Omkonstruktion/nykonstruktion av delar till transportör för sophantering

2003:M035

EXAMENSARBETE

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

Anders Einarsson Hans Gunnarsson

2003-06-05

Högskolan Trollhättan/Uddevalla institutionen för teknik

Box 957, 461 29 Trollhättan

Tel: 0520-47 50 00 Fax: 0520-47 50 99

E-post: teknik@htu.se

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

Sammanfattning

Denna rapport vänder sig till BALA Press AB, beläget i Nossebro, där Anders Einarsson och Hans Gunnarsson har utfört sitt examensarbete på C-nivå, 10 poäng.

Bala Press AB tillverkar komprimeringsmaskiner för avfallshantering. Detta examensarbete behandlar tre av de problem som kan uppstå på Balas transportörer.

Första problemet berör spännanordningen som i vissa fall rostar fast och/eller bryts loss. Uppgi- ften går ut på att konstruera och beräkna en spännanordning som klarar av dagens korrosiva miljö och belastning, samt ta fram krafter och spänningar för dagens konstruktion.

Det andra problemet berör de huvar som sitter i bakkant av Bufferttransportören ovanför spänn- anordningen. Dessa går ej att öppna utan måste krokas av vid reparation/underhåll.

Det tredje problemet omfattar Bufferttransportörens långsidor som idag är vinklade upptill men inte hela vägen fram, vilket leder till att virvlar uppstår bland soporna. Uppgiften består i att undersöka om de vinklade sidorna kan fortsätta hela vägen fram, vilket skapar ett jämnare flöde på transportbandet.

Inledningsfasen av arbetet bestod av idégenerering och skissframtagning. Detta för att finna nya lösningar på problemen. Projektet fortsatte med beräkningar, riskanalys och ett ritningsunderlag.

Resultatet av problem ett bygger på inkapsling av spännanordningen för att motverka korrosion.

Infästningen är dimensionerad mot ett ”värsta fall” vad gäller krafter och spänningar.

En vikbar huv är resultatet av problem två. Huven är uppdelad i två halvor sammanbundna med gångjärn vilket underlättar öppnande och stängande.

Nykonstruktion av sidolemmar är resultatet av problem tre. Lemmarna är vikbara och perma- nenta dvs. de behöver ej plockas av vid transport.

Nyckelord: Balpress, Transportör, Returrulle, Riskanalys.

Utgivare: Högskolan Trollhättan/Uddevalla, institutionen för teknik Box 957, 461 29 Trollhättan

Tel: 0520-47 50 00 Fax: 0520-47 50 99 E-post: teknik@htu.se

ii

DISSERTATION

Redesign/New design of pieces to conveyor for waste disposal

Summary

This report is addressed towards BALA Press AB, in Nossebro, where Anders Einarsson and Hans Gunnarsson have done their thesis work (C-level, 10 credits).

BALA Press AB produces compriming engines for waste disposal. Our thesis work deals with three problems that can occur on the BALA conveyor.

The first problem concerns to the stretching device that in some cases rust and/or break loose.

The task is to design and calculate a stretching device with resistance to the load and corrosive environment. Calculations of forces and stresses on the present design are also required.

Problem number two deals with the covers that are positioned in the rear, above the stretching device, of the Buffer-conveyor. When reparation/maintenance is needed the covers cannot be opened. Instead they have to be removed. The third problem comprises the long sides of the Buffer-conveyor. These are angled in the top, but not the whole way along the buffer side. This leads to turbulence among the garbage. The task is to find out if the sides can be lengthened, which will create a more continuous stream on the conveying belt.

In the first phase brainstorming and pencil-aided design was used to find out new solutions to the problems. The project continued with calculations, risk analysis and construction drawings.

The result of problem one is basically to enclose the stretching device. This will reduce problems with corrosion. The attachment point is dimensioned to a “worst case” with consideration to forces and stress.

A foldable cover came as a solution to problem two. The cover is divided into two pieces and is held together with hinges. These changes will improve the opening function.

A new design of sides to the Buffer-conveyor is the result of problem three. The sides are foldable and permanent i.e. they are not to be removed under transportation.

Keywords: Baling press, Conveyor, Return roller, Risk analysis

Publisher: University of Trollhättan/Uddevalla, Department of Technology Box 957, S-461 29 Trollhättan, SWEDEN

Phone: + 46 520 47 50 00 Fax: + 46 520 47 50 99 E-mail: teknik@htu.se Author: Anders Einarsson, Hans Gunnarsson.

Examiner: Per Nylén.

Advisor: Martin Friis HTU, Stig Andersson BALA Press AB.

Subject: Machine Engineering, Product development.

Language: Swedish Number: 2003:M035 Date: Jun 5, 2003

Förord

Under examensarbetets gång har undertecknad Anders Einarsson och Hans Gunnarsson träffat på flera personer som har hjälpt till på olika sätt. Under denna rubrik vill vi passa på att speciellt tacka:

Stig Andersson, som på ett föredömligt sätt handlett, stöttat och guidat oss i vårt arbete.

Martin Friis, för handledning, tips och råd vad gäller rapportskrivning.

Kjell Niklasson, för den hjälp vi fått när det gäller hållfasthetsberäkningar och beräk- ningar i allmänhet.

Bala Press AB, för att de på ett nobelt sätt lät oss fullfölja vårt examensarbete, trots de

omständigheter som råder på företaget.

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

iv

Innehållsförteckning

Sammanfattning ...i

Summary ... ii

Förord... iii

Innehållsförteckning...iv

Symbolförteckning ...v

1 Inledning...1

1.1 Bakgrund...1

1.2 Syfte och mål...3

1.3 Avgränsningar ...3

2 Metod ...4

3 Genomförande...4

3.1 Idéframtagning ...4

3.2 Beräkningar ...4

3.2.1 Krafter på returrullen ...5

3.2.2 Belastningsfall för nuvarande konstruktion...5

3.2.3 Belastningsfall för ny konstruktion...5

3.3 Riskanalys ...6

3.4 Ritningar ...6

4 Resultat ...6

4.1 Valt koncept ...6

4.2 Beräkningar ...9

4.2.1 Krafter på returrullen ...9

4.2.2 Belastningsfall för nuvarande konstruktion...10

4.2.3 Belastningsfall för ny konstruktion...10

4.3 Riskanalys ...11

5 Analys av resultat ...11

5.1 Valt koncept ...11

5.2 Beräkningar ...12

5.3 Riskanalys ...12

6 Slutsatser ...12

6.1 Fortsatt arbete ...13

7 Referensförteckning ...14

Bilagor

Symbolförteckning

σ

x

medelspänning

τ

x

medelskjuvspänning F, P, A

x

och A

y

krafter

W

b

böjmotstånd

I yttröghetsmoment

e

max

största kantavstånd

Q

A

egentyngd, returrulle

M

x

moment

FMEA Failure Mode and Effect Analysis (Riskanalys)

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

1

1 Inledning

Denna rapport vänder sig till BALA Press AB, beläget i Nossebro, där Anders Einarsson och Hans Gunnarsson har utfört sitt examensarbete på C-nivå, 10 poäng.

