Konstruktion av hydraulben till mobilt siktverk
AKADEMIN FÖR TEKNIK OCH MILJÖ Avdelningen för industriell utveckling, IT och samhällsbyggnad Konstruktion av hydraulben till mobilt siktverk tillhörande Aktiebolaget Arbrå Sikt & Matare Erika Nordkvist 2015 Högskoleingenjörsexamen i maskinteknik 15 hp Maskiningenjör Handledare: Per Blomqvist Examinator: Sven-Erik Lundberg Förord Detta examensarbete utgör den avslutande delen av min maskiningenjörsutbildning vid Högskolan i Gävle. Examensarbetet har utförts på uppdrag av Aktiebolaget Arbrå Sikt & Matare. Detta arbete har varit en mycket givande, lärorik och rolig process som jag troligtvis kommer ha mycket nytta av i mitt framtida arbete. Jag frånsäger mig allt ansvar om något i denna rapport skulle tas i bruk. Tack till Jag vill tacka min handledare Per Blomqvist vid Högskolan i Gävle för att han tagit sig tid, för hans tålamod och engagemang. Jag vill även tacka mina föräldrar som har stöttat mig och ställt upp under detta arbete, utan Er skulle detta inte blivit av. Kontakt Erika Nordkvist Email: [email protected] i ii Sammanfattning Syftet med detta examensarbete var att ta fram en konstruktion på ett stödben till ett siktverk. Stödbenens uppgift ska vara att lyfta upp siktverket för att kunna få plats med transportörer under och underlätta service etcetera. Konstruktionens utförande måste uppfylla kundens önskemål och ha en hållfasthet som uppfyller maskindirektivens krav på denna typ av lyftanordning. En förstudie gjordes för att undersöka hur andra företag har löst liknande problem. Med hjälp av kvalitetshuset omvandlades kundönskemål och krav till en teknisk specifikation. Med hjälp av en pughmatris gjordes en jämförelse mellan olika koncept. Innan slutligen ett koncept valdes för vidare arbete. Genom handberäkningar och analyser i ANSYS har olika belastningsfall analyserats. Därefter har ett resultat tagits fram. Enligt maskindirektivens rekommendationer ska lyftanordningar av denna typ klara en belastning av 1,5 gånger lasten. Analyserna visade att stödben bestående av innerben som utgjordes av VKR 150x250x6,3 och ytterben som består av en mantelplåt sex mm och en baksida i åtta mm tjockt gods, är tillräckligt för att motstå den påfrestning som siktverket utsätter benen för. Låstappar och cylindertappar med diameter 50 mm beräknades även de vara tillräckligt dimensionerade för belastningen Siktmaterialet lastas på siktverket med hjälp av en traktor. Vidare arbeten kan vara att undersöka vilka skador som kan uppstå om traktorn råkar stöta till stödbenen. Även djupare analyser på om stödbenen kunde bestå av ett ännu tunnare material eller på annat sätt göras bättre iii Abstract The purpose with this thesis is to develop hydraulic supporting jack for a screening unit. The hydraulic supporting jacks have to be able to lift the unit to a height that allows conveyors to be placed underneath the unit and also make service work easier. The design must accommodate both the customer and also fulfill the strength requirements for these types of lifting equipments. An investigation was made to see how others solved similar problems. By using house of quality the customer requests was translated into a technological specification. Three different alternatives were compared and one was chosen for further work. By manual calculations and analysis in ANSYS an optimum result was developed. According to the strength requirements concerning this type of lifting equipment shall withstand a load of 1,5 times the weight. Analysis showed that the supporting jack where an inner tube consisting of an hollow section 150x250x6,3 and outer tube consisting of plates with dimensions of 6 and 8 mm is adequate to withstand the mechanical stress from the mobile screening plant. Locking devices with 50 mm diameters was calculated to withstand the loads they are subjected to. Suggestions for further work can be to investigate which damage can be caused if the tractor that loads material onto the screen accidently ran in to the supporting jacks. And also more thorough investigations if the supporting jacks could consist of even thinner material or in otherwise rendered more optimally. iv Innehållsförteckning 1 Introduktion ................................................................................................................... 1 1.1 Syfte och mål .......................................................................................................... 2 1.2 Krav och avgränsningar .......................................................................................... 2 2 Teoretisk referensram .................................................................................................... 3 2.1 Metoder för att beräkna knäckning i kalldragna stålprofiler .................................. 3 2.1.1 Allmänt ............................................................................................................ 3 2.1.2 Finita strip metoden ......................................................................................... 4 2.1.3 Neurala nätverk................................................................................................ 5 2.1.4 Finita elementmetoden .................................................................................... 6 2.1.5 Sammanställning ............................................................................................. 8 2.2 Finita elementmetoden ........................................................................................... 9 2.3 Kvalitetshuset ....................................................................................................... 11 2.4 Hållfasthetslära ..................................................................................................... 12 2.4.1 Spänningar ..................................................................................................... 12 2.4.2 Elasticitetsmodul ........................................................................................... 15 2.4.3 Skjuvning ....................................................................................................... 16 2.4.4 Hålkantstryck ................................................................................................. 16 2.4.5 Knäckning...................................................................................................... 17 2.5 Svetsteori .............................................................................................................. 19 3 Metod och genomförande ............................................................................................ 21 3.1 Marknadsundersökning ........................................................................................ 21 3.2 Kvalitetshus .......................................................................................................... 21 3.3 Pughmatris ............................................................................................................ 23 3.4 FMEA ................................................................................................................... 25 3.5 Maskindirektivet ................................................................................................... 27 3.6 Vidareutveckling av principförslag ...................................................................... 27 4 Hållfasthetsberäkningar ............................................................................................... 30 4.1 Tillåten spänning .................................................................................................. 30 4.2 Belastande krafter ................................................................................................. 31 4.3 Låspinnar .............................................................................................................. 35 4.4 Innerben ................................................................................................................ 37 v 4.4.1 Lastfall ........................................................................................................... 38 4.4.2 Elementindelning ........................................................................................... 38 4.4.3 Beräkningsresultat ......................................................................................... 39 4.5 Ytterben ................................................................................................................ 42 4.5.1 Lastfall ........................................................................................................... 43 4.5.2 Beräkningsresultat ......................................................................................... 43 4.6 Hela benet ............................................................................................................. 46 4.7 Kontrollberäkningar.............................................................................................. 47 4.7.1 Hålkantstryck i hålen för låspinnarna ............................................................ 47 4.7.2 Knäckning av innerben .................................................................................. 47 4.7.3 Knäckning av ytterben ................................................................................... 47 4.7.4 Skruvförband ................................................................................................. 48 4.7.5 Svetsberäkningar ........................................................................................... 48 5. Resultat och diskussion .............................................................................................. 49 5.1 Fortsatt arbete ....................................................................................................... 49 Käll och litteraturförteckning ......................................................................................... 51 Bilaga 1. FMEA.............................................................................................................. 54 Bilaga 2. Hålkantstryck i hålen för låstapparna.............................................................. 55 Bilaga 3. Hålkantstryck skruvförband ............................................................................ 56 Bilaga 4. Knäckning innerben. ....................................................................................... 57 Bilaga 5. Knäckning ytterben ......................................................................................... 59 Bilaga 6. Knäckning hela benet. ..................................................................................... 61 Bilaga 7 Skruvförband .................................................................................................... 62 Bilaga 8. Svetsberäkningar ............................................................................................. 63 Bilaga 9. Utböjning och skjuvning av låstappen. ........................................................... 68 Bilaga 10. Utböjning skjuvning cylindertapp ................................................................. 70 Bilaga 11 Ritningar......................................................................................................... 72 vi 1 Introduktion Upptakten till detta examensarbete var att Aktiebolaget Arbrå Sikt & Matare fick i uppdrag att bygga hydraulben till ett 18 meter långt och 50 ton tungt siktverk (se figur 1). Detta siktverk är en mobil semitrailer och transporteras med hjälp av en lastbil. När siktverket anlänt till en bergtäkt vill kunden kunna lyfta upp siktverket för att ge plats för transportörer och även för att kunna utföra service på siktverket. Men främst ska benen avlasta hjulen under siktverkets drift. Benen, som ska lyfta upp siktverket, ska vara tillräckligt kraftiga för att kunna lyfta och hålla siktverket uppe en längre tid. Därför måste de kunna låsas då siktverket lyfts upp. Men även kunna hissas upp under transport. Benen bör vara skruvade mot chassiet med hjälp av ett skruvförband, då man vill slippa svetsa på de befintliga verken som är ute i drift. Ett principförslag har tagits fram av företaget som utgångspunkt för hur ett hydraulben ska kunna se ut. Figur 1. Ett hjulburet siktverk där stödbenen ska användas till att hissa upp siktverket vid arbete i bergstäkter och vara upphissbara under transport mellan olika bergtäkter. 