1. No category

LAPPEENRANNAN TEKNILLINEN YLIOPISTO
Teknillinen tiedekunta
LUT Kone
Mikko Borgström
VÄÄNTÖKUORMITETUN KOTELOPROFIILIPUOMIN VÄSYMISKESTÄVYYS
Työn tarkastajat:
Professori Timo Björk
Diplomi-insinööri Jouni Valkila
Työn ohjaaja(t):
Professori Timo Björk
Diplomi-insinööri Jouni Valkila
TIIVISTELMÄ
Lappeenrannan teknillinen yliopisto
Teknillinen tiedekunta
LUT Kone
Mikko Borgström
Vääntökuormitetun koteloprofiilipuomin väsymiskestävyys
Diplomityö
2014
108 sivua, 57 kuvaa, 19 taulukkoa, 2 liitettä
Tarkastajat: Professori Timo Björk
Diplomi-insinööri Jouni Valkila
Hakusanat: Vinoutuminen, estettyvääntö, väsyminen, juurenpuolen väsyminen, tehollisen
lovijännityksen menetelmä, BEF-menetelmä
Tässä työssä tutkittiin vääntökuormitettua hitsattua koteloprofiilipuomia. Vääntökuormitus
aiheuttaa koteloprofiiliin vinouttavan voimasysteemin, joka aiheuttaa kotelopalkkiin sekä
poikittaisia taivutusjännityksiä että pitkittäisiä jännityksiä. Vinoutumisen aiheuttamia lisärasituksia on tutkittu analyyttisesti BEF-analogian avulla sekä elementtimenetelmää apuna
käyttäen. Lisäksi vääntökuormitus aiheuttaa puomiin estetyn väännön jännityksiä.
Väsymiskestoikää tutkittiin laboratoriossa suoritettujen väsytyskokeiden avulla sekä laskennallisesti. Kestoikälaskennassa käytettiin tehollisen lovijännityksen menetelmää hitsin
juuren puolen väsymisen arvioinnissa sekä hot spot- jännityksen menetelmää hitsin rajaviivan väsymisen arvioinnissa. Teholliset lovijännitykset sekä hot spot jännitykset ovat määritetty elementtimenetelmän avulla.
Laboratoriokokeiden ja elementtimenetelmä laskennan perusteella saatiin rakenteen kestoiän kannalta kriittiset detaljit määritettyä. Kriittiset detaljit sijaitsevat puomin päädyn
rakenteissa. Tutkimuksessa saatiin selville, että kriittisten detaljien rakenteellisilla ja valmistusteknisillä ratkaisuilla on merkittävä vaikutus lopullisen tuotteen väsymiskestoikään.
ABSTRACT
Lappeenranta University of Technology
The Faculty of Technology
LUT Mechanical
Mikko Borgström
Fatigue strength of torque loaded box section beam
Master’s thesis
2014
108 pages, 57 figures, 19 tables, 2 appendices
Examiners: Professor Timo Björk
M.sc.(tech.) Jouni Valkila
Keywords: Distortion, warping, fatigue, weld root fatigue, effective notch stress method,
BEF-method
In the Master’s thesis the torque loaded welded box section beam was under investigation.
Eccentric loading causes distortional force system to the box section. Distortional force
system causes transverse bending stresses and longitudinal stresses to the cross section.
Stresses caused by distortional loading are investigated analytically using the beam on
elastic foundation approach and numerically using the finite-element method. Torsion
causes also warping stresses to the beam.
Fatigue of the structure was assessed by laboratory tests and by effective notch stress and
hot spot stress methods. Weld root fatigue was assessed by effective notch stress method
and weld toe fatigue using hot spot method. Notch stresses and hot spot stresses were defined using finite-element method.
Based on fatigue tests and finite-element calculations it appears that details in the end of
the beam are the critical spots of the structure due to fatigue life of the structure. Structural
solutions and quality of manufacturing on those details have a significant impact on the
fatigue life of the structure.
4
sisällysluettelo
symboli- ja lyhenneluettelo .................................................................................................... 7
1 Johdanto ............................................................................................................................ 10
2 Puomikorvakkeen teoreettinen tarkastelu ......................................................................... 11
2.1 Koteloprofiilissa vaikuttavat voimat väännettäessä ................................................... 11
2.2 Puomin korvakkeen väännössä vaikuttavat voimat ................................................... 12
2.2.1 Bimomentin siirtyminen korvakkeesta koteloon ................................................ 14
2.3 Voimavuon maadottuminen ....................................................................................... 18
2.3.1 Vinouttavien voimien maadottuminen................................................................ 18
2.3.2 Bimomentin maadottuminen............................................................................... 19
2.3.3 Puomikorvakkeen akselin vaikutus .................................................................... 20
2.4 Analyyttinen ratkaisu ................................................................................................. 21
3 rakenteellinen muotoilu .................................................................................................... 27
3.1 Väsymiskestävyyden parantaminen ........................................................................... 27
3.1.1 Nimellisten jännityksien pienentäminen ............................................................. 27
3.1.2 Sekundaarijännitysten pienentäminen ................................................................ 28
3.2 Alkuperäinen rakenne ................................................................................................ 29
3.3 Päittäisliitoksen siirtäminen ....................................................................................... 31
3.4 Päätylevyn ja päittäisliitoksen vaihtoehtoinen rakenne ............................................. 33
3.5 Rakennevaihtoehtojen vertailu .................................................................................. 35
3.5.1 Alkuperäinen rakenne ......................................................................................... 35
3.5.2 Päittäisliitoksen siirtäminen ................................................................................ 38
3.5.3 Päätylevyn vaihtoehtoinen rakenne .................................................................... 40
4 väsyminen ......................................................................................................................... 42
4.1 Väsymistarkastelu ...................................................................................................... 43
4.2 Väsytyskokeet ............................................................................................................ 43
5
4.2.1 Väsytyskokeiden tulokset ................................................................................... 43
4.2.2 Koekappale K5 ................................................................................................... 43
4.2.3 Koekappale K6 ................................................................................................... 47
4.2.4 Koekappale K7 ................................................................................................... 49
4.3 Väsytyskokeiden tulosten tarkastelua ........................................................................ 52
4.3.1 Kriittiset vauriot .................................................................................................. 54
4.3.2 Kriittisten vaurioiden tarkastelu rakennetta kuormittavien ilmiöiden perusteella
..................................................................................................................................... 63
4.3 Todellinen kuormitus ................................................................................................. 64
4.3.1 Anturointi, mitatut suureet ja työvaiheet ............................................................ 64
4.3.2 Mittaus tulokset................................................................................................... 66
4.4 Väsymislaskenta ........................................................................................................ 68
4.4.1 Tehollisen lovijännityksen menetelmä ............................................................... 68
4.4.2 Elementtimenetelmälaskenta .............................................................................. 70
5 Väsymislaskennan tulokset ............................................................................................... 78
5.1 Rakenteelliset ja nimelliset jännitykset...................................................................... 78
5.2 Tehollinen lovijännitys .............................................................................................. 79
5.2.1 Alkuperäinen rakenne ......................................................................................... 80
5.2.2 Siirretty päittäisliitos ........................................................................................... 81
5.2.3 Päädyn vaihtoehtoinen rakenne ja WiseRoot hitsigeometria ............................. 81
5.2.4 Väsymislaskennan tulosten yhteenveto .............................................................. 85
6 hitsausliitoksen laatu ......................................................................................................... 89
6.1 WiseRoot-hitsausprosessi .......................................................................................... 90
6.2 Valmistuksessa hitsin laadun suhteen huomioitavia tekijöitä.................................... 91
6.3 Jälkikäsittelyt ............................................................................................................. 97
7 yhteenveto ......................................................................................................................... 98
lähdeluettelo ......................................................................................................................... 99
6
liite 1 – vauriokuvat ........................................................................................................... 101
Liite 2 – matlab laskenta .................................................................................................... 107
7
SYMBOLI- JA LYHENNELUETTELO
A
pinta-ala
[mm2]
b
profiilin poikkileikkauksen leveys
[mm]
Df
laipan taivutusjäykkyys
Dw
uuman taivutusjäykkyys
E
kimmomoduuli
[MPa]
F
voima
[N]
fy
myötölujuus
[MPa]
Ff
laipassa vaikuttava vinouttava voima
[N]
Fw
uumassa vaikuttava vinouttava voima
[N]
G
liukumoduuli
[MPa]
H
korkeus
[mm]
I
neliömomentti
[mm4]
Ia
akselin neliömomentti
[mm4]
If
laipan neliömomentti
[mm4]
laipan korjattu neliömomentti
[mm4]
Ik
puomikorvakkeen sivulevyn neliömomentti
[mm4]
Iv
puomikorvakkeen sivulevyn vääntöneliömomentti
[mm4]
Iw
uuman neliömomentti
[mm4]
uuman korjattu neliömomentti
[mm4]
K
jäykkyysluku
[N/mm]
Kf
laipan alustavakio
Kw
uuman alustavakio
L
pituus
[mm]
Lh
mitoituskestoikä
[h]
M
taivutusmomentti
[Nm]
Mekv
ekvivalentti taivutusmomentti
[Nm]
Mf
laipassa vaikuttava taivutusmomentti
[Nm]
Mw
uumassa vaikuttava taivutusmomentti
[Nm]
N
syklimäärä
Nkar
karakteristinen kestoikä
Nref
referenssisyklimäärä
8
N50%
keskimääräinen kestoikä
P
voimaparin voima
[N]
q
vääntöleikkausvuo
[N/mm]
S
sylinteri siirtymä
[mm]
Sωg
jousen jousivakio
T
vääntömomentti
[Nm]
t
levyn paksuus
[mm]
Tekv
ekvivalentti vääntömomentti
[Nm]
v
vinoutumisen aiheuttama siirtymä
Vpa
voimalla P laskettu pystysiirtymä akselin keskellä
[mm]
Vp
voimalla P laskettu pystysiirtymä puomin päässä
[mm]
Vx
yksikkövoiman aiheuttama pystysiirtymä puomin päässä
[mm]
Vxa
yksikkövoiman aiheuttama pystysiirtymä akselin keskellä
[mm]
X
akselissa vaikuttava leikkausvoima
[N]
Peff
tehollinen voima
[N]
β
BEF-parametri
Δ
akselin välys
[mm]
σ
jännitys
[MPa]
Δσ
jännitysvaihtelu
[MPa]
σmps
maksimipääjännitys
[MPa]
σhs
rakenteellinen hot spot-jännitys
[MPa]
σvm
Von Mises- vertailujännitys
[MPa]
σ1
ekstrapolointisolmun jännitys
[MPa]
σ2
ekstrapolointisolmun jännitys
[MPa]
ϕ
kiertymä
[ /rad]
BEF
kimmoisalla alustalla olevan palkin analogia
[Nmm3/rad]
(engl. beam on elastic foundation approach)
BEM
reunaelementtimenetelmä
(engl. Boundary element method)
FAT
väsymisluokka
[MPa]
FATkar
karakteristinen väsymisluokka
[Mpa]
FAT50%
keskimääräinen väsymisluokka
[Mpa]
9
FEM
elementtimenetelmä
(engl. Finite Element method)
HfMit
paineilmavasarrus
(engl. High frequency Mechanical impact treatment)
MAG
metallikaasukaarihitsaus aktiivisella suojakaasulla
(engl. Metal active gas welding)
TIG
volframi-inerttikaasukaarihitsaus
(engl. Tungsten inert gas welding)
10
1 JOHDANTO
Tässä työssä tutkitaan erään liikkuvan työkoneen nosturin pääpuomin väsymiskestävyyttä.
