Scherenhubtisch Typ 3

Wie schon in den Beiträgen Scherenhubtisch Typ 1 und Scherenhubtisch Typ 2 möchte ich hier nochmals jedem das Buch Auslegung von Maschinenelementen von Stephan Regele ans Herz legen! Von den mitgelieferten Excel-Berechnungstools zu allen Kapiteln sollte jeder angetan sein. 😉

Auch bei Typ 3 soll wiederum eine relevante Reduktion der Zylinderkraft angestrebt werden, ohne die Konstruktion groß umzukrempeln. Gerechterweise sei angemerkt, das man nicht davon ausgehen kann, in den präsentierten Beispielen bereits Optimierungen anzutreffen! Aber als Ziel für eine preiswerte Herstellung und einen günstigen Betrieb darf es gelten.

Hat der komplex erscheinende Typ 3 das größte Optimierungspotenzial aller Typen?
Die Berechnung der Zylinderkraft kann man dem Buch entnehmen. Sind die Gelenkkräfte nicht von Interesse, dann liegt das Prinzip der virtuellen Verschiebungen näher. Normalerweise sprechen Reibungskräfte dagegen, sind sie aber, wie in diesem Fall, recht einfach zu eruieren, dann ist es oftmals der direktere Weg. Wenn man aus dem sich gemäß Buch ergebenden Gleichungssystem die Gelenkkräfte eliminiert, dann muss sich jedenfalls auch folgender Ausdruck ergeben:

\[ F_Z = -F \left[ a + b \pm \mu \tan \alpha \left( \left| b – a + c \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } \right| + \vert c \vert \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } \right) \right] \cdot \]
\[ \frac { \sqrt { \left[ e – g + \left( b + d – f \right) \tan \alpha \right] ^2 + \left[ b – d – f + \left( e + g \right) \tan \alpha \right] ^2 } } { 2 \left[ \left( b – f \right) e – d g + 2 \left( \left( b – f \right) d + e g \right) \tan \alpha – \left( \left( b – f \right) e – d g \right) \tan ^2 \alpha \right] } \]
mit \( \tan \alpha = \frac{ 1 } { \sqrt { \left( \frac{ a + b } { H } \right) ^2 – 1 } } \)

Ein Druckzylinder weist eine negative, ein Zugzylinder eine positive Zylinderkraft auf.
Je nachdem, ob angehoben oder abgesenkt wird, braucht es unterschiedliche Vorzeichen vor der Reibzahl \( \mu \), was mittels eines Schalters zufolge des gewählten Modus “Heben” oder “Senken” erreicht wird.
Die Beträge sind nötig, damit sich die Wirkungsrichtung der Reibungskräfte nicht umkehrt.
Der Makro für den Solver wird mittels Befehlsschaltfläche >>> Solver <<< gestartet, wobei folgendes gilt:

  • Es wird die betragsmäßig kleinste Zylinderkraft \( F_Z \) gesucht
  • Variable Parameter dafür sind \( a \), \( b \), \( c \), \( d \), \( e \), \( f \) und \( g \)
  • Diese werden nur variiert, wenn Unter- oder/und Obergrenze (Min, Max) vorliegt/vorliegen
  • Minimale oder/und maximale Zylinderlänge kann/können ebenfalls vorgegeben werden
  • Für die Abstände der Punkte S und Z zu den Grenzen A-D und B-C wurden eigene Nebenbedingungen geschaffen
  • Die Abstände \( a \) und \( c \) tendieren gegen 0, also gegebenenfalls Min > 0 setzen
  • Die Abstände \( d \), \( e \), \( f \) und \( g \) nicht allzu sehr einschränken, damit der Solver sie optimal kombinieren kann

Die folgende Datei enthält überdies zwei Diagramme, wobei die Geometrie unverzerrt dargestellt wird. Ein Makro erweckt sie mittels Befehlsschaltfläche >>> Animation <<< zum Leben und weckt hoffentlich auch Ihren Spieltrieb:

Scherenhubtisch Typ 2

Wie schon im Beitrag Scherenhubtisch Typ 1 möchte ich auch hier das Buch Auslegung von Maschinenelementen von Stephan Regele wärmstens empfehlen! Die mitgelieferten Excel-Berechnungstools zu allen Kapiteln haben es mir besonders angetan. 😉

Bei Typ 2 soll wiederum eine relevante Reduktion der Zylinderkraft angestrebt werden, ohne die Konstruktion groß umzukrempeln. Gerechterweise sei angemerkt, das man nicht davon ausgehen kann, in den präsentierten Beispielen bereits Optimierungen anzutreffen! Aber als Ziel für eine preiswerte Herstellung und einen günstigen Betrieb darf es gelten.

