3. Service Krav Verifiering
3.4 Vidareutveckling av koncept
Grundläggande FEM-analyser tillsammans med verifiering gällande utrymmesbegränsningar har genomförts för de delkomponenter som beskrivs i detta avsnitt, vilket har påverkat geometrier och materialtjocklek. Endast de slutgiltiga delkomponenterna redovisas i detta avsnitt. Den verifiering som genomförts beskrivs i avsnitt 3.5 Verifiering av koncept. Vidareutvecklingsfasen begränsas till den främre infästningen.
3.4.1 Främre infästning
Det valda konceptet använder överbelastningsskydd placerade under apron för att de på så sätt skall vara placerade så nära de angripande frontallasterna som möjligt. Kopplingen mellan apron och den främre huvudkroppen består av två lyftkrokar som kopplas till de två överbelastningsskydden. Infästningen är symmetrisk för de två sidorna. Figur 3.30 visar den främre infästningens delkomponenter i konceptfasen för en av de två sidorna.
Figur 3.30. Delkomponenter för en sida av den främre infästningen Val av hydraulcylindrar
Det första steget i vidareutvecklingen av den främre infästningen för det främre muckhanteringsystemet är att välja hydraulcylindrar för överbelastningsskydden placerade under apron, samt lyftcylindrar till skenstyrningen. Hydraulcylindrarnas dimensioner avgör storleken på det resterande tillgängliga utrymmet. Hydraulcylindrarna tillhörande överbelastningsskydden antas utsättas för identiska krafter då den dimensionerande lasten på 200 kN angriper mitt på aprons front. Överbelastningsskyddet löser ut för en mindre last ju längre ut från mitten av aprons front denna last angriper. Detta eftersom lastfördelningen mellan de två överbelastningscylindrarna inte längre är densamma. Symmetri ger att samma beräkningar antas gälla för de båda främre infästningspunkterna.
Den dimensionerande lasten som angriper ett överbelastningsskydd via apron Fax = 100 kN. Denna kraft agerar mot maskinens körriktning i nollplanet medan apron är konstruerad med en vinkel αa = 13 grader mellan aprons plana undersida och nollplanet. Detta för en specifik vertikal position för apron. Med αa = 13 grader skall överbelastningsskyddet lösa ut för en last Fah = 102,6 kN enligt ekvation (6) som baseras på de trigonometriska samband som visas i Figur 3.31.
Vinkeln αa varierar dock beroende på aprons vertikala position då kedjetransportörens bakre infästning fungerar som en rotationspunkt. Aprons vinkel αa skall vara 13 grader då aprons vertikala position är 150 mm under nollplanet. I denna position anligger apron mot tunnelns golv vid normal sumpning rakt framåt utan stigningsändring för tunneln, vilket antas vara det mest frekventa sumpningsförfarandet. Detta innebär att apron skall kunna höjas 350 mm samt sänkas 100 mm från denna position. Då den bakre rotationspunkten inte är känd på grund av avsaknaden av ett valt bakre infästningskoncept antas den bakre rotationspunkten vara placerad 1000 mm från kedjetransportörens bakre ände. Detta ger att αa varierar mellan 10,7 grader vid aprons högsta position och 13,7 grader vid aprons lägsta position, enligt den vinkeländring α som är resultatet av en vertikalförflyttning av apron enligt ekvation (4). Ekvation (6) ger en dimensionerande kraft Fah = 101,8 kN för αa = 10,7 grader samt Fah = 102,9 kN för αa = 13,7 grader. Då aprons vinkeländring endast ger en liten skillnad på den kraft som verkar på hydraulcylindern tas ingen hänsyn till denna variation. Överbelastningsskyddet skall alltså lösa ut då hydraulcylindern utsätts för en tryckkraft på 102,6 kN för alla lägen för apron. Fay = 23,1 kN för denna överbelastningskraft enligt ekvation (7). Denna kraft används senare i dimensioneringen av lyftcylindrarna.
