examensarbete - diva-portal.org215324/fulltext01.pdf · att lasten surras enligt europastandard...

Inst

itutio

nen

för t

ekni

k, m

atem

atik

och

dat

avet

ensk

ap –

TM

D

EXAMENSARBETE 2004:M029

Tomas Lustig

Hållfasthetsanalys av en lastbilsflaksstolpe

EXAMENSARBETE

i

Hållfasthetsanalys av en lastbilsflaksstolpe Tomas Lustig

Sammanfattning

Denna rapport är resultatet av ett examensarbete inom institutionen för teknik vid Hög-skolan i Trollhättan/Uddevalla. Examensarbetet har genomförts på uppdrag av Kinnegrip AB i Lidköping. Företaget har i sitt produktsortiment en lastbilsflaksstolpe för gardintrailers (curtainsiders), Kinnegrip C10. Denna lastbilsflaksstolpe har idag en konstruktion som viktmässigt har begränsade konkurrensfördelar och som p.g.a. sin vikt även är produktionstekniskt svårhanterlig. För att minska lastbilsflaksstolpens vikt och öka tillverkningsproduktiviteten så har den nuvarande konstruktionen analyserats m.h.a FEM. De laster som valts är hämtade från Europastandarden SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon”. Analysen visade att endast en minskning av lastbilsflaksstolpens bredd medför en allt för stor försämring av hållfasthetsegenskaperna. Ett bättre alternativ är att använda ett höghållfastare stål i kombination med minskad materialtjocklek. Med denna modifiering är det möjligt att minska vikten med ca. 25 %. Den minskade materialtjockleken leder dock till en ökad utböjning som måste beaktas.

Utgivare: Högskolan Trollhättan/Uddevalla, Institutionen för teknik, matematik och dataveten-skap, Box 957, 461 29 Trollhättan Tel: 0520-47 50 00 Fax: 0520-47 50 99 Web: www.htu.se

Examinator: Henrik Johansson Handledare: Kjell Niklasson, HTU samt Jan Lidholm, Kinnegrip AB Huvudämne: Maskinteknik Språk: Svenska Nivå: Fördjupningsnivå 1 Poäng: 10 Rapportnr: 2004:M029 Datum: 2004-06-03 Nyckelord: Curtainsider, Europastandard, CAD, Svetssimulering

DEGREE PROJECT

ii

Strength analyses of a lorrypillar Tomas Lustig

Summary This report is the result of a degree project at the department of technology at the Uni-versity of Trollhättan/Uddevalla.

The degree project was carried out on request of Kinnegrip AB in Lidköping. The com-pany has in its product assortment a lorry pillar for curtainsiders, Kinnegrip C10. This lorry pillar has today a design with a weight that makes it less competitive on the market and also difficult to handle during production. To decrease the pillar weight and to in-crease the manufacturing productivity, the current design has been analysed by using FEM. The loads were chosen from the European norm EN 12642 4.3.2 “Securing of cargo on road vehicles”. The analyses show that a decrease of the pillar section width only, reduces the strength of the pillar too much. A better way is to change the material to a high strength steel combined with a reduction of the material thickness. With this modification it is possible to reduce the weight at least 25 %. The decreased material thickness leads to an increased deflection of the pillar which has to be considered.

Publisher: University of Trollhättan/Uddevalla, Department of Technology, Mathematics and Computer Science, Box 957, S-461 29 Trollhättan, SWEDEN Phone: + 46 520 47 50 00 Fax: + 46 520 47 50 99 Web: www.htu.se

Examiner: Henrik Johansson Advisor: Kjell Niklasson, HTU and Jan Lidholm, Kinnegrip AB Subject: Mechanical Engineering Language: Swedish Level: Advanced Credits: 10 Swedish, 15 ECTS credits Number: 2004:M029 Date: June 3, 2004 Keywords Curtainsider, European norm, CAD, Weld simulation


iii

Förord Denna rapport har tillkommit efter det att Kinnegrip AB i Lidköping önskade en håll-fasthetsanalys av en av deras produkter, Kinnegrip C10 curtainsider. Kinnegrip AB har i drygt trettio år tillverkat ett brett sortiment av lastbilsflaksstolpar till främst den Europe-iska marknaden. En marknad där företag som utför påbyggnad av lastbilsflak gentemot kundönskemål, återkommande valt Kinnegrips produkter. Min förhoppning är att denna rapport kan bidra till att påbyggnadsföretag även i framtiden väljer Kinnegrip AB´s pro-dukter. Jag vill här passa på och tacka företagets VD Jan Lööf och chefskonstruktör till-lika handledare på företaget Jan Lidholm för möjligheten till detta examensarbete. Ett stort tack till Kjell Niklasson i egenskap av handledare, HTU samt examinator Henrik Johansson, HTU.


iv

Innehållsförteckning

Sammanfattning..................................................................................................................i Summary........................................................................................................................... ii Förord .............................................................................................................................. iii Nomenklatur ......................................................................................................................v 1 Inledning .......................................................................................................................1

1.1 Bakgrund................................................................................................................1 1.2 Syfte och mål..........................................................................................................1 1.3 Begränsningar .......................................................................................................2

2 Förutsättningar/Tillvägagångssätt.................................................................................2 2.1 Europastandard SS-EN 12642 ”Säkring av last på vägfordon”...........................2 2.2 Ritningar och CAD – modeller ..............................................................................3 2.3 Datorutrustning samt dess mjukvara.....................................................................3

3 Modeller........................................................................................................................3 3.1 Svetssimulering ......................................................................................................5

4 Verifiering av modell....................................................................................................5 5 Beräkningar i finita elementprogrammet ......................................................................7 6 Resultat .........................................................................................................................7

6.1 Beräkning av C10 120mm bred 3mm profilrör .....................................................7 6.2 Beräkning av C10 110mm bred 3mm profilrör .....................................................8 6.3 Beräkning av C10 100mm bred 3mm profilrör .....................................................8 6.4 Beräkning av C10 120mm bred 2mm profilrör .....................................................8 6.5 Analys av resultat ..................................................................................................9

7 Slutsatser.....................................................................................................................10 7.1 Rekommendationer till fortsatt arbete .................................................................10

Källförteckning................................................................................................................12