Der komplexere Typ 2 sollte ein größeres Optimierungspotenzial haben als Typ 1.
Die Berechnung der Zylinderkraft kann man dem Buch entnehmen. Sind die Gelenkkräfte nicht von Interesse, dann liegt das Prinzip der virtuellen Verschiebungen näher. Normalerweise sprechen Reibungskräfte dagegen, sind sie aber, wie in diesem Fall, relativ einfach zu eruieren, dann ist es oftmals der direktere Weg. Wenn man aus dem sich gemäß Buch ergebenden Gleichungssystem die Gelenkkräfte eliminiert, dann muss sich jedenfalls auch folgender Ausdruck ergeben:

\[ F_Z = -F \frac { a + b \pm \mu \tan \alpha \left( \left| b – a + c \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } \right| + \vert c \vert \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } \right) } { \frac { \mu \left( b + d \right) \tan \alpha \left( \tan \alpha + \tan \gamma \right) + e \left( 1 – \tan \alpha \tan \gamma \right) } { \sqrt { 1 + \tan ^2 \gamma } } + \frac { \left[ \left( \left( b + d \right) \tan \alpha + e \right) x_S – \left( b + d – e \tan \alpha \right) y_S \right] \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } } { \sqrt { \left( b + d – e \tan \alpha – x_S \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha} \right) ^2 + \left( \left( b + d \right) \tan \alpha +e – y_S \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha} \right) ^2 } } } \]
mit \( \tan \alpha = \frac{ 1 } { \sqrt { \left( \frac{ a + b } { H } \right) ^2 – 1 } } \) und \( \tan \gamma = \frac { \left( b + d \right) \tan \alpha + e – y_S \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } } { x_S \sqrt { 1 + \tan ^2 \alpha } – b – d + e \tan \alpha } \)

Ein Druckzylinder weist eine negative, ein Zugzylinder eine positive Zylinderkraft auf.
Je nachdem, ob angehoben oder abgesenkt wird, braucht es unterschiedliche Vorzeichen vor der Reibzahl \( \mu \), was mittels eines Schalters zufolge des gewählten Modus “Heben” oder “Senken” erreicht wird.
Die Beträge sind nötig, damit sich die Wirkungsrichtung der Reibungskräfte nicht umkehrt.
Der Makro für den Solver wird mittels Befehlsschaltfläche >>> Solver <<< gestartet, wobei folgendes gilt:

  • Es wird die betragsmäßig kleinste Zylinderkraft \( F_Z \) gesucht
  • Variable Parameter dafür sind \( a \), \( b \), \( c \), \( d \), \( e \), \( x_S \) und \( y_S \)
  • Diese werden nur variiert, wenn Unter- oder/und Obergrenze (Min, Max) vorliegt/vorliegen
  • Minimale oder/und maximale Zylinderlänge kann/können ebenfalls vorgegeben werden
  • Für die Abstände des Punktes Z zu den Grenzen A-D und B-C wurden eigene Nebenbedingungen geschaffen
  • Die Abstände \( a \) und \( c \) tendieren gegen 0, also gegebenenfalls Min > 0 setzen
  • Die Abstände \( d \) und \( e \) nicht allzu sehr einschränken, damit der Solver sie optimal kombinieren kann

Die folgende Datei enthält überdies zwei Diagramme, wobei die Geometrie unverzerrt dargestellt wird. Ein Makro erweckt sie mittels Befehlsschaltfläche >>> Animation <<< zum Leben und weckt hoffentlich auch Ihren Spieltrieb:

Scherenhubtisch Typ 1

Das Buch Auslegung von Maschinenelementen von Stephan Regele kann ich wärmstens empfehlen! Gemäß meiner Neigung auch wegen der mitgelieferten Excel-Berechnungstools zu allen Kapiteln. Dabei ist mir jenes der Scherenhubtische besonders aufgefallen, weil es Potenzial für Optimierungen bietet und sich somit der Solver geradezu aufdrängt. 😉

Versuche mit den Typen 2 und 3 haben gezeigt, dass eine erhebliche Reduktion der Zylinderkraft möglich wäre, ohne die Konstruktion groß umzukrempeln. Gerechterweise sei angemerkt, das man nicht davon ausgehen kann, in den präsentierten Beispielen bereits Optimierungen anzutreffen! Aber als Ziel für eine preiswerte Herstellung und einen günstigen Betrieb darf es gelten.

Selbst der einfach erscheinende Typ 1 bietet ein gewisses Optimierungspotenzial.
Die Berechnung der Zylinderkraft kann man dem Buch entnehmen. Sind die Gelenkkräfte nicht von Interesse, dann liegt das Prinzip der virtuellen Verschiebungen näher. Normalerweise sprechen Reibungskräfte dagegen, sind sie aber, wie in diesem Fall, einfach zu eruieren, dann ist es oftmals der direktere Weg. Wenn man aus dem sich gemäß Buch ergebenden Gleichungssystem die Gelenkkräfte eliminiert, dann muss sich jedenfalls auch folgender Ausdruck ergeben:

\[ F_Z = -F \frac { \left[ \frac { \left( a + b \right) ^2 \sqrt { 1 – \left( \frac { h } { a + b } \right) ^2 } } { h } \pm \mu \left( \left| b – a + \frac { c } { \sqrt { 1 – \left( \frac { h } { a + b } \right) ^2 } } \right| + \frac { \vert c \vert } { \sqrt { 1 – \left( \frac { h } { a + b } \right) ^2 } } \right) \right] \sqrt { \left( x_F – 2 b \sqrt { 1 – \left( \frac { h } { a + b } \right) ^2 } \right) ^2 + y_F ^2 } } { 2 b \left( x_F – 2 b \sqrt { 1 – \left( \frac { h } { a + b } \right) ^2 } \mp \mu y_F \right) } \]

Ein Druckzylinder weist eine negative, ein Zugzylinder eine positive Zylinderkraft auf.
Je nachdem, ob angehoben oder abgesenkt wird, braucht es unterschiedliche Vorzeichen vor der Reibzahl \( \mu \), was mittels eines Schalters zufolge des gewählten Modus “Heben” oder “Senken” erreicht wird.
Die Beträge sind nötig, damit sich die Wirkungsrichtung der Reibungskräfte nicht umkehrt.
Der Makro für den Solver wird mittel Befehlsschaltfläche >>> Solver <<< gestartet, wobei folgendes gilt:

  • Es wird die betragsmäßig kleinste Zylinderkraft \( F_Z \) gesucht
  • Variable Parameter dafür sind \( a \), \( b \), \( c \), \( x_F \) und \( y_F \)
  • Diese werden nur variiert, wenn Unter- oder/und Obergrenze (Min, Max) vorliegt/vorliegen
  • Minimale oder/und maximale Zylinderlänge kann/können ebenfalls vorgegeben werden
  • Die Abstände \( a \) und \( c \) tendieren gegen 0, also gegebenenfalls Min > 0 setzen

Die folgende Datei enthält überdies zwei Diagramme, wobei die Geometrie unverzerrt dargestellt wird. Ein Makro erweckt sie mittels Befehlsschaltfläche >>> Animation <<< zum Leben und befeuert hoffentlich auch Ihren Spieltrieb:


Versionstabelle

Scherenhubtisch Typ 1

05. Dez 2019 – 1.10: Wirkungsrichtung der Reibungskräfte sichergestellt
26. Nov 2019 – 1.01: Animation um Zeitsteuerung und gesicherte Endlagen in VBA-Code ergänzt
21. Nov 2019 – 1.00: Erstausgabe

Kerbformoptimierung mit Zugdreiecksmethode

Ich weiß nicht mehr, wie ich auf das Buch “Warum alles kaputt geht” von Professor Claus Mattheck gestoßen bin. Vielleicht habe ich wieder einmal nach meinem Steckenpferd “Bionik” gegoogelt. Jedenfalls gesellte es sich zu jenen von Professor Werner Nachtigall:

  • Vorbild Natur: Bionik-Design für funktionelles Gestalten
  • Bionik: Grundlagen und Beispiele für Ingenieure und Naturwissenschaftler
  • Das große Buch der Bionik: Neue Technologien nach dem Vorbild der Natur
  • Natur macht erfinderisch: Das große Buch der Bionik

Weitestgehend auf Mathematik verzichtend handeln die Seiten 98 bis 103 von einer möglichst kerbfreien Schulter eines abgesetzten Bauteils, das auf Zug beansprucht ist.
Im Formelanhang auf Seite 186 findet sich dafür unter dem Titel “Formoptimierung” folgende detailliertere Skizze:

Quelle: “Warum alles kaputt geht”, mit freundlicher Genehmigung von Professor Claus Mattheck

Die nächste Seite präsentiert dazu schließlich folgende Formeln: \[ \begin{array}{lcr}
& \Delta F_T = – \Delta F_Q & (1) \\
& F_T^i – F_T^{i + 1} = F_Q^{i + 1} – F_Q^i & \\
& F_T^{i + 1} = F_0 \frac {D_0} {D_{i + 1}} \cos \left( \sum_{k = 0}^i \alpha_k \right) & (2) \\
& F_T^i = F_0 \frac {D_0} {D_i} \cos \left( \sum_{k = 0}^{i – 1} \alpha_k \right) & (3) \\
& F_Q^{i + 1} = 2 F_T^{i + 1} \sin \left( \frac {\alpha_{i + 1}} 2 \right) & (4) \\
& F_Q^i = 2 F_T^i \sin \left( \frac {\alpha_i} 2 \right) & (5) \\
\text{mit} & D_{i + 1}=D_i + 2 s \sin \left( \sum_{k=0}^i \alpha_k \right) & \text{folgt aus (1) – (5):} \\
& \alpha_{i+1} = 2 \arcsin \left\{ \frac {\frac {D_{i+1}}{D_i} \cos \left( \sum_{k = 0}^{i-1} \alpha_k \right) \left[ 1 + 2 \sin \left( \frac {\alpha_i} 2 \right) \right] – \cos \left( \sum_{k = 0}^i \alpha_k \right)}{2 \cos \left( \sum_{k = 0}^i \alpha_k \right)} \right\} & (6)
\end{array} \]

Als einstmaliger Konstrukteur kam es mir so vor, als wollte man den klassischen Korbbogen in praxisuntauglicher Form akademisch neu erfinden. Als Berechnungsingenieur interessierte mich der Ansatz durchaus, weswegen ich ihn eingehender studierte.
Die Verhältnisse \( \frac {D_0}{D_{i + 1}} \) und \( \frac {D_0}{D_i} \) in den Gleichungen \( (2) \) und \( (3) \) sind eigentlich die Flächenverhältnisse mit herausgekürzter Dicke bei Zug- oder Druckspannung.
Zur allgemeinen Anwendung werden \( \left( \frac {D_0}{D_i} \right)^{k_W} \) und \( \left( \frac {D_0}{D_{i + 1}} \right) ^{k_W} \) als Widerstandsverhältnisse eingeführt, mit:
\( \bullet\ k_W = 1 \) für Zug und Druck eines ebenen Querschnitts der Breite \( D \)
\( \bullet\ k_W = 2 \) für die Biegung eines ebenen Querschnitts der Breite \( D \)
\( \bullet\ k_W = 3 \) für die Biegung und Torsion eines Kreisquerschnitts mit Durchmesser \( D \)
Damit ergibt sich eine universellere Formel für den lokalen Knickwinkel:
\[ \alpha_{i+1} = 2 \arcsin \left\{ \frac { \left( \frac {D_{i+1}}{D_i} \right)^{k_W} \cos \left( \sum_{k = 0}^{i-1} \alpha_k \right) \left[ 1 + 2 \sin \left( \frac {\alpha_i} 2 \right) \right]}{2 \cos \left( \sum_{k = 0}^i \alpha_k \right)} – \frac 1 2 \right\} \]