1.1 Bakgrund

Bala Press tillverkar balningsanläggningar som används av kunder för att komprimera och paketera sopor för långtidslagring eller förbränning. Se fig. 1.

Problemen som ska angripas är delar på transportörer som skapar vissa problem på Bala Press anläggningar.

Arbetet består av tre delar. Problem 1, avser en spännanordning som håller fast retur- rullen på transportörerna, se fig. 2. Problemet består i att spännanordningen i vissa fall rostar fast eller bryts loss.

1 1,2 1 1,2

Fig.1 Bilden visar en mobil balningsanläggning. A Balpress. B Inmatare. C Bufferttransportör.

Inringade område visar var problemen befinner sig.

A

B

C 3

1 1,2

Fig. 2 Bilden visar vänster spännanordning från insidan.

1 justerskruv.2 Lagerbock.3 Lagerbocksfäste.

4 Returaxel. 5 Fästskruvar

Fig. 3 Bilden visar höger spännanordning från utsidan.

1

3 2

5 4

5

Returrullen sitter idag fast i maskin med hjälp av lagerbockar i vilken axeln skruvas fast stumt. Vid körning av transportörerna står alltså axeln still och kedjehjulen roterar kring axeln på kullager, se fig. 4.

Problem 2, avser de huvar som täcker över returrullen på Bufferttransportörens bakparti.

I dagsläget kan de ej fällas upp vid reparation/underhåll, då de tar emot lastväxlarramen.

Istället måste huvarna plockas bort för att nå komponenterna innanför. Problemet är att de är tunga och besvärliga att lyfta. Se fig.1 nr.2.

Problem 3, uppgiften består i att titta på bufferttransportörens långsidor. Dessa är vin- klade utåt upptill, för att underlätta ilastning av sopor, förutom en sträcka längst fram där de är vertikala. Problemet är att soporna tar i de kanter som bildas där de vinklade sidorna möter de vertikala, där det uppstår virvlar bland soporna, vilket resulterar i ojämnt flöde på transportbandet, se fig. 5 och 6.

Främre delen av transportören kan inte vara fällbar, utan måste vara demonterbar för att

Fig. 4 Bilden visar vänster sida av returrullen. 1 Kedjehjul. 2 Kullager. 3 Returaxel

1

2

3

Fig. 5 Överdel på Bufferttransportören. Fig. 6 Överdel på Bufferttransportören, insida.

Figurerna 5 och 6 visar: 1 Vertikal sida. 2 Vinklade långsidor. 3 Kanter där soporna tar i.

1 2 3

2

3 3

1 2

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

3 1.2 Syfte och mål

Syftet med projektet är att finna lösningar på de problem som BALA Press har idag, och målen är att ta fram:

Problem 1:

Konceptlösning på en spännanordning till returrullen som klarar av dagens korrosiva miljö, samt dimensionera den så att den ej bryts loss.

• Beräkningsresultat av krafter och spänningar i och runt returaxeln för nuvarande/ny konstruktion.

• Ritningar.

• Riskanalys i form av FMEA.

Problem 2:

Slutförd konceptstudie av möjligheten att göra huvarna öppningsbara, för att slippa demontera dem vid reparation/underhåll.

Problem 3:

• Slutförd konceptstudie av möjligheten att förlänga/förändra bufferttransportörens sidor och på så sätt skapa ett jämnare flöde och förhindra att virvlar uppstår.

• Förslag på konceptlösning med skisser.

1.3 Avgränsningar

Till grund för arbetet står tekniska krav och användarvänlighet. Någon kundenkät kom- mer inte att genomföras.

I dag är det likadana detaljer i Bufferttransportör som Inmatare för att hålla antalet detaljer och kostnader nere. Detta är en förutsättning även efter förändringar.

Problem 1:

• Omkonstruktion/nykonstruktion omfattar enbart fästanordningen till returaxeln på transportörerna.

• Returrullens placering får inte ändras i höjd- och sidled.

• Returrullen kan endast plockas ut från sidan vid byte eller reparation.

• FEM ingår ej.

• Kostnadsanalys ingår ej.

• Beräkningar på svetsförband utförs ej.

Problem 2 och 3:

• Kostnads och riskanalys tas ej upp.

• Inga beräkningar.

2 Metod

Metoden som använts vid genomförandet har varit enligt Dynamisk Produktutveckling, DPD, (Ottosson, 1999).

Följande moment har ingått i arbetet:

• Brainstorming

• Skissframtagning

• Hållfasthetsberäkningar med hjälp av elementarfall

• Riskanalys FMEA

• Ritningsframställning i Unigraphics

3 Genomförande

3.1 Idéframtagning Problem 1:

Idéframtagningen inleddes med brainstorming på olika typer av fästanordningar. Fem förslag valdes att arbeta vidare med. Bilaga 1 Skisser (A-E).

Problem 2:

Efter framtagen konceptlösning på problem 1 växte idéer fram på hur huvarna skulle kunna öppnas/stängas utan att behöva demonteras.

Problem 3:

En andra Brainstorming gjordes för att hitta ett koncept på förlängning av Bufferttran- sportörens långsidor. Då denna del av problemlösningen ligger på framtiden valdes ett grundförslag ut som Bala Press själva kan arbeta vidare med och anpassa till egna önskemål. Bilaga 1 Skisser ( F och G).

3.2 Beräkningar

En av uppgifterna bestod i att göra beräkningar på krafter och spänningar i och runt re- turaxeln. Beräkningarna delades in i tre grupper.

• Krafter på returrullen.

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

5 3.2.1 Krafter på returrullen

Beräkningarna inleddes med att räkna ut motormomenten (M) för transportörerna och returrullarnas egentyngder (Q

A

)

.

Resultaten användes sedan hela vägen genom växel- låda och kedjor m.m. för att i slutändan visa vilka krafter det ger på returrullen.

Bilaga 2.1 Bufferttransportör och 2.2 Inmatare.

Beräkningar av olika tänkbara fall (”värsta fall”) har utförts, för att få fram hur stora krafter som påverkar lagerbocksfästet. Föremål som fastnar i kedjan m.m. behöver inte nödvändigtvis leda till att båda lagerbocksfästena belastas. Kedjehjulen på returaxeln är lagrade individuellt, dvs. kedjehjulen kan rotera var för sig, medan returaxeln är fast inspänd.

Tänkbara fall:

• Låst kedja. Kedjan låses på undersidan av något föremål. Exempelvis en träkloss eller ett stålrör.

• Låst hjulcentrum. Något hindrar returrullen från att snurra i centrum av hjulet.

Exempelvis lagret skär.

• Låst i plåt. Någonting följer med kedjan och fastnar under infästningsplåten och låser då kedjan. Exempelvis en träkloss eller ett stålrör.