1 1.1 Syfte och mål Syftet med detta arbete är att, utifrån ett principförslag, konstruera hydrauliska stödben till ett siktverk. Stödbenen ska utformas så att de även kan passa liknande sikt- och krossverk. För att uppfylla syftet ska följande frågeställningar utredas: • Vilka säkerhetsföreskrifter finns för denna typ av lyftanordning för siktverk? • Vilken godstjocklek ska profilrören som utgör hydraulbenen konstrueras med? • Hur ska skruvförbandet utformas för att motstå hålkantstrycket som uppstår? • Vilka dimensioner ska konstruktionen ha för att klara de belastningar, som den kommer att utsättas för? 1.2 Krav och avgränsningar Detta arbete kommer endast gälla konstruktion av hydraulben till ett siktverk av angiven vikt och last presenteras. Dimensioneringen kommer endast gälla de statiska krafter som uppstår från siktverket. Dimensioneringen kommer inte att gälla de dynamiska, som uppstår då siktverket är i bruk, då de kan vara svåra att förutse. Konstruktionen får inte innebära en omkonstruktion av siktverket då det måste vara tillämpbart på redan befintliga siktverk. Alla modeller och ritningar kommer att göras i det CAD-program, som nyttjas av företaget så att underlaget även kan användas för fortsatt arbete. 2 2 Teoretisk referensram Eftersom stödbenen är utsatta för knäckning kommer en jämförelse mellan olika metoder för att beräkna knäckning att ges. Därefter kommer Finita elementmetoden, kvalitetshuset och viktiga begrepp inom hållfasthetsläran förklaras. 2.1 Metoder för att beräkna knäckning i kalldragna stålprofiler Detta kapitel visar en jämförelse mellan olika metoder för att beräkna knäckning i kalldragna stålprofiler. 2.1.1 Allmänt Under den senaste tiden har användningen av kalldragna profilrör ökat drastiskt. Ökningen beror främst på att kalldragna stålprofiler är enkla att framställa och har hög hållfasthet i förhållande till sin vikt. Sträckgränsen i kalldragna stålprofiler kan uppnå till nivån 550 MPa, vilket har inneburit att tunnare manteltjocklekar på profilrören kan användas. (Li och Chen 2008) Knäckning delas in i tre grundläggande områden. • Lokal knäckning, som endast behandlar deformationen lokalt utan att ta hänsyn till deformationen från angränsande områden. • Förvrängningsknäckning, som innebär förändring i tvärsnittet utan att se till den lokala knäckningen. • Böjknäckning. En balkprofil kan vrida sig och böja sig utan att tvärsnittet förändras (Hancock 2003). Adany och Schafer (2008) menar att den kritiska spänningen, som är kopplad till knäckningsområdena måste, korrekt identifieras för att bibehålla hög säkerhet vid konstruktion med tunnväggiga profiler. Trots att forskningen verkar vara entydig om att dessa knäckningsområden existerar menar Adany och Schafer (2008) att det inte finns några mekaniska definitioner för dem. 3 Det finns olika metoder för att behandla knäckning i tunnväggiga stålprofiler. Denna rapport kommer endast behandla tre av metoderna, • finita strip metoden (FSM), • finita elementmetoden (FEM) och • neurala nätverk (NN). Anledningen till att endast tre metoder valdes var för att begränsa arbetet. Varför just dessa valdes var för att finita strip metoden och finita element metoden är de mest kända. och neurala nätverk har en funktion att efterlikna den mänskliga hjärnan och därför ansågs som intressant. 2.1.2 Finita strip metoden Vid beräkningar av spänningar hos tunnväggiga profiler används numeriska metoder såsom finita elementmetoden FEM och finita strip metoden FSM. Alla metoderna har sina fördelar och nackdelar. FEM och FSM kan inte separera de tre knäckningsklasserna global-,vridande- och lokal knäckning (Adany och Schafer, 2008). Vilket innebär att vilken sorts deformation som sker kan vara svårt att tolka av analysen. MacDonald m.fl (2008) anser att FSM är en specialiserad form av finita elementmetoden och är särskilt lämpad för beräkning av prismatiska strukturer till exempel balkar. Även Li och Schafer (2010) visar att FSM är en variant av FEM, i FSM delas geometrin upp i längsgående remsor, även kallade element. Elementen hos FEM är mer kvadratiska och därför krävs fler element för att beskriva en area än hos FSM. MacDonald m.fl. (2008) anser vidare att då elementen hos FSM är långa remsor som ofta är lika långa som geometrin som ska analyseras, kommer detta resultera i att antalet element kommer vara mycket färre än hos FEM, vilket leder till att antalet ekvationer som krävs för att genomföra analysen blir färre. Resultatet blir därför mer lättpresenterat och kortfattat men svårare för användaren att tolka. För att närmare förklara FSM använder Adany & Schafer (2008) ett exempel med en Z-profil. Balken delas upp i olika element. Styvheten i varje element undersöks 4 och består av en nedböjningsdel och en spänningsdel vilka beskriver beteendet hos profilen. I ett enskilt element samverkar inte böjningsfunktionen och spänningsfunktionen till ett resultat. Men genom att titta på alla element samtidigt och stoppa in uttrycken i en styvhetsmatris erhålls ett resultat som är skilt från noll. Li och Schafer (2010) visar att FSM är den bästa metoden för att undersöka instabiliteten i tunnväggiga balkar med längsgående spänningar. Med längsgående spänning menas axial belastning, böjning och förvridning. De anser dock att FSM inte kan användas för att identifiera specifika knäckningsfall och därför inte lämpar sig för att användas vid tvärsnittsmodeller med hörn. Djafour m.fl. (2010) stödjer teorin om att knäckningsfall är svåra att identifiera i FSM. 2.1.3 Neurala nätverk Under de senaste tjugo åren har en ny metod utvecklats. Metoden baseras på neurala nätverk (NN) och används till en rad olika ingenjörsproblem. Trots att det finns begränsat med forskning som behandlar NN som metod för att beräkna knäckning i kalldragna rör anser Pala (2006) att det finns sätt att implementera NN-baserade formler för att beräkna förvrängningsknäckning i kalldragna Cbalkar. Författaren menar vidare att resultatet från NN ska följa en viss kurva, en korrektionsfaktor. Ju mer genomarbetat indata är, desto mer korrekt blir utdatat. För att förstå metoden måste viss grundläggande fakta presenteras. Ett Artificiellt neuralt nätverk är en sorts matematisk procedur, en algoritm som bearbetar data. Proceduren i processen är att det artificiella neurala nätverket tar emot en signal från användaren, bearbetar den och lämnar ifrån sig ett resultat i form av en ny signal. (Malmgren 2003) Neurala Nätverk lär sig lösa problem genom träning. Metoden är skapad i ett försök att efterlikna hjärnans nervsignaler. Genom upprepade iterationer av programmet och genom att justera programmets inställningar med hjälp av avvikelserna mellan körningarna uppnås till slut önskat resultat. I inledningsfasen används exempel som har ett redan känt resultat. Mellan iterationerna undersöks 5 avvikelserna mellan resultatet och det korrekta svaret, därefter justeras inställningarna innan nästa körning av programmet sker. Beräkningarna i neuronnätet är från början en slumpmässig process, vissa signaler som passerar genom nätet förstärks, andra försvagas och vissa stoppas helt. Avvikelserna från det korrekta resultatet hjälper till att förstärka vissa förbindelser och försvaga andra. Därifrån kommer namnet ”back-propagation networks” som är den vanligaste typen av artficiellt neurala nätverk. Efter inlärningen kan programmet även lösa problem av liknande slag utan tidigare känt resultat. (ComputerSweden, u å) NN har använts för att beräkna komplexa problem, som är för avancerade för vanliga datorer eller för människan. Det som gör att NN kan behandla avancerade problem är att den fundamentala processen i ett nätverk är en neuron. Neuronen får sin information från andra källor, kombinerar sedan ihop informationen på något sätt och därefter utför en icke-linjär operation på resultatet för att slutligen lämna ifrån sig ett slutgiltigt resultat. Nätverket innehåller ett indatalager, några dolda lager och ett utdatalager. Det vanligaste NN är ”multi-layer perceptron” (MLP), som innehåller minst tre lager. En neuron i ett lager är kopplad till neuronerna i andra lager, men ej de i samma lager. Antalet neuroner i ett lager beror på hur avancerat problemet är.(Pala, 2006) Pala(2006) anser att om modellen är ordentligt genomarbetad och välgjord, blir resultatet mer korrekt. Men då metoden ses som en ”svartalådan-modell” där användaren anger indata-värden och datorn presenterar ett resultat, utan att användaren har någon egentlig kontroll på hur resultatet tas fram, anser Pala(2006) att trots att NN har använts mycket i ingenjörsproblem ses en”svartalådan-modell” som abstrakt och oklar. 2.1.4 Finita elementmetoden Finita elementmetoden bygger på att detaljen delas upp i element som sammanbinds med noder och används för att lösa partiella differensekvationer. Enligt Babuska (1973) är den huvudsakliga idén hos FEM, att den använder olika variationsprinciper tillsammans med en Galerkinprocedur som appliceras på en 6 styckvis glatt funktion. Babauska (1973) menar vidare att problemet med variationsmetoden är att lösningen blir en stationärpunkt och att metoden kräver att Dirichlet gränsvillkor är uppfylld. Det vill säga den bilinjära formen som bestämmer stationäriteten är positivt definierad. Här krävs att Dirichlet gränsvillkor förklaras närmare. Inom matematiken är Dirichlet gränsvillkor eller även kallad, första ordningens gränsvillkor, en typ av gränsvillkor som tillämpats inom ordinära differentialekvationer och partiella differensekvationer som ger de värden lösningen måste anta på gränsen av området. Randvillkor är krav som ges differentialekvationen för att få fram en entydig lösning. Givet en ordinär differentialekvation " + = 0 (1) Dirichlet gränsvillkoren på intervallet [a,b] får formen: = ℎ = (2) där α och b är givna värden. Det har visat sig att det är inte beräkningsmässigt lätt att hantera Dirichlet gränsvillkor om variationsprincipen kräver att dessa villkor är uppfyllda. Olika metoder har därför utvecklats för att undvika dessa problem. Genom teorin om lagrangemultiplar kan problemen med variationsprinciperna hanteras. (Babuska, 1973) Enligt Sunnersjö (1999, s17) delas hela beräkningsvolymen in i ett stort antal element och genom deras styvhetsegenskaper kan sedan hela strukturens egenskaper beräknas. Han anser därför att FEM är den mest dominerande metoden vad gäller praktisk hållfasthetsanalys. Författaren anser vidare att det är två saker som gör att FEM är överlägsen andra metoder. Det första är att minnesbehovet är lågt och det går snabbt att få fram lösningar. Det andra är att metoden klarar ett bredare spektrum av problem, jämfört med andra metoder. 7 2.1.5 Sammanställning Sammanfattningsvis finns det en rad olika metoder för att beräkna knäckning. Viss forskning tyder på att en förening av olika metoder skulle ge en generell och användarvänlig metod. Detta för att metoderna ensamma inte kan hantera alla olika knäckningslaster som uppstår. FSM är den bästa metoden vid beräkning av tunnväggiga balkar med längsgående spänningar men då metoden inte kan hantera profiler med hörn reduceras antalet användningsområden. Då de flesta profilrör såsom kvadratiska, C-profiler och så vidare har hörn, detta gör att FSM blir mindre lämpad för beräkning av hydraulbenen. Neurala nätverk (NN), som om modellen är ordentligt genomarbetad, ger ett tillförlitligt resultat. Men metoden upplevs kanske som krånglig och då den kräver avancerade datorer är den kanske inte till för den mer ovana användaren. Dessutom har det varit rätt svårt att hitta information om NN som behandlar knäckning inom hållfasthet vilket gör att metoden inte får anses ha vunnit så stor mark inom området. Vid enkla fall kan handberäkningar utföras för att bekräfta resultatet och därmed ökar förståelsen för metoden vilket gör den mindre abstrakt. Trots detta visade Babuska (1973) svårigheterna med metoden då den använder variationsprinciper vilket ger en lösning som blir en stationärpunkt. Sunnersjö (1999, s17 ) menar snarare att tack vare elementens styvhetsegenskaper kan hela strukturens egenskaper beräknas vilket gör metoden till den mest dominerande vid praktisk hållfasthetsanalys. Trots att forskningen visar på goda resultat hos andra metoder har ändå FEM blivit den mest använda metoden, detta kan bero på att metoden är enkel att förstå och kan tillämpas på de flesta problem. För små, okomplicerade problem kan beräkningen även göras för hand och inga speciella datorer behövs som med NN. Styrkt av all information är därför FEM den metod som bäst passar för det beräkningsfall som denna rapport presenterar. 