Daraus entstand eine App mit folgenden Eigenschaften:
Vorwahl der Spannungsart Zug/Druck, Biegung: Ebener QS, Biegung: Runder QS oder Torsion, Festlegung einer Segmentanzahl von 1 bis 10 und die Vorgabe eines Anfangsquerschnitts.
Mittels des Solvers werden Segmentlänge und Anfangswinkel derart variiert, dass etwaige Minima und Maxima derselben aber auch jene eines Abbruchwinkels und der Länge und Höhe der Kerbe eingehalten werden. Dabei wird immer versucht, die Höhe voll auszunützen. Die Koordinaten der sich ergebenden Spline-Punkte können sodann im CAD verwendet werden:

Geyer-Punkte

Mein Nachname in Geyer-Punkte soll nur den Kontext zu den Bessel-Punkten herstellen, denen ich bereits einen Beitrag gewidmet habe. Die genialen Herren Friedrich Wilhelm Bessel und George Biddell Airy sind jene Riesen, auf deren Schultern ich dabei stehe!
Die speziellen Punkte lassen sich auf einem 2-fach gelagerten und somit statisch bestimmten Balken allesamt analytisch explizit bestimmen. Aber mit bloß 2 Auflagern dürfte man bei längeren Balken kein Auslangen mehr finden. Bei 3 Auflagern könnte es für einen der Fälle noch eine exakte Lösung geben, darüber hinaus dürfte man aber auf verlorenem Posten sein. Also braucht es einen universellen Ansatz!
Hier kommt der in Excel integrierte Solver ins Spiel. Mit ihm lassen sich die Auflagerkoordinaten solange variieren, bis sich die gewünschten Randbedingungen in vorgegebener Genauigkeit einstellen.
Bei 2 Auflagern ergeben sich folgende Lösungen:

  • Drehmomentenfreie Lagerung (horizontale Tangente an den Auflagern, minimale mittlere Durchbiegung und somit minimale Verzerrungsenergie; bei mehr als 2 Auflagern ergeben sich deswegen gleichzeitig die kleinstmöglichen maximalen Biegemomente an allen Auflagern, die doppelt so groß sind als jene dazwischen)
  • Airy-Punkte (horizontale Tangente an den Enden)
  • Normative Festlegung (gleiche Durchbiegung an den Enden und in der Mitte)
  • Geringste maximale Randfaserspannung (gleicher Biegemomentbetrag an den Lagern und in der Mitte)

Bei mehr als 2 Auflagern offerieren sich die Airy-Punkte in 2 Varianten, und für die entfallende geringste maximale Randfaserspannung kommen gleiche Auflagerkräfte hinzu:

  • 2 mögliche Airy-Punkte: Horizontale Tangente an den Enden und
    – gleiche Durchbiegung in den Mitten oder
    – horizontale Tangenten an den inneren Auflagern
  • Gleiche Auflagerkräfte

Alle nicht unbedingt auf dem Tabellenblatt ersichtlich sein müssenden Berechnungen wurden per Namen in den Hintergrund verbannt. Für die Definition von Vektoren und Matrizen wurde wiederum ein “very hidden” Tabellenblatt “X” und INDEX in Bezugsversion benutzt. Den Rechengang möchte ich nicht detailliert beschreiben, nur so viel:

  • Die Berechnung der Auflagerkräfte fußt auf der Lösung eines Gleichungssystems
  • Zur Bestimmung von Polynom-Nullstellen dient die benutzerdefinierte Funktion POLYNOMIAL1TO4ZERO
  • Die benutzerdefinierten Funktion INDEX2 wird vor allem für Namen gebraucht, die zufolge eines Vektors mehrere Werte an Diagramme übergeben können müssen
  • Die Arrayformel für x(y”’ = 0) musste mittels eines Tricks zur Aktualisierung gezwungen werden, nämlich der Addition einer mit 0 multiplizierten volatilen Funktion: 0*HEUTE()
  • Die Lösung mittels Solver erfolgt via Befehlsschaltfläche, der der Makro “Optimierung” zugeordnet ist