• Stegrad kedja. Kedjan stegrar sig på ovansidan p.g.a. att skräp (ex. papper) kilas fast mellan kedja/medbringare och golv.

Se Bilaga 2.3 Fall av kraftpåkänning.

3.2.2 Belastningsfall för nuvarande konstruktion

De största krafterna (A

x

och A

y

) från fallen ovan (3.2.1), har använts för moment- och spänningsberäkningar som utförts på nuvarande konstruktion vad gäller lagerbocks- fästet.

3.2.3 Belastningsfall för ny konstruktion

Beräkningar på den nya konstruktionen är utförda på motsvarande sätt som ovan (3.2.2

Belastningsfall för nuvarande konstruktion) men här har även beräkningar av skjuvning

och hålkantstryck för skruvar utförts.

3.3 Riskanalys

En enklare riskanalys i form av en FMEA gjordes på problem 1. Den behandlar juster- skruv och fästskruv som rostar samt lagerbocksfäste som fläks sönder. Vidare kan nämnas att analysen är gjord efter det att ett nytt koncept tagits fram. Dagens konstruk- tion har jämförts med den nya konstruktionen. Bilaga 3 FMEA.

3.4 Ritningar

Ritningar är skapade i Unigraphics och visar detaljer som är omkonstruerade.

De ritningar som är gjorda är mycket enkla med enkel måttsättning. Detta enligt över- renskommelse med Bala Press som har för avsikt att rita om dessa i eget CAD/CAM- system. Se bilaga 4 Ritningar.

4 Resultat

4.1 Valt koncept Problem 1:

Efter diskussioner med Stig Andersson, handledare på Bala Press AB, valdes ett av förslagen ut för vidare utveckling. Se skiss C, bilaga 1 skisser. Förslaget har förändrats i takt med att problem har framkommit.

Det slutliga konceptet bygger på att isolera justerskruven så att den inte kommer i

direktkontakt med skräpet, samt förändra lagerbocksfästet så att det håller för de krafter

som kan inträffa enligt bilaga 2.3 Fall av kraftpåkänning. För att klara av detta krävdes

omfattande omkonstruktioner kring returrullen på transportören, se fig. 7.

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

7 Förändringar som utförts är:

• Justerskruv förlängd 10 mm

• Lagerbock. Nykonstruktion, tillverkad i ett enda stycke, axel låses i lagerbock med en stoppskruv

• Tätningsplåt lagerbock (tillägg). Nykonstruktion

• Lagerbocksfäste. Nykonstruktion

• Golvplåt. Nykonstruktion

• Stoppskruv returaxel (tillägg). Nykonstruktion Se bilaga 4 Ritningar.

Detaljer som tagits bort:

• Fästskruvar till lagerbock

• Sidoluckor med gångjärn

Problem 2:

Ett koncept som medger att det är möjligt att öppna och stänga huven är framtaget.

Tidigare fick huven tas bort ur sina gångjärn och läggas åt sidan då reparationer eller underhåll krävdes.

Huvarna är tvådelade med gångjärn emellan. Se fig. 8 och bilaga 4 Ritningar.

Fig. 8 Bilden visar bakpartiet av Bufferttransportören och resultatet av

konceptlösningarna på problem 1 och 2.

Problem 3:

Ett koncept har tagits fram med förlängda långsidor som förhindrar att virvlar uppstår bland soporna. De är dessutom fällbara och permanenta dvs. sitter fast hela tiden även vid transport, se fig. 9.

Förändringar som utförts är:

• Vinklad balk. Omkonstruktion, förlängs hela vägen

• Lemmar. Ny konstruktion

• Gångjärn (tillägg)

• Kortsida. Omkonstruktion, reducerad i höjdled

Fig. 9 Bilden visar konceptlösningen på problem 3 Vänster sida uppfälld. Höger sida nedfälld.

A visar vinklad balk, B visar vikbara lemmar, C visar kortsida

A B

C

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

9 4.2 Beräkningar

Resultaten i beräkningarna bygger på att dimensionerande moment = hydraulmotorns maxmoment efter kuggväxeln (M

k

).

Då M

k

visade sig vara tre gånger så stort på Bufferttransportören jämfört med Inmat- aren, har M

k

från bufferttransportören använts i beräkningarna. Detta leder till att de beräkningar som utförts på Bufferttransportören även gäller för Inmataren med den skillnaden att Inmataren blir något överdimensionerad.

Motormoment efter kuggväxel M

_k

≈ 5230 Nm . Se bilaga 2.1 Bufferttransportör

4.2.1 Krafter på returrullen

Tabell 1. Fyra ”värsta fall” och deras respektive kraftpåkänningar

Tänkbara fall Kraft A

_x

Kraft A

_y

Låst kedja 90492 N 222 N

Låst hjulcentrum 45187 N 222 N

Låst i plåt 58886 N 43407 N

Stegrad kedja 89804 N -7645 N

Tabell 1 ovan, visar att Låst i plåt har störst A

x

värde och Låst kedja har störst A

y

värde, se bilaga 2.3. Dessa fall har ansetts vara dimensionerande och har använts i beräkningar av Belastningsfall för nuvarande konstruktion och Belastningsfall för ny konstruktion se bilaga 5 och 6.

Fig. 10 Visar kraftriktningar

A

y

Q

A

A

x

α

R R M

_k

F

M

A

4.2.2 Belastningsfall för nuvarande konstruktion

Resultaten visar att nuvarande konstruktion inte klarar av de tänkbara fallen som an- vänts i beräkningarna, Låst kedja och Låst i plåt.

Det finns två olika fall av påkänningar i lagerbocksfäste, beroende på om fästskruvarna till lagerbock är åtdragna eller ej. Då lagerbocken inte är fastskruvad med rätt åtdrag- ningsmoment är påkänningarna i lagerbocksfästet som störst.

Fallet Låst kedja leder till att spänningen, σ

b

, i lagerbocksfästet blir ca. 1200 N/mm

²

. Sträckgränsen i materialet ligger på 235 N/mm

²

vilket är cirka fem gånger mindre än σ

b

. Detta leder sannolikt till brott.

I fallet Låst i plåt är krafterna som påverkar lagerbocksfästet större än i fallet Låst kedja. Detta leder till att fortsatta beräkningar anses överflödiga.

Se bilaga 5.2 och 5.3.

4.2.3 Belastningsfall för ny konstruktion

De tänkbara påkänningarna som använts i beräkningarna Låst kedja och Låst i plåt dimensionerar även ny konstruktion. Av de delar som omfattas av omkonstruktion har överdel, underdel samt skruvar beräknats. Då Låst i plåt ger upphov till större krafter som påverkar lagerbocksfästet än Låst kedja gör, redovisar vi resultatet av Låst i plåt.