Työn lähtökohtana on uudenlainen rakennevaihtoehto kyseiselle puomille. Puomit on perinteisesti valmistettu kylmämuovatuista profiileista, jolloin niihin on jouduttu hitsaamaan
runsaasti sivulevyjä kiinnitys- ja lisävarustedetaljeja varten. Uudentyyppinen rakenne on
toteutettu hitsatusta koteloprofiilista, jonka uumalevyihin on koneistettu tarvittavat detaljit.
Uudentyyppinen rakenne vaatii runsaasti analysointia ja tutkimusta, jotta sillä saavutetaan
rakenteelle asetettu kestoikävaatimus. Tutkittava puomirakenne on jatkuvan väsyttävän
kuormituksen alaisena, joten väsymismitoituksen onnistuminen on todella merkittävässä
asemassa tuotteen laadukkuuden kannalta.
Jo aiemmilla rakenteilla tehdyillä kuormitusmittauksilla on osoitettu, että tutkittavan nosturirakenteen pääpuomi altistuu voimakkaille vaihteleville vääntökuormille. Vääntökuormitus puolestaan aktivoi koteloprofiilissa erilaisia kuormitussysteemejä. Näitä kuormitussysteemejä ovat vinoutuminen ja estetty vääntö. Nämä ilmiöt on tärkeä tunnistaa, jotta ne voidaan eliminoida rakenteellisesti tai ottaa huomioon mitoituksessa. Työssä on tutkittu kyseisten ilmiöiden käyttäytymistä tutkittavassa rakenteessa lujuusopin teorioiden avulla.
Kun rakennetta kuormittavat jännityskomponentit saadaan määritettyä, voidaan rakenteen
kestoikää arvioida erilaisilla laskentamenetelmillä. Tässä työssä kestoiän arviointiin on
käytetty tehollisen lovijännityksen menetelmää sekä rakenteellisen hot spot- jännityksen
menetelmää. Tehollisen lovijännityksen menetelmä soveltuu hyvin myös hitsin juuren puolen väsymisen arviointiin.
Rakenteen kestoikää selvitettiin lisäksi myös tekemällä väsytyskokeita Lappeenrannan
teknillisen yliopiston Teräsrakenteiden laboratoriossa. Väsytyskokeiden tuloksien avulla
määritettiin rakenteen kestoiän kannalta kriittisimmät kohdat, joiden optimointiin tämän
työn tutkimuksessa on paneuduttu.
11
2 PUOMIKORVAKKEEN TEOREETTINEN TARKASTELU
2.1 Koteloprofiilissa vaikuttavat voimat väännettäessä
Kotelopalkkia väännettäessä syntyy vääntöleikkausvuo ja vinouttava voimasysteemi.
Vääntöleikkausvuo on kaikissa suljetun poikkipinnan osissa vakio. Vinouttava voimasysteemi muodostuu kohdissa, joissa ulkoiset voimat johdetaan koteloon antimetrisenä voimasysteeminä. (Nikula, 1990, s. 2)
Yleisessä tapauksessa kuormitus jaetaan symmetriseen ja antimetriseen osaan. Kuvassa 1
on esitetty antimetrisen kuormituksen jakautuminen edelleen vääntävään ja vinouttavaan
osaan.
Kuva 1. Vääntävät ja vinouttavat voimat kotelossa.
12
Vääntöleikkausvuo voidaan laskea Bredtin kaavan (1) avulla, kun kyseessä on ontto suhteellisen ohutseinäinen profiili.
(1)
Kun sijoitetaan voimat Bredtin kaavaan kuvan 1 mukaisesti, saadaan yhtälöt (2) ja (3).
(2)
(3)
2.2 Puomin korvakkeen väännössä vaikuttavat voimat
Puomia kuormitetaan vääntömomentilla, joka johdetaan puomiin päädyn korvakkeissa
vaikuttavan voimaparin avulla. Vääntömomentti aiheuttaa tällöin voimaparimomentin eli
bimomentin puomin päähän. Molempia korvakkeita kuormittaa siis vastakkaissuuntainen
taivutusmomentti. Bimomentin voimaparin suuruus on vääntömomentti kerrottuna vääntömomentin siirtomatkalla L. Kuvassa 2 on esitetty periaatekuva tilanteesta.
13
Kuva 2. Puomikorvakkeen periaatekuva.
Tällaisessa tapauksessa, jossa puomikorvakkeen levyt ovat suoraan kotelon uumien jatkeina, saadaan vinouttavat voimat määritettyä suoraan kuvan 1 mukaisesti. Tällöin vinouttavat
voimat saadaan laskettua uumalle yhtälön (4) mukaan ja laipalle yhtälön (5) mukaan.
(4)
(5)
14
2.2.1 Bimomentin siirtyminen korvakkeesta koteloon
Uumien ja laippojen oletetaan toimivan omina palkkeina ja bimomentin siirtyvän niille
siten, että jännitykset nurkkapisteissä ovat samoja. Osiin jako on suoritettava niin, että osien välille ei jää leikkausvoimaa. Jotta osiin jako voidaan toteuttaa, joudutaan käyttämään
korjattuja neliömomenttien arvoja. (Nikula, 1990, s. 6)
Kuvassa 3 on esitetty neliömomenttien laskennassa tarvittavat dimensiot. Laskennassa oletetaan, että laippojen ulkopuolella olevat osat uumista toimivat aina uumien mukana. Yhtälöitä (6), (7) ja (8) käytetään silloin, kun b > laipan luonnollinen leveys eli osa uumasta
toimii laipan mukana.
Kuva 3. Poikkileikkaus.
(6)
15
(7)
(8)
(Nikula, 1990, s. 7)
Yhtälöstä (6) voidaan ratkaista, kumpi osista toimii osittain toisen mukana. Tämä selvitetään kertomalla yhtälö ristiin ja iteroimalla ratkaisu lähtien siitä oletuksesta, että osat rajoittautuvat niiden luonnollisesta liitoksesta.
Bimomentin välittyessä koteloon puhtaana vääntönä kuvan 4 mukaisesti puomin päässä
vaikuttava bimomentti voidaan lausua uumissa ja laipoissa vaikuttavien taivutusmomenttien avulla yhtälön (9) mukaisesti. Kuvien 2 ja 4 pituudella L tarkoitetaan etäisyyttä korvaketta kuormittavan voiman vaikutuspisteestä kotelon päähän. Tästä voidaan edelleen ratkaista lausekkeet puomin päässä vaikuttaville taivutusmomenteille korjattujen neliömomenttien avulla. (Nikula, 1990, s. 8)
Kuva 4. Bimomentin siirtyminen puhtaana vääntönä.
16
(9)
Jossa
=laipoissa vaikuttava taivutusmomentti
= uumissa vaikuttava taivutusmomentti
L = etäisyys korvallista kuormittavan voiman vaikutuspisteestä kotelon päähän
Yhtälöt taivutusmomenteille uumissa ja laipoissa saadaan muotoihin (10) ja (11).
(10)
(11)
(Nikula, 1990, s.8-9)
17
Kuva 5. Bimomentin siirtyminen koteloon estettynä vääntönä.
18
Estetty vääntö aiheuttaa kuvan 5 mukaisesti uumille ja laipoille momentit.
(12)
(13)
2.3 Voimavuon maadottuminen
Puomin päädyn rakenteellisella muotoilulla voidaan maadoittaa koteloon ohjautuvia voimia. Vuomavuon maadoituksen toteuttamiseen on olemassa lähes loputtomasti rakenteellisia vaihtoehtoja. Yleisimmät ratkaisut ovat kuitenkin päätyyn hitsattavat muotoillut poikittaiset levyt tai valukappaleet.
Tehokkain tapa maadottaa koteloon välittyviä voimia olisi asentaa kaksi peräkkäistä väliseinää jäykistämään rakennetta. Kyseinen ratkaisu on kuitenkin valmistuksen kannalta
haastava sekä kallis, joten kotelon jäykistäminen toteutetaan useimmiten yhdellä päätylevyllä. Yhden jäykistelevyn käyttö on täysin toimiva ratkaisu, kun muistetaan rakenteen
mitoituksessa ottaa huomioon vinouttavasta kuormituksesta aiheutuvat lisäjännitykset.
2.3.1 Vinouttavien voimien maadottuminen
Kun kotelon päähän hitsataan riittävän jäykkä levy, maadottuvat vinouttavat voimat jäykisteen kohdalla lähes kokonaan. Poikittainen levy estää siis kotelon poikkileikkauksen nurkkien siirtymisen levyn tasossa ja ottaa vastaan vinouttavat voimat toimimalla translaatiojousena. Tämä tarkoittaa sitä, että kotelo vinoutuu jäykisteen kohdalla ainoastaan jäykistelevyn leikkausmuodonmuutoksen verran.
Laskennassa päätylevy joko oletetaan äärettömän jäykäksi tai sille määritetään jäykkyys
luku k yhtälön (14) mukaisesti.
(14)
19
Jossa
k = jäykkyysluku
t = levyn paksuus
G = liukumoduuli
(Nikula, 1990, s. 16)
Jos jäykistys toteutetaan esimerkiksi asentamalla koteloon pelkästään uumalevyt yhdistävä
akseli, voidaan sen tuoma lisäjäykkyys huomioida laskennassa vain likimääräisesti. Tämä
johtuu siitä, että BEF-analogian perusoletus edellyttää, että uumilla ja laipoilla on samanlainen tuenta. (Nikula, 1990, s. 16)
Tämä ristiriita teorian olettamusten kanssa voidaan ratkaista siten, että oletetaan uumia
yhdistävän osan jäykistävän koko poikkileikkausta. Näin päästään tilanteeseen, jossa sekä
uumien että laippojen taivutusmomentti pienenee saman verran. (Nikula, 1990, s. 18)
2.3.2 Bimomentin maadottuminen
Bimomentin aiheuttaman estetyn väännön ollessa kyseessä toimii jäykistelevy rotaatiojousena kuvan 6 mukaisesti. Levyn toiminta rotaatiojousena maadoittaa kuormitusta levyn
käyristymisjäykkyyden avulla, jota voidaan kuvata yhtälön (15) avulla.
(15)
(Björk, 1990, s.7)
Kuva 6. Jäykistelevy rotaatiojousena.
20
2.3.3 Puomikorvakkeen akselin vaikutus
Puomi kiinnitetään nosturin tolppaan jäykästi kiinnitetyllä akselilla. Tämä kiinnitysakseli
alentaa jännityksiä kotelon päässä. Tukivaikutus perustuu kahteen eri systeemiin.
Akselin tukivaikutus muuttaa vääntömomenttia välittävien voimaparien suhdetta siten, että
vinouttavat voimat pienenevät. Lisäksi akselin staattisesti määräämätön leikkausvoima
alentaa kotelon päässä vaikuttavaa bimomenttia. Akselin leikkausvoima vaikuttaa vastakkaiseen suuntaan kuin vääntöä välittävä voimapari P. (Nikula, 1990, s.18-19)
Akseli aiheuttaa kuitenkin puomikorvakkeeseen rakenteellisia lisäjännityksiä. Korvakkeen
levyihin muodostuu vääntöleikkausjännityksiä sekä paikallisia laatan taivutusjännityksiä.
(Nikula, 1990, s. 19)
Akselin aiheuttamat lisäjännitykset voivat olla haitallisia etenkin silloin, jos akselin navan
läheisyydessä on muita rakenteellisia jännityskeskittymiä aiheuttavia detaljeja kuten esimerkiksi akselin kiinnitysruuveja varten koneistettuja reikiä. Tällöin rakenteellisia jännityksiä voidaan alentaa esimerkiksi hitsaamalla korvakkeen sivulevyihin vahvikelevyt.