8 2.2 Finita elementmetoden Den numeriska approximativa metoden, finita elementmetoden, används för att lösa partiella differentialekvationer. Partiella differentialekvationer är ekvationer där de obekanta är funktioner och i vilka ingår derivator av första eller högre ordning till de sökta funktionerna. Om funktionerna är av två eller flera variabler kallas det partiella differentialekvationer. (Sunnersjö 1999 , s 26) Elementindelning Vid elementgenerering delas modellen upp i mindre bitar, så kallade element. Elementen är en sorts delarea av den större arean, eller delvolym till en större volym. Ju fler element desto bättre approximation av arean tills konvergens uppnås. Till varje element hör ett antal linjära ekvationer, som anger relationen mellan krafter och förskjutningar i noderna. Där noderna är punkterna som sammankopplar elementen med varandra. Vid större modeller kan ekvationerna uppgå till flera hundra tusen. När ekvationerna blir så många skrivs de på matrisform. Matriserna gör ekvationssystemen överskådliga och hanterbara. (Sunnersjö 1999, s 26-27 ) Det finns tre olika sorters element. Där balkelement är det enklaste av elementen. De är endimensionella och kan beräknas för hand. Balkarna bör ha litet tvärsnitt i förhållande till sin längd. Balkelement är känsliga för utmattning och kräver därför att en viss säkerhet vid dimensionering finns. Elementtypen tar heller inte hänsyn till vad som händer i knutpunkterna. (Sunnersjö 1999,s 60-61 ) Exempel på olika balkelement är broar, cykelramar etcetera. Den andra formen av element är skalelement. Skalelement är en elementtyp som behandlar plana tillstånd. Den kräver att tjockleken är liten i förhållande till övrig geometri. Skalelementen är indelade i undergrupper, från triangulära till kvadratiska, där de kvadratiska är att föredra då de konvergerar snabbare. Dock kan triangulära element användas vid hål. Elementen bör vara likformiga och små där spänningen varierar som mest. (Sunnersjö 1999 ,s 64-66) Exempel på användningsområden för skalelement är plåtar, tankar och chassin. 9 Den tredje sorten är solida element, som är de mest komplicerade av element och kräver relativt stor datakapacitet då varje element har mellan åtta till fyrtio noder. Solidelement används om balkelement eller skalelement inte kan användas. (Sunnersjö 1999, s 68-70) Metodbeskrivning Vid beräkning av en statiskt bestämd konstruktion till exempel ett fackverk. Där det endast finns två frihetsgrader på varje element är det enkelt att använda förskjutningssatsen med jämviktsberäkningar etcetera. Men vid mer komplicerade konstruktioner är det nödvändigt att använda matriser. Lösningen till ett sådant FEM-problem skrivs på formen: = ̅ . (3) Om ekvationen ovan utvecklas erhålles = , (4) där F är kraftvektorn och innehåller alla kända yttre krafter såsom randvillkor Fb, obekanta sökta reaktionskrafter Fa, k är strukturstyvhetsmatrisen och x är förskjutningsvektorn (Sunnersjö 1999, sid 32-33). 10 2.3 Kvalitetshuset Med hjälp av kvalitetshuset översätts kundens krav och önskemål till en teknisk specifikation. Kvalitetshuset ingår som ett steg i en kundcentrerad planering, vilket är ett arbetssätt som utifrån kundens behov och med hänsyn till konkurrenters produkter, identifierar krav hos den egna produkten. (Bergman, Klefsjö, 2007, s136-140) Figur 2. Figuren visar hur kvalitetshuset är uppbyggt. Kundönskemålen är krav eller önskemål som ofta kan vara abstrakta och baseras på känslor eller upplevelser. Önskemålen översätts till mätbara produktegenskaper. Ullman D (2003, s116-134) förklarar kvalitetshuset enligt: Kundönskemål är en lista på krav eller önskemål som kunden tycker är viktiga för honom. Dessa önskemål kan vara diffusa och baserade på en känsla, att någonting ska vara lättmonterat eller ergonomiskt etcetera. Därefter ska önskemålen viktas, det vill säga klassificeras som krav eller önskemål. 11 För att kunna få fram egenskaper, som är mätbara, hos detaljen eller konstruktionen måste kundönskemålen översättas till produktegenskaper. För att de ska kunna vara mätbara, ska de eftersträva ett målvärde och ha en enhet, till exempel kg, mm, eller N per mm. Korrelation anger samband mellan produktegenskaper. En produktegenskap kan påverka en annan produktegenskap på ett positivt eller negativt sätt. Konkurrensjämförelse anger vilka målvärden, som konkurrenterna har. Dessa kan användas som riktmärken för att uppnå bättre resultat på den egna produkten. 2.4 Hållfasthetslära För att kunna ta fram en produkt som håller för de påfrestningar den utsätts för, är det viktigt att lära sig några relevanta begrepp inom hållfasthetsläran. Att förstå varifrån de kommer ifrån och hur de används. 2.4.1 Spänningar Då en detalj utsätts för krafter och belastningar utsätts materialet i detaljen för spänningar. Definitionen för normalspänning betecknas med den grekiska bokstaven och beräknas enligt σ normal = F A (5) där F är kraften i N som påverkar detaljen och A tvärsnittsarean i mm2 som blir belastad.(Dahlberg 2001, s16) Detta gäller endast för endimensionella problem, men för tredimensionella problem blir det mer komplicerat. Betrakta en kropp som delas upp i flera mindre element enligt figur 3. 12 Figur 3. Figuren visar hur spänningarna uppträder i en punkt. Bilden är hämtad från boken Avancerad konstruktion med Pro Engineer och Pro Mechanicha Wildfire 2.0 sid 17. Spänningarna delas upp i drag- och tryckresultanter i olika riktningar där till exempel σx innebär normalspänningen i x-led. Men som kan utläsas ur figur 3, uppstår även skjuvspänningar i elementet. Beteckningen xy betyder att skjuvspänningen är parallell med y-axeln och vinkelrät mot x-axeln. Sambanden mellan skjuvspänningarna i elementet är att skjuvspänningen som är parallell med y-axeln och vinkelrät mot x-axeln är lika stor som skjuvspänningen som är parallell med x-axeln och vinkelrät mot y-axeln. Samma samband gäller för övriga skjuvspänningar i elementet. (Forsman 2005, sid 17) Huvudspänningar Spänningar uppstår i alla riktningar, inte bara X-, Y- och Z-riktningar. För varje punkt i materialet finns en viss orientering eller vridning där skjuvspänningarna blir noll och det bara finns drag och tryckspänningar. De spänningarna kallas för huvudspänningar och är unika för just den punkten. Huvudspänningarna betecknas σ1, σ2 σ3. (Forsman 2005, sid17) Effektivspänning Enligt von Mises flythypotes kan alla spänningar i varje punkt summeras till en effektivspänning. Effektivspänningen kan sedan jämföras mot de sträck- och 13 brottgränser materialet har (Forsman 2005, sid 18). Summan av alla spänningar blir σ evM = σ x2 + σ y2 + σ z2 + σ xσ y + σ yσ z + σ zσ x + 3τ xy2 + 3τ yz2 + 3τ zx2 . (6) Spänningskoncentrationer Forsman (2005 ,s 19) menar att spänningen sällan är fördelat lika i materialet utan i vissa mer utsatta ställen bildas så kallade spänningskoncentrationer. Spänningskoncentrationer förekommer vid formändringar såsom hål, kilspår etcetera och kan ge upphov till utmattningssprickor. (Dahlberg 2001, s20) Singulariteter Singulariteter är en sorts spänningskoncentration där olika formändringar hos konstruktionen kan leda till singulariteter. Detta innebär att spänningen går mot oändligheten vilket kan leda till brottanvisningar i konstruktionen. Enligt Forsman (2005, s 20) finns det två huvudsakliga ställen där singulariteter uppstår, dels vid punktlaster och dels vid skarpa hörn. Vid punktlaster drar en kraft i en area så att arean går mot en punkt. Detta innebär att om arean går mot noll, går spänningen mot oändligheten, vilket leder till att en singularitet uppstår i den punkten. Punktlaster existerar inte i verkligheten, för oavsett hur liten area kraften angriper, har ändå den lilla punkten en area. Singulariteter kan även uppkomma från skarpa hörn. Betrakta spänningsflödet som en vattenmängd som ska flöda mellan de olika delareorna.(figur 4) Då vattnet ska passera från den breda arean till den smala blir det trångt och spänningen ökar i det skarpa hörnet. Hade det varit en radie där istället hade spänningen inte blivit lika hög som vid det skarpa hörnet. Det hade gått smidigare för vattenmängden att vandra till den smalare arean. 14 Figur 4: Figuren visar hur spänningsflödet som vandrar från den breda delen av arean till den smalare. Det blir trångt och spänningen ökar. Problemet skulle lätt kunna avhjälpas med hjälp av en radie i det skarpa hörnet. Q är den utbredda lasten. 2.4.2 Elasticitetsmodul Material sägs vara elastiska om det återgår till sin ursprungliga form efter att belastningen har tagits bort. När sambandet mellan spänning och töjning är linjärt är materialet inom det elastiska området. Då gäller det att spänningen är proportionell mot töjningen med proportionalitetskonstanten E enligt E= σ . (Dahlberg 2001, s40) ε (7) Elasticitetsmodulen E är ett mått på materialets förmåga att fjädra. Elasticitetsmodulen benämns ofta som E-modul och har enheten MPa=N per mm2.(E Ullman, 2003, s105) Ju lägre värde på E-modulen desto mer töjer sig materialet. (Karlsson 2004, s61) E-modulen fås ur spännings-töjningsdiagrammet, där E-modulen är den räta linjens lutning (Dahlberg 2001, s41), se figur 5. Figur 5. Spännings-töjningsdiagram för ett rent elastiskt ämne. 15 2.4.3 Skjuvning I ett skruvförband som håller ihop två plattor där de båda plattorna dras åt olika håll uppkommer skjuvspänningar. Kraften verkar då parallellt med snittytans plan och skjuvspänningen uppkommer då i snittet. Dock kan det vara svårt att avgöra den exakta storleken av spänningen och dess utbredning över tvärsnittet. Det gör att en approximerad uppskattning över spänningens riktning och fördelning görs. (Langesten 1988, s71) Vid skruvförband antas skjuvspänningen vara parallell med tvärkraften och vara lika stor över hela snittet. Där används formel τ med = F A (8) för att räkna ut medelskjuvspänningen över snittytan, där F är kraften, A är tvärsnittet och τmed är skjuvspänningen. (Langesten 1988, s71 ) Vid böjning uppkommer den största skjuvspänningen i tyngdpunktslinjen i tvärsnittet. För vanligt förekommande tvärsnitt multipliceras medelskjuvspänningen med en faktor, Jouravskifaktorn. Jouravskifaktorn är ett tabellvärde och är olika för olika geometriska värden. För cirkulära tvärsnitt är Jouravskifaktorn 1,33. Skjuvspänningen i tyngdpunktslinjen beräknas enligt τ tp = µ F . (Dahlberg 2001, s168) A (9) 2.4.4 Hålkantstryck Ett skruvförband används för att fästa hydraulbenet mot chassit, Då skruvförband dimensioneras är skruvens storlek viktig, den måste kunna motstå skjuvkraften från lasten. Karlsson (2004, s78) menar att inte bara skruven är viktig utan även måste undersökningar göras för att se att hålets kanter håller för kraften. Detta kallas för beräkning av hålkantstryck. Vilket beräknas med formeln 16 σh = F n ⋅ D ⋅t (10) där σh är hålkantstrycket, F är kraften, n är antalet hål, D är diametern på hålet och t är tjockleken på plåten. (Karlsson, 2004, s78) 2.4.5 Knäckning Anta en slank konstruktion som står på högkant, en vertikal nedåtriktad kraft appliceras längst upp på konstruktionen. Kraftens magnitud ökas eftersom och när den överstiger ett visst värde kommer konstruktionen kröka sig. När kraften avlägsnas kan konstruktionen återfå sin ursprungliga form, fenomenet kallas knäckning (Ljung m.fl., 2007, s141). Stångens utböjning är vinkelrät mot huvudaxeln där tvärsnittet har sitt minsta tröghetsmoment (Langesten, 1988, s83). Vilket gör det lätt att räkna ut i vilken riktning balken kommer böja ut om tvärsnittet är rektangulärt. De vanligaste fallen av knäckning delas upp i fem elementarfall, även kallad Eulerfallen (figur 6). I Euler´s knäckningsfall används en sträva med längden L, böjstyvheten EI och den axiella tryckkraften P. Figur 6. De fem olika Eulerfallen. Figuren är hämtad från boken Introduktion till hållfasthetslära. 17 Fall 1, balken är fast inspänd nedtill och fri upptill, vilket innebär att tryckbelastningen beräknas enligt Pk = π 2 EI 4L2 . (11) Eulers formler gäller endast vid elastisk knäckning. Det kräver att slankhetstalet har värden över 100. Är slankhetstalet under 100 kallas knäckningen oelastisk och då gäller Tetmajers formler (Bodelind och Persson 2004, s28-s29) För att beräkna slankhetstalet måste först minsta tröghetsradien beräknas enligt I . A imin = (12) Där A är tvärsnittsarean. Verklig knäcklängd beräknas enligt l = L ⋅γ . (13) Där L är längden på strävan och γ är en konstant som beror på upplagsfallet och l är stångens knäcklängd (Björks s45). Slankhetstalet beräknas enligt λ= l imin . (14) Med hjälp av värdet på slankhetstalet och sträckgränsen för materialet kan tillåten spänning utläsas ur diagram (figur 7) Tillåten knäckkraft beräknas därefter med hjälp av ekvation (5) 18 Figur 7. Tillåten tryckspänning för konstruktionsstål. Figuren är hämtad från Karl Björks formelsamling. 2.5 Svetsteori En av de vanligaste permanenta förband som använts vid konstruktionsarbeten är svetsar. Svetsning innebär att de material, som ska sammanfogas, värms upp till en temperatur där de smälter ihop. Vid vissa svetsmetoder tillsätts ett speciellt tillsatsmaterial som liknar grundmaterialet. (Olsson 2006, s89) Den svetstyp som kommer användas främst i denna konstruktion är kälfog. Tvärsnittet hos en kälfog blir triangelformat. Kälfogen delas upp i tre olika sorter 19 (figur 8). Den urgröpta svetsen (b) är att föredra då dess form minimerar spänningspåverkan. Figur 8. Figuren visar en kälfog a kallas för struken svets, b urgröpt svets och c rågad svets. I a-måttet (figur 8 ) där svetsen är som tunnast, är det störst risk att den går sönder. För att beräkna skjuvspänning för effektiv svets används formel τ= F ,(Karlsson 2004, s75) a( L − 2a) (15) där F är kraften och L är längden på svetsen. Anledningen till att svetslängden minskas med två a-mått är att i början och slutet på svetsen bildas inbuktning i svetsen, vilket innebär att effektiv svets blir L-2a. (Karlsson 2004, s75) 20 3 Metod och genomförande Detta kapitel kommer visa arbetsgången från principförslag på hydraulben till att slutligen presentera ett färdigt resultat. 