Figur 3.31. Kraftfördelning vid överbelastningsskydd
cos( ) ax ah a F F (6) tan( ) ay ax a F F (7)
En hydraulcylinder med en innerdiameter på 80 mm väljs då denna passar in på önskad kraftprofil enligt Tabell 3.2 med en tryckkraft på 105,6 kN vid 210 bar. Denna hydraulcylinder finns tillgänglig med en kolvstångsdiameter på 40 mm alternativt 50 mm. Då överbelastningsskyddets specificerade slaglängd endast är 70 mm exklusive en kortare ackumulatordämpad slaglängd anses det fördelaktigt med en kolvstångsdiameter på 40 mm. Detta innebär en större dragkraft för hydraulcylindern jämfört med 50 mm kolven. Större dragkraft anses fördelaktigt då detta innebär att hydraulcylindern klarar av större laster som angriper apron bakifrån, även om dessa laster inte anses vara dimensionerande. Hydraulcylindern 80/40 mm har en säkerhetsfaktor 4 mot knäckning vid maximal tryckande last för en slaglängd på 420 mm vid maxtryck 250 bar (PMC Servi Cylinderservice AS, 2013), (DNV, 2009). Vald hydraulcylinder riskerar inte knäckning då slaglängden för överbelastningsskyddets hydraulcylindrar endast är 70 mm exklusive en kortare ackumulatordämpad slaglängd. Överbelastningsskyddets valda beteende är något som diskuteras vidare i avsnittet 4.1 Diskussion.
Utöver det främre muckhanteringssystemets egenvikt på 8200 kg skall skenstyrningarna även klara av att lyfta 500 kg muck fördelat längs hela kedjetransportören enligt angivna data. För val av lyftcylindrar till den främre infästningen gäller samma symmetriska samband som för överbelastningsskyddet vilket ger den dimensionerande lasten 4350 kg fördelat på en främre och
muckhanteringssystemet då det inte utsätts för några yttre krafter. Denna friläggning används för att ställa upp ekvation (8) och (9). Den främre infästningen antas vara utsatt för störst vertikal belastning då maximal mängd muck ligger fördelat över kedjetransportören, samtidigt som apron är upplyft från marken. Ekvation (9) visar att krafterna som verkar på infästningarna är oberoende av tunnelns sluttning β. Masscentrums placering från aprons front Lm = 3400 mm enligt given CAD modell av systemet. Den främre infästningens rotationspunkts ungefärliga avstånd från aprons front Lf = 2200 mm för det valda konceptet. Avståndet mellan den bakre infästningens rotationspunkt och kedjetransportörens bakre ände, Lb, tillåts variera mellan 0-1500 mm. Detta då inget koncept valts för den bakre infästningen. Systemets totala längd är Ltot = 9800 mm.
Figur 3.32. Friläggning av det främre muckhanteringssystemet utan påverkan av yttre last
Då det främre muckhanteringssystemet inte utsätts för några yttre krafter är reaktionskrafterna i x-led Ffx = Fbx = 0. Jämvikt i y-led för systemet ger:
: fy by mg 0
y led F F F (8)
Momentjämvikt medurs kring masscentrum ger:
: cos( ) cos( ) 0 mg fy m f by tot b m Moment F L L F L L L (9) Ekvation (8) i (9) ger: 1 mg by tot b m m f F F L L L L L (10) fy mg by F F F (11)Figur 3.33 visar reaktionskrafterna Ffy och Fby för Lb = 0-1500 mm och den dimensionerande lasten Fmg = 42,7 kN. Den största lasten på en lyftcylinder för den främre infästningen inträffar då den bakre infästningens rotationspunkt är placerad i kedjetransportörens bakre ände, detta ger Ffy = 35,9 kN. Det antas att det främre muckhanteringssystemet inte utsätts för några större accelerationer då maskinens topphastighet är ca 1 km/h vid förflyttning. De vibrationer som uppstår vid kutteringrepp antas inte vara dimensionerande för dessa lyftcylindrar då apron skall vila mot tunnelgolvet vid sumpning. Det antas att de dynamiska effekterna kan uppgå till samma
amplitud som den beräknade statiska lasten vilket ger en dimensionerande dragande last på 71,8 kN för en lyftcylinder.
