/2007 Vyhláška Ministerstva zdravotníctva Slovenskej republiky o podrobnostiach o ochrane zdravia pred fyzickou záťažou pri práci, psychickou pracovnou záťažou a senzorickou záťažou pri práci Recenzent: prof. Ing. Peter Bigoš, CSc. 53

54 CRANK-SHAFT SUPPORT ADJUSTMENT OF SINGLE-CYLINDER COMBUSTION ENGINES FOR PURPOSE OF MECHANICAL LOSSES DECREASING Michal PUŠKÁR, Peter BIGOŠ 9 Key words: single-cylinder combustion engine, mechanical losses Abstract: In the highest degree there are output components of combustion engine participated in its output performance. A crank-shaft support is also coessential. A crank-shaft changes straight-line piston motion to output shaft rotary movement. The aim of article is to present the pre-design of crank-shaft support. By means of this design application there was a significant reduction of mechanical losses. Therefore an output performance increased. 1. Introduction The great number of single-track of special racing vehicles uses single-cylinder combustion engines as their drive units. When compared them to multi-cylinder ones then their advantages are easier construction and lower weight. In this field the development trend is aimed to increase an output performance and a torque to utilize better these characteristics. It is possible to reach by means of more effective utilisation of fuel or with a decreasing of mechanical losses. A crank-shaft support is one of the most important factors which influence on a mechanical efficiency because this shaft is exposed the highest loading from all rotating parts of an engine. 2. Crank-Shaft Support Roller bearings are used for a crank-shaft support in single-cylinder motorcycle engines. In multi-cylinder ones there are sliding bearings dominated. Sliding bearings are suitable for high loading provided that there is created bearing oil film. However the creation of this film demands sufficient pressure lubrication what to ensure, predominately for twostroke engines, is difficult and expensive. Fig.1. Engine ROTAX Prof. MSc. Peter Bigoš, Ph.D; MSc. Michal Puškár, Ph.D; Faculty of Mechanical Engineering, TU Košice, Department of Design, Transportation and Logistics, Letná 9, Košice, the Slovak Republic, tel.: , peter.bigos@tuke.sk, michal.puskar@tuke.sk 54