Es wäre interessant zu erfahren, welche Anwendungen durch meine Berechnung abgedeckt werden können! Deswegen stelle ich vorerst eine Variante für maximal 5 Auflager zum Download bereit. Wer will und kann, möge sich die Datei selbst erweitern, alle anderen sind aufgerufen, mich hinsichtlich ihrer Anforderungen gerne zu kontaktieren:

Versionstabelle

SERVO-Voreinstellung OHNE Zugpunkt

Auch wenn meine Zeit als Pflug-Entwickler schon lange zurückliegt, so ist mir doch eine gewisse Faszination für das Einstellzentrum geblieben. Und so verspüre ich hin und wieder Lust, an einer Vereinfachung bzw. Verbesserung zu tüfteln.
Bei der Verfolgung eines Reengineering-Ansatzes, aus vorliegenden Ergebnissen und dem Prinzip einer Gelenkkette in Excel mittels Solver auf dessen Abmessungen zu kommen, dachte ich als Testobjekt natürlich sofort an das von mir entwickelte SERVO-Einstellzentrum der noch immer aktuellen Generation.
Im Zuge dessen entdeckte ich in mehreren Betriebsanleitungen einige Unstimmigkeiten in Tabellen für die Grundeinstellung. Das konnte mir gar nicht recht sein, da ich die Werte für die Typen 35, 45 und 55 einst selbst vorgegeben hatte!
Die Nachfrage ergab, dass bei SERVO 35 und 45 dem Austausch eines Bildes mit geänderter Definition der einzustellenden Maße nicht die entsprechenden Werte gefolgt waren.
Hinweis: Ursprünglich wurden mechanische (gestufte) und hydraulische (stufenlose)Schnittbreitenverstellung unterschiedlich gehandhabt.
Ein Jahr später, am 1. September 2017, zeigt sich folgender Stand:

  • SERVO 35: Man sieht wieder ein Bild mit alter Definition (bei der Richtung der Maßlinien hätte man sich mehr Mühe geben können), wodurch die Maße wieder passen: 981.DE.80R.0.pdf
  • SERVO 45: Geändert wie bei SERVO 35: 983.DE.80R.1.pdf, in 983.DE.80N.1.pdf ist es allerdings unverändert falsch.

Nun sehe ich die Zeit gekommen, meinerseits Tabellen zur Verfügung zu stellen, wobei die Spindellänge in allen Fällen einheitlich das Maß zwischen den Spindelbolzen ist! Dadurch kann nämlich auch bei der Standard-Ausführung die wegen der Gewindeüberdeckung kritische maximale Spindellänge besser angegeben werden!
Wegen meines Idealismus habe ich damals nicht nur alle Kinematik-Formeln privat entwickelt, sondern auch die Optimierung mittels Solver praktisch angewendet, weswegen mir alte Excel-Dateien vorliegen. Für die Verifizierung mancher Abmessungen nutzte ich Orthogonale Axonometrie.
Für die Voreinstellung gemäß Pöttinger werden berücksichtigt:

  • Radabstand RA (Innenabstand der Schlepperräder)
  • Pflugtyp (35 und 45)
  • Version (Standard, PLUS = stufenlos)
  • Körpersicherung (Scherschraube, NOVA = hydraulische Steinsicherung)
  • Schnittbreite (Standard: Nur jene des gängigen Körperabstands von 95 cm, 88, 102 und 115 cm führen zu abweichenden Maßen; PLUS: Eine mittlere des gängigen Körperabstands von 95 cm)
  • Da je nach Körperform unterschiedliche Abstände der Schneidkante zum Körperhalter vorliegen, wird der allseits gleiche zur Anlage genommen
  • Feineinstellung (von mir wurde der Median gewählt, was aber ohnehin relativ wenig Einfluss hat)

Das folgende Archiv enthält PDF-Dateien für SERVO 35 und 45. Die Maße können nicht nur aus Tabellen abgelesen, sondern auch aus Diagrammen entnommen werden. Aus nachvollziehbaren Gründen kann allerdings keine Gewähr übernommen werden:

PS: Im Bild ist ersichtlich, dass wegen der angenommenen Symmetrie der Unterlenker die Zuglinie natürlich beliebig weit entfernt von der Mitte der Hinterachse verläuft. Die deutlich hilfreichere SERVO-Grundeinstellung MIT Zugpunkt ist übrigens schon in Arbeit!