Figur 3.33. Vertikala krafter på det främre muckhanteringssystemets infästningar
Överbelastningsskyddet överför kraften Fay = 23,1 kN till lyftcylindern vid överlast enligt ekvation (7). Denna kraft är motriktad egenvikten för det främre muckhanteringssystemet. Apron skall kunna pressas mot tunnelgolvet för att skrapa bort så mycket av mucken som möjligt, då den specifika tryckkraften inte är specificerad antas denna till totalt 50 kN från de två lyftcylindrarna. Denna kraft antas vara tillräcklig för att skrapa tunnelgolvet rent från muck. Detta innebär att den maximala tryckande kraften på en lyftcylinder är 48,1 kN, Fay tillsammans med 25 kN tryckkraft mot tunnelgolvet. Denna kraft anses inte vara den dimensionerande kraften för lyftcylindrarna då draglasten på cylindrarna överstiger denna tryckkraft. En 80/40 cylinder uppfyller kraven gällande last men inte gällande önskad slaglängd på 450 mm i standardutförande. Denna är begränsad till 420 mm. En 90/45 cylinder väljs som lyftcylinder då denna tillåter en slaglängd på 450 mm i standardutförande (PMC Servi Cylinderservice AS, 2013), (DNV, 2009). En 90/45 cylinder levererar, enligt Tabell 3.2, en tryckkraft på 133,6 kN och en dragkraft på 100,2 kN vid ett artbetstryck på 210 bar. Detta cylinderval diskuteras vidare i avsnittet 4.1 Diskussion.
Skenstyrning
Den konceptuella styrskena som valts har, på grund av önskad vertikal förflyttning av apron på 450 mm, en stor massa. För att minska infästningens totala massa byts styrskenans konceptuella profil ut mot lyftkrokens slädprofil. Detta innebär att lyftkroken innesluter styrskenan istället för det motsatta som var fallet i det tidigare konceptuella stadiet, se de två profilerna i Figur 3.34. Detta profilbyte medför även att lyftkrokens bredd inte längre påverkar storleken på den yttre profilens öppning.
Figur 3.34. Profiler för skenstyrning
En skenstyrning placeras på vardera främre gripper, se en av dessa i Figur 3.35. Skenstyrningen sträcker sig närmare tunnelgolvet än gripperns sidoplåt vilket resulterar i behov av ett stöd, visas i rött, för att garantera skenstyrningens hållfasthet då maximal last angriper apron. Skenstyrningarna påverkar inte kravet på 100-200 mm nominell markfrigång för maskinen. Skenstyrningens position i sidled bestäms av utrymmesbegränsningar för överbelastningsskyddet. Dessa utrymmesbegränsningar visas i avsnitt 3.5 Verifiering av koncept.
Figur 3.35. Styrskena på vänster gripper
Rakt ovanför skenstyrningen placeras en infästning för den lyftcylinder som används för att justera lyftkrokens position längs styrskenan, se Figur 3.36. Lyftcylindern placeras med kolven riktad neråt för att undvika onödig rörelse av cylinderns hydraulslangar. Ju mindre rörelse desto mindre risk för nötning och läckage. Hydraulkopplingarna är riktade inåt mot grippern för att skydda dessa från stenras eller annan yttre påverkan. Den totala vikten för en styrskena samt hydraulcylinderinfästning är ca 60 kg.
Figur 3.36. Infästning för lyftcylinder
I det tidigare konceptuella stadiet anpassades skenstyrningen till det tillgängliga utrymmet mellan kringliggande delsystem. För att erhålla en lättare och stabila skenstyrningslösning åberopas en förflyttning av maskinens larvband bakåt på 75 mm. Detta visar sig även nödvändigt för att förhindra kollision mellan de yttre styrtuberna och larvbanden vid överbelastning, vilket visas i avsnitt 3.5 Verifiering av koncept. En förflyttning av larvbanden påverkar deras avstånd till maskinens masscentrum vilket måste utredas vidare.