Akselin tukivaikutuksen ja korvakkeen sivulevyjen jännityksien tarkka määrittäminen vaatii elementtimenetelmän käyttöä. Jos paikalliset vaikutukset jätetään kuitenkin huomioon
ottamatta, voidaan tukivaikutus ottaa huomioon analyyttisessä laskennassakin.
Tämä tapahtuu siten, että määritetään akselissa vaikuttava leikkausvoima X. Kun Tämä
leikkausvoima vähennetään voimasta P, saadaan laskentaa varten tehollinen voima
Leikkausvoiman X määrittäminen.
(16)
.
21
(17)
(18)
(19)
(Nikula, 1990, s. 21)
joissa
2.4 Analyyttinen ratkaisu
Analyyttinen ratkaisu suoritetaan BEF-analogian avulla. Määritetään vinouttavat voimat
laskentaa varten yhtälöiden (2), (3) ja (4) avulla.
Määritetään korjatut neliömomenttien arvot. Korjattujen neliömomenttien arvot on ratkaistu yhtälöiden (6), (7) ja (8) avulla siten, että aluksi on oletettu osien jakaantuvan niiden
luonnollisesta liitoksesta ja sen jälkeen on iteroimalla ratkaistu kumpi osista saa ja kumpi
22
menettää pinta-alansa tehollisuuttaan. Tässä tapauksessa osa uumasta toimii laipan mukana
( b = 408.5 mm). Korjatuiksi neliömomenteiksi saadaan näin ollen:
mm4
mm4
Lasketaan uumien ja laippojen taivutusjäykkyydet yhtälöistä (20) ja (21).
(20)
(21)
(Kähönen & Niemi, 1986, s. 12)
Määritetään tukireaktiot uuma- ja laippapalkeille. Tukireaktiota kuvaavat alustavakiot saadaan yhtälöistä (22) ja (23).
(22)
(23)
(Kähönen & Niemi, 1986, s. 14)
Korjattujen neliömomenttien ja alustavakioiden avulla saadaan laskettua BEF-parametri
yhtälöstä (24).
23
(24)
(Kähönen & Niemi, 1986, s. 14)
Kuva 6. Jäykkänurkkaisen palkin vinoutuminen. (Nikula, 1990, s. 13)
Jäykkänurkkaisen palkin vinoutumisen periaate on esitetty kuvassa 6. Jäykkänurkkaisuus
edellyttää, että hitsatussa koteloprofiilissa nurkkahitsin a-mitan on oltava vähintään
ohuemman liitettävän levyn levynpaksuuden suuruinen.
Siirtymä u saadaan BEF-analogialla yhtälöstä (25) kotelon osia kuormittavien voimien,
alustavakioden ja BEF-parametrin avulla. Kotelon nurkassa vaikuttava poikittainen taivutusmomentti saadaan yhtälöstä (26).
(25)
(26)
24
(Kähönen & Niemi, 1986, s. 14)
Vinouttavien voimien aiheuttamat poikittaiset laatan taivutusjännitykset uumalevylle ja
laippalevylle saadaan laskettua yhtälöistä (27) ja (28).
(27)
(28)
Pituussuuntaiset momentit saadaan aksiaalisten jännitysten laskentaa varten yhtälöstä (29).
Pituussuuntaiset estetyn väännön jännitykset saadaan laskettua uumille ja laipoille yhtälöistä (30) ja (31).
(29)
(Kähönen & Niemi, 1986, s. 20)
(30)
(31)
(Kähönen & Niemi, 1986, s. 9)
Kuvan 7 kuvaajassa on esitetty vinoutumisesta aiheutuva poikittainen taivutusjännitys ja
estetyn väännön aiheuttama pitkittäinen jännitys etäisyyden (kuormituspisteestä) funktiona
koteloprofiilissa, jossa ei ole kuormituksia maadottavaa jäykistettä. Kuvasta nähdään, että
jännitykset ovat huomattavan korkeita.
Kuvan 8 kuvaajasta nähdään, miten vinoutumista aiheutuva poikittainen taivutusjännitys
maadottuu, kun profiiliin laitetaan 400 mm kohdalle poikittainen 10 mm vahvuinen suora
jäykistelevy. Pituussuuntaista estetynväännön aiheuttamaa jännitystä suora väliseinä ottaa
vastaan vain vähän, koska sen käyristymisjäykkyys on alhainen. Laskenta on suoritetu
MATLAB R2012a ohjelmalla. Laskentatiedoston sisältö on esitetty liitteessä 2.
25
Kuva 7. Jännitysjakaumat jäykistämättömässä kotelossa.
26
Kuva 8. Jännitysjakaumat kotelossa, jossa on 10 mm jäykistelevy.
27
3 RAKENTEELLINEN MUOTOILU
Kuormitusilmiöistä johtuvien jännitysten pienentäminen rakenteellisilla ratkaisuilla on
tärkeää väsymiskestävyyden parantamisen kannalta. Jännitysamplitudin alenemisella hitsausliitoksen kohdalla on väsymiskestävyyttä merkittävästi parantava vaikutus.
Edellisissä kappaleissa käsiteltyjä kuormitusilmiöitä voimakkaasti eliminoivia rakenteellisia ratkaisuja olisivat siis levyillä toteutettavat peräkkäiset väliseinät. Jäykistelevyjä ei kuitenkaan haluta valmistuksellisten haasteiden johdosta kotelon sisälle lisätä, joten rakenteellisessa muotoilussa keskitytään olemassa olevan rakenneratkaisun optimointiin.
3.1 Väsymiskestävyyden parantaminen
Väsymiskestävyyttä on mahdollista parantaa rakenteellisilla ratkaisuilla. Rakenteellisilla
ratkaisuilla voidaan vaikuttaa sekä nimellisiin että rakenteellisiin jännityksiin.
Väsymislujuuden parantamiskeinoja mietittäessä on tunnistettava rakenteen heikoin kohta.
Rakenteen kestoiän kannalta vain heikomman kohdan optimoinnilla on merkitystä.
Tässä työssä on rakenteen heikoin kohta määritetty lujuuslaskennan sekä laboratorio kokeiden avulla. Rakenteen kriittisin kohta on kotelon päädyn sulkulevyn ja laippalevyn välinen päittäisliitos.
3.1.1 Nimellisten jännityksien pienentäminen
Erkki Niemi on listannut keinoja nimellisten jännitysten pienentämiseksi hitsausliitoksen
kohdalla:
-
Mitoitetaan rakenne järeämmäksi
-
Muotoillaan rakenne uudelleen esim. momenttivarren pienentämiseksi
-
Siirretään hitsi pois suurimman jännitysvaihtelun alueelta
28
-
Vältetään makrogeometrisia epäjatkuvuuskohtia
(Niemi, 1993, s. 274-275)
3.1.2 Sekundaarijännitysten pienentäminen
Rakenteelliset epäjatkuvuuskohdat aiheuttavat sekundaarisia jännityksiä. Tämä tarkoittaa
jännityksen paikallista kasvua epäjatkuvuuskohdassa. Rakenteellisten jännityskeskittymien
vaikutusalueet ovat usein hyvin laajoja, joten niiden lieventäminen voi olla tehokas keino
väsymiskestävyyden parantamiseksi. (Niemi, 1993, s. 276)
Tässä työssä tutkittava kriittinen päittäisliitos sisältää useita sekundaarijännityksiä aiheuttavia tekijöitä. Levyjen paksuusero, kulmavirhe ja epäkeskisyys aiheuttavat sekundaarisia
taivutusjännityksiä (Niemi, 1996, s. 13). Päittäisliitoksessa sekundaarijännityksiä aiheuttavat tekijät on esitetty kuvissa 9 ja 10.
Kuva 9. Epäkeskisyys ja kulmavirhe. (Hobbacher, 2003, s. 23)
Kuva 10. Levyjen paksuusero. (Hobbacher, 2003, s.24)
29
3.2 Alkuperäinen rakenne
Kuva 11. Alkuperäisen rakenteen päädyn leikkauskuva.
Päittäisliitoksen sijainti suhteessa puomikorvakkeen keskipisteeseen on esitetty kuvassa
11. Liitoksen etäisyys kiinnitysakselista on L mm. Rakenteessa on 8 mm vahvuiset laippalevyt. Päädyn sulkulevyt ovat 10 mm vahvuiset. Sulkulevyihin on koneistettu päittäisliitosta varten kiinteät juurituet. Uumalevyt ovat 20 mm vahvuiset.
Kuva 12. Alkuperäisen rakenteen päittäisliitos.
30
Päittäisliitos tehdään kuvan 12 mukaisesti hitsaamalla kahdella palolla käsinhitsauksena.
Toteutunut hitsausgeometria on esitetty kuvassa 13, joka on makroskoopilla otettu kuva
päittäisliitoksen poikkileikkauksesta tehdystä hie’estä.
Kuva 13. Päittäisliitos.
31
3.3 Päittäisliitoksen siirtäminen
Yksi mahdollinen väsymislujuuden parannuskeino on kriittisen hitsin siirtäminen pienemmän nimellisen jännitysvaihtelun alueelle. Tässä tapauksessa tämä tarkoittaa päädyn päittäisliitoksen siirtämistä kauemmas puomin kiinnityskorvallisesta.
Kuva 14.Rakennevaihtoehdon 2 päädyn leikkauskuva.
Tässä ratkaisussa, liitos geometrian ollessa edelleen kuvan 12 mukainen, on edelleen rakenteellista jännitystä aiheuttava levyjen paksuusero päädyn ja laipan välillä. Liitoksen
sijainnin vaikutusta päittäisliitoksen jännityksiin on tutkittu FE-analyysin avulla kappaleessa 3.5.
32
Kuva 15. Päittäisliitoksen siirto.
33
3.4 Päätylevyn ja päittäisliitoksen vaihtoehtoinen rakenne
Päätylevyn ja laipan välisen liitoksen sekundaarijännityksen pienentäminen voi myös johtaa merkittävästi parempaan väsymiskestoikään. Koska liitoksessa on useita rakenteellisia
jännityskonsentraatioita aiheuttavia tekijöitä, on syytä miettiä ratkaisua, joka vaikuttaa
mahdollisimman moneen tekijään.
Kuva 16. Päädyn poikkileikkauskuva.
Kuten kuvasta 13 nähdään, valmistuksessa toteutunut liitosgeometria sisältää epäkeskisyyttä, kulmavirhettä sekä paksuuseron. Paksuusero lisää myös epäkeskisyyttä. Kaikki edellä
mainitut efektit superponoituvat epäedullisesti juuren puolen kriittiseen kohtaan.
34
Kuva 17. Vaihtoehtoinen liitosgeometria.
Vaihtamalla päätylevy samaan levyn paksuuteen kuin laippalevyt päästään eroon levyjenpaksuuseron aiheuttamasta sekundaarijännityksestä. Tämä aiheuttaa sen, että hitsille ei
saada enää juuritukea. Tällainen liitos tulisikin valmistaa siten, että liitoksen juuripalko
hitsataan Kempin WiseRoot-prosessilla tai TIG:llä. Toinen vaihtoehto on hitsata liitos
MAG:lla kahdelta puolelta.
Timo Kautosen diplomityössään esittämä tutkimus osoittaa, että WiseRoot-prosessilla voidaan saavuttaa väsymisluokka, joka vastaa kahdelta puolelta hitsattua päittäisliitosta. (Kautonen, 2011, s.81)
WiseRoot-liitoksen onnistumisen kannalta on tärkeää, ettei päittäisliitoksen levyjen välillä
ole suurta sovitusvirhettä. Sovitusvirheen vaikutusta hitsiin voidaan tosin pienentää suurentamalla ilmarakoa. FEA-mallin geometriassa ei sovitusvirhettä ole otettu huomioon. Geometria vastaa 40 :een railokulmaa ja 3 mm:n ilmarakoa. Liitoksen juurenpuolelle on mallinnettu tehollisen lovijännityksen mukaiset 1 mm:n säteiset pyöristykset.