Bilagor

A Kinnegrip C10 curtainsider B Beräkning av last enl. SS-EN 12642 4.3.2 "Säkring av last på vägfordon" C Beräkning av kraft från förspänning av kapellsida. D Modelldata i finita elementprogrammet E Svetssimulering F Redovisning av belastningsprov G Överslagsräkning med elementarfall 5 och 10 H Utförlig redovisning av procentuell beräkning mellan beräkningsmodeller I Pathdiagram


v

Nomenklatur

Curtainsider Gardintrailer

ν Passions tal, uttalas ny

SS-EN Svensk standard – European norm

CAD Computer Aided Design

TÜV Technischer Überwachungs Verein


1

1 Inledning Denna rapport redovisar det examensarbete som har genomförts på uppdrag av Kinne-grip AB i Lidköping under perioden 040322 till 040528. Examensarbetet utgjorde de sista tio poängen i maskiningenjörsutbildningen på 120 poäng vid Högskolan Trollhät-tan/Uddevalla (HTU). Rapporten innehåller hållfasthetsberäkningar och analyser av re-sultaten som kan ligga till grund för produktutveckling gällande en ny generation av Kinnegrip C10 curtainsider.

1.1 Bakgrund

Kinnegrip AB har i sitt produktsortiment en lastbilsflaksstolpe för gardintrailers, Kinne-grip C10 curtainsider, vars nuvarande konstruktion har viktmässigt begränsade konkur-rensfördelar samt är till följd av sin vikt produktionstekniskt svårhanterlig. Vid kontakt med företaget föreslogs en utredning gällande C10 stolpens egenskaper då den utsätts för belastning enligt ett lastfall beskrivet i Europastandarden SS-EN 12642 ”Säkring av last på vägfordon” [1]. För en mer detaljerad beskrivning av produkten samt dess pla-cering på ett lastbilsflak av curtainsidertyp, se bilaga A.

1.2 Syfte och mål

Syftet med projektet var att identifiera de krafter och påkänningar lastbilsflaksstolpen, Kinnegrip C10 curtainsider, utsättes för i samband med belastningsfallet som beskrivs i SS-EN 12642 4.3.2 "Säkring av last på vägfordon" och de krafter som uppkom vid för-stängning av kapellsidan samt en kombination av dessa, se bilaga B och C.

Målet var att analysera den befintliga flakstolpens konstruktion och att visa vad ett byte till produktionsvänliga höghållfasta stål kunde ge för effekter.


2

1.3 Begränsningar

Beräkningarna har utförts enbart på bärande delar i stolpen eftersom handtagsmekanism samt övriga tillbehör bedömts ge endast marginella effekter. Beräkningarna har gjorts för en flaklast av 2100 kg/flakmeter och en flaklasthöjd på 2800 mm. Flakstolpens bä-rande profil har bedömts ansluta till lastbilsflakets takprofil utan tillbehör som t.ex. elas-tisk topp. Kostnadskalkyler för alternativa stålkvalitéer och produktionsmetoder för en ev. ny konstruktion har ej ingått i examensarbetet.

2 Förutsättningar/Tillvägagångssätt

De förutsättningar som fanns inför projektarbetet var källdata samt litteratur bestående av ”Lastsäkring av styckegods mot fordonssidor” [2] samt ”Utrustning för rationell säk-ring av last på fordon” [3]. Instudering bedrevs på företaget i samråd med företagets handledare. Vidare har datorberäkningar utförts vid HTU. En närmare beskrivning av dessa förutsättningar redovisas nedan i form av underrubriker.

2.1 Europastandard SS-EN 12642 ”Säkring av last på vägfor-don”

Enligt Europastandard SS-EN 12642 4.3.3 får inte en lastbilsflaksstolpe av typ curtain-sider användas till förstängning av last. Vid användning av curtainsiderstolpar krävs det att lasten surras enligt Europastandard SS-EN 12640 [4]. Det innebär att Kinnegrips C10 stolpe endast får utgöra ett stöd till lastbilsflakets tak samt stabilisera lastbilsflakets kapellsida. Hos en kund i Tyskland har emellertid C10 stolpen utprovats enligt Europa-standarden SS-EN 12642 4.3.2. Denna standard möjliggör en förstängning av lasten och behandlar användandet av flaklämmar i kombination med lastbilsflaksstolpar samt ka-pellsidor förstärkta med brädor. Utprovningen genomfördes under övervakning av den Tyska tekniska utprovnings föreningen TÜV som efter provet godkände C10 stolpen enligt SS-EN 12642 4.3.2 och tilldelade den TÜV´s stämpel.


3

2.2 Ritningar och CAD – modeller

De ritningar som varit nödvändiga för att skapa modellerna i Unigraphic beskriver främst utklipp i profilrör avsedda för handtagsmekanismen. Vidare har uppmätning samt identifiering av svetspunkter mellan profilrör och hattprofil varit möjlig m.h.a. rit-ningar från företaget. CAD – modeller från företagets 3D modelleringsprogram Inventor kopierades på en CD skiva varefter dessa överfördes till Unigraphics vid HTU för vida-re modellering.

2.3 Datorutrustning samt dess mjukvara

Den datorutrustning som användes var två olika workstations, dessa var anslutna till en UNIX server resp. en Windows server vid HTU. Den mjukvara som användes var CAD – program, finita elementprogram samt Windows Office program.

3 Modeller

Fyra olika solidmodeller skapades för att utreda om det var möjligt att dels minska C10 stolpens breddmått från 120mm till 110mm – resp. 100mm, samt för att minska materi-altjockleken i profilröret från 3mm till 2mm. En ändring av profilrörets materialtjocklek medförde även en ändring av materialtjockleken från 3mm till 4mm på den förstärkning av C10 stolpens som utgörs av en hattprofil, se bilaga A. Ändringen av hattprofilens materialtjocklek var nödvändig för att inte påverka låsmekanismens läge i förhållande till låsfästet. Till följd av de begränsningar som bestämdes inför projektet togs hand-tagsmekanismen bort och därför kunde också de delar på hattprofilen som utgör olika former av fästpunkter för handtagsmekanismen uteslutas ur modellerna. Det var viktigt att denna förenkling av hattprofilens modell inte påverkade geometrin så att svetspunk-terna mellan hattprofilen och profilröret inte gick att simulera. Vidare uteslöts bock-ningsradier på profilrör och hattprofil. Radier på desamma som inte uteslutits är radier vid olika utklipp, eftersom dessa är ur beräkningsmässig synpunkt mycket viktiga. De detaljer som endast ansågs ge marginella effekter behandlades inte mer än i åskådnings-syfte.