Lyftkroken är konstruerad i tre delar, en huvuddel samt två klor, se Figur 3.37. Detta för att underlätta tillverkningen av lyftkroken samt för att möjliggöra montering och byte av glidplattor som används i kontakten mot styrskenan. Klorna är fast inspända med tre M12 skruvar vardera mot lyftkrokens huvuddel. En M12 skruv skall monteras med en förspänningskraft på 39,4 kN vilket ger en total förspänningskraft på 118,2 kN för en klo. Denna förspänningskraft ger en säkerhetsfaktor 2,4 om en klo skulle utsättas för maximal dragande kraft från överbelastningsskyddet på 50 kN. Denna kraft antas till 50 kN då inget specificerat lastfall avser dragande belastning på apron, en dragande last på totalt 100 kN motsvarar hälften av den dimensionerande frontallasten. En skruv bör förspännas till en axialkraft som är 2 till 3 gånger den yttre lasten (KTH, 2008, p. 66). En konstruktion i tre delar möjliggör även demontering av lyftkroken från styrskenan för underhåll utan behov av att demontera lyftcylindern.
Infästningens två lyftkrokar skall överföra de laster som angriper apron, exklusive sidolaster, till respektive styrskena samtidigt som de med hjälp av lyftkolvarna skall justera aprons vertikala position. En lyftkroks rörelse längs styrskenan lagras med hjälp av fem glidplattor för att minimera nötning i kontakten, se Figur 3.38. En 150x100x5 mm glidplatta används för att överföra tryckande last från överbelastningsskyddet mellan lyftkrok och styrskena. Fyra mindre, 150x28x5 mm, glidplattor används för att överföra dragande last samt mindre sidolaster från överbelastningsskyddet till styrskenan. Glidplattor finns alltså placerade i alla kontakter mellan lyftkrok och styrskena. Förhållandet mellan glidplattornas längd och styrskenans tjocklek är en faktor 5 för att inte riskera byrålådseffekt mellan lyftkroken och styrskenan. Med byrålådseffekt menas risken för fastkilning i en rörelse, likt en trög byrålåda.
Figur 3.38. Glidplattor i kontakten mellan lyftkrok och styrskena
Glidplattorna monteras här med koniska M8 skruvar på både lyftkrokens huvuddel samt de två klorna, se Figur 3.39. Koniska skruvar möjliggör användning av tunna glidplattor, vilket anses fördelaktigt då det tillgängliga utrymmet är begränsat. Byte av dessa glidplattor skulle vara onödigt komplicerat i det fall klorna inte gick att demontera från lyftkrokens huvuddel. Glidplattor finns i flera material och utföranden, men deras specifika material har inte valts då detta är avsett att utföras vid detaljkonstruktion av konceptet. Glidplattorna bör vara självsmörjande och avsedda för att användas i tuff arbetsmiljö. Glidplattor i brons som uppfyller dessa kriterier med grafit eller teflonsjälvsmörjning finns tillgängliga med tillåtna statiska kontakttryck på 75-150 MPa (Federal-Mogul DEVA, 2013). En glidplatta med måtten 150x28 mm kan då enligt angivna data, med ett tillåtet statiskt kontakttryck på 100 MPa, belastas med 420 kN. Detta avser ett fall där kraften fördelas över hela kontaktytan.
En låssprint används för att låsa in den inre styrtuben från överbelastningsskyddet i lyftkroken, se Figur 3.40. Låsningen tillåter den inre styrtuben att rotera i lyftkroken vilket krävs då det främre muckhanteringssystemets bakre infästning tvingar apron till en rotation vid vertikal förflyttning.
Låssprinten monteras genom att skjutas in från lyftkrokens sida efter att den inre styrtuben placerats i lyftkroken. Vid demontering kan låssprinten drivas ut från valfri sida av lyftkroken. Sprintens position säkras med hjälp av två M16 skruvar som skruvas in i lyftkroken. Två M16 skruvar med en förspänningskraft på 73,4 kN vardera ger upphov till en friktionskraft på 26,4 kN med friktionstalet μ = 0,18 för torrt stål mot stål i vila (Björk, 2011). Denna friktionskraft ses som en säkerhet då skruvförbandet inte är det som i första hand skall ta upp de laster som verkar på låssprinten. Dessa laster skall överföras mellan låssprintens klack och ett spår som är urtaget i lyftkroken.
Figur 3.40. Låssprint till lyftkrok
En sammanställning av en komplett lyftkrok med låssprint och glidplattor visas i Figur 3.41 tillsammans med en sammanställning av en komplett skenstyrning. Den totala vikten för en komplett lyftkrok är ca 28 kg. Lyftkroken bör även utrustas med metallskrapor mot styrskenan för att förhindra smuts från att fastna mellan glidplattorna och styrskenan. Minimalt slitage mellan lyftkrok och styrskena anses viktigt för att garantera aprons vertikala rörelse. Figur 3.42 visar de två skenstyrningarna monterade på Mobile miner där lyftkrokarna visas i blått.