35
3.5 Rakennevaihtoehtojen vertailu
Rakennemuutosten vaikutuksia jännityksiin on tutkittu FEM- analyysilla. Kaikissa malleissa tukireaktiot ja voimat on asetettu samalla tavalla.
3.5.1 Alkuperäinen rakenne
Rakenteelliset ja nimelliset jännitykset puomin päädyn alueella on esitetty kuvassa 18.
Päädyn pienaliitoksen rajaviivan alueella on korkea jännityskonsentraatio. Lisäksi päittäisliitoksen läheisyydessä laipan levykentässä on sekundaarinen taivutusjännityskeskittymä.
Myös puomikorvakkeen sivulevyssä on havaittavissa jännityskonsentraatio. Jännitysjakaumat puomin pituussuunnassa on esitetty kuvassa 19.
Päittäisliitoksen lovijännitykset on esitetty kuvassa 20. Tehollisen lovijännityksen huippu
on 1mm:n pyöristyksen pohjalla lähellä liitoksen nurkkaa.
Kuva 18. Rakenteelliset jännitykset.
36
jännitysjakaumat
poikittainen jänittys
Von Mises
MPa
pitkittäinen jännitys
maksimipääjännitys
0
500
1000
1500
2000
2500
mm
Kuva 19. Alkuperäisen rakenteen jännitysjakaumia FEM-analyysista.
Kuvassa 19 on esitetty FEM-analyysin jännitysjakaumia päädyn jäykistelevyn alueelta
eteenpäin etäisyyden (kuormitus pisteestä) funktiona. Jännitysarvot jakaumiin on tulostettu
kotelon nurkasta laippalevyn puolelta. Kun verrataan jännitysjakaumia analyyttisen laskennan avulla saatuihin jakaumiin (kuvat 7 ja 8) voidaan todeta FEM-analyysin tulosten
olevan samansuuntaisia analyyttisen teorian kanssa. Vertailussa täytyy muistaa, että analyyttisessa laskennassa jäykiste on suora poikittainen levy ja FEM-analyysin geometriassa
jäykistelevy on muotoiltu, kuten todellisessa rakenteessa.
37
Kuva 20. Lovijännitys.
38
3.5.2 Päittäisliitoksen siirtäminen
Päittäisliitoksen siirtäminen kauemmas korvallisesta pienentää jännitystä liitoksen alueella.
Liitoksen kohdalla oleva levyjen paksuusero aiheuttaa kuitenkin sekundääristä taivutusjännitystä edelleen liitoksen alueella. Sekundäärinen taivutusjännitys on kuitenkin pienempi
johtuen liitoksessa vaikuttavan aksiaalisen estetyn väännön jännityksen alenemisesta.
Päittäisliitoksen siirtäminen on toteutettu pidentämällä päätylevyjä 100 mm:ä. Pelkkä päätylevyjen siirtäminen laippoja lyhentämällä kasvattaisi puomikorvakkeen levyjen jännityksiä.
Päittäishitsin juuren puolen lovijännitys pienenee tällä rakenteellisella muutoksella 30
MPa:a. Jännitys on kuitenkin edelleen niin korkea, että päittäisliitoksessa ei sallita liitosvirhettä. Jännitysjakaumat on esitetty kuvissa 21 ja 22.
Kuva 21. Rakenteelliset jännitykset.
39
Kuva 22. Lovijännitys.
40
3.5.3 Päätylevyn vaihtoehtoinen rakenne
8 mm päätylevyllä toteutettu rakenne nostaa hieman jännityksiä päädyn pienahitsien rajaviivoilla, kuten kuvassa 23 on esitetty. Nyt päittäisliitoksen läheisyydessä laipan levykentässä ei ole havaittavissa vastaavaa jännityskonsentraatiota kuin alkuperäisessä rakenteessa. Puomikorvakkeen sivulevyn jännityshuippu on nyt 8 MPa:a pienempi.
Päittäisliitoksen juuren puolen lovijännitys on kuitenkin huomattavasti pienempi kuin kahdella vertailu rakenteella. WiseRoot- liitosgeometrian analyysin tuloksena 90 kNm vääntökuormalla lovijännityksen huippu on 120 MPa:a pienempi kuin alkuperäisellä rakenteella,
sekä 90 MPa:a pienempi kuin rakennevaihtoehdolla 2. Lovijännitysjakauma on esitetty
kuvassa 24.
Kuva 23. Rakenteelliset jännitykset päädyssä.
41
Kuva 24. WiseRoot- geometrian analysointi.
42
4 VÄSYMINEN
Joidenkin arvioiden mukaan jopa 90 % kaikista murtumiseen johtavista rakenteiden vaurioista johtuu metallin väsymisestä. (Niemi 2003, s. 92) Väsyminen on siis rakenteen vaurioon johtava ilmiö. Väsymisvaurion saa aikaan särönkasvuilmiö, joka riittävän pitkälle
edettyään johtaa rakenteen murtumiseen. Väsymissärö ydintyy rakenteessa olevassa alkuviassa. Särön kasvua aiheuttavat muun muassa vaihteleva jännitys ja korroosio. Tässä tapauksessa väsymisvaurio saa alkunsa hitsausliitoksissa olevista alkuvioista. Väsymissärö
lähtee kasvamaan rakenteessa olevasta alkuviasta vaihtuvan kuormituksen aiheuttamien
toistuvien jännitysvaihteluiden seurauksena.
Väsymisvaurion eteneminen voidaan jakaa kolmivaiheiseen prosessiin. Prosessin vaiheet
ovat särön ydintyminen, särön kasvu ja jäännöspinta-alan murtuminen. Rakenteen alkuviat
voivat olla niin suuria, että ydintymisvaihetta ei käytännössä ole ollenkaan vaan särönkasvuvaihe alkaa heti kun rakenne altistuu väsyttävälle kuormitukselle. (Niemi & Kemppi,
1993, s. 236)
Esimerkiksi tässä työssä tutkittavan rakenteen väsytyskokeissa useiden koekappaleiden
alkuviat olivat niin suuria, että varsinaista särön ydintymisvaihetta ei ollut lainkaan. Tapauksia, joissa alkuviat on havaittavissa, on esitetty makrorakennekuvissa koetulosten yhteydessä.
43
4.1 Väsymistarkastelu
Väsymistarkastelu on jaettu kahteen osioon. Ensimmäisenä tarkasteluosiona on laboratoriossa suoritetut väsytyskokeet ja toisena osiona laskennallinen väsymistarkastelu.
4.2 Väsytyskokeet
Alkuperäisen rakenteen mukaisilla koekappaleilla tehtiin väsytyskokeet. Väsytyskokeet
suoritettiin Lappeenrannan teknillisen yliopiston Teräsrakenteiden laboratoriossa. Väsytyskokeiden raportti, jossa koejärjestely on dokumentoituna, on esitetty kandidaatintyössäni Vääntökuormitetun hitsatun koteloprofiilipalkin väsytyskoe (Borgström, 2014), joka on
tämän työn viitteenä.
4.2.1 Väsytyskokeiden tulokset
Testimatriisi sisältää seitsemän koekappaletta. Neljän ensimmäisen koekappaleen tulokset
löytyvät kandidaatintyöstäni. Seuraavissa kappaleissa on esitetty kolmen viimeisen koekappaleen tulokset. Kolmen viimeisen koepuomin väsytyskokeet suoritettiin noudattaen
viitteessä esitettyä koesuunnitelmaa ja niihin ei asennettu venymäliuskoja. Paikalliskuvia
väsymismurtumista on esitetty liitteessä 1.
4.2.2 Koekappale K5
Väsytyskokeen aikana havaitut vauriot on esitetty taulukossa 1 ja vaurioiden sijainnit on
esitetty kuvassa 25. Väsymissäröjen pituudet kokeen päätyttyä on esitetty taulukossa 2.
Sylinteri siirtymän muutos kokeen aikana on esitetty kuvan 26 kuvaajassa.
Kokeen aikana testipenkistä vaurioitui kuormittavan sylinterin ja testipenkin välinen adapteri. Siirtymäkäyrässä näkyvä askelmainen muutos johtuu kyseisestä koelaitteiston vauriosta. Siirtymäkäyrässä näkyvä värinä johtuu puolestaan testipenkin ja koekappaleen välisen
adapterin laakerin kulumisen aiheuttamasta kasvaneesta välyksestä.
44
Taulukko 1. Kokeen aikana havaitut vauriot.
särönumero
N
pituus (mm)
sijainti hitsissä
1.
212.6
6
rajaviiva
2.
263.1
15
juuren puoli
3.
290. 2
11
rajaviiva
4.
290. 2
3
rajaviiva
5.
338. 1
5
rajaviiva
6.
371.5
10
rajaviiva
7.
371.0
4
juuren puoli
8.
399.6
12
rajaviiva
9.
433.0
50
rajaviiva
10.
433.0
8
juuren puoli
11.
433.0
5
rajaviiva
12.
485.0
58
juuren puoli
13.
485. 7
26
juuren puoli
14.
485.7
9
rajaviiva
Kuva 25. Väsymissäröjen sijainnit koekappaleessa.
45
Koekappaleen K5 väsytyskokeessa ensimmäinen vaurio havaittiin 212.6
syklin koh-
dalla. Särö oli ydintynyt päätylevyn ja puomikorvakkeen välisen pienahitsin rajaviivalla
TIG-jälkikäsittelyn epäjatkuvuuskohdassa.
Toinen vaurio havaittiin 263.0
syklin kohdalla. Särö oli lähtenyt kasvamaan hitsin
juuren puolelta päätylevyn päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkkapisteestä. Särön
kasvua on edesauttanut säröstä 1 johtuva päätyjäykisteen kuormitusta maadottavan jäykkyyden aleneminen.
Kolmas ja neljäs vaurio havaittiin 290.2
syklin kohdalla. Molemmat säröt ovat to-
dennäköisesti ydintyneet TIG-käsittelyn epäjatkuvuuskohdista tai pienan juuren puolelta.
Jälleen säröjen syntymistä on nopeuttanut aiemmista vaurioista johtuva kehäjäykkyyden
aleneminen.
Viides särö havaittiin 338.1
syklin jälkeen. Särö oli ydintynyt TIG-jälkikäsittelyn
epäjatkuvuuskohdassa päätylevyn ja puomikorvakkeen välisen pienahitsin rajaviivalla.
Edelliset vauriot ovat aiheuttaneet lisärasitusta ja se on vaikuttanut särön ydintymiseen.
Kuudes ja seitsemäs vaurio havaittiin 371.5
syklin jälkeen. Kuudes särö oli vastaa-
van tyyppinen kuin 1,3 ja 4. Seitsemäs särö oli lähtenyt kasvamaan päätylevyn ja laipan
päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkkapisteestä juuren puolelta. Edellisten vaurioiden aiheuttamat lisärasitukset ovat vaikuttaneet säröjen ydintymiseen.
Särö 8 havaittiin 399.6
syklin kohdalla. Vaurio oli vastaavanlainen kuin 1,3,4,5 ja 6.
Säröt 9, 10 ja 11 havaittiin 433
syklin kohdalla. Särö 9 oli lähtenyt kasvamaan päit-
täishitsin rajaviivalta ja särö 10 hitsien nurkasta. Särö 11 oli ydintynyt korvakkeen ja päätylevyn pienahitsin rajaviivalla TIG-käsittelystä huolimatta.