3.1 Marknadsundersökning För att säkerställa att principförslaget, som framtagits av Aktiebolaget Arbrå Sikt & Matare, är det optimala, har en marknadsundersökning utförts. På marknaden finns en rad olika varianter av hydrauliska stödben. De flesta agerar endast som stöd. De lyfter inte upp trailern. En variant av stödben är med manuella vevar. Denna variant fungerar endast som stöd så maskinen inte tippar, exempelvis om det är en maskin med kran och kranens arbete gör att tyngdpunkten på maskinen flyttas. En annan variant av stödben är de som sitter på grävare, där stödbenen fälls ner åt sidorna med hjälp av en hydraulcylinder. En variant på stödben där lasten lyfts är att använda lösa domkrafter för att hissa upp maskinen och därefter när maskinen står i läge placeras pallbockar under. På separatlastare som har till uppgift att till exempel lasta timmer på timmerbilar i skogen sitter en sorts stödben, som först kan lyfta upp lastaren och därefter förskjuta den i sidled för att kunna placeras på sidan av vägen. I stödbenen finns både vertikalt monterade hydraulcylindrar, som sköter de vertikala stödbenen och horisontellt monterade som sköter utskjutet i sidled. Lösningen är tänkt för maskiner som jobbar korta stunder i skogen och för maskiner som är betydligt mycket lättare än 50 ton. 3.2 Kvalitetshus För att hitta en optimal lösning på stödben måste några kriterier tas fram. För att få fram vilka krav och önskemål, som är viktiga, har diskussioner med handledaren på företaget förts. Det resulterade i följande kravspecifikation: Stödbenen ska klara en statisk last på 12,5 ton per ben. 21 En hydraulcylinder som är standard för att hålla ner kostnaden, förenkla inköp. Stödbenet ska tåla en utomhusmiljö som är full av stendamm. Stödbenet ska vara enkelt att ändra höjdläge på och lätt att fälla upp vid flytt till annan bergtäkt. Siktverket ska kunna lyftas 200 mm. Varje ben får högst väga 300 kg med tanke på att hela siktverkets totalvikt får max vara 50 ton. Representanter från företaget ombads att vikta kriterierna med hjälp av en parvis jämförelse. I en parvis jämförelse jämförs varje kriterium mot varandra ett i taget. Den som är viktigare att uppfylla får en etta och är den mindre viktiga får en nolla. (tabell 1) Den parvisa jämförelsen visar att hållfastheten är viktigast och att hålla nere vikten är av minst intresse. Tabell 1. Parvis jämförelse som användes för att vikta kriterierna. Dammtålig Hållfast Låg vikt Montagevänlig Standardkomponent Viktning 0 1 1 0 2 Dammtålig 1 1 1 1 4 Hållfast 0 0 0 0 0 Lågvikt 0 0 1 0 1 Montagevänlig 1 0 1 1 3 Standardkomponent Därefter översattes kriterierna till teknisk specifikation, vilket gjordes med hjälp av kvalitetshuset (figur 9). För att översätta kriterierna till egenskaper används en sambandsmatris. Ett samband mellan ett kriterium och en egenskap kan ha fyra olika värden. Starkt samband motsvarar en trea, medium samband motsvarar en tvåa, svagt samband motsvarar en etta och inget samband motsvarar siffran noll. Därefter multipliceras sambandets värde med viktningen av kriteriet, alla produkter adderas ihop. En summa per kolumn. 22 Figur 9. Bedömning enligt kvalitetshuset. Kvalitetshuset visade att materialvalet, yttröghetsmomentet och maxbelastningen var de tre viktigaste kriterierna. Analysen resulterade i två målvärden en max belastning på 125 kN och en maxvikt på 300 kg.. 3.3 Pughmatris Efter marknadsundersökningen framkom tre olika förslag, som jämfördes mot varandra för att se vilken, som är värd att vidareutveckla. Jämförelsen gjordes enligt en Pughmatris. Pughmatris metoden uppfanns av en skotsk produktutvecklare vid namn Stuart Pugh. Den innebär att olika koncept av lösningar jämförs mot varandra. Med utgångspunkt från ett referenskoncept som kan vara ett befintligt utseende, anges 23 om de olika koncepten är bättre eller sämre än referenskonceptet enligt de kriterier som kom fram efter pughmatrisen. (Bergman och Klefsjö 2007, s118) Figur 10. Figuren visar pughmatrisen. Principförslaget agerar som referenskoncept och övriga koncepten viktas mot referensförslaget. Pughmatrisen visar att referensförslaget blev det bästa av dessa förslag. Figur 10 visar pughmatrisen som förstudien resulterade i. Principförslaget jämförs mot två olika koncept. Koncept 1. Förutom sitt resultat i Pughmatrisen går alternativet bort, då det inte kan ta upp sidokrafter. Dessutom då ekipaget ska stå i en dammig miljö kommer stendamm fastna i den feta ytan på kolven och hydraulcylindern kommer kladda igen. Denna lösning har heller ingen möjlighet att låsa benen i position, och då hydraulcylindrar har ett läckage och eftersom siktverket kan stå i månader på samma ställe kommer det resultera i att siktverket sjunker. Ett alternativ skulle vara att ha en överdimensionerad hydraulcylinder som skulle klara av att hålla upp 24 maskinen önskad tid. Men det skulle innebära en mycket dyrare, specialtillverkad cylinder. Koncept 2, Detta koncept visade sig vara sämst. Det är alldeles för skrymmande och dessutom har det en funktion att kunna flytta ekipaget i sidled, vilket det inte finns något behov för i det här fallet. Dessutom denna lösning brukar i regel sitta på maskiner, som endast jobbar några minuter i samma position inte månader som är fallet här. Även på detta förslag saknas någon direkt låsning av hydraulcylindern vilket skulle innebära att operatören får förlita sig på att cylindern kan hålla uppe lasten. Det skulle i så fall innebära en dyrare specialbeställd cylinder. Därför får principförslaget anses som det bästa av de tre alternativen. 3.4 FMEA Vid konstruktion är det viktigt att undersöka vilka olika risker som kan uppstå. En metod för det är att göra en riskanalys, exempelvis en FMEA. FMEA står för Failure Modes and Effect Analysis. Det används för att bedöma risker hos en konstruktion. Syftet med metoden är också att komma på förslag till åtgärder. (Forsman 2009, s14) FMEA används för att systematiskt undersöka en produkt eller process, dess funktioner, på vilket sätt felet kan uppstå, orsaker till felet och konsekvenser till felet. (Bergman och Klefsjö 2007 ,s170) I riskbedömningen ska användaren själv uppskatta riskerna med konstruktionen. Bedömningen sker enligt följande gradering. F är felsannolikhet, vad är sannolikheten att felet uppstår. Ett innebär att sannolikheten är väldigt låg. Fyra till sex innebär att risken bedöms som medium. Nio och tio innebär väldigt hög. A innebär allvarlighetsgraden. Hur allvarligt är felet. Ett är knappt märkbart. Fyra till sex är ganska allvarliga. Nio och tio innebär att allvarliga personskador kan uppstå. 25 U för upptäckssannolikhet, hur troligt är det att kunden upptäcker riskerna innan de blir ett problem. Ett innebär att risken kan inte undgås att upptäckas. Sex till åtta innebär att det krävs kvalificerade kontroller för att hitta riskerna. Nio och tio innebär att det är praktiskt taget omöjligt att hitta problemen. (Forsman 2009, s14) Riskanalysen för stödbenet (tabell 2 ,bilaga 1) gav nio risker. Första risken är att någon av de två låspinnarna glöms kvar i benet när benet ska höjas eller sänkas. Det innebär att låspinnen inte får gå sönder även då hydraulcylindern går för maxtryck. Till varje ben ska det vara två låspinnar för att låsa benet i läge, men risken finns att någon pinne tappas bort. Därmed kanske något ben endast låses med en pinne. Problemet kan lösas genom beräkningar, att en pinne ska kunna ta hela vikten som är avsatt för ett ben. En annan risk som finns är att skruvarna som fäster stödbenen mot chassit kanske inte är ordentligt åtdragna eller av en sämre kvalitet än rekommenderat. Felsannolikheten har uppskattats till att vara relativt låg, skulle det ske är det allvarligt men felet är lätt att upptäcka. En lösning på problemet skulle vara att i eventuell manual eller bruksanvisning till siktverket ange ett åtdragningsmoment för skruvarna. Dock bör en analys göras för att undersöka att även skruvar med sämre kvalitet än rekommenderat klarar belastningen. Även en undersökning som visar hur många skruvar i skruvförbandet som måste vara lösa innan benet riskerar att lossna. Det finns alltid en risk att kunden senare adderar vikt på sitt siktverk, till exempel byter ut en nuvarande sikt mot en större och tyngre sikt. Det skulle innebära att om maxvikten ökar avsevärt skulle belastningen på benen innebära risk för att benen knäcks. Åtgärd på det skulle vara att i manualen skriva en maxlast på semitrailern. Alternativt addera en skylt på siktverket med angiven maxlast. 26 I en bergtäkt kan mindre stenar ligga i vägen under stödbenet. Upptäcksrisken är dock rätt stor då användaren ska lossa på låspinnarna vid varje ben innan de hissas ner och därför kan flytta sådant som ligger i vägen. Längst upp på stödbenet finns ett lock. Risken finns att locket inte sätts tillbaka efter eventuellt servicearbete eller då montering gjorts av benet. Då kan smuts, vatten och damm hamna ner i benet och skada hydraulcylindern. Detta får dock anses som rätt osannolikt eftersom locket inte behöver demonteras annat än vid service och dylikt. Om hydraulcylindern skulle vara underdimensionerad på grund av att kunden ställt på en större sikt, vilket gör att maxvikten är för stor och inte orkar lyfta upp lasten kan cylindern knäckas och siktverket riskerar att tippa. 3.5 Maskindirektivet Stödbenen betraktas som en lyftanordning. Enligt maskindirektiven som innefattar dessa lyftanordningar på siktverk ska lyftanordningarna tåla en överbelastning i statiska prov utan att få bestående deformationer eller tydliga defekter. Vid dessa statiska provningar ska hållfasthetsberäkningarna ta hänsyn till en testfaktor för att garantera en tillräckligt hög säkerhetsfaktor. Hos manuellt drivna maskiner och lyftanordningar är denna faktor 1,5. (AFS2008_03, §4.1.2.3) Maskiner, som är utsatta för dynamiska krafter, ska vara konstruerade på ett sådant sätt att de med högsta maxlasten multiplicerat med en testfaktor klarar de dynamiska proven. Testfaktorn för dynamiska prov väljs så den garanterar en tillräcklig säkerhetsnivå. Värdet brukar vara 1.1 (AFS2008_03 §4.1.2.3) 3.6 Vidareutveckling av principförslag Då principförslaget endast var en enkel skiss på hur benet skulle se ut, var nästa steg att utveckla principskissen till en 3D-modell med hänsyn till den kravspecifikation som gavs från kunden (figur 11). 27 Skruvat lock Ytterben Cylinderpinne för ytterben Låspinnar Cylinderpinne för innerben Innerben Figur 11. Figuren visar en sprängskiss på 3D-modellen av stödbenet. Locket är skruvat för att förenkla monteringen då cylindern monteras först mot innerbenet. Sedan träs ytterbenet över innerbenet. I locket finns fyra plattjärn, som dels ska fungera som styrningar för att montera locket men även för att skruva fast locket i ytterbenet. 28 Cylindern låses mellan inner- och ytterbenet med hjälp av låstappar och segersäkringar. För att låsa benet i höjdled används låstappar med handtag för att förenkla hanteringen. Hydraulcylindern är en vanlig standardcylinder och har valts med tanke på den önskade lyfthöjden och den maxbelastning den ska tåla. Innerbenet består av ett VKR-profil för att minska antalet svetsar och storleken är vald med hänsyn till hydraulcylindern. Innerbenet är utrustat med fyra plattjärn ett på vardera sida som glidskenor och stabilisering mot ytterbenet. På ytterbenet finns en större skruvplatta som ska skruvas mot chassit, den mindre skruvplattan ska användas för att kunna skruva en balk mot motstående hydraulben. Detta innebär att benparen hjälper varandra att stabilisera konstruktionen. 29 4 Hållfasthetsberäkningar Detta kapitel kommer presentera det resultat som kom fram genom analysering av innerben, ytterben och hela benet. För analysering användes simuleringsprogrammet ANSYS Workbench 14.0. Därefter följer en verifiering av beräkningarna. 