4

Vid bearbetning av modeller i Unigraphics, skapades ytor utan någon tjocklek i mitten av modellerna. Dessa mittytor överfördes sedan till finita elementprogrammet, där mo-delltypen skal-3D kunde väljas. Vid användandet av skalmodeller jämfört med solid-modeller minskar man storleken markant rent beräkningsmässigt och har därmed möj-lighet att förkorta beräkningstiden utan att beräkningskvalitén försämras nämnvärt. Ett alternativ till skalmodell hade varit solidmodell-3D, men modellen hade då både varit mycket tung grafiskt och beräkningsmässigt.

För att man i finita elementprogrammet skall kunna elementindela de olika skalen krävs det att man skapar rätt förutsättningar. Det innebär t.ex. att en övergång från en cirkulär yta till en rektangulär yta som har olika elementstorlekar gradvis anpassas till varandra. Det är viktigt att elementen inte får skarpa vinklar då dessa försämrar beräkningarna. Modellernas ytor har indelats i Unigraphics så att en optimal elementindelning blev möjlig med hänsyn taget till de stora skillnaderna mellan t.ex. profilrörets element och de element som simulerar svetspunkter där brädhållare är svetsade i C10 stolpen, se ex-empel i figur 3: 1 nedan.

Redovisning av modelldata samt modellgeometri sker i bilaga D.

Figur 3: 1. Bilden visar en simulerad svetspunkt för brädhållare som belastats med punktkrafter.


5

3.1 Svetssimulering

För att simulera de svetspunkter som finns mellan profilrör och hattprofil i C10 stolpen, har stela element (rigid regions) applicerats i modellen mellan de två skalen som utgör profilrör samt hattprofil, se bilaga E. Dessa stela element består av en masternod resp. en slavnod som låses i samtliga sex frihetsgrader. Vid svetssimulering bör stela element förhålla sig så vinkelräta mot skalen som möjligt. Det är därför viktigt att endast välja en slavnod till en masternod. Flakstolpen har även några bågsvetsar som simuleras med flera stela element. Dessa stela element överför krafter mellan de två skalen och det kan medföra att singulariteter uppstår i modellen. Singulariteter kan förklaras med att ett li-tet lokalt område får oändligt hög spänning. En singularitet utgör inte någon större ska-da beräkningsmässigt och kan förbises om man vet att det är en singularitet. Det är mycket svårt att undkomma singulariteter i modeller med komplicerade geometrier och speciellt då man använder sig av stela element. Stela element har också använts för att överföra låsningarna vid gränssnittet mellan övre låsning och hattprofil.

4 Verifiering av modell

För att kunna verifiera modellen som simulerar den idag befintliga C10 stolpen utfördes två till utförandet olika belastningsprov av C10 stolpen hos företaget. Det första belast-ningsprovet utfördes med C10 stolpen infäst i sitt avsedda fäste som i sin tur var fäst i en telferbalk. Vidare låstes toppen på C10 stolpen m.h.a. en vajerspännare som fästs i en förlängning av C10 stolpen samt i en platta avsedd att hålla emot dragkraften, se figur 4:1 nedan.

F

Platta avsedd att hålla emot dragkraften

Vajerspännare telferbalk

C10 stolpen fäste

Figur 4: 1. Schematisk bild av belastningsprov.


6

För att åstadkomma en kraft som motverkade dragkraften ställdes en truck med last på den tidigare nämnda plattan. Dragkraften skapades med en travers och ett lyftband som applicerades runt stolpen vid den fjärde brädhållaren. Dragkraften uppmättes med en lastcell som kopplades till ett våginstrument. Belastningsprovet åstadkom en deforma-tion på C10 stolpen som uppmättes med en lasermätare ifrån golv till stolpens undersi-da. Deformationen mättes i mm och jämfördes sedan med modellen som utsattes för liknande belastning i finita elementprogrammet. En utförligare beskrivning finns i bila-ga F.

Vid jämförelse med beräkningsmodellen i finita elementprogrammet framgick dock att deformationen endast uppgick till mellan 45 – 62 % av det verkliga värdet. Resultatet av belastningsprovet och den simulering som utförts i beräkningsprogrammet redovisas i bilaga F. Det halverade värdet kan förklaras med att modellen har koordinaterna (no-derna) i övre låsmekanism helt låsta i beräkningsprogrammet. Låsningen är inte med verkligheten överensstämmande eftersom övre låsmekanism där har möjlighet att till viss del röra sig i längdriktning, (Y – led), samt i tvärriktning, (X – och Z – led). Vid överslagsräkning med två elementarfall, 5 och 10, [5], som överensstämmer med att övre låsmekanism har en viss rörlighet eller är helt låst, framgår det att det skiljer en faktor av 2.3 mellan elementarfallen, se överslagsräkningar bilaga G. Vidare bidrar för-längningen av C10 stolpen till en ökad utböjning i form av glapp då denna endast är låst i C10 stolpens profilrör m.h.a. en skruv med tillhörande mutter.

Det andra belastningsprovet utfördes så att man endast uppmätte max deformation med utgångspunkt från C10 stolpens bågform ner till det vertikala plan som skapades då ett snöre spändes mellan stolpens ändar på undersidan. Man genomförde sedan lasermät-ning från det spända snöret till C10 stolpens undersida där lasten var applicerad. Syftet med det andra provet var att minimera fel p.g.a. glapp och töjningar i den kringutrust-ning som syftade till att låsa stolpen. Därför var förlängningen av C10 stolpen i det andra provet inte fastskruvad utan sammansvetsad i toppen av C10 stolpen. Vidare be-lastades stolpen med stängd resp. öppen låsmekanism för att undersöka hur mycket lås-mekanismen påverkade. I övrigt användes samma utrustning och låsningsmetodik som i det första belastningsprovet. Det andra belastningsprovet visade sig överensstämma med datorberäkningarna till ca. 80 %, vilket var en betydligt bättre procentuellandel än vid det första belastningsprovet. Diagram över belastningsproven i jämförelse med datamo-dellen redovisas i bilaga F.