Spänningarna, σ

b

, i lagerbocksfästet hamnar på ca. 102 N/mm

²

. Sträckgränsen i materi- alet ligger på 235 N/mm

²

. Av detta kan utläsas att den nya konstruktionen av lager- bocksfästet håller med marginal.

Resultat av beräkningar i och omkring skruvar:

Justerskruv:

• Skjuvning τ ≈ 54 N / mm

²

⇒ n

_s

≈ 7 . 2

• Dragning σ

_d

≈ 385 N / mm

²

⇒ n

_s

≈ 1 . 6

• Hålkantstryck σ

_H

≈ 136 N / mm

²

⇒ n

_s

≈ 1 . 7 Fästskruv:

• Skjuvning τ ≈ 78 N / mm

²

⇒ n

_s

≈ 4 . 8

• Hålkantstryck σ

_H

≈ 113 N / mm

²

⇒ n

_s

≈ 2 . 0

Se bilaga 6.

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

11 4.3 Riskanalys

Risktalen efter omkonstruktion visar ett betydligt lägre värde, i många fall mer än halv- erade vilket är bra, jämfört med dagens konstruktion.

Nr 7 i analysen, lagerbocksfäste med felorsak låst hjulcentrum, har fått samma värde före som efter omkonstruktion medan nr. 3 och 4 ( fästskruv) har 0 i risktal efter omkonstruktion. Bilaga 3 FMEA.

5 Analys av resultat

5.1 Valt koncept Problem1:

Att resultatet av konceptet blev som redovisat, beror mycket på de begränsningar som redovisats tidigare. Isolera justerskruv samt förstärka lagerbocksfästet på sidorna var inga problem, men mellan returaxlarna (i mitten på Bufferttransportören) var det mycket trångt vilket försvårade ny lösning av koncept.

Tätningsplåten tillkom för att skilja utrymmet där lagerbocken befinner sig i, från den korrosiva miljön inne i transportören.

Problem 2:

En bidragande orsak till att konceptet blev som redovisat är de förändringar som skett i och med koncept 1. Förändringarna möjliggör att vinkeln mellan diagonal del av huv och lagerbocksfäste kan minskas. Gångjärnen kan då placeras på ett sådant sätt att huven ej tar i lastväxlarramen.

Problem 3:

Framtaget koncept är ett förslag som visar att det är möjligt att förhindra att virvlar uppstår bland soporna genom att förlänga de vinklade sidorna. Konceptet medger även att sidorna kan fällas vid transport. En stötta till skarven mellan lemmarna, liknande den som idag används att stötta sidolemmarna, är ett måste för att hålla emot skräp och egentyngd.

En alternativ lösning till ovanstående, kan vara att undre delen svetsas fast i utfällt läge

och den övre delen monteras efter transport.

5.2 Beräkningar

De beräkningar som utförts i och kring returrullen är grundade på förenklingar och an- taganden av verkligheten.

Beräkningarna är utförda på yttre infästningar av returrulle, men gäller även för infästningarna mellan returaxlarna (i mitten). Anledningen till att beräkningar ej utförts på infästningarna i mitten går att utläsa i yttröghetsmomenten (bilaga 9 Yttröghets- moment och tyngdpunkter enligt AutoCad) som är något större för mittsektionen. Den största skillnaden ligger i att fästpunkten kommer att bli skevt belastad om något av fallen Låst kedja, Låst hjulcentrum, Låst i plåt eller Stegrad kedja inträffar. Någon större risk för haveri pga. detta föreligger dock inte.

Skruvförbanden har dimensionerats efter hålkantstryck och skjuvning. Bilaga 6.3 Justerskruv och 6.4 Fästskruv. I verkligheten tar skruvförbandet upp belastningen då åtdragningsmomentet är korrekt.

5.3 Riskanalys

Risktalen är mycket lägre efter omkonstruktion. Det beror till stor del av att i den nya konstruktionen har justerskruvarna isolerats. Fästskruvarna har tagits bort vilket resulterade till risktal 0 i analysen, och fästet till lagerbocken har förstärkts, se 4.1 Valt koncept. Nr. 7 i analysen, som har Låst hjulcentrum som felorsak, har fått samma värde före som efter omkonstruktion. Det beror på att sannolikheten att låst hjulcentrum, lagret skär, är mycket liten, det troliga är att friktionen ökar och att det går trögt.

6 Slutsatser

Den nya konstruktionen som avser att isolera Justerskruven och förstärka lager- bocksfästet visar att det tål tuffa påkänningar, enligt de beräkningarna som är utförda.

När det gäller Justerskruven så kommer den fortfarande att befinna sig i en korrosiv miljö men inte i direktkontakt med soporna. Genom infettning av Justerskruv och detaljer kring denna kan uppkomsten av rost förhindras.

När det gäller konceptet ”förlängningen av Bufferttransportörens långsidor”, för att för-

hindra att virvlar uppstår bland soporna, har vi funnit att det är möjligt att förlänga dem

samtidigt som de är fällbara vid transport.

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

13 6.1 Fortsatt arbete

Rekommenderat forsatt arbete angående:

Problem 1 och 2.

• Produktionsanpassning av koncepten.

• Kostnadsanalys.

• Toleranssättning.

• Bocknings- och svetsanvisningar.

• Se över materialvalen, tätningsplåten skulle ev. kunna bestå av plast.

• Se över avrinningsförmågan av vatten och dylikt hos de nykonstruerade detaljerna.

Eventuellt kan hål borras i underdelarna för att vatten ska kunna rinna ut.

• Förenkla låsningen av huven som idag skruvas fast.

Problem 3.

• Kostnadsanalys.

• Ritningar på detaljerna.

• Produktionsanpassning av koncepten.

7 Referensförteckning

1 Ottosson, Stig. 1999. Dynamisk Produktutveckling. 1:a uppl. Floda: Tervix AB.

Omkonstruktion/Nykonstruktion av delar till transportör för sophantering.

Bilagsförteckning

1. Skisser

2. Krafter på returrullen 3. FMEA

4. Ritningar

5. Belastningsfall för nuvarande konstruktion 6. Belastningsfall för ny konstruktion

7. Kurvor

8. Elementarfall

9. Yttröghetsmoment enligt AutoCad

A

B

Bilaga 1

Skisser

Sidan 2 av 5

D

C

E

Bilaga 1

Skisser

Sidan 4 av 5

F

G

Bilaga 2

Krafter på returrullen

Sidan 1 av 11

Data för drivning

Hydraulmotor:

Fabrikat: EATON Hydraulic Motors Typ: Disc Valve 2000 Series

Mer information: http://hydraulics.eaton.com

Växellåda:

Fabrikat: STP (Svenska Transmissionsprodukter) Typ: Tvåstegs tappväxel

Mer information: www.stp.k.se

2 Krafter på returrullen

2.1 Bufferttransportör

Hydraulmotor: (EATON Hydraulic Motors 2000-159-2-1”cyl ) Pa

MPa bar

p = 180 = 18 = 18 ⋅ 10

⁶

p = tryck

v m rev

cm

V = 158 . 1

³

= 158 . 1 ⋅ 10

^{−6 3}

var V = deplacemen t

Motormoment:

V

ϕ

p M = ⋅ ,

ϕ

= ⋅ π 2

V V V

_ϕ

= radiandepl acement

Nm

M 452 . 9

2 10 1 . 10 158

18 ⋅

⁶

⋅ ⋅

⁶

≈

=

⁻

π

Ur tabell EATON Hydraulic Motors, Performance Curves bilaga 7.4 fås:

% 73 min

23 l ⇒ η ≈ η = verkningsg raden

% 77 min

30 l ⇒ η ≈

Motormomenten blir då:

Nm M

_23l/min

= 0 . 73 ⋅ 452 . 9 ≈ 330 . 6

Nm M

_30l/min

= 0 . 77 ⋅ 452 . 9 ≈ 348 . 7

Växellåda: STP TA 500 utväxling 15:1 (14.8400:1) Moment efter kuggväxel:

Nm

M

_k

= 15 ⋅ 348 . 7 ≈ 5230 . 5

Bilaga 2

Krafter på returrullen

Sidan 3 av 11

Vikter hos olika detaljer på och kring returrullen på Bufferttransportör:

Medbringare: antal 28 st.

vikt 8.32 kg/m längd 805 mm

ger en totalvikt på: 28 ⋅ 8 . 32 ⋅ 0 . 805 ≈ 187 . 5 kg

Kohlswalänk 103: antal 2

440 st. (2 band) (kedja) antal länkar/m 12.7 st.

vikt 5.75 kg/m

ger en totalvikt på: 100 kg 7

. 12

75 . 5 2

440 ⋅ ≈

Kedjehjul: delningsdiameter 230.9 mm bredd 32 mm

navdiameter 100 mm navbredd 50 mm

axelhålsdiameter ∅ 40 mm

densitet, ρ 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

kg/mm

³

(stål/gjutjärn)

volym (

2 2

) (

2 2

)

3

2 . 1629602 4 50

40 32 100

4 40 9 .

230 − ⋅ ⋅ ≈ mm

+

⋅ ⋅

− π π

ger en totalvikt på: 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

⋅ 1629602 . 2 ≈ 13 kg / hjul Rullaxel: diameter ∅ 40 mm

Längd 1103 mm

Densitet, ρ 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

kg/mm

³

(stål/gjutjärn)

volym

³

2

1386071 4 1103

40 ⋅ ≈ mm

π ⋅

ger en totalvikt på: 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

⋅ 1386071 ≈ 11 kg / axel

Egentyngden Q

A

: 2 Q

_A

= ( 2 ⋅ kedjehjul + axel + 5 % av kedja & medbringar e ) ⋅ g ⇒

( ⋅ + + ⋅ ) ⋅ ⇒

= 2 13 11 0 . 05 287 . 5 9 . 81 2 Q

_A

N Q

_A

504

2 ≈

N

Q

_A

≈ 252

2.2 Inmatare

Hydraulmotor: (EATON Hydraulic Motors 2000-195-2-1”cyl ) Pa

MPa bar

p = 180 = 18 = 18 ⋅ 10

⁶

p = tryck

v m rev

cm

V = 194 . 8

³

= 194 . 8 ⋅ 10

^{−6 3}

var V = deplacemen t

Motormoment:

V

ϕ

p M = ⋅ ,

ϕ

= ⋅ π 2

V V V

_ϕ

= radiandepl acement

Nm

M 558 . 1

2 10 8 . 10 194 18

6

⋅

6

≈

⋅

⋅

=

⁻

π

Ur tabell EATON Hydraulic Motors, Performance Curves bilaga 7.4 fås:

% 73 min

23 l ⇒ η ≈ η = verkningsg raden

% 77 min

30 l ⇒ η ≈

Motormomenten blir då:

Nm M

_23l/min

= 0 . 73 ⋅ 558 . 1 ≈ 407 . 4

Nm M

_30l/min

= 0 . 77 ⋅ 558 ≈ 429 . 7

Växellåda: STP TA-E 600 utväxling 4:1 (3.7059:1) Moment efter kuggväxel:

Nm

M

_k

= 4 ⋅ 429 . 7 ≈ 1718 . 8

Bilaga 2

Krafter på returrullen

Sidan 5 av 11

Vikter hos olika detaljer på och kring returrullen på Inmatare:

Medbringare: antal 23 st.

vikt 8.32 kg/m längd 970 mm

ger en totalvikt på: 23 ⋅ 8 . 32 ⋅ 0 . 970 ≈ 186 kg Kohlswalänk 103: antal 274 st.

(kedja) antal länkar/m 12.7 st.

vikt 5.75 kg/m

ger en totalvikt på: 124 kg 7

. 12

75 . 274 ⋅ 5 ≈

Kedjehjul: delningsdiameter 230.9 mm bredd 32 mm

navdiameter 100 mm navbredd 50 mm

axelhålsdiameter ∅ 40 mm

densitet, ρ 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

kg/mm

³

(stål/gjutjärn)

volym (

2 2

) (

2 2

)

3

2 . 1629602 4 50

40 32 100

4 40 9 .

230 − ⋅ π ⋅ + − ⋅ π ⋅ ≈ mm

ger en totalvikt på: 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

⋅ 1629602 . 2 ≈ 13 kg / hjul Rullaxel: diameter ∅ 40 mm

längd 1270 mm

densitet, ρ 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

kg/mm

³

(stål/gjutjärn)

volym

²

1270 1595929

³

4

40 ⋅ ≈ mm

π ⋅

ger en totalvikt på: 7 . 8 ⋅ 10

⁻⁶

⋅ 1595929 ≈ 12 kg / axel

Egentyngden Q

A

: 2 Q

_A

= ( 2 ⋅ kedjehjul + axel + 5 % av kedja & medbringar e ) ⋅ g ⇒

( ⋅ + + ⋅ ) ⋅ ⇒

= 2 13 12 0 . 05 310 9 . 81 2 Q

_A

N Q

_A

525

2 ≈

N

Q

_A

≈ 262 . 5

2.3 Fall av kraftpåkänning

Figuren ovan visar transportör med drivrulle och returrulle. Kedjan mellan rullarna vilar på stöd. På ovansidan stöttas kedjan av ett golv och på undersidan av separat stöd.

Lagring i punkten A antas vara friktionsfri.

Friläggning av returrullen ger:

: F

₁

⋅ R − F

₂

⋅ R = 0 ⇒ F

₁

= F

₂

Vid stillastående (vila) är krafterna p.g.a. förspänningskraft lika stora i både F

1

och F

2

vilket leder till att momentet i punkten A = 0.