4.1 Tillåten spänning Gränsen för tillåten spänning beror på vilken sorts påfrestning materialet är utsatt för. Stödbenet är i S355, vilket har en sträckgräns på 355 MPa. Alltså vid spänningar över 355 MPa blir det bestående deformation i materialet. För att beräkna tillåten spänning divideras gränsspänningen, i vårt fall sträckgränsen, med en säkerhetsfaktor som ligger mellan 1,3 och 1,7. (Björk sjätte upplagan, s 25) Den undre sträckgränsen divideras med en säkerhetsfaktor benämnd ns=1,5, värdet valdes för den utgör medelvärdet av sträckfaktorerna. Det ger en tillåten spänning på σ till = ReL 350 = = 233 MPa . ns 1,5 (16) Tillåten skjuvspänning är 60 procent av tillåtna spänningen (Björk sjätte upplagan, s 25). Vilket i detta fall blir τ till = 0,6 ⋅ 233 = 140 MPa . (17) Det innebär att resultaten, som kommer från analyserna och handberäkningarna ska ha värden lägre än 140 MPa för skjuvspänningar och 233 MPa för övriga spänningar. 30 4.2 Belastande krafter Den belastade kraften på stödbenen kan beräknas på fyra olika sätt. Det kraftfall som ger upphov till den största belastningen är det som kommer att nyttjas vid analyserna och handberäkningarna. Då siktverket står stilla ger siktverkets last upphov till en statisk kraft. Då siktverket är i drift adderas siktverkets statiska last med det dynamiska tillskottet. Hydraulcylinderns maxtryck ger upphov till en kraft. Maskindirektivens rekommendationer. Kraften som fås från siktverkets last. Siktverkets last är 50 ton delat på fyra ben, vilket ger 125 kN per ben. Kraften som fås då dynamiska tillskottet adderas till siktverkets statiska last. Det dynamiska tillskottet som kommer från de två siktarna som sitter på siktverket delas upp i vertikalt och horisontellt tillskott. Vertikala tillskottet. Motorerna, som sitter på siktarna, är obalansmotorer, det innebär att det sitter två vikter i varje motor. Vikterna sitter förskjutna i förhållande till varandra. Förskjutningen av vikterna är enligt en procentsats som beror på sikt och användningsområde. Obalansmotorerna ger upphov till ett slag, en pulserande rörelse på 45 grader hos sikten. Siktens dynamiska tillskott genereras av slaget och är för dessa siktar cirka 10 mm. 31 Figur 12. Figuren visar en principskiss på en sikt. Den blå pilen anger slagets riktning som obalansmotorerna ger upphov till. Figur 12 visar en sikt från Aktiebolaget Arbrå Sikt & Matare. Den blå pilen visar slagets riktning. Vid nolläget står sikten på fjädrarna, när den inte är i drift (figur 13). I drift rör sig sikten mellan punkt A och B. Nolläget ligger precis mellan A och B. Vid A har sikten lyfts från fjädrarna och ger inte upphov till någon belastning. Men vid B belastar sikten fjädrarna. Hela slaget (sträckan A till B) är tio mm. Betrakta delen under nolläget. Hypotenusan för halva slaget är därmed fem mm. Med hjälp av sinussatsen beräknas den vertikala nedåtriktade katetern till 3,5 mm. Den vertikala nedåtriktade kraften beräknas enligt, fjäderkonstanten gånger ihoptryckningen av fjädern, kraften motsvaras därmed av den vertikala nedåtriktade katetern. Figur 13. Grafisk illustration över slaget på sikten. Slaget är sträckan A till B som är 10 mm. delen under nolläget är det som ger upphov till belastning. 32 Fjäderkonstanten för fjädrarna på sikten är 122 N per mm. Vilket innebär att tillskottslasten per fjäder blir 12 kg gånger 3,5 mm som ger 42 kg per fjäder. Varje sikt har åtta fjädrar vilket ger en tillskottslast på 336 kg per sikt. Siktarna är placerade i vardera ände på siktverket vilket innebär att endast en sikt påverkar varje benpar. Det innebär att endast 168 kg påverkar varje ben. Betrakta chassiet på siktverket som en 18 meter lång balk. Sikten fram väger ungefär 5,6 ton. Det ger att sikten fram ger upphov till en belastning på 56,7 kN. Sikten bak väger ungefär 5,7 ton, det ger en belastning på 57 kN. Boggien på siktverket ger även den upphov till en kraft som är så pass stor att hänsyn måste tas till den, boggien ger en belastning på 30 kN. Övriga detaljer på siktverket väger enskilt mycket mindre än siktarna och boggien vilket innebär att de kan betraktas som en utbredd last. Den utbredda lasten beräknas till 356 kN. Figur 14 visar friläggningen av balken med krafterna. Stödbenen har ersatts av reaktionskrafter A och B. Avstånden a-g anger krafternas hävarm med avseende på punkten A. Figur 14. Figuren visar friläggning av krafter och reaktionskrafter på chassit. 33 För att beräkna reaktionskraften i punkten B beräknas momentet kring punkten A som ska vara lika med noll. Avstånden är räknade från en uppskattad tyngdpunkt till reaktionskraften A a= 287 mm, b= 2333 mm, c= 6236 mm, d= 7879 mm och g=9076. Momentet kring punkten A beräknas enligt A = Fsikt fram ⋅ a + Futbredd last ⋅ b + Fboggie ⋅ c − R B ⋅ d + Fsikt bak ⋅ g = 0. (18) Genom att sätta in värden kan RB beräknas till 197 kN. Genom jämviktsekvation ↑: RA − Fsikt fram − Futbredd last − Fboggie + RB − Fsikt bak = 0. (19) Vilket ger reaktionskraften i A= 302 kN. Reaktionskrafterna i A och B är per benpar, reaktionskraften per ben i A blir 151 kN och i B 99 kN Horisontella tillskottet. På grund av att fjädern är för vek i horisontell led har den inte förmåga att överföra lika mycket krafter i horisontalled som i vertikalt, utan enligt empiriska metoder är det horisontella tillskottet endast 10 procent av det vertikala. Det horisontella tillskottet bidrar alltså med ytterligare 17 kg per ben. Stenarna som lastas på sikten är inräknade i de 42 kg som är tillskottslasten per fjäder. När sedan stenarna rör sig i sikten har tidigare praktiska undersökningar på företaget gjorts och uppskattningsvis endast en tredjedel av stenarnas vikt belastar sikten. Det innebär att siktverkets vikt adderat med det dynamiska tillskottet ger kraften 127 kN. 34 Genom att addera dynamiska tillskottet till reaktionskrafterna i benen ger det kraften 153 kN i A och 100 kN i B. Kraften som fås då hydraulcylindern går på maxtryck. Trycket som hydraulpumpen på verket ger är 200 bar. Trycket p=200 bar=20 MPa. (20) För att beräkna kraften från hydraulcylindern används formeln F = pA (21) där arean på hydraulkolven fås genom = ! = 50 = 7853&&. (22) Det ger kraften = ' = 20 ∙ 7853 = 157079,. (23) Alltså kraften från hydraulcylindern då den går för maxtryck är 157 kN. Kraften som fås enligt maskindirektiven Enligt maskindirektiven i kapitel 3.5 är deras rekommendationer om statiska laster, att för att uppnå säkert resultat ska siktverkets vikt multipliceras med 1,5 125000 ∙ 1,5 = 188,. (24) Eftersom denna kraft enligt maskindirektivens krav är störst kommer den kraften användas i beräkningarna för att dimensionera stödbenet. 4.3 Låspinnar För att låsa benet används två låstappar i form av cirkulär cylinder med handtag fastsvetsade. Enligt den riskanalys som gjordes finns en risk att någon pinne 35 glöms kvar i benet vid upp eller nedlyftning av verket. Eller att någon tappar bort en pinne så endast en pinne per ben används. Därför är det viktigt att undersöka vilken dimension på låspinnen bör användas så den kan klara belastningarna vid båda riskfallen. Belastningen låstapparna kommer utsättas för är skjuvning. Skjuvspänningen i låspinnarna fås enligt (9) Första scenario är då en låspinne används. De blå rutorna i (figur 15) representerar ytterbenet som trycker mot den vita låspinnen och de röda rutorna är innerbenet som låspinnen vilar mot. Figur 15. Figuren illustrerar låspinnen (vita) vilar på innerbenet (röd) och belastas av ytterbenet (blå) . Efter friläggning (figur 16). Figur 16. Friläggning av låstappen. De blå prickade linjerna i figuren visar att låstappen kommer skjuvas på två ställen. Det innebär att kraften ska fördelas på två gånger arean. Då tillåten skjuvspänning för stål är 140 MPa visar tabell 3 att låspinnarna håller för alla storlekar. 36 Tabell 3. Tabellen visar en jämförelse mellan olika dimensioner på låstappar. Tabellen visar för fallet med en låstapp. Diameter D 60 55 50 45 40 Area A 5652,00 4749,25 3925,00 3179,25 2512,00 Spänning τ 44,12 52,51 63,54 78,44 99,27 Säkerhet 3,2 2,7 2,2 1,8 1,4 Tillåten spänning τtill 140 MPa Men då det uppmanas att man använder två låspinnar kommer arean som tar upp kraften vara dubbelt så stor som tidigare. Enligt tabell 4, har låspinnar med diameter 50 en säkerhet på 4,5. Tabell 4. Jämförelse mellan olika storlekar på låstappar. Tabellen visar för fallet med två låstappar. Diameter D 60 55 50 45 40 Area A Spänning τ Säkerhet Tillåten spänning τtill 11304,00 22,06 6,4 140 MPa 9498,50 26,25 5,4 7850,00 31,77 4,5 6358,50 39,22 3,6 5024,00 49,64 2,9 4.4 Innerben För att säkerställa att hydraulcylindern med säkerhet får plats i innerbenet har profilbalken VKR 150x250 valts som stomme. Just den profilbalken finns i fyra olika tjocklekar, 6,3, 8, 10 och 12 mm. För att hitta den lättaste profilen och därmed den tunnaste, som samtidigt är stark nog för de belastningar som uppstår har en jämförelse mellan de tre tunnaste tjocklekarna gjorts. Tre innerben modellerades med de olika profilbalkarna som bas (figur 17). Därefter gjordes analyser på tre olika belastningsfall. 37 Ben 1. VKR med godstjocklek 6,3 mm. Vikt 107 kg. Ben 2: VKR med godstjocklek 8,0 mm. Vikt 117 kg. Ben 3: VKR med godstjocklek 10,0 mm. Vikt 128 kg. Figur 17. De tre olika varianterna på innerben. 4.4.1 Lastfall Första belastningsfallet är då maskinen står stationerad i bergtäkten. Då är maskinen upphöjd och belastningen läggs på låspinnarna. I detta fall antas att båda låspinnarna används. Därför delas lasten upp mellan de båda låspinnarna. Andra belastningsfallet är samma som innan men nu antas en pinne tappats bort eller av annat skäl används endast en pinne. I det fallet fås en snedbelastning. Tredje belastningsfallet är vid upp eller nedhissning av siktverket. Till exempel då maskinen just kommit till bergtäkten och ska ställas i position eller om den ska hissas ned och flyttas till annat ställe. Lasten läggs på cylinderpinnen genom hylsorna. 4.4.2 Elementindelning En generell elementindelning gjordes för hela benet, men vid speciellt utsatta ställen såsom hål och svetsar gjordes en finare triangulär elementindelning med hjälp av solida element För hål och svets användes en elementstorlek på två mm. För hylsor, cylindertapp och låstappar användes fyra mm. Alla innerben och även ytterbenen fick samma elementindelning så att resultatet ska vara jämförbart (figur 18). 38 Figur 18. Figuren visar elementindelningen på innerbenet, vid utsatta ställen gjordes en finare elementindelning. 4.4.3 Beräkningsresultat Resultatet av beräkningarna visas i tabell 5. Den slutsats vi kan dra av tabell 5 är att alla ben ligger inom godkänt värde för sin spänningsklass och då vi har ett viktkrav på 300 kg per ben väljer vi det lättaste vilket är ben nummer 1. Tabell 5. Tabellen visar de resultat som framkom efter analysering av de tre olika belastningsfallen på de tre olika varianterna på ben. Ben Spänning Deformation Spänning Deformation Spänning Deformation Fall 1 Fall 1 Fall 2 Fall 2 Fall 3 Fall 3 (MPa) (mm) (MPa) (mm) (MPa) (mm) Ben 1 (6.3 mm) 98,9 0,126 178,43 0,57 145,8 0,08 Ben 2 (8 mm) 97,45 0,109 156,7 0,512 126,45 0,07 Ben 3 (10 mm) 72,24 0,096 119,55 0,46 118,13 0,06 I belastningsfall 1 uppkom den största spänningen som hålkantstryck i hålen för låspinnarna. Spänningen blev 99 MPa. Vilket innebär att resultatet var 42 procent av den tillåtna spänningen. Den största deformationen är 0,13 mm och uppkom som nedböjning i låspinnarna (figur 19). 39 Figur 19. Spänningen och deformationen som uppstår i ben 1 vid belastningsfall 1. I andra belastningsfallet där en låstapp används, uppkommer den största spänningen i hålet för låstappen. Den största deformationen uppkommer längst upp på innerbenets profilrör. Deformationen beror på snedbelastningen som blir i benet på grund av att belastning läggs på en låstapp. (figur 20). Figur 20. Spänningen och deformationen som uppkommer i ben 1 vid belastningsfall 2. I belastningsfall tre (figur 21) uppkommer den största deformationen som utböjning i cylindertappen. Den största spänningen uppkommer i svetsen runt hylsan. 40 Figur 21. Figuren visar spänning och deformation som uppkommer i ben 1 vid belastningsfall 3. För att undersöka vilken knäckningsmod innerbenet har, gjordes en linjär knäckningsanalys i ANSYS. Då inga tillförlitliga resultat gavs då benet undersöktes i sitt grundutförande togs beslutet att förenkla benet radikalt och endast undersöka profilen som benet består av. Med plattjärnen påsvetsade bör benet blir stabilare och knäckningen uppkomma vid ett senare skede. Första knäckningsmoden kom vid åtta gånger lasten, andra vid tio (figur 22). Anledningen till att det uppkommer två olika knäckningsmoder är att knäckningen kan ske på olika sätt. Med knäckningsmod visas vid vilken multipel av lasten som måste belasta benet innan det knäcks. 41 Figur 22. De två knäckningsmoderna på ben 1. 4.5 Ytterben För att uppnå maximal stabilitet i benet måste det vara så lite spel mellan ytterbenet och innerbenet som möjligt. Bland de dimensioner som finns på profilrör finns inget som passar för ändamålet. Därför består ytterbenet av en baksida och en bockad framsida. För att försöka hålla nere vikten även här har en jämförelse mellan olika tjocklekar gjorts. Mantelplåt och baksidesplåt har gjorts i sex, åtta, tio mm och tolv mm tjock godstjocklek (figur 23). 