7

5 Beräkningar i finita elementprogrammet

De beräkningar som utförts har varit möjliga efter en rad förändringar på de fyra model-lerna. Dessa förändringar består i att t.ex. bockningsradier har avlägsnats i modellerna och att den cylindriska del som återfinns på den nedre låsningen har uteslutits. Föränd-ringarna har varit nödvändiga eftersom programmet gav felmeddelanden med antydan om att radierna var för små i förhållande till skalets tjocklek. Detta uppstår även i den nedre låsningen (cylinderform) varför denna har förenklats till en linje som låses. På den nedre låsningen simuleras svetsar mellan cylindrisk del, hattprofil och profilrör m.h.a. låsningar på linjer i Z – led samt låsningar i X – resp. Y – led i två noder. Noderna är valda så att de höjdmässigt befinner sig på liknande nivå som ett centrum av den icke närvarande cylindriska nedre låsningen skulle ha befunnit sig i modellen. Den övre lås-ningen har uteslutits eftersom handtagsmekanismen ej modellerats. Där har endast den plana area som utgör gränssnitt mellan hattprofil och handtagsmekanism behållits och försetts med låsningar så att simulering av ett låst handtag skapats.

6 Resultat

Resultatet av finita elementberäkningar för de fyra olika beräkningsmodellerna redovi-sas var för sig i syfte att skapa överskådlighet. Jämförelser mellan de olika beräknings-modellerna har genomförts med utgångspunkt från C10 120mm bred 3mm profilrör, detta var den modell som simulerade den befintliga Kinnegrip C10 curtainsiderstolpen.

Eftersom beräkningsmodellerna saknade handtagsmekanismen blev effektivspänningen förhöjd vilket kompenserats med procentuell jämförelse. Detta var möjligt då de olika beräkningsmodellera försetts med samma laster och låsningar. För mer utförlig redovis-ning av beräkningsgång samt beräkningsgrunder, se bilaga H och I.

6.1 Beräkning av C10 120mm bred 3mm profilrör Vikt beräknat på profilrör inkl 3mm hattprofil i Unigraphic: 20067.1018g

Maximal deformation av modell: DMX 50.689mm

Spänning i profilrör längsgående vid 1260mm: ca. 2/234 mmN

Spänning vid 2: a noden profilrör tvärgående: ca. 190 2/ mmN

Spänning vid 3: e noden profilrör tvärgående: ca. 727 2/ mmN


8

6.2 Beräkning av C10 110mm bred 3mm profilrör

De procentuella ökningarna resp. minskningarna är i jämförelse med C10, 120mm bred, 3mm profilrör, vilket är den modell som simulerar den befintliga Kinnegrip C10 cur-tainsider.

Vikt beräknat på Profilrör -1451.3206g inkl 3mm hattprofil utgör: -7.2 %

Maximal deformation +5.567mm utgör: 10.9 %

Spänning i profilrör +22 2/ mmN utgör: 9.4 %

Spänning vid 2: a noden +45 2/ mmN utgör: 24%

Spänning vid 3: e noden +68 2/ mmN utgör: 9.4%


De procentuella ökningar resp. minskningar är i jämförelse med C10, 120mm bred, 3mm profilrör, vilket är den modell som simulerar den befintliga Kinnegrip C10 cur-tainsider.

Vikt beräknat på profilrör -2902.6414g inkl 3mm hattprofil utgör: -14.5 %

Maximal deformation +10.298mm utgör: 20.3%


Spänning vid 2: a noden +139 2/ mmN utgör: 73 %

Spänning vid 3: e noden +280 2/ mmN utgör: 39 %


De procentuella ökningarna resp. minskningarna är i jämförelse med C10, 120mm bred, 3mm profilrör, vilket är den modell som simulerar den befintliga Kinnegrip C10 cur-tainsider.


9

Vikt beräknat på Profilrör -5196.6734g inkl 4mm hattprofil utgör: -25.8 %

Maximal deformation +61.262mm utgör: 20.8 %


Spänning vid 2: a noden -55 2/ mmN utgör: -29 %

Spänning vid 3: e noden -33 2/ mmN utgör: -4.5 %

6.5 Analys av resultat

De resultat som framkom efter det att modellerna belastades, enl. Europastandarden SS-EN 12642 4.3.2 "Säkring av last på vägfordon", uppvisade orimligt höga effektivspän-ningsnivåer. De höga spänningarna uppstod i den nedre delen av C10 stolpen vilket var korrekt eftersom det var den del där böjmomentet förväntades vara störst, se bilaga I, figur I: 1.

En orsak till de orimligt höga effektivspänningsnivåerna är avsaknaden av handtagsme-kanismen i modellerna. Det andra belastningsprovet visade nämligen att handtagsmeka-nismen utgör en kraftig förstyvning av stolpen. Då spänningar följer deformation blir resultatet en minskad spänning i nedre delen av C10 stolpen. En annan orsak till de orimligt höga effektivspänningsnivåerna är svetssimuleringarna och inspänningen i övre låsning där kraft överförs abrupt in i endast en nod. Resultatet har därför inte redovisats i rena spänningar utan i form av procentuell jämförelse gentemot den modell som simu-lerar den verkliga C10 stolpen. Denna procentuella jämförelse visar att deformationen i de olika modellera följs av spänningarna på ett korrekt sätt. De spänningar som har granskats m.h.a. pathfunktionen [5], se bilaga I, i hattprofilerna fick en liknande procen-tuell höjning som de övriga procentuella värdena, förutom i modellen C10 120mm bred 2mm profilrör. I denna modell har hattprofilen en tjocklek av 4mm istället för 3mm. Vid granskning av pathfunktionens redovisade spänningar tvärgående i profilröret, se bilaga I, minskar dessa i modellen med 2mm profilrör samt 4mm hattprofil i förhållande till de modeller som har 3mm tjocklek i både profilrör och hattprofil. De svetspunkter som syf-tar till en ökning av materialtjocklek till sammanlagt 6mm mellan profilrör och hattpro-fil får således en minskad påkänning i modellen med 4mm hattprofil.


10

7 Slutsatser

Då spänningarna blev högre än förväntat antas att den modell som simulerar den verkli-ga C10 stolpen, C10 120mm bred 3mm profilrör, får spänningar vid belastning enl. Eu-ropastandarden SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” som ligger strax un-der sträckgränsen, en sträckgräns som i profilröret uppgår till 270 2/ mmN . Förenkling-ar i FE – modeller gör att spänningsnivåer i infästningen inte kan bestämmas absolut, men en jämförelse mellan olika konstruktioner bör vara korrekt.