α

Fig.12 Returrulle i vila

Q

A

A

x

A

y

F

1

R F

2

A

A

Fig. 11 Transportör med drivrulle och returrulle i vila

stöd golv

Q

B

B

y

B

x

R

R

Q

A

A

x

A

y

returrulle

drivrulle

Bilaga 2

Krafter på returrullen

Sidan 7 av 11

Fortsättningsvis behandlas drivrulle och returrulle vid rörelse

Kraft i kedja p.g.a. drivande moment från drivrulle.

(Momentet ger upphov till en dragkraft i kedjan på ovansidan)

:

R F M R

F

M

_k

− ⋅ = 0 ⇒ =

^k

Returrullen belastas inte av 



 



 R M

_k

förrän ett lika stort motriktat moment alt. motriktad kraft på hjulets periferi läggs på. Se fig. 15

I normalfallet består belastningen på returrullen av en del av kedjans egentyngd.

Dimensionerande moment = hydraulmotorns maxmoment efter kuggväxel, M

k

. Föremål som fastnar i kedjan mm. behöver inte nödvändigtvis leda till att båda

lagerbocksfästena belastas. Kedjehjulen på returaxeln är lagrade individuellt, dvs. kedjehjulen kan rotera var för sig, medan returaxeln är fast inspänd.

°

α = 28 (bufferttransportören i upprest läge).

N Q

_A

≈ 252

Nm M

_k

= 5230 . 5

mm

R 2

9 .

= 230

Se 2.1 Bufferttransportör B

Fig.14 Returrulle vid pålagt moment

M

broms

Q

A

A

x

A

y

R M

_k

A R

Fig.13 Drivrulle vid pålagt moment

F

Q

B

B

y

B

x

R

M

k

2.3.1 Låst kedja:

Kedjan låses på undersidan av något föremål. Exempelvis träkloss eller stålrör.

: A

_y

− Q

_A

⋅ cos α = 0 (1)

: −

_x

−

_A

⋅ sin +

^k

+ F

_M

= 0 R

Q M

A α (2) F

M

= motverkande kraft = R M

_k

(1) ⇒ A

_y

= Q

_A

⋅ cos α

(2) ⇒

_x

= 2 ⋅

^k

− Q

_A

⋅ sin α R

A M

Resulterande krafter:

N A

_y

= 252 ⋅ cos 28 ° ≈ 222 . 5

kN N

A

_x

252 sin 28 90492 . 3 90 . 5

9 . 230

10 5 .

4 ⋅ 5230 ⋅

³

− ⋅ ° ≈ ≈

=

Fig.15 Returrulle Låst kedja

A

y

Q

A

A

x

α

R R M

_k

F

M

A

Bilaga 2

Krafter på returrullen

Sidan 9 av 11

2.3.2 Låst hjulcentrum:

Något hindrar returrullen från att snurra i centrum av hjulet. Exempelvis lagret skär.

(Sannolikheten att detta fall inträffar är mycket liten, mer troligt är att hjulet går trögare och trögare men att det inte låser sig)

: A

_y

− Q

_A

⋅ cos α = 0 (1) : − − ⋅ sin + = 0

R Q M

A

_{x A}

α

^k

(2)

§ :: + ⋅ R = 0 R

M

_A

M

^k

(3)

(1) ⇒ A

_y

= Q

_A

⋅ cos α (2) ⇒

_x

=

^k

− Q

_A

⋅ sin α

R A M

(3) ⇒ M

_A

= − M

_k

Resulterande krafter:

N A

_y

= 252 ⋅ cos 28 ° ≈ 222 . 5

N

A

_x

252 sin 28 45187 . 0

9 . 230

2 10 5 .

5230 ⋅

³

⋅ − ⋅ ° ≈

=

Nm M

_A

= − 5230 . 5 A

Fig.16 Returrulle Låst i hjulcentrum

A

x

Q

A

A

y

R M

_k

α M

A

R

A

2.3.3 Låst i plåt:

Någonting följer med kedjan och fastnar under infästningsplåten och låser då kedjan.

Exempelvis träkloss eller stålrör.

: A

_y

− Q

_A

⋅ cos α − F

_M

⋅ cos ϕ = 0 (1) F

M

= motverkande kraft = R M

_k

: −

_x

+

^k

− Q

_A

⋅ sin α + F

_M

⋅ sin ϕ = 0

R

A M (2)

(1) ⇒ = ⋅ cos α + ⋅ cos ϕ R

Q M

A

_{y A} ^k

(2) ⇒

_x

=

^k

⋅ ( 1 + sin ϕ ) − Q

_A

⋅ sin α R

A M

Resulterande krafter:

I dagens konstruktion är B 35 = mm

°

=

⇒

= 17 . 6

sin ϕ ϕ

R B

kN N

A

_y

cos 17 . 6 43407 . 1 43 . 4

9 . 230

2 10 5 . 28 5230 cos 252

3

⋅ ⋅ ° ≈ ≈

+ ⋅

°

⋅

=

( ) N

A

_x

1 sin 17 . 6 252 sin 28 58886 . 0 9

. 230

2 10 5 .

5230

³

≈

°

⋅

−

° +

⋅ ⋅

= ⋅

På nykonstruktionen är B 60 = mm

°

=

⇒

= 31 . 3

sin ϕ ϕ

R B

2 10 5 .

5230 ⋅

³

⋅ ⋅ ° ≈ +

°

⋅

=

Fig. 18 Visar F

M

i förhållande till A

y

R ϕ

ϕ F

M

Infästningsplåt A

B R Infästningsplåt

Fig.17 Returrulle Låst i plåt

F

M

Q

A

A

y

A

x

α

R M

_k

A

Bilaga 2

Krafter på returrullen

Sidan 11 av 11

2.3.4 Stegrad kedja:

Kedjan stegrar sig på ovansidan p.g.a. att skräp (ex. papper) kilas fast mellan

kedja/medbringare och golv. Vinkelförändringen β är maximal då kedjan är sträckt maximalt på undersidan. Då finns det möjlighet att motorns maxmoment uppnås.

Kedjan kan hänga ned ca. 86 mm.

I normalfallet ligger ca. 75 % av kedjan an mot stöd.

C-C-avstånd mellan axlar ca. 4530 mm i neutralläget.

°

=

⋅ ⇒

= ⋅ 8 . 6

4530 5 . 0 25 . 0

tan v 86 v

vi säger: v = 10°

β = v då kedjan spänns på undersidan

:

_y

+

^k

⋅ sin β − Q

_A

⋅ cos α = 0 R

A M (1)

: − ⋅ sin α + + ⋅ cos β = 0 R

M R Q M

A

_{x A} ^{k k}

(2)

(1) ⇒ = ⋅ cos α − ⋅ sin β R

Q M

A

_{y A} ^k

(2) ⇒

_x

=

^k

( 1 + cos β ) − Q

_A

⋅ sin α R

A M

Resulterande krafter:

N

A

_y

sin 10 7644 . 7

9 . 230

2 10 5 . 28 5230 cos 252

3

⋅ ⋅ ° ≈ −

− ⋅

°

⋅

=

( ) N

A

_x

1 cos 10 252 sin 28 89804 . 1

9 . 230

2 10 5 .