42 Ben 1: Framdel 6 mm Bakstycke 8 mm Vikt 90 kg. Framdel Bakstycke Ben 2: Framdel 8 mm Bakstycke 10 mm Vikt 122 kg. Ben 3: Framdel 10 mm Bakstycke 12 mm Vikt 144 kg. Figur 23. Ytterbenet skapas i tre olika varianter 4.5.1 Lastfall Första belastningsfallet är då siktverket är placerat på bergtäkten och siktverket är upphissat. Vikten 18 750 kg läggs på skruvförbandet och ytterbenen vilar på låspinnarna. Andra belastningsfall illustrerar fall 2 från FMEA. Där en låspinne nyttjas. Benet får en snedbelastning. Belastningen läggs även i detta fall på skruvhålen och benet vilar på en låspinne. Då benet har stabilitet från innerbenet har en ”friktionless support” ,som är ett villkor i ANSYS, adderats till analysen. Tredje belastningsfallet illustrerar då siktverket anlänt till bergtäkten och siktverket ska hissas upp. Kraften kommer från cylinderpinnen som går igenom hylsorna högt upp på ytterbenet. 4.5.2 Beräkningsresultat Slutsatsen som kan dras från tabell 6 är att alla varianter håller sig inom tillåtna värden på spänningar. Vilket innebär att ben nummer ett väljs i ett försök att hålla nere vikten. 43 Tabell 6. Resultatet efter analyserna på de tre olika varianter på ytterben. Ben 1 Ben 2 Ben 3 Spänning Deformation Spänning Deformation Spänning Deformation Fall 1 Fall 1 Fall 2 Fall 2 Fall 3 Fall 3 (MPa) (mm) (MPa) (mm) (mm) (mm) 129,3 0,093 160,2 0,118 133,4 0,095 104,1 0,074 110,3 0,093 119,7 0,083 85,1 0,061 88,8 0,078 102,4 0,05 I belastningsfall 1 uppkommer den största spänningen och den största deformationen i skruvplattan mot chassit. Spänningen som är hålkantstryck i hålen för skruvförbandet uppmäts till 129 MPa vilket ligger under gränsvärdet på 233 MPa (figur 24). Figur 24. Spänning och deformation som uppkommer i ben 1 vid belastningsfall 1. I belastningsfall två tar endast en låspinne upp hela lasten. Största spänningen uppkommer i hålet för låspinnen och största deformationen uppkommer i hålen för skruvförbandet mot chassit. Deformationen beror på snedbelastningen (figur 25). 44 Figur 25. Spänningar och deformationer uppkomna i ben 1 vid belastningsfall 2. I belastningsfall tre uppkommer den största deformationen i förstärkningsplåten vid hylsan. Största spänningen uppkommer i skruvplattan mot chassit (figur 26). Figur 26. Figuren visar spänning och deformation hos ben 1 vid belastningsfall 3. Det gjordes även en analys på knäckning av ytterbenet. Vid knäckningsanalysen gjordes en liknande förenkling som för innerbenet. Benet betraktades som en part med samma tvärsnitt som grundutförandet. Första knäckningsmoden kom vid 18 gånger lasten (Figur 27). 45 Figur 27. Den första knäckningsmoden hos ytterbenet. 4.6 Hela benet Även vid beräkning av knäckning för hela benet användes ett förenklat utseende. Benet monteras med låspinnar i sitt högsta läge för att få det mest ogynnsamma scenario. Fotplattan i innerbenet ges randvillkoret ”fast inspänd” och kraften läggs längst upp på ytterbenet. Första och andra knäckningsmoden kom vid 13 gånger lasten (figur 28). Figur 28. Knäckningsmoderna vid analys av hela benet. 46 4.7 Kontrollberäkningar För att försäkra oss om att analyserna utfördes med rätt randvillkor och för att grundligare undersöka vissa utsatta ställen gjordes kontrollberäkningar för hand. Beräkningarna finns som bilaga 2-10 och endast en kort sammanfattning kommer presenteras här. 4.7.1 Hålkantstryck i hålen för låspinnarna Vid handberäkningarna för hålkantstryck för låspinnarna, beräknas hålkantstrycket till 148 MPa vid användandet av båda låspinnarna och 297 MPa om endast en låspinne nyttjades. Värdet 297 MPa ligger över gränsen för tillåten spänning. Men det innebär att hålen deformeras tills anläggningsytan mellan låspinne och hål blir så stor att spänningen minskar och deformationen avtar. Resultatet från analysen visade att för belastningsfallet med två låstappar uppgick spänningen till 99 MPa. I belastningsfallet med en låspinne visade analysen 178 MPa. Att inte samma resultat uppmättes i analysen kan bero på att i analysen används låstappar som med hjälp av constraints gavs fastsättningsvillkor. Det ger svårigheter att uppnå verkligt resultat. 4.7.2 Knäckning av innerben Kontrollberäkningen av knäckning på innerbenet visade att knäckningskraften är fem gånger större än den pålagda kraften. Finita elementanalysen visade att första knäckningsmoden kom efter nio gånger och den andra efter tio gånger. 4.7.3 Knäckning av ytterben Kontrollberäkningen för ytterbenet visade att knäckkraften är 9 gånger större än den pålagda kraften. Finita elementanalysen visade 17 gånger. Den stora avvikelsen kan bero på att i finita elementanalysen har den lilla skruvplattan adderats vilket kan antas ge stabilitet till konstruktionen. 47 4.7.4 Skruvförband Skruvförbandet består av 12 skruvar av hållfasthetsklass 8.8. Med hjälp av kontrollberäkningen undersöktes hur många skruvar som måste användas innan skruvförbandet går sönder. Antag att alla skruvar är lösa och att skruvförbandet endast förlitar sig på att skruvarna inte skjuvas av. Hur stor area måste då kraften fördelas på innan spänningen övergår tillåten gräns? Beräkningarna visade att 3 skruvar måste sitta i innan skruvförbandet skjuvas av. Om dessutom skruvarna är åtdragna kommer förspänningskraften bidra till att friktionen mellan plattorna ökar och därmed kan en större kraft överföras. 4.7.5 Svetsberäkningar Stödbenet har tre svetsförband som är utsatt för påfrestningar. Första svetsförbandet är för att fästa baksidan mot mantelplåten. Kraften som alstras från skruvförbandet som fäster benen mot chassiet skapar skjuvspänningar hos svetsen. Skjuvspänningen beräknas till 18 MPa. Vilket innebär att svetsens a-mått på fem mm är godkänt. De andra två svetsförbanden är för att fästa hylsorna mot benen. Hylsorna svetsas med invändig svets mot utsidan av benen och runtom svets på insidan av benen. På grund av utrymmesbrist kan endast halva omkretsen på innerbenets insida svetsas. Beräkningarna visar att svetsen själv på insidan eller svetsen själv på utsidan inte är tillräcklig för att klara belastningen men båda svetsarna tillsammans gör att hylsorna håller för belastningen. 48 5. Resultat och diskussion Utifrån ett principförslag som tillhandahölls från företaget togs en 3D-modell fram. Stödbenet delas upp i innerben och ytterben. En jämförande undersökning gjordes mellan tre storlekar av vardera ben för att få fram ett så lätt ben som möjligt men som ändå uppfyllde krav på hållfasthet. Enligt maskindirektiven ska denna typ av lyftanordningar klara en belastning som är 1,5 gånger den statiska lasten för att uppfylla säkerhetskraven. Den statiska lasten är maxvikten på siktverket, vilket innebär att benen tillsammans måste klara en vikt på 75 ton. Det normala förfarandet är att en detalj, som stödjer på fyra ben, endast belastar tre då det är svårt att få en jämvikt mellan alla fyra benen. I detta fall är dock underlaget inte stabilare än att om siktverket stödjer på tre ben kommer underlaget ge vika tills dess att fördelningen blir i jämvikt på alla fyra benen. Därför kan belastningen delas på fyra från normala tre. Stödben som utgörs av 6,3mm i godstjocklek i innerbenen och sex mm som mantelplåt och åtta mm som baksida uppfyller de krav på påfrestning, som ställs både vad gäller knäckning och gränser för tillåten spänning. Låstapparna som ska användas för att låsa benet i höjdläge dimensionerades till 50 mm i diameter. Beräkningar visade att om endast en låstapp används kommer en liten snedbelastning i benet uppstå men inget som anses som en risk för haveri. Skruvförbandet, som fäster stödbenet mot chassit, är utformat med 12 skruvar av hållfasthetsklass 8.8. Beräkningar visar dock att endast tre skruvar behöver användas för att motstå skjuvkraften från vikten. Beräkningen har endast gjorts med skruvar av hållfasthetsklass 8.8. Någon beräkning med skruv med sämre hållfasthet ansågs inte nödvändig då INSECO´s produktkatalog inte marknadsför lägre än hållfasthetsklass 8.8. 5.1 Fortsatt arbete På plats i bergtäkten finns en traktor som lastar på siktmaterialet på siktverket. Då traktorn lastar på material kan den råka stöta till ett hydraulben, så snedbelastningar, skador, knäckning och så vidare uppstår i benet. 49 Profilröret, som utgör innerbenet, har valts så att hydraulrör och slangar ska få plats men om det ändå uppstår utrymmesbrist för hydraulcylindern kan den vridas 45 grader för att få mer plats. Med en dator med mer kapacitet hade en finare elementindelning kunnat göras och eventuellt hade ett bättre resultat åstadkommits. 50 Käll och litteraturförteckning AFS2008:03 arbetsmiljöverkets föreskrifter om maskiner och allmänna råd om tillämpning av föreskrifterna. [www] hämtat från www.av.se den 2015-05-18 Ádany Sándor, Schafer B W, (2008) A full modal decomposition of thin-walled, single-branched open cross-section members via the constrained finite strip method, Journal of constructional steel research. Vol 64 sid 12-29. Babuska Ivo, (1973) The finite Element Method with Lagrangian multipliers, Numer math, Vol 20, Sid 179-192 Bergman Bo, Klefsjö Bengt (2007) Kvalitet från behov till användning, Lund, Studentlitteratur AB. Björk Karl, (u å) Formler och tabeller för mekanisk konstruktion sjätte upplagan. Spånga, Karl Björks förlag Computer sweden (u å) [www] hämtat 2015-05-18 från http://cstjasnter.idg.se/sprakwebben/ord.asp?ord=artificiellt€20neuron%E4t Dahlberg Tore, (2001), Teknisk hållfasthetslära, Lund, Studentlitteratur AB. Djafour M, Djafour N, Megnounif A, Kerdal D E,(2010) A constrained finite strip method for open and closed cross-section members, Thin-walled structures, vol 48, Sid 955-965. Eriksson Nils-Olov Karlsson Bo(2006) Verkstadshandboken tolfte upplagan, Malmö, Elanders Berlings Forsman Daniel (2005), Avancerad konstruktion med Pro/Engineer och Pro/Mechanica wildfire, Lund Studentlitteratur AB. 51 Forsman Daniel (2009) Konstruera med Pro/Engineer Wildfire 4.0, Lund, Studentlitteratur AB. Hancock, G, J, (2003) Cold-formed steel structures Journal of constructional steel research, vol 59, sid 473-487 Karlsson Bengt, (2004) Konstruktion A maskinteknik, Stockholm, Natur och kultur. Langesten Bengt, (1988), Hållfasthetslära tillämpning på trä och stål, Uppsala, Almqvist & Wiksell Tryckeri Li Long-Yuan Chen Jian-Kang (2008) An analytical model for analysing distortional buckling of cold-formed steel sections. Thin Walled Structures. Vol 46, sid 1430-1436) Li Z, Schafer B W, (2010) Application of the finite strip method in cold-formed steel member design, Journal of Constructional steel research Vol 66, sid 971980) Ljung Christer, Saabye Ottosen Niels, Ristinmaa Matti (2007), Introduktion till hållfasthetslära, Enaxliga tillstånd, Lund, Studentlitteratur AB MacDonald M, Heiyantuduwa M A, Rhodes J, (2008) Recent developments in the design of cold-formed steel members and structures, Thin walled structures, vol 46, sid 1047-1053 Malmgren Helge, (2003) [www] hämtat den 2015-05-15 från http://www.phil.gu.se/ann/annintr.html Olsson Karl-Olof (2006) Maskinelement. Stockholm, Liber AB. 52 Pala, Murat.(2006). A new formulation for distortional buckling stress in cold formed steel members. Journal of constructional steel research. Vol 62, sid.716722. Sunnersjö Staffan (1999), Fem i praktiken, En introduktion till finita elementmetodens praktiska tillämpning, Stockholm, Industrilitteratur AB. Tibnors konstruktionstabeller, (2007) Upplaga 8[www] hämtat den 2015-05-11 från www.tibnor.se Ullman David G, (2003) The Mechanical Design Process Third Edition, New York, McGraw Hill. Ullman Erik, (2003), Materiallära Karleboserien, Stockholm, Liber AB 53 54 9 Låspinnarna 8 Hydraulcylinder 7 Locket 6 Stödbenet 5 Stödbenet Montering demontering Låspinnarna är svåra och riskabla att montera demontera Kunden adderar vikt till semitrailern senare. Benet kan stå på en sten eller dyl Vibrationer från Benet står på betongunderlag sikten. vilket ger vibrationer. Locket används inte Någon har glömt att sätta tillbaka locket Orkar inte lyfta Maxtrycket är för lågt Semitrailern väger mer än angivet Benet står snett 4 Stödbenet 3 Stödbenet Någon har tappat bort en pinne. Bultarna är inte ordentligt åtdragna eller av dålig kvalitet Endast en pinne används per ben Stödbenet lossnar från chassit 2 Låspinnarna Vatten och smuts ramlar ner till cylindern. Cylindern orkar inte lyfta, inget händer. Klämskador Snedbelastningar i benet uppstår. Kan ge upphov till sprickor Benen knäcks Endast en pinne per ben ska hålla uppe hela vikten Chassit ramlar ner, kan ge upphov till personskador eller materialskador Felorsak Feleffekt Någon har glömt en pinne kvar om pinnen inte håller för i benet systemets maxtryck går den sönder och allt hotar rasa. Nr Funktion eller Process Felsätt 1 Låspinnarna Sitter kvar vid upp eller nedlyft 5 4 5 4 5 5 4 7 F 7 7 6 4 3 6 8 8 5 6 5 5 1 2 5 8 3 14 Skriva i manual att locket ska vara fastskruvad 15 Beräkna att maxtrycket klarar vikten från siktverket. 