Det visar sig att en minskning av stolpens bredd ökar spänningarna för mycket. En minskning av materialtjocklek från 3mm till 2mm i profilrör och en ökning från 3mm till 4mm i hattprofil ger intressanta resultat. Vikten minskar då med ca. 25 % samtidigt som spänningen ökar relativt lite. Kombineras denna ändring med ett materialbyte till höghållfastare stål blir risken för plastisk deformation mindre. Dock blir stolpen något vekare och kommer att böja ut mer.

7.1 Rekommendationer till fortsatt arbete

Eftersom effektivspänningen i de olika modellerna inte kan anses överensstämma med de spänningar som uppstår vid verklig belastning av en Kinnegrip C10 curtainsiderstol-pe, kan rekommendation ges om att utföra en liknande kraftanalys där handtagsmeka-nismen ingår. Då denna bevisligen är en orsak till de förhöjda spänningsvärdena i områ-det kring den övre – samt nedre låsningen i modellerna.

En ny prototyp av C10 stolpen bör tillverkas där profilrörets material har en högre sträckgräns i kombination med en minskad materialtjocklek samt där hattprofilens mate-rialtjocklek ökas. Denna prototyp bör sedan genomgå ett belastningsprov, utfört på samma sätt som det andra belastningsprovet av befintlig C10 stolpe, så att dess kapacitet att motstå belastning kan dokumenteras. Deformationen av stolpen förväntas bli större. Om detta inte kan accepteras gäller det att förstyva stolpen med så enkla och lätta medel som möjligt i syfte att bevara prototypens låga vikt.

I samband med en ev. ändring av hattprofilens geometri bör det undersökas om det går att utöka den area som upptar krafter mellan handtagsmekanism, hattprofil samt profil-rör, vid den övre låsningen och om det går att öka den radie som finns på hattprofil samt profilrör i samma område, se figur 7.1: 1 nedan.


11

Figur 7.1: 1. Bilden visar radien hos hattprofil/profilrör samt arean mel-lan hattprofil/profilrör och handtagsmekanism.

Arean mellan hattprofil/profilrör och hand-tagsmekanism.

Radie hos hattprofil/profilrör.


12

Källförteckning

1 (2002). Säkring av last på vägfordon – Lastutrymme på lastfordon – Minimikrav. Stockholm: SIS Förlag AB. Tillgänglig: <http://www.sisforlag.se >

2 (2002). Lastsäkring av styckegods mot fordonssida. Mari-Term AB Box 74 263 21 Höganäs Tillgänglig: <http://www.mariterm.se > [2002-12-02]

3 Andersson, Peter, m.f. (2001). Utrustning för rationell säkring av last på fordon. RASLA. Tillgänglig: <http://www.mariterm.se > [2002-07-12]

4 (2000). Vägfordon – Säkring av last på vägfordon – Surrningspunkter på lastfordon för transport av gods – Minimikrav och provning. Stockholm: SIS Förlag AB. Till-gänglig: <http://www.sisforlag.se >

5 Bodelind, Persson (1999). Hållfasthets – och materialtabeller. Göteborg: Akademi-förlaget.

6 Niklasson, Kjell (2003). Handledning till FE - programmet.(HTU)


Bilaga A A:1

A Kinnegrip C10 curtainsider

I denna bilaga beskrivs C10 stolpen utförligt i syfte att ge läsaren en förståelse för pro-dukten samt dess placering på ett lastbilsflak.

Nedan visas en bild av ett lastbilssläp som utrustats med curtainsiderstolpar, dessa syns dock inte p.g.a. kapellsidan. På bilden syns också de spännen, 21st, som sträcker kapell-sidan, se figur A: 1.

Då kapellspännena lossats kan man dra hela kapellsidan mot endera fram – eller bak-stam. Då framträder C10 stolpen tillsammans med de brädor som stöder kapellduken under färd, se figur A: 2.

Figur A: 1. Ett curtainsidersläp där kapellsidan ses med dess kapellspännen.

Bakstam Framstam Kapellduk

Bräda Kinnegrip C10 curtainsider

Figur A: 2. Förklarande bild av ett lastbilssläp som utrustats med Kinnegrip C10 curtainsider


Bilaga A A:2

Kinnegrip C10 curtainsider består av profilrör, hattprofil, handtagsmekanism, övre – och nedre låsning samt brädhållare, se figur A: 3.

Figur A: 3. En beskrivande bild av ingående komponenter i Kinnegrip C10 curtainsider.

Brädhållare

Profilrör

Hattprofil

Handtagsmekanism

Övre låsning integrerat i handtags-mekanismen.

Nedre låsning


Bilaga B B:1

B Beräkning av last enl. SS-EN 12642 4.3.2 "Säkring av

last på vägfordon" Enligt SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” skall en sida av lastbilsflaket uppta 24 % av maximal last på lastbilsflaket. Denna kraft skall anbringas fördelad på en höjd av 800mm, räknat från lastbilsflaket och upp. Vidare skall 6 % av maximal last på lastbilsflaket anbringas från 800mm upp till lastbilsflakets tak, se figur B: 1.

Uträkning av kraft från last på lastbilsflakssida:

Längd på lastbilsflak 13.6m

Last i kg/flakmeter 2100kg

Gravitationskonstant 9.81

Maximal last på flak i Newton N6.28017381.921006.13 =⋅⋅⇒

Denna kraft av 280 173.6N multipliceras med 0.24 resp. 0.06 för att sedan divideras med 4 eftersom det är tre monterade C10 stolpar/lastbilsflakssida samt en framstam och en bakstam där fyra sektioner uppstår. Fram – och bakstam bedöms utgöra en C10 stol-pe. Eftersom väldigt liten del av kraften från last träffar själva C10 stolpen, anses kraf-ten överföras från brädor mellan stolpar till brädhållare och där påverka C10 stolpen.

