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: yehwhatsupdoc@hotmail.com
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