46
Säröt 12,13 ja 14 löydettiin syklimäärän ollessa 485.7
. Säröt 12 ja 13 olivat tulleet
juuren puolelta hitsien nurkista ja särö 14 oli ydintynyt korvakkeen ja päätylevyn pienahitsin rajaviivalla huolimatta.
Koe päättyi syklimäärän ollessa 555.3
. Koe pysähtyi siirtymärajaan. Kriittisiksi vau-
rioiksi osoittautuivat säröt 1 ja 2, jotka yhdistyivät kokeen loppuvaiheessa.
Taulukko 2. Säröjen pituudet kokeen päätyttyä.
särönumero
pituus (mm)
1.
430
2.
350
3.
89
4.
16
5.
28
6.
38
7.
33
8.
60
9.
95
10.
49
11.
13
12.
65
13.
45
14.
29
47
siirtymä
52
51
50
49
48
mm
siirtymä
47
46
45
44
43
N
Kuva 26. Siirtymän kokonaisvaihtelu eli kuormitussylinterin kokonaisliike yhden kuormitussyklin aikana.
4.2.3 Koekappale K6
Väsytyskokeen aikana havaitut vauriot on esitetty taulukossa 3 ja vaurioiden sijainnit on
esitetty kuvassa 27. Väsymissäröjen pituudet kokeen päätyttyä on esitetty taulukossa 4.
Sylinteri siirtymän muutos kokeen aikana on esitetty kuvassa 28.
Taulukko 3. Kokeen aikana havaitut vauriot.
särönumero
N
pituus (mm)
sijainti hitsissä
1.
182,2
110
juuren
li/korjaushitsi
2.
234,3
18
juuren puoli
puo-
48
Kuva 27. Väsymissäröjen sijainnit koekappaleessa.
Ensimmäinen vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 182.2
. Särö oli lähtenyt kasva-
maan päätylevyn ja ylemmän laipan välisen päittäishitsin juuren puolelta. Kyseistä hitsiä
oli korjattu tuosta kohdasta avaamalla alkuperäinen hitsi ja hitsaamalla kyseinen kohta
uudestaan. Särö oli havainnointihetkellä kasvanut jo yli 100 mm pituiseksi, joten se olisi
varmasti ollut havaittavissa jo syklimäärän ollessa alhaisempi. Vaurio oli tullut näkyviin
viikonlopun aikana jolloin laboratorio henkilökunta ei ollut valvomassa koetta.
Koe päättyi syklimäärän ollessa 326.3
. Koe pysähtyi siirtymärajaan. Kriittiseksi vau-
rioksi osoittautui särö 1.
Taulukko 4. Säröjen pituudet kokeen päätyttyä.
särönumero
pituus (mm)
1.
>700
2.
>25
49
siirtymä
52
50
48
mm
siirtymä
46
44
42
40
N
Kuva 28. Siirtymän kokonaisvaihtelu eli kuormitussylinterin kokonaisliike yhden kuormitussyklin aikana.
4.2.4 Koekappale K7
Väsytyskokeen aikana havaitut vauriot on esitetty taulukossa 4 ja vaurioiden sijainnit on
esitetty kuvassa 29. Väsymissäröjen pituudet kokeen päätyttyä on esitetty taulukossa 5.
Sylinteri siirtymän muutos kokeen aikana on esitetty kuvassa 30.
Koekappaleeseen K7 ei tehty kriittisten alueiden hitsien rajaviivoille TIG-jälkikäsittelyjä.
Sen sijaan jälkikäsittelyt tehtiin HfMit-paineilmavasarruksella laboratoriossa.
50
Taulukko 5. Kokeen aikana havaitut vauriot.
särönumero
N
pituus (mm)
sijainti hitsissä
1.
275.8
11
juuren puoli
2.
279.5
16
juuren puoli
3.
305.8
16
juuren puoli
4.
417.8
20
juuren puoli
5.
424.9
12/6/7/11
koneistetusta
reiästä
neljä säröä
6.
498.3
26
rajaviiva
7.
498.3
6
juuren puoli
Kuva 29. Väsymissäröjen sijainnit koekappaleessa.
Ensimmäinen vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 275.8
. Särö oli lähtenyt kasva-
maan juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta.
Toinen vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 279.5
. Särö oli lähtenyt kasvamaan
hitsin juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta.
51
Kolmas vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 305.8
. Särö oli lähtenyt kasvamaan
hitsin juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta.
Neljäs vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 417.8
. Särö oli lähtenyt kasvamaan hit-
sin juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta.
Viides vaurio havaittiin koneistetussa reiässä puomikorvakkeessa, kun syklimäärä oli
424.9
. Reiästä oli lähtenyt kasvamaan 4 säröä symmetrisesti, kuten liitteessä 1 ku-
vassa 10 näkyy.
Säröt 6 ja 7 löydettiin kokeen päätyttyä koekappaleen loppu tarkastuksessa. Särö 6 oli
lähtenyt kasvamaan pienahitsin aloituskohdasta rajaviivalta. Kyseinen kohta sijaitsee jälkikäsiteltävällä alueella, mutta päällimmäisen pienahitsinpalon aloituskohtaa ei ollut käsitelty. Särö 7 oli juuren puolelta hitsien nurkasta lähtenyt vaurio.
Koe päättyi syklimäärän ollessa 498.3
. Koe pysähtyi siirtymärajaan. Kriittiseksi vau-
rioksi osoittautui särö 1.
Taulukko 6. Väsymissäröjen pituudet kokeen päätyttyä
numero
pituus (mm)
1.
>670
2.
>80
3.
>54
4.
56
5.
16/12/13/25
6.
26
7.
6
52
siirtymä
54
52
50
48
mm
siirtymä
46
44
42
40
N
Kuva 30. Siirtymän kokonaisvaihtelu eli kuormitussylinterin kokonaisliike yhden kuormitussyklin aikana.
4.3 Väsytyskokeiden tulosten tarkastelua
Taulukossa 7 on esitetty koekappaleiden väsytyskokeiden syklimäärät ensimmäisen vauriohavainnon kohdalla ja kokeen päätyttyä.
Taulukko 7. Väsytyskokeiden syklimäärät.
koekappale
N, 1. vaurio
N, kokeen päätyttyä
K1
169.0
325.6
K2
36.3
36.3
K3
133.0
493.3
K4
266.5
461,2
K5
212.6
555.3
K6
182.2
326.3
K7
275.8
498.3
53
Koekappale K2 jätetään tarkastelun ulkopuolelle. Koekappaleen K2 rakenteessa oli merkittävä poikkeavuus muihin koekappaleisiin nähden. Rakenteen poikkeavuus johtui koekappaleen tyvipään päätylevyn ylemmässä päittäisliitoksessa olleesta hitsausvirheestä. Hitsausvirhe oli vajaa tunkeuma, joka johtui päätylevyn sovitusvirheestä.
Kun koekappale K2 jätetään tarkastelun ulkopuolelle, saadaan syklimäärien vaihteluväliksi
ensimmäisen vaurion havaitsemishetkellä 133
142.8
– 275.8
. Vaihteluväli on siten
sykliä. Rakenne ja kuormitus olivat kaikissa kokeissa samanlainen.
Kokeiden päättymisen syklimäärien vaihteluväli, kun K2 jätetään tarkastelun ulkopuolelle,
on 325.6
– 555.3
sykliä ja keskiarvo on 443.6
. Koekappaleiden kestoiän vaihteluväli on siis 229.7
.
Väsytyskokeet toivat esiin kokeessa käytetyssä kuormituksessa rakenteen väsymiskriittiset
detaljit. Niitä ovat päätylevyjen ja laippojen väliset päittäisliitokset ja erityisesti päittäisliitosten ja pitkittäisten pienahitsien risteyskohdat ja niiden juuren puoli. Lisäksi väsymissäröjen ydintymiselle alttiita kohtia ovat puomikorvakkeen ja päätylevyjen välisien pienahitsien rajaviivat. Laippojen ja uumien välisiin pitkittäisiin pienahitseihin muodostui väsymisvaurio vain koekappaleessa K1.
Koetulosten perusteella kriittisten hitsien valmistuksella ja laadulla on merkittävä vaikutus
rakenteen kestoikään. Tästä syystä on tärkeää määritellä tarkat raja-arvot liitoksissa sallittaville virheille. Valmistuksen ohjeistus, erityisesti kriittisille hitsausliitoksille on myös
oltava tarkasti määritetty liitosten laadun varmistuksen kannalta.
Myös kriittisten hitsien rajaviivojen jälkikäsittelyillä on vaikutusta rajaviivasäröjen muodostumiselle. Jälkikäsittely menetelmien välillä on eroja koetuloksissa. Sekä TIG- että HIFIT- jälkikäsittely menetelmien hyödyllisyyteen vaikuttaa merkittävästi jälkikäsittelyn
huolellinen suorittaminen. Molemmat menetelmät ovat käsityönä suoritettivia, joten jälkikäsittelyjä tekevien henkilöiden ohjeistus ja kouluttaminen on oltava perusteellista. Valmistuksen raja-arvoja ja ohjeistusta on käsitelty tässä työssä kappaleessa 6.
54
4.3.1 Kriittiset vauriot
Taulukossa 8 on esitetty koekappaleiden kriittiset väsymismurtumat. Taulukosta ilmenee
hitsi, josta kriittinen primääri vaurio on lähtenyt kasvamaan. Myös kriittisen alkusärön
sijainti ilmenee taulukosta (juuri/rajaviiva).
Taulukko 8. Väsytyskokeiden kriittiset primäärivauriot.
koekappale
vaurion paikka
sijainti hitsissä
K1
ylemmän laipan ja va- rajaviiva
semmanpuoleisen uuman
välinen pienahitsi
K2
ylemmän laipan ja tyvi- juuren puoli
pään päätylevyn välinen
päittäishitsi
K3
alemman laipan ja latva-
juuren puoli, hitsien nurkassa
pään päätylevyn päittäishitsi
K4
tyvipään
päätylevyn
oikeanpuoleisen
ja rajaviiva TIG-jälkikäsittelyn aloi-
korvak- tus/lopetus- kohdassa
keen sivulevyn pienahitsi
K5
latvapään päätylevyn ja rajaviiva TIG-jälkikäsittelyn aloioikeanpuoleisen
korvak- tus/lopetus-kohdassa,
keen
välinen
sivulevyn
pienahitsi,
juuren puoli, hitsien nurkassa, yh-
latvapään päätylevyn ja distyi ensin mainitun särön kanssa
ylemmänlaipan päittäishitsi
K6
latvapään päätylevyn ja juuren puoli, korjaushitsin kohdalla
ylemmänlaipan päittäishitsi
K7
tyvipään
päätylevyn
ja juuren puoli, hitsien nurkassa
ylemmänlaipan päittäishitsi
55
Kuten taulukosta nähdään, viidessä koekappaleessa seitsemästä kriittinen vaurio lähti kasvamaan hitsin juuren puolelta. Yleisin primäärivauriotyyppi on tapaus, jossa särö on lähtenyt kasvamaan päittäishitsin juuren puolelta hitsien nurkasta. Tämä tulos viittaa siihen, että
kyseisessä hitsissä on vajaasta tunkeumasta johtuvia alkuvikoja etenkin liitoksen nurkissa.
Kriittisistä vaurioista irrotetuista hiestä nähdään hitsin juuren puolella olevia hitsausvirheitä, joista säröt ovat lähteneet kasvamaan. Kuvassa 31 näkyy koekappaleen K2 vaurioitunut
päittäisliitos. Kuvassa 32 on makrorakennekuva vaurioituneesta hitsistä, jossa näkyy hitsin
vajaa tunkeuma ja juuren puolelta hitsiaineen läpi kasvanut särö.