Figur B: 1. Bilden beskriver lastfall enl. SS-EN 12642 4.3.2


Bilaga B B:2

Kraft i C10 stolpe från lastbilsflaket till 800mm ⇒=⋅

⇒ N416.168104

6.28017324.0

⇒Halvering av kraft tillföljd av symmetriplan i beräkningsmodellen⇒

N208.84052

416.16810=⇒

Kraft i C10 stolpe från 800mm upp till tak ⇒=⋅

⇒ N604.42024

6.28017306.0

⇒Halvering av kraft tillföljd av symmetriplan i beräkningsmodellen⇒

N302.21012

604.4202=⇒


Bilaga C C:1

C Beräkning av kraft från förspänning av kapellsida. Ett lastbilsflak med curtainsider stolpar har kapellspännen utmed sidan av lastbilsflaket för att spänna upp kapellsidan. Dessa kapellspännen kan variera till antalet, ett medel-värde av 22st har antagits i rapporten. Vardera kapellspänne spänns till 30kg. Den kraft som då uppstår fördelas på fyra stolpar, tre C10 stolpar samt två halvor som utgörs av fram – resp. bak – stam.

Kraft från kapellspännen på modell av C10 stolpe med symmetriplan⇒

N325.80924

81.93022=

⋅⋅⋅

⇒

Denna kraft är sedan applicerad i Y – led i fem keypoints på C10 modellens topp ⇒

865.1615325.809

=⇒ N/keypoint


Bilaga D D:1

D Modelldata i finita elementprogrammet Nedan redovisas beräkningsdata för de fyra olika modellerna.

Modelltyp: Skalmodell 3D.

Analystyp: Statisk linjär.

Elementtyp: Shell 93, KOP 1 = 0.

Material: Stål E-modul 210000MPa.

ν = 0.3.

Elementnät: Free mesh med olika linjestorlek samt indelning av linjer vid svetspunkter och radie lokaliserad ovan den nedersta cirkulära svetspunkten på hattpro-fil. Se figur 3:1 sid 4 och figur 7.1: 1 sid 10.

Tjocklek: Övre – låscylinder 4mm. Hattprofil i modeller med 3mm profilrör 3mm, samt 4mm då profilrörets tjocklek minskats till 2mm.

Låsningar: Symmetrilåsning i symmetriplan samt låsning av linjer, keypoints och no-der.

Laster: Vid verifieringen av C10 stolpen anbringades lasten i Z – led på den tredje brädhållaren från toppen av stolpen för att överensstämma med det drag-prov som genomfördes på företaget, se bilaga F. De laster som föreskrivs av Europastandarden, SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon”, anbringades i Z – led i de svetspunkter avsedda för brädhållare, se bilaga E. Vidare anbringandes kraft från förspänning av kapellsidan där 22st ka-pellspännen spänns med 30kg/st. Förspänningskraften applicerades i y – led. Samtliga laster halverades till sitt värde eftersom C10 stolpen har ett symmetriplan, se figur D: 1 nedan.


Bilaga D D:2

De i C10 stolpen ingående detaljer som i denna rapport genomgått en granskning, med syfte att analysera de interna krafterna, har följande modellgeometri.

Profilrör: Längd 2800mm, bredd 60mm, höjd 35mm samt tjocklek 3mm.

Längd 2800mm, bredd 55mm, höjd 35mm samt tjocklek 3mm.



Hattprofil: Längd 663mm, bredd 54.5mm, höjd 28.3mm samt tjocklek 3mm.

Längd 663mm, bredd 49.9mm, höjd 28.3mm samt tjocklek 3mm.



Övre – låscylinder: Area 586.575 2/ mmN tjocklek 4mm.

Figur D: 1. Bilden visar halverad modell av C10 stolpen samt dess symmetrilåsning.


Bilaga E E:1

Figur E: 1. De stela element som simulerar svetsar i beräkningsmodellen av Kinnegrip C10 curtainsider

E Svetssimulering

För att simulera svetspunkter mellan profilrör och hattprofil i de olika modellerna av C10 stolpen, applicerades stela element i modellerna mellan skalen av profilrör och hattprofil. I figur E: 1 redovisas var de stela elementen applicerades i modellerna. Svets-punkterna mellan hattprofil och profilrör redovisas m.h.a. fyra bilder, där den översta bilden visar den nedersta delen av stolpen till höger i bilden.


Bilaga F F:1

F Redovisning av belastningsprov I denna bilaga redovisas de belastningsprov som utfördes vid företaget. Belastningsprov nr 1 utfördes med C10 stolpen infäst i sitt avsedda fäste som i sin tur var fäst i en telfer-balk, se figur F: 1. Vidare låstes toppen på C10 stolpen m.h.a. en vajerspännare som fästs i en förlängning av C10 stolpen samt i en platta avsedd att hålla emot dragkraften. För att åstadkomma en kraft som motverkade dragkraften ställdes en truck med last på den tidigare nämnda plattan, se figur F: 2.

Dragkraften skapades med en travers och ett lyftband som applicerades runt stolpen vid den tredje brädhållaren från C10 stolpens topp. Dragkraften uppmättes med en lastcell av fabrikat SUN SCALE, modell STS – 2T – C2, som kopplades till ett våginstrument av fabrikat Teraoka DI – 28BR, se Figur F: 3 och F:4.

Figur F: 2. Förlängning av C10 stolpen monterad i vajerspännaren.

Figur F: 1. C10 stolpen infäst i sitt avsedda fäste samt telferbalk.


Bilaga F F:2

Figur F: 3. SUN SCALE, modell STS – 2T – C2 Figur F: 4. Teraoka DI – 28BR

Figur F: 5. Tabell över belastningsprov nr. 1.

Belastningsprovet åstadkom en deformation på C10 stolpen som uppmättes med en la-sermätare ifrån golv till stolpens undersida, där lasten anbringats. Deformationen mättes i mm och jämfördes sedan med beräkningsmodellen som utsattes för liknande belast-ning i finita element programmet, se tabell figur F: 5 samt diagram figur F: 6 nedan.

Belastningsprov nr 1, utfört vid företaget Max deformation i data modell

Kraft (kg) C10 fast inspänd mätning från golv (mm) DMX (mm)

0 0 0 200 27 12,132 300 36 19,145 400 45 26,158 500 56 33,171 600 65 40,184 700 77 47,197

Utifrån tabellvärden kan man konstatera att den procentuella överensstämmelsen varie-rar mellan 45 % till 62 % mellan provsresultaten och DMX i beräkningsmodellen vid det första belastningsprovet. Vid 700kg kraft minskar den dock något p.g.a. en plastisk deformation i C10 stolpen.