18 Låspinnarna utrustas med en fasad ände för att förenkla monteringen. Låspinnarna utrustas även med handtag. 13 Göra analys på vad händer om benet blir snedbelastat. 8 Nej. 15 Dimensionera låspinnarna så en pinne kan ta en fjärdedel av vikten. 20 Ange åtdragningsmoment och rekommenderad bultkvalitet, beräkningarna görs med sämsta kvalitet. Beräkning på minst antal bultar som måste vara åtdragen. 18 I manual/bruksanvisning ange maxlast. Riskanalys A U RPN Rekommenderad åtgärd 9 5 21 Montera en tryckreduceringsventil som begränsar trycket så att man med säkerhet vet att pinnarna håller. Bilaga 1. FMEA Tabell 2. Riskanalys på stödbenet. Bilaga 2. Hålkantstryck i hålen för låstapparna I första och andra belastningsfallet då siktverket vilar på låspinnarna uppstår hålkanttryck i hålen. Hålkanttryck beräknas enligt ekvation (10) Vid belastningsfallet där båda låspinnarna håller upp siktverket belastar kraften fyra hål i innerbenet. Varje låspinne ligger an mot två hålkanter. Vilket leder till att arean ska multipliceras med fyra. Det ger ett hålkanttryck enligt σh = 187500 = 149 MPa . 4 ⋅ 50 ⋅ 6,3 Enligt samma resonemang som tidigare belastar låspinnen, i fallet med en låspinne, två hålkanter. Det ger uttrycket σh = 187500 = 298 MPa . 2 ⋅ 50 ⋅ 6,3 Fallet med en låstapp har spänningsvärde som ligger över tillåten, detta kommer dock endast resultera i att deformation i hålet sker tills dess att anläggningsytan blir så stor att deformationen avtar. 55 Bilaga 3. Hålkantstryck skruvförband Hålkanttrycket i skruvförbandet beräknas med ekvation (10). σh = 187500 = 77 MPa . 12 ⋅ 17 ⋅ 12 Då hålkantstrycket är lägre än tillåten spänning för materialet kommer ingen plasticering i materialet ske. 56 Bilaga 4. Knäckning innerben. För att få ett jämförbart resultat som med analysen kommer beräkningen på knäckning endast ske på profilröret. Det verkliga utförandet kommer sedan erhålla ett stabilare resultat där knäckning sker senare. Då profilröret är rektangulärt måste hänsyn tas till kring vilken axel balken kommer böjas. Balken kommer att böja kring den axel som har lägst tröghetsmoment. Enligt tabeller i Tibnor (2007, s23) är tröghetsmomentet för denna typ av profilrör 1874 ·104 mm4. Tvärsnittsarean är 4840 mm2. E-modulen för stål är 205·103 MPa. Minsta tröghetsradien beräknas enligt ekvation (12). Vilket ger uttrycket imin = 18740000 = 62,2 mm. 4840 Verklig knäcklängd beräknas enligt l = L ⋅ γ = 1070 ⋅ 2,1 = 2247 mm. där γ är en konstant som beror på upplagsfallet, för Eulers första fall är konstanten 2,1. Slankhetstalet fås genom ekvation (13). Vilket ger uttrycket λ0 = 2247 = 36,11. 62,2 Då slankhetstalet är lågt kan inte Eulers knäckfall användas. Därför måste Tetmajers formler tillämpas. Enligt diagram figur (7) kan den tillåtna knäckspänningen σt avläsas till 200 MPa. Genom att multiplicera spänningen med tvärsnittsarean fås knäckkraften enligt 57 Fk = σ t ⋅ A = 200 ⋅ 4840 = 968000 N . För att beräkna hur många gånger större knäckkraften är än den verkliga belastningen delas knäckkraften med verklig belastning enligt η= Fk 968000 = = 5,16 gånger. F 187500 Alltså kraften som krävs för att knäcka benet är fem gånger större än den kraft som belastar benet. 58 Bilaga 5. Knäckning ytterben Ytterbenet delas upp i 4 st delareor (figur 29). Figur 29. Figuren visar tvärsnittet hos ytterbenet. Det totala tröghetsmomentet för tvärsnittet beräknas genom Steiners sats och beräknas till I tot = 48954137 mm 4 . Den totala tvärsnittsarean blir Atot = 7480 mm 2 . Minsta tröghetsradien beräknas enligt imin = 48954137 = 80,9 mm. 7480 Knäcklängden l beräknas enligt l = γ ⋅ L = 2,1 ⋅ 1270 = 2667 mm 59 där γ är en faktor som beror på vilket upplagsfall som används. För Eulers första fall är faktorn 2,1. Slankhetstalet λ0 = L i min = 2667 = 32,9. 80,9 Enligt diagram (figur 7) avläses tillåten knäckspänning till σ till = 200 MPa. Det ger knäckkraften till Fk = σ till ⋅ A = 200 ⋅ 7480 ≈ 1,5 MN. η= Fk 1,5 ⋅106 = = 7,97 gånger. F 187500 Knäckkraften är alltså åtta gånger större än den belastande kraften. 60 Bilaga 6. Knäckning hela benet. Då hela benet består av två olika tvärsnitt med två olika tröghetsmoment används det tvärsnitt och tröghetsmoment som har lägsta värdet, det vill säga innerbenet. Då kommer benet i verkligheten bli starkare. Tröghetsmomentet har värdet I=18740000 mm4. Tvärsnittsarean sätts till A=4840 mm2. Minsta tröghetsradien beräknas enligt imin = 1874000 = 62,2 mm. 4840 Hela längden på benet är 1911 mm vilket ger knäcklängden l enligt l = 2,1 ⋅1911 = 4013 mm där γ är en faktor som beror på vilket upplagsfall som används. För Eulers första fall är faktorn 2,1. Slankhetstalet beräknas enligt λ0 = 4013 = 64,5. 62,2 Enligt diagram (figur 7) avläses tillåten knäckspänning till σ till = 150 MPa. Det ger knäckkraften till Fk = σ till ⋅ A = 150 ⋅ 48400 = 726000 N . η= Fk 726000 = = 3,9 gånger. F 187500 Det ger att knäckkraften är 4 gånger större än den belastande kraften. 61 Bilaga 7 Skruvförband Skruvförbandet mot chassit består av tolv st M16 skruvar av hållfasthetsklass 8.8. Enligt riskanalysen bör en undersökning göras över hur många skruvar som måste vara fastsatt innan benet faller bort. Antag värsta scenario, alla skruvar är lösa vilket gör att skruvförbandet endast förlitar sig på att skruvarna inte skjuvas av. En M16 skruv av hållfasthetsklass 8.8 har brottgränsen 800 MPa och sträckgränsen 640 MPa. (Eriksson o Karlsson 1997, 294) Med en säkerhetsfaktor på 1,5 fås en tillåten spänning på σ till = 640 = 426,6 MPa . 1,5 Den pålagda skjuvkraften är 187,5 kN. Det gör att eftersökta arean som ska kunna ta upp spänningen fås genom A= 187500 = 439 mm 2 . 426,6 En M16 skruv har diametern 16 mm det ger en tvärsnittsarea på Askruv = πd 2 4 = 201mm 2 . Antalet skruvar som behövs innan förbandet skjuvas av ges av A Askruv = 2,18 st . Alltså med skruv av hållfasthetsklass 8.8 behövs minst 3 skruvar. 62 Bilaga 8. Svetsberäkningar Första svetsförbandet är mellan bultplåten mot chassit och mantelplåten för ytterbenet. Bakstycket skruvas mot chassit vilket innebär att att en nedåtriktad kraft på 187,5 kN belastar skruvhålen i plattan. Det innebär att i svetsen uppstår skjuvspänningar. Förfarandet vid svetsningen antas vara att svetsen börjar läggas längst upp vid den röda pilen och följer den röda linjen, förstärkningarna svetsas ovansida kort sida och undersida för att bibehålla heldragen svets. Därefter svetsas vid de blå linjerna, även här ovansida kortsida och undersida i en svets (figur 30). Detta för att få så få svetsbörjan och svetsslut som möjligt. Detta kommer innebära att det blir fem stycken svetsbörjan och fem stycken svetsslut. Svetslängden erhålles med hjälp av en 3D-CADmodell till L = 2134 mm. Figur 30. Ytterbenet. den röda linjen är heldragen svets för att fästa mantelplåten mot bakstycket. Därefter svetsas de små blå avsnitten. Detta för att få så få svetsbörjan och svetsslut som möjligt. Vilket ger den effektiva svetslängden / 0 10 2084&&. Med ett a-mått på fem mm blir tvärsnittsarean 63 / − 10 5 ∙ 2084 10420&& Skjuvspänningen fås från ekvation (8). τ= 187500 = 18 MPa. 10420 Tillåten skjuvspänning för svets är samma som för stål, vilket innebär att skjuvspänningen är godkänd. Det andra svetsförbandet som är utsatt för påfrestning är hylsan i innerbenet. På framsidan av innerbenet är invändig heldragen svets (figur 31a) men på grund av brist på åtkomst kan endast halva hylsan svetsas på insidan av benet.(figur 31b) Även här är hylsan utrustad med ett anhåll. (Figur 31c) a b c Figur 31. Figur a visar invändig svets för att fästa hylsan mot plattjärnet. Figur b visar heldragen svets på hylsan. Figur c, hylsan är även utrustad med ett anhåll. Betrakta svetsen som sitter på insidan av benet. Hylsan har en ytterdiametern på 88 mm. Svetslängden räknas ut med formel för en båglängd vilket ger båglängden b = 138 mm. Tvärsnittsarean för svetsen är därmed 64 5 ∙ 138 690&& . Skjuvspänningen fås genom τ= 187 500 = 271 MPa. 690 Med en tillåten skjuvspänning på 140 MPa är denna svets inte godkänd. Hylsan sitter dessutom fast med en invändig svets mot plattjärnet på utsidan av innerbenet (figur 31a). Då svetsen börjar och slutar på samma ställe blir den effektiva svetsen samma som omkretsen för hålet i plattjärnet och beräknas enligt / 2 ∙ 35 220&&. Vilket ger att tvärsnittsarean blir 5 ∙ 220 1099&&. Vilket ger skjuvspänningen τ= 187500 = 170 MPa. 1099 Även denna svets är över värdena för tillåten svets. Men då dessa svetsar verkar på var sida av hylsan kan deras svetslängder adderas vilket ger τ= 187500 = 105 MPa. 690 + 1099 Vilket är under värdena för tillåten skjuvspänning. Det tredje svetsförbandet är för att fästa hylsan för hydraulcylindern mot mantelplåten för ytterbenet. 65 b a c Figur 32. Figuren visar svetsarna för att fästa hylsan mot ytterbenet. Hylsan svets med invändig svets mot framsidan på mantelplåten enligt (figur 32a) och utvändig heldragen svets mot insidan av mantelplåten enligt (figur 32b). Det anhåll som syns i (figur 32c) kommer dels bidra till att förenkla monteringen vid svetsning men även ge stabilitet. Utvändig svets / 2 ∙ 44 276&&. 1382&& τ= 187500 = 135 MPa. 1382 Invändig svets: / 2 ∙ 31 195&& 974&& τ= 187500 = 193 MPa. 974 Samma resonemang som för hylsan i innerbenet, den invändiga svetsen ger upphov till för stora skjuvspänningar men genom att kombinera invändig och utvändiga svets erhålles ett godkänt resultat enligt. 66 τ= 187500 = 79,6 MPa. 1382 + 974 För att fästa hylsan mot bakstycket på ytterbenet kommer samma beräkningar utföras som för mantelplåten därför kommer de inte visas här. Detta resulterar i att alla svetsar kombinerat får en skjuvspänning som är under den tillåtna gränsen. 67 Bilaga 9. Utböjning och skjuvning av låstappen. Skjuvning Skjuvning av låspinnen behandlades i kapitel 4.3 där erhölls skjuvspänningen 63,54 MPa då endast en låspinne användes och 31,77 MPa med två låspinnar. Utböjning Figur 33. Figuren visar utböjningen hos låstappen. Utböjning av låstappen visas i figur 33. Där f är nedböjningen på mitten och f1 är utböjningarna i ändarna. Här är c = 12 mm och L = 215 mm. f = FcL2 8EI (25) f1 = Fc 2 (2c + 3L) 6 EI (26) Tröghetsmomentet för en cylindrisk pinne beräknas med formeln I= π ⋅ 254 64 = 19174 mm 4 . Uppböjningen beräknas enligt ekvation (26), vilket ger uttrycket 93750 ⋅ 122 (2 ⋅ 12 + 3 ⋅ 215) f1 = = 0,38 mm. 6 ⋅ 205 ⋅ 103 ⋅ 19174 68 Nedböjningen blir 0,38 mm i vardera ände. Uppböjningen i mitten beräknas med ekvation (25) f = 93750 ⋅ 12 ⋅ 2152 = 1,65 mm. 8 ⋅ 205 ⋅103 ⋅19174 69 Bilaga 10. Utböjning skjuvning cylindertapp Skjuvning Då cylindertappen har samma tvärsnittsarea som låstappen, kommer samma resultat som skjuvning med en låstapp bli för cylindertappen det vill säga 63,54 MPa. Utböjning Cylinderpinnen sitter fastlåst i hylsorna och hydraulcylindern trycker med en utbredd last på mitten av cylinderpinnen. Figur 34 visar hylsorna som mörka rektanglar och hydraulcylindern med röda. Kraften F visar den nedåtriktade kraft som uppkommer från hydraulcylindern i fallet med innerbenet. För ytterbenet är kraften riktad uppåt men resonemanget är samma. Figur 34. Figuren visar hylsorna som mörka rektanglar och hydraulcylindern som röd. Då cylinderpinnen är inkapslad i hylsorna kan de anses som fast inspända. Det enda som kan böjas ut är den fria delen mellan hylsorna. Figur 35 visar hur cylinderpinnen är fast inspänd i båda ändarna med en utbredd last i mitten. Figur 35. Figuren visar cylindertappen som är fastspänd i båda ändarna med en utbredd last. 70 Det finns inget elementarfall som överensstämmer med detta fall. Genom att betrakta den utbredda lasten som en punktlast fås ett scenario som är mer ogynnsamt än verkligheten. Vilket innebär att utböjningen blir överskattad. Efter friläggning figur 36. Figur 36. Friläggning av cylindertappen. Nedböjningen beräknas enligt w( L ) = FL3 192 EI (27) Tröghetsmomentet för cylinderpinnen är samma som för låspinnen, då de har samma tvärsnittsarea. Sträckan mellan hylsorna är 52 mm vilket ger längden L = 52 mm. Nedböjning fås av w( L) = 93750 ⋅ 52 3 = 0,017 mm. 192 ⋅ 205 ⋅103 ⋅19174 Då samma utrymme lämnats fritt mellan hylsorna både på innerbenet och ytterbenet kommer samma utböjning bli på ytterbenet. Då denna utböjning är så pass liten kommer ingen eller liten påfrestning drabba hylsorna. 