Kuva 31. Vaurioitunut päittäisliitos.
56
Kuva 32. Makrorakennekuva K2 päittäisliitoksesta.
Kuva 33. Makrorakennekuva K1 päittäisliitoksesta.
57
Kuvassa 33 on esitetty päittäishitsin poikkileikkaus, jossa läpihitsausaste on kunnossa.
Tässäkin liitoksessa on kuitenkin pieni sovitusvirhe päätylevyn ja laipan sovituksessa. Päittäishitsin tunkeuman tulisi olla koko liitoksen matkalta kuvan 33 kaltainen, jotta liitos olisi
koko pituudeltaan väsymisen kannalta tasalaatuinen.
Kuva 34. Makrorakennekuva K7 hitsien nurkka.
Kuvassa 34 on makrorakennekuva koekappaleen K7 kriittisen vaurion murtopinnasta alueelta, jossa särö oli lähtenyt kasvamaan. Kuvassa näkyy juuren puolella oleva pituussuuntainen lovi sekä poikittaissuuntainen alkuvika, josta särö on lähtenyt kasvamaan. Hitsipalkojen välissä näkyy myös sulamaton alue. Kuvassa oleva mitta-asteikko on yhden millimetrin jaolla. Murtopinnassa on havaittavissa useita todennäköisiä särön ydintymisalueita.
58
Kuva 35. Makrorakennekuva K7 hitsien nurkka.
Kuvassa 35 on koekappaleen K7 kriittisen vaurion murtopinnan vastapuolen makrorakennekuva. Kuvassa 36 on murtopinta kohdasta, jossa särön kasvu on kääntynyt hitsiaineesta
perusaineeseen.
59
Kuva 36. Särön kasvun kääntyminen hitsistä perusaineeseen.
60
Kuva 37. Koekappaleen K6 kriittisen vaurion särön kasvun alkukohta.
61
Kuvassa 37 on esitetty alue, josta koekappaleen K6 kriittinen vaurio sai alkunsa. Kyseisessä kohdassa oli päittäisliitoksen hitsissä havaittu virhe tarkistuksessa ja kyseinen kohta oli
avattu ja hitsattu uudestaan. Korjaushitsiin oli kuitenkin jäänyt alkuvika juurenpuolelle,
josta särö on lähtenyt kasvamaan.
Kuva 38. K6 hitsien nurkka.
Testikappaleen K6 hitsien nurkassa on myös särön ydintymisalue. Alkuvika on samankaltainen kuin koekappaleessa K7. Kuvassa 38 näkyy myös laipan ja uuman väliseen pienaan
kasvanut pitkittäinen särö.
62
Kuva 39. Koekappaleen K5 särön1 ydintymisalue
Koekappaleen K5 kriittinen vaurio oli ydintynyt TIG-käsittelystä huolimatta hitsin rajaviivalla. Kyseinen hitsi on päätylevyn ja puomikorvakkeen välisessä liitoksessa.
63
4.3.2 Kriittisten vaurioiden tarkastelu rakennetta kuormittavien ilmiöiden perusteella
Tarkastellaan rakennetta kuormittavien ilmiöiden ja mekanismien suhdetta väsytyskokeissa
havaittuihin kriittisiin vaurioihin ja niiden kasvumekanismeihin. Kun koteloprofiilia kuormitetaan vääntömomentilla, joka johdetaan koteloon korvakkeiden avulla, aiheuttaa se
vinouttavan voimasysteemin koteloon, kuten puomikorvakkeen teoreettisessa tarkastelussa
on esitetty. Vääntökuormitus aiheuttaa koteloon pitkittäissuuntaisia estetyn väännön jännityksiä sekä poikittaisia (taivutusjännityksiä) vinoutumisjännityksiä.
Päittäishitsien nurkista juuren puolelta lähteneet säröt kasvoivat poikkeuksetta poikittaissuunnassa päittäisliitosta pitkin aina noin profiilin leveyden puoleen väliin saakka. Päittäisliitoksen alueella laipan levykentässä vaikuttava maksimipääjännitys pyrkii kasvattamaan
poikittaissuuntaista alkuvikaa. Muotoillusta päätyjäykisteestä huolimatta on pituussuuntainen jännityskomponentti huomattavan suuri. Liitoksessa olevat sekundääristä taivutusjännitystä aiheuttavat geometriset tekijät lisäävät päittäisliitoksen juuren puolen rasitusta entisestään, kun ne ovat kuvan 13 mukaisesti. Laipan levykentän ollessa vetojännityksen alaisena pyrkivät kuvan 13 geometrian aiheuttamat sekundaariset taivutusjännitykset ”avaamaan” liitoksen juuren puolta. Sekundaarijännityskeskittymä näkyy FEM-analyysi kuvassa
18.
Särön ydintyessä laipan ja uuman väliseen pienaan kuten koekappaleessa K1 (Borgström,
2014, s. 22) on säröä kasvattava jännitys puolestaan vinoutumisesta aiheutuvaa poikittaista
jännitystä. Tämän tyyppinen vaurio on näkyvissä muun muassa kuvassa 38. Pitkittäisten
pienahitsien laatu on ollut koekappaleiden osalta hyvin hallinnassa sillä tämä vauriotyyppi
aktivoitui kriittisenä vain koekappaleella K1.
64
4.3 Todellinen kuormitus
Rakenteeseen kohdistuvien todellisten kuormituksen määrittäminen perustuu laajaan kenttämittaukseen. Kenttämittaukset toteutti tutkittavaa rakennetta valmistavan yrityksen teräsrakennetiimi. Kenttämittaukset suoritettiin tavanomaisissa työskentelyolosuhteissa ja työsyklit perustuivat todelliseen tehokkaaseen työskentelyyn.
4.3.1 Anturointi, mitatut suureet ja työvaiheet
Mittausten aikana koneen toimintoja nauhoitettiin koneen CAN- väylästä. CAN-väylästä
saadun informaation avulla pystytään tunnistamaan muun muassa kulloinenkin työvaihe.
Puomiin kohdistuvia rasituksia mitattiin venymäliuskojen sekä voima-antureiden avulla.
Mitatut suureet, anturointi on esitetty taulukossa 9 ja työvaiheet taulukossa 10. Antureiden
sijainnit on esitetty kuvassa 40.
Kuva 40. Momenttien mittaus.
65
Taulukko 9. Kenttämittauksissa mitatut suureet ja anturointi.
mitattava suure
anturi
anturin sijainti
työvaihe
can-väylä
kone
kallistuskulma
kallistuskulma-anturi
koneen runko
nosturin asento
kallistuskulma-anturi/
puomit/
laseretäisyysanturi
sylinterit
venymäliuska/
poikkileikkaus A ja B/
voima-anturi
kiinnitystapit
venymäliuska/
poikkileikkaus A ja B/
voima-anturi
kiinnitystapit
venymäliuska
puomi
vääntömomentti
taivutusmomentti
jännitys
Taulukko 10.Mitatut työvaiheet ja niiden painokertoimet mitoituskuormitukseen.
työvaihe
painokerroin mitoituskuormitukseen
normaali työskentely
40 %
työskentely erikoisolosuhteissa 1
40 %
työskentely erikoisolosuhteissa 2
10 %
raskaiden kohteiden prosessointi
10 %
66
4.3.2 Mittaus tulokset
Vääntö- ja taivutusmomentit laskettiin venymäliuskasiltojen sekä voima-anturien tuloista.
Tuloksista luokiteltiin kuormitussyklit RAINFLOW- menetelmän mukaisesti ja sykleistä
laskettiin kuormitussumman mukaiset ekvivalentit momentit.
Rainflow- luokitus on yleisesti käytössä oleva menetelmä muuttuva-amplitudisten kuormitusvaihtelujen laskemiseksi. Menetelmä perustuu niin sanottuun vesisäiliöanalogiaan. Menetelmä toimii siten, että kuormituskäyrä ajatellaan vesisäiliön pohjaksi, kuten kuvassa 41
on havainnollistettu. Käyrän minimikohdat ajatellaan vesihanoiksi ja hanat avataan siinä
järjestyksessä, että vesi laskee kullakin kerralla mahdollisimman paljon. Jokainen vedenpinnan lasku vastaa yhtä kuormitusheilahdusta. (Niemi, 1993, 241)
Kuva 41. Rainflow –vesisäiliöanalogian periaate. (Niemi, 2003, s. 93)
67
Kenttämittausdatan perusteella on määritetty mitoituskuormitus myöhempiä väsytyskokeita varten. Mitoituskuormitukseen valittiin data taulukon 10 mukaisesti. Mitoituskuormitus
muodostuu työvaiheista, jotka edustavat tavanomaista tehokasta työskentelyä todellisissa
käyttöolosuhteissa.
Kenttämittaus datasta tehtiin rainflow- luokitus, jonka avulla määritettiin ekvivalentit arvot
vääntö- ja sivutaivutusmomenteille sekä resultanttimomentille yhtälöiden (32) ja (33) mukaisesti kestoikälaskentaa varten.
(32)
(33)
(Niemi, 1993, s. 243)
Kun ekvivalentin kuormituksen laskentakaavaan (32) sijoitetaan
:n paikalle kuormi-
tussummaa vastaava koneen käyttöaika tunteina, saadaan yhtä tuntia vastaava kuormitusekvivalentti. Näin kaavalla (34) saadaan laskettua kestoikätulos suoraan tunteina. (Niemi,
2003, s. 97)
Taulukko 11. Ekvivalentit momentit.
kenttämittauksen
vääntömomentti
sivutaivutusmomentti
T
M
ekvivalentti 383.887
516.474
kNm
väsytyskoe
90
0
kNm
N kenttämittaus
2.83
68
4.4 Väsymislaskenta
Väsymiskestoiän laskentaan on olemassa useita eri menetelmiä. Yleisimmät menetelmät
ovat nimellisen jännityksen, hot spot- jännityksen ja tehollisen lovijännityksen- (ENS) menetelmät sekä murtumismekaniikkaan perustuva tarkastelu. Nimellisen jännityksen menetelmä perustuu kokein määritettyjen S-N käyrien käyttöön. Näistä menetelmistä ENS ja
murtumismekaniikka soveltuvat parhaiten hitsin juurenpuolen väsymisen tarkasteluun.
Hot spot- jännitykseen perustuva menetelmä soveltuu hitsin rajaviivan väsymisen arviointiin. Hot spot- jännitys on rakenteellinen jännitys kohdassa, johon väsymissärö todennäköisesti ydintyy. Hot spot jännityksenä käytetään maksimipääjännitystä
, mikäli se on
asteen sisällä rajaviivan normaaliin nähden, tai normaalijännityksen kohtisuoraa
komponenttia. (Niemi, 2003, s. 99)
Tehollisen lovijännityksenmenetelmän käyttö on yleistynyt FEM- ohjelmistojen ja tietokoneiden laskentakapasiteetin kehittyessä. Tehollisen lovijännityksen menetelmän luotettavuus perustuu riittävän tiheän elementtiverkon käyttöön, mikä usein johtaa laskennallisesti
raskaisiin malleihin. Kirjallisuudesta löytyy tutkimuksia elementtiverkon parametrien vaikutuksesta tehollisen lovijännityksen arvoihin FEM- analyysissa ( Baumgartner & Bruder,
2010).