Figur 3.42. De två skenstyrningarna monterade på Mobile miner Överbelastningsskydd
Styrtubernas konstruktion skiljer sig i vidareutvecklingsfasen från den tidigare konceptuella konstruktionen. Glidkontakten mellan de två styrtuberna är förflyttad till två klackar längs den yttre styrtubens sidor, se glidytorna färgade blå i Figur 3.43. Detta för att minska avståndet mellan undre och övre glidyta, vilket medför minskad risk för byrålådseffekt.
Figur 3.43. Yttre styrtub till överbelastningsskydd
Överbelastningscylindern är avsedd att monteras i den yttre styrtuben med en låssprint som låses axiellt med en spårring, se Figur 3.44. Två hål i styrtubens yttre sidor möjliggör denna montering. Detta är hål som i detaljkonstruktionsfasen måste tätas med någon form av lock för att förhindra smuts från att komma in i överbelastningsskyddet. Styrtubens sida har även ett urtag, se det övre högra hörnet i Figur 3.44, där överbelastningscylinderns hydraulslangar är avsedda att ledas ut. Överbelastningscylindern monteras med kolven mot den inre styrtuben då den yttre styrtuben är avsedd att svetsas mot aprons undersida. Detta leder till minsta möjliga rörelse för cylinderns hydraulslangar.
Figur 3.44. Infästning för överbelastningscylinder
Den inre styrtuben är konstruerad med en identisk infästning för överbelastningscylindern som för den yttre styrtuben, se Figur 3.45. Den inre styrtuben är 20 mm smalare än den yttre styrtubens insida för att på så sätt erhålla ett spel mellan de två styrtuberna som förhindrar överbelastningsskyddet från att ta upp de sidolaster som verkar på apron. Dessa sidolaster är avsedda att överföras mellan kedjetransportören och huvudkropparna i ett separat sidolastsystem. Med ett spel på 10 mm åt vardera sidan tillåter överbelastningsskyddet en mindre rörelse i sidled för det främre muckhanteringssystemet. Denna sidorörelse krävs för att minska kraven på passformen mellan kedjetransportören och den främre huvudkroppen vid sidolastskyddet. Små avstånd mellan delkomponenter försvårar montering samtidigt som överbelastningsrörelsen skall påverkas så lite som möjligt av sidolastskyddets beteende. Figur 3.45 visar även kopplingen mot skenstyrningens lyftkrok. Kopplingens sidor har konstruerats med endast ett litet spel mot lyftkrokens sidor för att påverka den inre styrtubens rörelsebeteende då apron utsätts för en sidolast. Att tvinga den inre styrtuben till att ligga i linje med lyftkroken antas resultera i att de två styrtubernas sidor aldrig tillåts kollidera.
Figur 3.45. Inre styrtub till överbelastningsskydd
Den inre styrtuben är försedd med åtta stycken glidplattor för att glida mot den yttre styrtuben på ett smidigt sätt, Figur 3.46. Dessa glidplattor monteras här med koniska M8 skruvar för att bygga så lite på höjden som möjligt. Glidplattor anses vara det bästa valet för lagring av styrtuberna då det ställs högra krav på rörelsefrihet mellan styrtuberna samtidigt som topphastigheten för överbelastningsskyddets rörelse är låg. Topphastigheten antas vara maskinens hastighet vid förflyttning med hjälp av larvbanden, ca 1 km/h (0,28 m/s).
Figur 3.46. Glidplattor på inre styrtub
För att minska risken för byrålådseffekt mellan den inre och yttre styrtuben är avståndet mellan de övre och undre glidplattorna endast 50 mm medan den totala glidlängden är 275 mm, vilket ger en faktor 5,5 i skillnad. Med den totala glidlängden avses avståndet mellan de främre glidplattornas främre kant och de bakre glidplattornas bakre kant. Figur 3.47 visar en genomskärning av ett av de två överbelastningsskydden. Här visas hur den inre styrtuben vilar på en av den yttre styrtubens stödklackar. En slitplåt skall monteras mellan apron och den inre styrtubens övre glidplattor för att undvika höga krav på ytfinhet på aprons undersida. Den inre styrtuben är konstruerad med extra utrymme mellan överbelastningscylindern och styrtubens översida, detta för att ge plats för dragning av hydraulslang till kopplingen närmast kolven.