Bilaga F F:3

C10 belastningsprov nr 1

01020304050607080

0 100 200 300 400 500 600 700 800Kraft (kg)

Båghöjd (mm)

C10 fast inspändmätning från golvDMX

Figur F: 6. Diagram över belastningsprov nr. 1.

Med anledning av den stora procentuella skillnaden bestämdes det att ett andra belast-ningsprov var nödvändigt då det förekom glapp och möjlighet till töjning i den kringut-rustning som användes i det första provet.

Belastningsprov nr 2 utfördes så att endast båghöjden på C10 stolpen uppmättes varvid eventuella glapp samt töjningar i kringutrustning kunde undvikas. För att endast uppmä-ta båghöjden spändes ett snöre i underkant av C10 stolpen, snöret spändes från nedre låsning till toppen av stolpen. I övrigt användes samma kringutrustning som i det första provet. Vidare genomfördes belastningsprovet så att en av två C10 stolpar drogs med öppet handtag s.k. lagrad dragning varvid den andra C10 stolpen drogs med handtaget låst s.k. fast inspänd dragning. Resultatet kan ses i tabell, figur F: 7 samt I diagram, fi-gur F: 8.

Det som då framkom var att handtagsmekanismen upptar en stor del av den spänning som bildas i materialet runt den övre låsningen och hjälper därmed till att öka styvheten i C10 stolpen med minskad deformation som följd. Ett belägg för detta påstående finner man då de olika C10 stolparna får en begynnande plasticering av materialet vid 780kg för stolpen med fast inspänning och 580kg för den med lagrad inspänning, se tabell i fi-gur F: 7 nedan.


Bilaga F F:4

Figur F: 7. Tabell över belastningsprov nr. 2.

C10 belastningsprov nr 2

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 100 200 300 400 500 600 700 800Kraft (kg)

Båghöjd (mm)

C10 fast inspänd

C10 lagrad

DMX fast inspändDMX lagrad

Figur F: 8. Diagram över belastningsprov nr. 2.

Utifrån tabellvärden då endast C10 fast inspänd samt DMX fast inspänd har jämförts kan man konstatera att den procentuella överensstämmelsen varierar från 71 % till 85 % i det andra belastningsprovet. Vid en kraft av 700kg minskar den dock något p.g.a. en plastisk deformation i C10 stolpen.

Belastningsprov nr 2, utfört vid fö-retaget Max deformation i data modell

Kraft (kg) C10 fast inspänd

(mm) C10 lagrad

(mm) DMX fast inspänd

(mm) DMX lagrad

(mm) 0 0 0 0 0

200 17 24 12,132 18,756 300 24 36 19,145 29,598 400 33 51 26,158 40,44 500 41 68 33,171 51,282 600 47 40,184 700 56 47,197

Flyter vid 780kg Flyter vid 580kg ← Konstaterades visuellt


Bilaga G G:1

Figur G: 1. Tabell över belastningsprov nr. 1 där kraft i kg är den samma som i elementarfall i texten.

G Överslagsräkning med elementarfall 5 och 10 Nedan följer beräkningar av två elementarfall som kan klargöra en av orsakerna till de olika värden som framkom vid jämförelsen mellan det första belastningsprovet och be-räkningsmodellen. Vid överslagsräkning framgår det att det skiljer faktor 2.3 mellan de två elementarfallen, 5 och 10, vilka överensstämmer med att övre låsmekanism har en rörlighet resp. är helt låst.

Tröghetsmoment I

12

3HBI ⋅= ⇒ {vid profilrör}⇒ 44

33

1970005.19705412

2911412

35120 mmmmI ≈=⋅

−⋅

=

NF 6000=

2/210000 mmNE =

mmL 2700=

Elementarfall 10 överensstämmer med beräkningsmodellen där övre låsmekanism är helt låst.

)5.03(5.012

53

+⋅⋅⋅

⋅=

IELFδ ⇒ δ = mm26)5.03(5.0

1970002100001227006000 5

3

≈+⋅⋅⋅

⋅

Elementarfall 5 överensstämmer med en viss rörlighet i övre låsmekanism.

⇒⋅⋅

⋅=

IELF

48

3

δ δ = mm6019700021000048

27006000 3

≈⋅⋅

⋅

I tabellen nedan redovisas de värden som uppkom vid det första belastningsprovet som utfördes vid företaget samt den max deformation som framgick av belastning i beräk-ningsmodell, se tabell i figur G: 1.

Belastningsprov nr 1, utfört vid företaget Max deformation i data modell

Kraft (kg) C10 fast inspänd mätning från golv (mm) DMX (mm)

600 65 40,184


Bilaga G G:2

Skillnaden mellan elementarfallens – resp. uppmätta värden kan förklaras med att den övre låsmekanismen beter sig som ett mellanting mellan fast och rörlig i verkligt belast-ningsfall. Vidare är dragprovets värde behäftat med töjningar och glapp från kringut-rustning, se figur G: 2 nedan.

Figur G: 2. Förlängning av C10 stolpen monterad i vajerspännaren.


Bilaga H H:1

H Utförlig redovisning av procentuell beräkning mellan beräkningsmodeller

Vid beräkningar av de procentuella skillnaderna har utgångspunkten varit beräknings-modellen, med beteckning, C10 120mm bred 3mm profilrör. Detta var den modell som simulerade den verkliga Kinnegrip C10 curtainsiderstolpen. Den procentuella viktjäm-förelsen kunde fastställas efter det att modellerna bearbetats m.h.a. analysis/mass using solids funktionen i Unigraphics. Övriga procentberäkningar har utförts med utgångs-punkt från det resultat som presenterades i finita elementprogrammet efter beräkningar av effektivspänning, enl. von Mises, i de fyra beräkningsmodellerna. För att kunna be-stämma skillnaderna i effektivspänning enl. von Mises vid belastningsfall enl. Europa-standard SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” har en s.k. pathfunktion, tillämpats i de olika modellerna. Vid användandet av pathfunktionen anger man två eller flera noder i modellen som bildar punkter, programmet anpassar sig sedan till dessa punkter och föreslår en path (stig). För att åstadkomma beräkningsnoggrannhet var det viktigt att pathfunktionen applicerades i noder som geometriskt var placerade vid sam-ma plats i de olika modellera. Beräkningar där pathfunktionen tillämpats är till antalet tre och applicerades längsgående i underkant på profilrör, tvärgående runt profilrör med start vid fjärde radien av det stora handtagsutklippet, se figur H: 1, samt längsgående i underkant på hattprofil, se figur H: 2.