4.4.1 Tehollisen lovijännityksen menetelmä
Tehollinen lovijännitys on lovenpohjalla vaikuttava kokonaisjännitys. Kokonaisjännitys
määritetään olettaen materiaalin käyttäytyvän lineaaris-elastisesti. Hitsin rajaviivojen ja
juurenpuolen epäjatkuvuuskohdassa vaikuttavan jännityspiikin voimakas epälineaarisuus ja
sen vaikutus väsymiseen korvataan ekvivalentilla geometrialla, jonka lovivaikutus johtaa
samaan kestoikään kuin alkuperäisrakenteen geometria. Rakenneterästen teholliseksi loveksi on määritetty yhden millimetrin säteinen lovi. (Hobbacher, 2003, s. 33)
69
Kuva 42. Tehollisen lovijännityksen konsentraatiot. (Hobbacher, 2003, s. 34)
Tehollisen lovijännityksen määrittämisessä käytetään tilastoituja jännityskonsentraatiokertoimia tai numeerista FEM- tai BEM- analyysi laskentaa. Tässä työssä tutkittavan rakenteen tehollinen lovijännitys määritettiin numeerisesti FEM- analyysin avulla. Numeerisen
menetelmän tarkoituksena on määrittää jännityskonsentraatio väsymisen kannalta kriittisessä lovessa. (Fricke, 2010, s. 8)
Tehollisen lovijännityksenmenetelmällä määritetään väsymislujuus käyttäen SN-käyrää,
jonka arvot ovat seuraavat:
MPa
Kyseinen mitoituskäyrä ottaa huomioon hitsausjäännösjännitykset ja soveltuu siten hitsatussa tilassa olevalle materiaalille. (Niemi 2003, s. 106)
70
Tutkittavassa rakenteessa on juuren puolen alkuvikoja poikittaisessa päittäisliitoksessa.
Teoreettisen loven sijainti rakenteessa määritettiin väsytyskoekappaleista irrotettujen koepalojen makrorakennekuvien kirjallisuuden esimerkkien avulla (Radaj & al., 2006, s. 131).
Kun tehollinen lovijännitys on määritetty, saadaan kestoikä laskettua yhtälöiden (34) ja
(35) avulla.
(34)
(35)
(Hobbacher, 2003, s. 40)
Karakteristinen FAT-luokka 225 Mpa vastaa 2.3 %:n vaurio todennäköisyyttä. Jotta kestoikä laskennan tuloksia voidaan verrata väsytyskoe tuloksiin, on käytettävä keskimääräistä
FAT-luokkaa, joka vastaa 50 %:n vaurio todennäköisyyttä. Keskimääräinen FAT-luokka
määritellään kaavan (36) mukaan.
MPa
(36)
(Radaj & al., 2006, s. 20)
4.4.2 Elementtimenetelmälaskenta
Kaikki FEM- mallit on tehty tilavuuselementeillä. Käytetyt tilavuuselementit ovat kymmenen solmuinen parabolinen tetraedrielementti ja parabolinen 20-solmuinen heksaedrielementti. Koko geometria on mallinnettu rakenteellisten jännityksien selvittämiseksi. Myös
puomikorvakkeisiin tulevat akselit on mallinnettu. Koko rakenteen elementtimalli on esitetty kuvassa 50.
71
FEM- analyysin tulosten luotettavuutta voidaan arvioida vertaamalla FEM- tuloksia väsytyskokeiden siirtymä- ja venymätuloksiin. Vertailua varten selvitin väsytyskokeesta tehdyn
voima – siirtymäkuvaajan avulla testipenkin välykset, jotta siirtymät ovat vertailukelpoisia
FEM- mallin kanssa. Voima - siirtymä piirrokset on esitetty kuvissa 44 ja 45. Testipenkin
kuormitusmekanismin periaate on esitetty kuvassa 43.
(37)
Jossa
B = puomin leveys
ϕ= kiertymäkulma
Kuva 43. Testipenkin kuormitus. (Borgström, 2014, s. 4)
72
siirtymä mm
voima kN
Kuva 44. Väsytyskokeen voima - siirtymä piirros.
73
siirtymä mm
voima kN
Kuva 45. Väsytyskokeen voima - siirtymä piirros kohdassa, jossa puomin kiinnitysakselin
välys aiheuttaa epälineaarisuuden siirtymään.
Sylinteri siirtymän ollessa S maksimikuormalla saadaan puomin maksimi siirtymä v yhdenmukaisten kolmioiden avulla kaavasta (37). Kun sylinteri siirtymästä vähennetään välyksen osuus, saadaan puomin todellinen siirtymä.
Voima - venymä piirroksista nähdään testipenkissä olevan noin 2 mm välys. Kun tämä
välys vähennetään sylinteri siirtymästä, saadaan puomin maksimi siirtymäksi vmax mm.
FEA- mallien maksimi siirtymän ollessa noin vfea mm erotukseksi jää 0,5 mm. Eroavaisuus
voi johtua muun muassa kuormitussylinterien joustoista sekä testipenkkien runkojen joustoista sekä mittauslaitteiston epätarkkuuksista.
74
Teholliseen lovijännitykseen perustuvaa väsymislaskentaa varten geometriaan on mallinnettu väsytyskokeissa kriittisiksi havaituille hitsien juurille teoreettiset yhden millimetrin
säteiset lovet. Mallinnusgeometriat on esitetty kuvissa 46 - 49.
Lovien alueet on verkotettu IIW dokumentin (Fricke, 2010) suositusten mukaisesti. Elementtien sivujen pituus on loven säteen ympärillä alle 0.25 mm:ä ja elementti kokoa on
kasvatettu vähitellen lovesta kauemmas siirryttäessä. Päittäisliitoksen juurenpuolen elementti verkotus on esitetty kuvassa 47.
Taulukko 12. Elementtikoko suosituksia. (Fricke W. 2010, s. 12)
elementtityyppi suhteellinen
r = 1 mm
r = 0.05 mm
koko
parabolinen/
mid-side
elementtejä
45
elementtejä
asteen täydellä
kaarella
pyrällä
≤ r/4
≤ 0.25 mm
≤ 0.012 mm
≥3
≥ 24
≤ r/6
≤ 0.15 mm
≤ 0.008 mm
≥5
≥ 40
sol-
muilla
linear
ym-
75
Kuva 46. Mallinnus geometrian poikkileikkaus.
76
Kuva 47. Juuren puolen loven verkotus.
Kuva 48. 8 mm päädyn mallinnuksen poikkileikkaus.
77
Kuva 49. Juuren puolen lovien verkotus rakennevaihtoehdon 3 päittäisliitoksessa.
FEM-analyysit on tehty väsytyskoetta vastaavalla kuormituksella, sekä kenttämittauksiin
perustuvilla ekvivalenteilla kuormituksilla. Väsytyskoetta vastaava kuormitus on puhdas
vääntömomentti ja kenttämittauksiin perustuvat kuormat ovat vääntö, taivutus sekä yhdistetty vääntö ja taivutus.
78
5 VÄSYMISLASKENNAN TULOKSET
Kaikki rakennevaihtoehdot analysoitiin väsytyskoetta vastaavalla kuormituksella sekä mitoituskuormituksilla. Rakenteelliset ja nimelliset jännitykset laskettiin suhteellisen karkeasti verkotetulla mallilla. Rakenteellisten jännitysten mallin ja väsytyskokeiden tulosten perusteella on valittu detaljit tarkempaan analysointiin ENS- ja hot spot menetelmillä.
Tehollisen lovijännityksen ja hot spot- jännityksen laskentaa varten tehdyissä malleissa
tukireaktiot on asetettu puomikorvakkeen akselireikien sisäpintojen solmuihin. Puomin
toisessa päässä on akseli mallinnettu jäykillä rigid-elementeillä ja vääntömomentti on asetettu rigid-elementin keskelle. Tutkittavat detaljit ovat riittävän kaukana rigid- elementeillä
mallinnetusta akselista, joten voidaan olettaa, että jäykät elementit eivät vääristä tuloksia
tutkittavalla alueella.
5.1 Rakenteelliset ja nimelliset jännitykset
Alkuperäisen rakenteen FEM- mallin jännityksiä ja väsytyskokeiden venymäliuskamittaustuloksia vertailtaessa ei ole merkittäviä eroja. FEM- mallissa poikittaissuuntainen jännitys
laipan levykentässä kohdassa, jossa koekappaleissa oli poikittainen venymäliuska, on noin
60 MPa ja vastaavissa venymäliuskoissa jännitysamplitudi oli kokeen aikana ennen rakenteen vaurioitumista välillä 50 - 60 MPa (Borgström, 2014, s. 24).
Rakenteellisten jännitysten analyysien mukaan rakenteeseen muodostuu jännityskeskittymiä päädyn pienahitsien alueille sekä päittäisliitoksen alueelle. Rakenteellisten jännityksien jakaumat ja jännityshuiput on esitetty kappaleessa 3 kuvissa 18, 21 ja 23.
Kuvassa 18 on näkyvissä jännityskeskittymä laipan levykentässä päittäisliitoksen läheisyydessä. Kyseinen jännityskonsentraatio johtuu liitoksen levynpaksuuserosta aiheutuvasta
sekundaarisesta taivutusjännityksestä. Todellisessa rakenteessa tuota sekundaari jännitystä
kasvattaa lisäksi sovitusvirhe sekä kulmavirhe.
79
Kuva 50. Koko geometrian elementtimalli.
5.2 Tehollinen lovijännitys
FEM-mallien analyysien tuloksista saaduilla jännitysarvoilla määritetyt rakenteen kestoiät
eri rakennevaihtoehdoille on esitetty seuraavissa kappaleissa. Väsymiskestoiät on määritetty karakteristisina sekä keskimääräisinä arvoina. Laskennalliset kestoiät on määritetty väsytyskokeita vastaavalla kuormalla, jotta laskennan tuloksia voidaan verrata koekappaleiden kestoikään. Kestoiät on laskettu käyttämällä jännitysvaihteluna maksimipääjännitysheilahdusta sekä suurinta Von Mises – vertailujännitysarvoa.
Lisäksi kestoiät on määritetty kenttämittauksiin perustuvilla todellisilla kuormilla. Mittausjakso josta ekvivalentit kuormat on määritetty vastaa noin 6 tunnin työskentelyä. Mitoituskriteeriksi on asetettu rakenteelta vaadittava minimikestoikä Lh. Mittausdataan perustuvat
laskennat on tehty ekvivalentilla vääntömomentilla, ekvivalentilla taivutusmomentilla sekä
niiden yhdistelmällä. Ekvivalentit momentit on määritetty kaavojen (32) ja (33) avulla.
Kestoikäarviot on laskettu käyttämällä jännitysvaihteluna maksimipääjännitysheilahdusta
sekä suurinta Von Mises - vertailujännitysarvoa. Väsymisluokkina on käytetty sekä karakteristista että keskimääräistä FAT- luokkaa. Kestoiät on määritetty kaavojen 38 - 41 mukaisesti.
80
(38)
(39)
(40)
(41)
5.2.1 Alkuperäinen rakenne
Väsytyskoetta vastaavalla vääntömomenttiamplitudilla on päittäisliitoksen Von Mises vertailujännitys
juuren puolen lovessa alkuperäisellä rakenteella
jännityskriteerin mukainen maksimijännitysarvo on
MPa. Maksimipää-
.
Ekvivalenteilla kenttäkuormitusarvoilla laskettaessa päittäisliitoksen juuren puolen lovessa
vaikuttava maksimipääjännitysheilahdus
on vääntömomentilla laskettuna
ja yhdistetyllä väännöllä ja taivutuksella
Mises vertailujännitys arvot ovat
ja
kestoikätulokset on esitetty taulukoissa 14, 15 ja 16.
. Vastaavat Von
. Kaikkien tapausten
81
5.2.2 Siirretty päittäisliitos
Puomikorvakkeesta kauemmas siirretyssä päittäisliitoksessa juuren puolen loven Von Mises vertailujännitys
on
MPa väsytyskoetta vastaavalla vääntömoment-
tiamplitudilla laskettuna. Vastaavasti säröä kasvattava maksimipääjännitys on
MPa.