71 Bilaga 11 Ritningar EX.01 Sammanställningsritning över hela benet. EX.02 Innerben EX.03 Ytterben EX.04 Mantelplåt svets sammanställning EX.05 Baksideplåt svets sammanställning EX.06 Låstapp EX.07 Cylindertapp EX.08 Cylindertapp EX.09 Lock svets sammanställning 72 This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Ant. No. Nr. Rev. Ändring Modification Godkänd Approved Införd Changed Datum Date 1 7 2 6 4 3 5 TOLERANSER/TOLERANCES U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 (c) Grov (c) Coarse För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions >4000mm SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v Bearb. med icke spånavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) <4000mm Toleransklass Tolerance class ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gäller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (m) Medel (m) Medium Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B Part No. Art. Nr. 1 2 1 1 Quantity 4 3 2 1 Item No. Pos. Nr. Konstr/Designed Antal EX.02 1 5 ENo Ritad/Drawn Hydraulcylinder 1000 100 50 600 Kontr./Checked Godk./Approved Description Benämning Inre ben Yttre ben Låstapp 1:10 Skala/Scale Monterings nivå Proj. method E Vyplacering Låstapp Cylinderkolv innerben Låstapp Cylinderkolv ytterben Lock Hydrauliskt stödben Beredd/Planned EX.03 EX.06 EX.07 EX.08 1 6 EX.09 1 7 Format A2 6.59 1 av of 1 EX.01 Blad Sheet No. Rev 00 Weight Vikt 96.43 86.84 4.71 2.67 3.13 273.08 2015-05-15 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Weight (Kg) Vikt (kg) Material Material S355MC S355MC S355MC This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Ant. No. Nr. Rev. Ändring Modification 03 68,5 52 (x10) 100 250 210 125 40 20 0 1045 E Godkänd Approved Införd Changed Datum Date 12 20 2 st dräneringshål (20x20) skäres ur hörnet på profilen diagonalt från varandra DETAIL E SCALE 1 : 5 0 110 255 405 555 705 855 1050 88 48 01 Skala 1:2 Skala 1: 5 380 51 45 CL 02 04 20 B U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 (m) Medel (m) Medium (c) Grov (c) Coarse För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v Bearb. med icke spånavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) SS-ISO 2768-1-c >4000mm Toleransklass Tolerance class <4000mm ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gäller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : 50 EX.02-01 Part No. Art. Nr. 1 1 Quantity 2 1 Item No. Pos. Nr. Konstr/Designed ENo Ritad/Drawn B Kontr./Checked Godk./Approved Description Benämning 1:10 Skala/Scale VKR 150x250x6,3 Fotplatta Ø380 x 20 a5 Proj. method E Vyplacering Material Material Format A2 1 av of 1 EX.02 Blad Sheet No. Rev 00 Weight Vikt 37.28 17.69 9.78 96.43 2006-07-14 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Weight (Kg) Vikt (kg) S355MC S355MC S355MC S355MC 136/C 1.59 Svetsuppehåll vid dräneringshålen. (x2) Allmän svets där ej annat anges Plattjärn 100 x 1045 x 12 Hylsa Ø88 x 20 L=50 Hydrauliskt stödben Innerben Beredd/Planned EX.02-02 EX.02-03 4 EX.02-04 2 Antal 0,1 A Borras efter svetsning för att uppnå concentrisitet mellan hylsorna. A 3 CL 4 a5 136/C Pos 4 svetsas innan pos 2 svetsas på plats, svetslängd så långt som möjligt dock minst halva omkretsen. Båda sidor. SECTION B-B 136/C 4 7 x 100 (50) (x8) Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified TOLERANSER/TOLERANCES CL 3 1 2 a5 This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Ant. No. Nr. Rev. Modification Ändring 03 17 (x6) 01 Godkänd Approved Införd Changed Date 10 Datum Skala 1:5 Skala 1:2 180 52 53 Skala 1:1 12 02 8 53 30 0 64 30 0 122,5 245 215 8 SECTION A-A 0 340 526 992 1178 50 TOLERANSER/TOLERANCES U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v Bearb. med icke spånavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) a5 136/C 0,1 A A 1 ENo Ritad/Drawn 4 1 60 Kontr./Checked Godk./Approved Description Benämning 1:10 Skala/Scale Svets smst Proj. method E Vyplacering Mantelplåt svets smst ytterben Baksidesplåt svets smst Förstärkningsplåt 12x 53 x 53 Skruvplatta 8 x 245 x 440 Förstärkningsplåt 8 x 64 x 180 Hydrauliskt stödben Ytterben Beredd/Planned Part No. Art. Nr. Konstr/Designed Antal Quantity EX.05 EX.03-01 Item No. Pos. Nr. 1 2 EX.03-02 EX.03-03 EX.04 12 3 SECTION B-B Låstappar bör placeras i hålen vid svetsning för att försäkra att hålen blir concentriska. 1 1 4 4 1 1 5 Allmän svets där inget annat anges. SS-ISO 2768-1-c >4000mm Toleransklass Tolerance class <4000mm ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gäller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (c) Grov (c) Coarse Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B (m) Medel (m) Medium B Borras efter svetsning för att uppnå concentrisitet mellan hålen. A 2 B A 60 280 440 410 Material Material 2015-05-15 Format A2 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date 653.47 1 av of 1 EX.03 00 Weight Vikt 40.91 36.89 0.16 Blad Sheet No. Rev 2 3 6.59 86.84 S355MC Weight (Kg) Vikt (kg) S355MC S355MC 5 This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Ant. No. Nr. Rev. 6 Modification Ändring 52 (x2) 88 48 inv 288 02 62 180 Godkänd Approved Införd Changed Date 66 64 0 946 11 (x4) Datum Skala 1:2 62 512 UP 90.00° R 8 15 01 UP 90.00° R 8 03 64 Utbredning 170 CL 136 15 36 0 Skala 1:2 64 648 612 0 240 1070 1270 1245 8 136/C A (x3) 136/C U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 (c) Grov (c) Coarse För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v Bearb. med icke spånavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) SS-ISO 2768-1-c >4000mm Toleransklass Tolerance class <4000mm ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gäller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (m) Medel (m) Medium Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified TOLERANSER/TOLERANCES 136/C Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B SECTION A-A SCALE 1 : 5 a4 a4 A EX.04-01 Part No. Art. Nr. 1 Quantity 1 Item No. Pos. Nr. Konstr/Designed ENo Ritad/Drawn Kontr./Checked Godk./Approved Description Benämning 1:10 Skala/Scale Plåt 6 x 648 x 1240 Hylsa Ø88 x 20 L=66 Mantelplåt svets smst Proj. method E Vyplacering Förstärkningsplåt 8 x 64 x 64 Hydrauliskt stödben Ytterben Beredd/Planned EX.04-02 1 2 EX.04-03 3 3 Antal 136/C Allmän svets där ej annat anges. a5 Format A2 0.18 1 av of 1 EX.04 Blad Sheet No. Rev 00 Weight Vikt 38.22 2.15 40.91 2015-05-15 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Weight (Kg) Vikt (kg) Material Material S355MC S355MC S355MC 1 3 2 This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Ant. No. Nr. Rev. Modification Ändring 02 52 (x2) 88 48 Skala 1:2 440 170 Godkänd Approved Införd Changed 66 64 Date 62 Datum 0 240 310 496 682 868 1070 1054 1270 1240 8 64 17 (x12) Skala 1:1 15 64 03 15 8 SECTION A-A SCALE 1 : 5 Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B (m) Medel (m) Medium (c) Grov (c) Coarse För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v Bearb. med icke spånavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) SS-ISO 2768-1-c >4000mm Toleransklass Tolerance class <4000mm ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gäller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : A 1 1 ENo Ritad/Drawn Kontr./Checked Godk./Approved Description Benämning 1:10 Skala/Scale Baksidesplåt svets smst Proj. method E Vyplacering Baksidesplåt 8 x 440 x 1270 Hylsa Ø88 x 20 L=66 Förstärkningsplåt 8 x 64 x 64 Hydrauliskt stödben Ytterben Beredd/Planned Part No. Art. Nr. EX.05-01 EX.05-02 EX.05-03 Svets där inget annat anges a5 136/C Konstr/Designed Antal Quantity 1 2 Item No. Pos. Nr. 3 3 136/C Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified TOLERANSER/TOLERANCES A Format A2 0.18 1 av of 1 EX.05 Blad Sheet No. Rev 00 Weight Vikt 34.20 2.15 36.89 2015-05-15 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Weight (Kg) Vikt (kg) Material Material S355MC S355MC S355MC 1 3 2 This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Nr. Rev. Datum Date Ändring Modification Ant. 200 No. Införd Changed Approved Godkänd 136/C 136/C TOLERANSER/TOLERANCES M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 (c) Grov (c) Coarse >4000mm SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions Bearb. med icke spÕnavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) <4000mm Toleransklass Tolerance class ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gõller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (m) Medel (m) Medium Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions ENo Ritad/Drawn Description Benämning Konstr/Designed Låstapp Part No Artikelnr. 10 EX.06 250 R40 Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B 20 R50 50 Kontr./Checked Godk./Approved 1:2 Skala/Scale Hydrauliskt stödben Låstapp Beredd/Planned 30 E Proj. method Format 4.71 A3 No. Rev 00 Weight Vikt 4.71 Blad Sheet 1 av of 1 EX.06 2015-05-15 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Vikt (kg) Weight (Kg) Material Material S355MC Låstappen består av: Ø10 L= 395 mm Ø50 L= 250 mm Vyplacering Blank No. Ämnesnr. 20 X 15° This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Nr. Rev. Datum Date Ändring Modification 50 Ant. 46 No. 2,20 Införd Changed Godkänd Approved TOLERANSER/TOLERANCES U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 (c) Grov (c) Coarse >4000mm SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions Bearb. med icke spÕnavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) <4000mm Toleransklass Tolerance class ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gõller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (m) Medel (m) Medium Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B 170 154 ENo Ritad/Drawn Kontr./Checked Godk./Approved 1:1 Skala/Scale Proj. method E Vyplacering Blank No. Ämnesnr. Hydrauliskt stödben Låstapp cylinderkolv innerben Beredd/Planned Description Benämning Part No Artikelnr. Konstr/Designed Låstapp Cylinderkolv innerben EX.07 10 60 Format 2.67 A3 No. Rev 00 Weight Vikt 2.67 Blad Sheet 1 av of 1 EX.07 2015-05-15 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Vikt (kg) Weight (Kg) Material Material S355MC This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Nr. Rev. Datum Date Ändring Modification 50 Ant. 46 No. 2,20 Införd Changed Godkänd Approved 200 U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 (c) Grov (c) Coarse >4000mm SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions Bearb. med icke spÕnavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) <4000mm Toleransklass Tolerance class ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gõller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (m) Medel (m) Medium Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified TOLERANSER/TOLERANCES 182 ENo Ritad/Drawn Kontr./Checked Godk./Approved 1:1 Skala/Scale Proj. method E Vyplacering Blank No. Ämnesnr. Hydrauliskt stödben Låstapp hydraulcylinder ytterben Beredd/Planned Description Benämning Part No Artikelnr. Konstr/Designed Låstapp Cylinderkolv ytterben EX.08 10 60 Format 3.13 A3 No. Rev 00 Weight Vikt 3.13 Blad Sheet 1 av of 1 EX.08 2015-05-15 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date Vikt (kg) Weight (Kg) Material Material S355MC This drawing and all the enclosures belong to us. They must not be copied or duplicated - neither in original, nor in modified form - shown to or given to a third party or used for manufacturing purposes without our permission. As to infringements hereof, legal action will be taken with the support of the existing law. Ant. No. Nr. Rev. Modification Ändring M10 (x2) 262 300 Godkänd Approved Införd Changed Date 0 Datum 27 R14 (x4) 0 25 50 12 12 6 136/C U-gängor/U-threads SMS 1718-2A/2B Gjutgods/Castings ISO 8062-CT12 Svetsklasser enligt / Weld classes acc. to SS-ISO 5817 (c) Grov (c) Coarse För brutna kanter och vinkelmått For broken edges and angular dimensions SS-ISO 2768-1-v SS-ISO 2768-1-c ISO 2768-1-v Bearb. med icke spånavskiljande verktyg (inkluderar sågning) Machined with non-cutting tools (includes sawing) SS-ISO 2768-1-c >4000mm Toleransklass Tolerance class <4000mm ISO 2768-1-m (v) Mycket grov (v) Very coarse Bearb. med spånavskiljande verktyg (gäller ej sågning) Machined with cutting tools (does not include sawing) Basmått / Basic dimension : (m) Medel (m) Medium Generella toleranser för linjära mått och vinkelmått/General tolerances for linear and angular dimensions M-gängor/M-threads ISO 965-6H/6g Smältsvets.konstr / Welded constructions SS-EN ISO 13920-B Om ej annat angivits gäller / Unless otherwise specified TOLERANSER/TOLERANCES Allmän svets där ej annat anges a5 136/C (x4) Part No. Art. Nr. 1 Quantity 1 Item No. Pos. Nr. Konstr/Designed Antal EX.09-01 2 ENo Ritad/Drawn Kontr./Checked Godk./Approved Description Benämning 1:2 Skala/Scale Lock 6 x 194 x 300 Plattjärn 12 x 50 x 262 Plattjärn 12 x 50 x 154 Hydrauliskt stödben Lock Beredd/Planned EX.09-02 2 2 EX.09-03 286 136/C 3 a5 Endast invändig svets 2 Proj. method E Vyplacering 1 Material Material 2015-05-15 Format A2 Ritn.nr/Drawing No. Datum Date 1 av of 1 EX.09 00 Weight Vikt 2.72 1.23 0.71 Blad Sheet No. Rev 6.59 S355MC S355MC S355MC Weight (Kg) Vikt (kg) 3 178 194 50 127 154
© Copyright 2024