Figur 3.47. Genomskärning av ett överbelastningsskydd
Överbelastningsskyddet visas i två olika lägen i Figur 3.48, normalläget till vänster samt läget efter maximal överbelastningsrörelse till höger. En rörlig damask är avsedd att monteras mellan de två styrtuberna för att på så sätt hindra smuts från att komma in i glidkontakterna och påverka överbelastningsskyddets rörelse. En del av den yttre styrtubens undersida bör vara monterad med skruvförband istället för att svetsas. Detta för att möjliggöra kontroll och rengöring av överbelastningsskyddet i det fall smuts kan ha tagit sig in mellan styrtuberna trots användandet av tätningar. Ett alternativ till denna tätade konstruktion skulle vara att göra en helt öppen konstruktion där endast lagringen mellan styrtuberna skulle tätas. En sådan lösning skulle erbjuda en konstruktion med lägre massa samt möjlighet till enklare okulär besiktning av överbelastningsskydden och deras kringkomponenter. Tätningen av styrtubernas glidkontakter anses dock komplicerad då de är rörliga i förhållande till varandra i flera riktningar eftersom de inte skall ta upp sidolaster. Vikten för ett överbelastningsskydd exklusive hydraulcylinder är 185 kg vilket antas kunna reduceras i samband med detaljkonstruktionsfasen. Detta bör genomföras i samband med vidare FEM-analys.
Figur 3.48. Överbelastningsskyddets rörelse
Figur 3.49 visar en av de inre styrtuberna kopplad till skenstyrningens lyftkrok. Den inre styrtuben som visas i blått hindras från att lossna från lyftkroken med hjälp av den låssprint som visas i rött. Ett mindre spel mellan dessa delkomponenter tillåter den inre styrtuben att rotera i lyftkroken vilket krävs på grund av det främre muckhanteringssystemets beteende vid vertikal förflyttning av apron.
Figur 3.49. En inre styrtub monterad i en av de två skenstyrningarna Sidolastskydd
I ett tidigt konceptuellt utvecklingsskede önskades att sidolaster skulle överföras endast till den främre huvudkroppen via kedjetransportören för att undvika sidolaster på den bakre infästningen. Vid konstruktion av en sådan lösning krävs fyra stödpunkter för upptagning av sidolaster i två riktningar, två stödpunkter på vardera sidan om kedjetransportören. En sidolast skapar ett moment kring en främre stödpunkt som skall hävas av en bakre stödpunkt. Detta resulterar i att stödpunkterna bör placerades så långt från varandra som möjligt för minsta möjliga kontaktkrafter. Detta anses problematiskt då det tillgängliga utrymmet vid det främre gripperparet är begränsat. För att maximera avståndet mellan stödpunkterna, och därmed minimera kontaktkrafterna, placeras den bakre kontaktpunkten vid den bakre infästningen. Detta
muckhanteringssystemet som används för att beräkna krafterna som verkar på sidostöden med hjälp av ekvation (12) till (16). Ffl är den yttre frontallast som angriper apron medan Fö1 och Fö2 är de laster som angriper de två överbelastningsskydden. Fs1 och Fs2 är de laster som angriper sidolastupptagningspunkterna. Alla laster förenklas till att befinna sig i nollplanet. Den angripande frontallasten angriper längst ut på en av aprons sidor vilket antas ge upphov till störst sidolaster.
Figur 3.50. Friläggning för beräkning av sidolaster på bakre infästning
1 2 : fl ö ö 0 x led F F F (12) 2 1 : s s 0 y led F F (13) 1: 1 1 2 2 2 0 s fl fl ö ö ö ö s s Moment F L F L F L F L (14)
Med en bakre infästning som antas vara placerad 1000 mm från kedjetransportörens bakre ände gäller de avstånd som visas i Tabell 3.6 för beräkning av de sidolaster som verkar på den bakre infästningen samt kedjetransportörens främre sidostöd.