5230 ⋅

³

⋅ + ° − ⋅ ° ≈

=

Fig. 19 Returrulle Stegrad kedja

β

α

Q

A

A

y

A

x

R R M

_k

R M

_k

A

0.25*0.5*4530 v 86

Fig. 20 Kedjehäng under returrulle

FMEA

Kund Bala Press AB

Utförd av och deltagare

Hans Gunnarsson. Anders Einarsson. Examensarbete

Detaljnamn Bufferttransportör

Detaljnummer ---

Projektledare Datum

030401

Uppföljningsdatum ---

Anmärkning ---

Nr Komponent Process Namn

Funktion Felmöjlig- het

Feleffekt Felorsak Kontroll

^F

e l s

A l l v

U p p t

Risk-

Tal

Rekommenderade Åtgärder

Ansvarig Ut- fört

F e l s

A l l v

U p p t

Risk- Tal

1 Justerskruv Spänna kedja

Rostar fast

Går ej att justera

Fukt, vätska, syror, baser

4 3 5 60 Omkonstruktion Isolera justerskruv

1 6 5 30

2 ” ” Rostar Är trög att justera

” 5 2 5 50 Omkonstruktion Smörjning

2 2 5 20

3 Fästskruv Hålla fast lagerbock Rostar

fast Går ej justera

lagerbock ” 4 3 5 60 Omkonstruktion

Ta bort fästskruv - - - 0

4 ” ” Rostar Är trög att

skruva ” 5 2 5 50 Omkonstruktion

Ta bort fästskruv - - - 0

† Konstruktions-FMEA FMEA-FELEFFEKTANALYS

… Process-FMEA Skala: … 1-5 … 1-10

Bilaga 3 FMEA Si dan 2 av 2

No Komponent Process Namn

Funktion Felmöjlig- het

Feleffekt Felorsak Kontroll

^F

e l s

A l l v

U p p t

Risk-

Tal

Rekommenderade Åtgärder

Ansvarig Ut- fört

F e l s

A l l v

U p p t

Risk- Tal

5 Lagerbocks- fäste

Hålla lagerbock på plats

Fläks sönder p.g.a.

för höga krafter

Lagerbock lossnar

Låst i kedja 3 4 5 60 Omkonstruktion 1 4 5 20

6 ” ” ” ” Låst i plåt 2 4 5 40 Omkonstruktion 1 4 5 20

7 ” ” ” ” Låst

hjulcentrum

1 4 5 20 1 4 5 20

8 ” ” ” ” Stegrad kedja 2 4 5 40 Omkonstruktion 1 4 5 20

9 ” ” Rostar

sönder

” Fukt, vätska, syror, baser

3 4 5 60 Omkonstruktion 1 4 5 20

Ritningsförteckning 1. GOLVPLÅT

2. UNDERDEL V (vänster) 3. UNDERDEL MITT 4. ÖVERDEL V (vänster) 5. ÖVERDEL MITT 6. LAGERBOCK

7. JUSTERSKRUV (saknar ritning) 8. TÄTNINGSPLÅT

9. HUV 2-DELAD

10. FYRKANTSPROFIL (saknar ritning) 11. HUVINFÄSTNING (saknar ritning) ÖVERHÄNG V (vänster)

ÖVERHÄNG MITT

SEGEL V (vänster)

SEGEL MITT

Bilaga 5

Belastningsfall för nuvarande konstruktion

Sidan 1 av 6

5 Belastningsfall för nuvarande konstruktion

Mellan spåret och plåtens kant är idag ett svagare parti, ”tungan”. Detta parti kommer ej att beräknas då det anses för svagt för de uträknade krafterna.

Avsikten med spåret är att styra lagerbocken vid justering och att hålla den på plats.

Om tungan fläks sönder bör lagerbocken behålla sin position på fästet. Dock finns risk att lagerbocken kanar av om ytterligare krafter anbringas och hela profilen deformeras.

Fig. 21 Visar lagerbocksfäste med eller utan ”tunga”

Två belastningsfall är möjliga i fallet Låst kedja.

5.1 Låst kedja, Fall 1.

Då lagerbocken är fastskruvad, med rätt åtdragningsmoment, i maskinen överförs kraftpåkänningarna från lagerbocken till flänsen enligt.

: A

_x

− F = 0 (1) A

x

är hämtat ur bilaga 2.3.1 Låst kedja : M

_Q

+ A

_x

⋅ 32 . 5 + M

_A

= 0 (2)

: 0

3 175 3

175 + ⋅ =

⋅

+ P P

M

_Q

(3) Se fig. 24

(1) ⇒ F = A

_x

(2) ⇒ M

_Q

= − A

_x

⋅ 32 . 5 − M

_A

(2) i (3)

175 2

3

⋅

− ⋅

=

⇒ M

^Q

P

Resulterande krafter:

N F = 90492 . 3

Nm Nmm

M

_Q

= − 90492 . 3 ⋅ 32 . 5 − 0 ≈ − 2940999 . 8 ≈ − 2941 . 0 kN

N

P = − − 2940999 . 8 ⋅ 3 ≈ 25208 . 6 ≈ 25 . 2

Fig. 22 Lagerbock fastskruvad

Fig. 24 Förenkling av utbredd last från fig. 23 samt var P angriper flänsen

Q Q

Fig. 23 Kraftpåkänningarna från A

x

och/eller M

A

175

Bilaga 5

Belastningsfall för nuvarande konstruktion

Sidan 3 av 6

5.2 Låst kedja, Fall 2.

Då lagerbocken inte är fastskruvad i maskin överförs kraftpåkänningarna från lagerbocken till flänsen enligt.

I detta fall förflyttas kraften F från flänsen 32.5 mm längre ner där justerskruven sitter. Detta leder till att momentet kring punkten Q fördubblas. Fästskruvarna får dela på den resulterande kraften, vilken påverkar lagerbocken i mycket högre utsträckning än i fall 1. Dessutom tar justerskruvar upp den resulterande kraften i längsled vilket flänsen gör i fall 1.

: A

_x

− F = 0 (1) A

x

är hämtat ur bilaga 2.3.1 Låst kedja : M

_Q

+ A

_x

⋅ 32 . 5 + F ⋅ 32 . 5 + M

_A

= 0 (2)

: 0

2 175 2

175 + ⋅ =

⋅

+ P P

M

_Q

(3) se fig. 27

(1) ⇒ F = A

_x

(1) i (2) ⇒ M

_Q

= − A

_x

⋅ 65 − M

_A

(2) i (3)

175 M

Q

P = −

⇒

Resulterande krafter:

N F = 90492 . 3

Nm Nmm

M

_Q

= − 90492 . 3 ⋅ 65 − 0 ≈ − 5881999 . 5 ≈ − 5882 . 0 kN

N

P 33611 . 4 33 . 6

175 5 .