1: a noden i path tvärgående profilrör.

Slutnod för path i profilrör.

Startnod för path i profilrör.


4: e radien av handtagsutklipp.


Figur H: 1. Beskrivning av var path funktioner har placerats.


Bilaga H H:2

Samtliga pathdiagram redovisas i separat bilaga, se bilaga I.

Resultat i beräkningsmodell C10 120mm bred 3mm profilrör Vikt beräknat på profilrör inkl 3mm hattprofil: 20067.1018g Maximal deformation av modell: DMX 50.689mm Spänning i profilrör längsgående vid 1260mm: ca. 2/234 mmN Spänning vid 2: a noden profilrör tvärgående: ca. 2/190 mmN Spänning vid 3: e noden profilrör tvärgående: ca. 2/727 mmN Resultat i beräkningsmodell C10 110mm bred 3mm profilrör De procentuella skillnaderna uppkom då jämförelse genomfördes med den befintliga Kinnegrip C10 curtainsider stolpens modell, som betecknas C10 120mm bred 3mm pro-filrör. Samtliga spänningar som beräknats nedan är effektivspänning enl. von Mises.

Slutnod för path i hattprofil.

Startnod för path i hattprofil.

Figur H: 2. Beskrivning av var path funktion har placerats.


Bilaga H H:3

Vikt beräknat på Profilrör inkl 3mm hattprofil: 18615.7812g

Viktminskning i gram: ggg 3206.14517812.186151018.20067 =−

Procentuell minskning: %2.707232.019276.09276.01018.200677812.18615

−≈−=−⇒=gg

∴ Viktminskning med 1451.3206g utgör: %2.7−


Ökad deformation i mm: mmmmmm 567.5689.50256.56 =−

Procentuell ökning av deformation: %111098.1689.50256.56

≈=mmmm

∴ Ökad deformation med 5.567mm utgör: %11

Spänning i profilrör längsgående 1260mm: ca.256 2/ mmN

Spänningsökning: 222 /22/234/256 mmNmmNmmN =−

Spänningsökning i procent: %4.90940.1/234/256

2

2

≈=mmNmmN

∴ Spänningsökning med 22 2/ mmN utgör: %4.9


Bilaga H H:4

Spänning vid 2: a noden profilrör tvärgående: ca. 2/235 mmN


Spänningsökning i procent: %24236.1/190/235

2

2

≈=mmNmmN

∴ Spänningsökning med 45 2/ mmN utgör: %24

Spänning vid 3: e noden profilrör tvärgående: ca. 2/795 mmN


Spänningsökning i procent: %4.90935.1/727/795

2

2

≈=mmNmmN

∴ Spänningsökning med 68 2/ mmN utgör: %4.9

De övriga beräkningsmodellerna har genomgått samma beräkningsförfarande som ovan.

Resultat i beräkningsmodell C10 100mm bred 3mm profilrör

Vikt beräknat på profilrör inkl 3mm hattprofil i Unigraphic: 17164.4604g

• Viktminskning med 2902.6414g utgör: -14.5 %


• Ökad deformation med 10.298mm utgör: 20.3 %


Bilaga H H:5

Spänning i profilrör längsgående vid 1260mm: ca. 277 2/ mmN

• Spänningsökning med 43 2/ mmN utgör: 18.4 %


• Spänningsökning med 139 2/ mmN utgör: 73 %


• Spänningsökning med 280 2/ mmN utgör: 39 %

Resultat i beräkningsmodell C10 120mm bred 2mm profilrör

Vikt beräknat på Profilrör inkl 4mm hattprofil i Unigraphic: 14870.428g

• Viktminskning med 5196.6734g utgör: -25.8 %


• Ökad deformation med 61.262mm utgör: 20.8 %

Spänning i profilrör längsgående vid 1260mm: ca. 290 2/ mmN

• Spänningsökning med 56 2/ mmN utgör: 23.9 %


• Spänningsminskning med 55 2/ mmN utgör: -29 %


• Spänningsminskning med 33 2/ mmN utgör: -4.5 %


Bilaga I I:1

I Pathdiagram

I denna bilaga redovisas spänningsresultaten som framkom då pathfunktioner användes i beräkningsprogrammet. Spänningsresultaten visualiseras grafiskt i form av diagram. Tre pathfunktioner applicerades i modellerna och dessa redovisas här var för sig där de fyra beräkningsmodellerna ingår.

Diagram över pathfunktion, längsgående i profilrör.

Nedan redovisas spänningar i profilrör som uppkom vid belastning enl. SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” i de fyra olika beräkningsmodellerna, se figur I: 1.

Startnod

Slutnod


Bilaga I I:2


Bilaga I I:3

Figur I: 1. Redovisning av resultat i diagramform över de spänningar som uppstår i de fyra olika modellerna vid belastning enl. SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” beskrivet lastfall i profilrör.


Bilaga I I:4

Diagram över pathfunktion, tvärgående i profilrör.

Nedan redovisas spänningar i 2: a resp. 3: e noden som uppkom vid belastning enl. SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” i de fyra olika beräkningsmodellerna, se figur I: 2.

2: a noden

3: e noden




Bilaga I I:5

2: a noden

3: e noden

2: a noden 3: e noden


Bilaga I I:6

Figur I: 2. Redovisning av resultat i diagramform över de spänningar som uppstår i de fyra olika modellerna vid belastning enl. SS-EN 12642 4.3.2 ”Säk-ring av last på vägfordon” beskrivet lastfall i 2: a resp. 3:e noden.

2: a noden 3: e noden


Bilaga I I:7

Diagram över pathfunktion, längsgående i hattprofil.

Nedan redovisas spänningar i hattprofil som uppkom vid belastning enl. SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” i de fyra olika beräkningsmodellerna, se figur I: 3.

Slutnod för path i hattprofil.

Startnod för path i hattprofil.


Bilaga I I:8


Bilaga I I:9

Figur I: 3. Redovisning av resultat i diagramform över de spänningar som uppstår i de fyra olika modellerna vid belastning enl. SS-EN 12642 4.3.2 ”Säkring av last på vägfordon” beskrivet lastfall längsgående i hattprofil.

examensarbete - diva-portal.org215324/fulltext01.pdf · att lasten surras enligt europastandard...

Documents