5881999 ≈ ≈

− −

= dimensionerande

Fig. 25 Lagerbock ej fastskruvad

Fig. 27 Var P angriper flänsen

Q Q

Fig. 26 Kraftpåkänningarna från A

x

och/eller M

A

175

5.2.1 Moment beräkningar:

Fall 2 är dimensionerande.

Balken delas upp i två delar och beräknas enligt elementarfall. Se EF 10 bilaga 8.2

mm

L 185

370 = 2

= 185

5 . 87 2 370 2 175

= β =

(

²

)

1

1

2 ⋅ ⋅ β ⋅ − β

= − P L M

( ^{3 2} )

2

3

−

−

⋅

⋅ ⋅

= − ^{P L} β β β M

_F

Resulterande moment:

Nm Nmm

M 1141156 . 0 1141 . 2

185 5 . 1 87 185

5 . 87 2

185 10 6 .

33

^{3 2}

1

  ≈ − ≈ −





 



 



 



− 

⋅

⋅ ⋅

⋅

= −

Nm Nmm

M

_F

2 1009723 . 5 1009 . 7

185 5 . 87 185

5 . 3 87 185

5 . 87 2

185 10 6 .

33

^{3 3}

  ≈ ≈





 



  −



 



− 

⋅

⋅

⋅ ⋅

⋅

= −

Punkt där momentet kan antas vara noll

P P

Fig. 28 Kraftpåkänning på balken före och efter delning

P

Bilaga 5

Belastningsfall för nuvarande konstruktion

Sidan 5 av 6

5.2.2 Spänningsberäkningar på lagerbocksfästet:

Vertikal del. Ett tvärsnitt tas från profilen där höjden motsvarar 85 mm. Se figur 29 Nm

M

M

_b

=

_F

= 1009 . 7

6 85 5 6

2

2

⋅

⋅ =

= B H W

_b

2 2

3

/ 7 . 85 167

5

6 10 7 .

1009 N mm

W M

b b

b

≈

⋅

⋅

= ⋅

σ =

sträckgränsen för materialet σ

_s

= 235 N / mm

²

s

b

σ

σ < Ok!

Enligt fig. 29 ökar profilhöjden åt höger. Ovanstående beräkning är utförd där

yttröghetsmomentet är som lägst. I själva verket är profilhöjden mycket högre där M

b

angriper.

Horisontell del. Eftersom ovanstående beräkningar ej påvisar några större påkänningar kollas spänningarna i övre delen av fläns.

Kraften, P angriper flänsen enligt fig. 30 och ger upphov till ett moment i vecket på profilen.

Hävarmens längd: fig. 31

2 2

3

2

1175 . 0 /

5 175

6 5 . 25 10 6 . 33 6

mm H N

B L P W

M

b b

b

≈

⋅

⋅

⋅

= ⋅

⋅

= ⋅ σ =

Sträckgränsen σ

_s

= 235 N / mm

²

s

b

σ

σ >>

Brottgränsen σ

_B

= 340 N / mm

²

B

b

σ

σ >> Ej ok! Leder sannolikt till brott.

Fig. 29 Profil underdel 85 mm

Fig. 31 Profil överhäng på underdel

175 25.5

P

Fig. 30 Visar trolig deformering

5.3 Låst i plåt.

Oberoende av fall 1 och 2 kan en kraft uppkomma i närheten av lagerbocken p.g.a. F

M

kraft.

Detta sker i fallet, bilaga 2.3.3 Låst i plåt.

Kraftfördelningen blir enligt.

°

= 17 . 6 ϕ

R F

_M

= M

^k

kN N

F

P

_{FM M}

cos 17 . 6 43184 . 6 43 . 2

9 . 230

2 10 5 . cos 5230

3

⋅ ⋅ ° ≈ ≈

= ⋅

⋅

= ϕ

: − P

_tot

+ P

_F

+ P + A

_y

− P = 0

M

y F

tot

P A

P =

_M

+

⇒

Resulterande krafter:

kN N

P

_tot

= 43184 . 6 + 43407 . 1 ≈ 86591 . 7 ≈ 86 . 6 se bilaga 2.3.3

ϕ

P

A

y

P F

M

Fig. 33 Kraftpåkänningarna från P, A

y

och F

M

Fig. 34 Krafter som ingår i P

tot

Fig. 32 Lagerbock i fallet Låst i plåt

F

M

Bilaga 6

Belastningsfall för ny konstruktion

Sidan 1 av 12

6 Belastningsfall för ny konstruktion

6.1 Låst kedja:

Kraftpåkänningarna överförs från lagerbock till under- och överdel enligt.

: A

_x

− F = 0 (1) A

x

är hämtat ur bilaga 2.3.1 Låst kedja : F ⋅ 33 − P ⋅ 110 − P ⋅ 110 + M

_A

= 0 (2)

(1) i (2) ger:

kN M N

P A

^{x A}

13573 . 8 13 . 6

220 0 33 3 . 90492 220

33 ⋅ + ≈ ≈

+ =

= ⋅

Fig. 36 Kraftpåkänningar från lagerbock

A

Fig. 35 Krafter på lagerbock

6.1.1 Underdel

Elementarfall 14 bilaga 8.2

Då lagerbocken är justerad i maxläget belastas profilen av kraften, P, på det svagare partiet.

Se inringat område i fig. 37. Momentet beräknas med avseende på det svagare partiets längd.

182

= 52

α 182

1 − 52 β =

Nm Nmm

L P

M 360121 . 2 360 . 1

182 1 52 182 182 52 8 . 13573

2 2

1

 ≈ ≈



 

  −

⋅

⋅

⋅

=

⋅

⋅

⋅

= α β

Nm Nmm

L P

M 144048 . 5 144 . 0

182 1 52 182

182 52 8 . 13573

2 2

2

 ≈ ≈



 

  −

 ⋅



 



⋅ 

⋅

=

⋅

⋅

⋅

= α β

Nm Nmm

L P

M

_F

205783 . 6 205 . 8

182 1 52 182

451 52 8 . 13573 2

2

2 2

2

2

 ≈ − ≈ −



 

  −

 ⋅



 



⋅ 

⋅

⋅

−

=

⋅

⋅

⋅

⋅

−

= α β

Spänningsberäkningar underdel:

yttröghetsmomentet I = 454842 mm . 5

⁴

mm

e

_max

= − 54 . 1

Nm M

M

_b

=

₂

= 360 . 1

3 2

max

42 . 8 /

5 . 454842

) 1 . 54 ( 10 1 .

360 N mm

I e M

_b

b

⋅ ⋅ − ≈ −

⋅ =

σ = (tryckspänning)

/

2

235 N mm

s

= σ

σ σ < Ok!

Fig. 37 Lagerbockens placering i underdel vid maxjustering

enligt AutoCad bilaga 9.3