Kenttämittaus kuormilla puolestaan ekvivalentti maksimipääjännitysheilahdus
väännöllä
on
ja yhdistetyllä taivutuksella ja väännöllä
. Von Mises vertailujännityksen vastaavat maksimiarvot ovat
ja
.
5.2.3 Päädyn vaihtoehtoinen rakenne ja WiseRoot hitsigeometria
Wiseroot hitsausgeometrialla mallinnetun päittäisliitoksen juuren puolen loven väsytyskoetta vastaava Von Mises- vertailujännityksen maksimiarvo on
mipääjännitysarvo on
MPa. Maksi-
MPa.
Kenttämittaus kuormitusta vastaava maksimipääjännitysheilahdus on nyt ekvivalentilla
vääntökuormalla
ja ekvivalentilla yhdistetyllä taivutuksella ja
väännöllä
lestaan
. Vastaavat Von Mises vertailujännitysarvot ovat puojs
.
Tämä tulos on todennäköisesti kuitenkin melko optimistinen, johtuen hieman liian ideaalisesti mallinnetusta liitosgeometriasta. Todellisuudessa juuren puolelle lähelle liitosten
nurkkia jää todennäköisesti suurempi vajaa tunkeuma. Lisäksi levyjen välillä tulee olemaan todellisessa rakenteessa sovitusvirhettä, mitä tässä mallinnuksessa ei ole otettu huomioon.
82
Koska tässä rakennevaihtoehdossa on päädyn pienahitsien rajaviivojen alueilla korkeammat rakenteelliset jännitykset kuin rakennevaihtoehdon 1 päädyillä toteutetuissa rakenteissa, laskettiin kestoikä myös päädyn pienojen rajaviivojen väsymisen suhteen.
Rajaviivojen väsymisen arviointiin käytettiin hot spot–jännityksen menetelmää. Hot spotjännityksen ekstrapolointia varten tehtiin kuvan 51 mukainen elementtimalli. Hot spotjännitys lasketaan ekstrapolointisolmujen jännitysarvoilla kaavan (42) avulla. Solmut, joista jännitys ekstrapoloidaan, on merkitty kuvaan 51.
(42)
Ekstrapolointipisteiden jännitysarvoina
ja
käytetään pääjännitysmaksimin rajaviivaa
vastaan kohtisuoraan olevaa jännityskomponenttia. Kestoiän laskennassa voidaan käyttää
nyt FAT-luokkaa 112 MPa, koska hitsin rajaviiva jälkikäsitellään TIG- uudelleensulatuksella päädyn alueella. Mikäli rajaviiva käsitellään vasarruksella, voidaan käyttää FATluokkaa 125 MPa. Jälkikäsiteltävien rajaviivojen FAT- luokat hot spot- jännitys menetelmää käytettäessä on esitetty taulukoissa 13 ja 14. Väsytyskoetta vastaava kestoikä lasketaan kaavalla (43) ja kenttäkuormia vastaavat kestoiät lasketaan kaavalla (44)
(43)
(44)
83
Taulukko 13. FAT-luokat hot-spot menetelmää käytettäessä TIG-uudelleen sulatuksella
käsitellyille liitoksille. (Hobbacher, 2008, s. 82)
materiaali
kuormaa kantava liitos
kuormaa kantamaton liitos
teräs fy < 355 MPa
112
125
teräs fy > 355 MPa
112
125
alumiini
45
50
Taulukko 14. FAT-luokat hot-spot menetelmää käytettäessä vasartamalla käsitellyille liitoksille . (Hobbacher, 2008, s. 83)
materiaali
kuormaa kantava liitos
kuormaa kantamaton liitos
teräs fy < 355 MPa
112
125
teräs fy > 355 MPa
125
140
alumiini
50
56
84
Kuva 51. Solmut, joista hot spot- jännitys ekstrapoloidaan.
85
5.2.4 Väsymislaskennan tulosten yhteenveto
Taulukossa 15 on esitetty väsytyskoetta vastaavat kestoiät. Kestoikätulokset on esitetty
väsytyskokeen kuormitussykliä vastaavana syklimääränä. Kenttämittaus kuormien mukaiset kestoiät on esitetty taulukoissa 16 ja 17. Tulokset on esitetty mitoituskriteerin Lh suhteen.
Taulukko 15. Kestoikä laskennat väsytyskoekuormalla.
väsytyskoe
Alkuperäinen
siirrettyliitos
8 mm pääty
karakteristinen
248.3
417.7
1 953.1
190.6
426.1
1 000.0
643.0
1 081.9
5 058.9
493.6
1 103.7
2 590.2
maksimipääjännitys
kriteeri
karakteristinen
VonMises vertailujännitys
keskimääräinen
maksimipääjännitys
kriteeri
keskimääräinen
VonMises vertailujännitys
rajaviivan väsyminen
HotSpot-jännitys
678.5
86
Taulukko 16. Kestoikälaskennat kenttämittauksiin perustuvalla ekvivalentilla väännöllä.
karakteristinen
Alkuperäinen
siirrettyliitos
8 mm pääty
0.43 Lh
0.72 Lh
3.84 Lh
0.33 Lh
0.73 Lh
1.72 Lh
1.12 Lh
1.87 Lh
9.94 Lh
0.85 Lh
1.89 Lh
4.45 Lh
maksimipääjännitys
kriteeri
karakteristinen
VonMises vertailujännitys
keskimääräinen
maksimipääjännitys
kriteeri
keskimääräinen
VonMises vertailujännitys
rajaviivan väsyminen
HotSpot-jännitys
3.34 Lh
87
Taulukko 17. Kestoikälaskennat kenttämittauksiin perustuvalla ekvivalentilla väännöllä ja
taivutuksella.
alkuperäinen
siirrettyliitos
8 mm pääty
0.22 Lh
0.31 Lh
1.84 Lh
0.28 Lh
0.35 Lh
1.05 Lh
0.58 Lh
0.81 Lh
4.77 Lh
0.74 Lh
0.91 Lh
2.73 Lh
yhdistetty taivutus ja
vääntö
karakteristinen
maksimipääjännitys
kriteeri
karakteristinen
VonMises vertailujännitys
keskimääräinen
maksimipääjännitys
kriteeri
keskimääräinen
VonMises vertailujännitys
rajaviivan väsyminen
1.29 Lh
HotSpot-jännitys
Väsytyskoe kuormalla tehtyjä tehollisen lovijännityksen menetelmän tuloksia verrattaessa
väsytyskokeiden tuloksiin nähdään, että tehollisen lovijännityksen menetelmän tulokset
antavat rakenteelle paremman kestoiän. Tehollisen lovijännityksen menetelmällä saatiin
kestoiäksi maksimipääjännityskriteerillä 643.0
sellä 493.6
sykliä ja Von Mises- vertailujännityk-
sykliä väsytyskoetulosten keskiarvon ollessa 443.4
. Von Mises-
vertailujännityksellä laskettu kestoikä on siis lähempänä väsytyskoe tulosten keskiarvoa
kuin maksimipääjännityskriteerillä laskettu. Von Mises- vertailujännityksellä laskettu kestoikä on noin 11 % pidempi kuin väsytyskokeiden keskiarvo ja maksimipääjännityskriteerillä laskettu on noin 45 % pidempi.
Kenttämittauksiin perustuvilla kuormituksilla laskettujen tulosten taulukoihin on merkitty
vihreällä värillä tapaukset, joissa mitoituskriteeri Lh toteutuu. Tuloksista nähdään, että siirtämällä päittäisliitosta 100 mm:ä saadaan rakenteelle noin 68 % parempi kestoikä päittäisliitoksen juuren väsymisen suhteen.
88
Rakennevaihtoehdolla 3 on kestoikä lähes kymmenkertainen verrattuna alkuperäiseen rakenteeseen päittäisliitoksen juuren väsymisen suhteen vääntömomentti kuormalla laskettuna. Tässä tapauksessa on kuitenkin rajaviivan väsyminen päädyn alueella huomattavasti
kriittisempi. Rajaviivan väsymiseen suhteutettuna kestoikä on noin kolminkertainen.
Ekvivalentilla yhdistetyllä väännöllä ja taivutuksella lasketut kestoiät antavat todellisuutta
pessimistisempiä tuloksia. Todellisuudessa vääntö- ja sivutaivutus kuormat eivät esiinny
jatkuvasti yhtäaikaisina. Mittausdata, josta ekvivalentit kuormat on määritetty, kertoo vain
esiintyvien vääntö- ja taivutusheilahdusten lukumäärät tietyn mittausjakson ajalta. Syklit
eivät keskenään ole ajan suhteen samassa vaiheessa. On kuitenkin otettava huomioon, että
rakenteen toiminnasta johtuen voidaan päätellä taivutus- ja vääntömomenteilla olevan jonkinlainen korrelaatio. Kuormituksen proportionaalisuuden tarkemman selvityksen voisinkin tehdä data-analyysilla, josta saataisiin kuormien amplitudit ja vaiheet selvitettyä. Todellinen kestoikä tulee olemaan pelkällä vääntökuormalla ja yhdistetyillä kuormilla laskettujen tulosten välimaastossa.
89
6 HITSAUSLIITOKSEN LAATU
Rakenteen kriittisten hitsien laatu on väsymiskestoiän kannalta tarkeässä asemassa. Kuten
väsytyskokeissa havaittiin, on kriittisten hitsien laadussa ollut koekappaleiden välillä suuria eroavaisuuksia.
Hitsin laatu on käsitteenä erittäin laaja-alainen. Laadukas hitsattu rakenne edellyttää onnistunutta suunnittelua sekä valmistusta. Suunnittelun laadukkuutta määrittää hitsien sijoittelu, rakenteellinen muotoilu ja hitsausliitoksille asetetut erityisvaatimukset. Valmistuksen
laatu määräytyy sen mukaan, miten hyvin edellä mainitut suunnittelun kriteerit onnistumaan täyttämään. ( Björk & al., 2007, s. 2)
Lujuus on yleensä hitsin tärkein laatu ominaisuus. Lujuus on monipuolinen käsite, joka
pitää sisällään myötö- ja murtolujuuden, vastaavat venymät ja sitkeyden sekä väsymiskestävyyden. Näistä tekijöistä väsymiskestävyys asettaa hitsin laadulle tiukimmat vaatimukset. Väsymisen kannalta hitsin lujuus määräytyy rajaviivalta tai hitsin juuren puolelta alkavana särönkasvuna. (Björk & al., 2007, s. 4) Tutkittavassa rakenteessa hitsin väsymislujuutta määrittää sekä juuren puolen että rajaviivan geometriat. Yleisin vauriotyyppi oli juuren puolelta kasvanut särö, mutta myös rajaviivan väsyminen on mahdollista.
Tutkittavan rakenteen kestoiän kannalta kriittiset liitokset ovat käsinhitsattavia. Manuaalinen hitsaus ei takaa laadun varmaa toistettavuutta. Laadun toistettavuutta voidaan kuitenkin optimoida mahdollisimman tarkkaan laadituilla hitsausohjeilla. Kuitenkin olisi syytä
pohtia mahdollisuuksia kriittisten liitosten hitsauksen automatisointiin tai mekanisointiin
tulevaisuudessa laadun toistettavuuden takaamiseksi. Seuraavissa kappaleissa esitetään
keinoja kriittisten liitosten hitsin riittävän laadun varmistamiseksi.
90
6.1 WiseRoot-hitsausprosessi
WiseRoot-hitsausprosessi on Kemppi Oy:n kehittämä lyhytkaari prosessi juuripalkojen
hitsausta varten. Kyseisessä hitsausprosessissa virtalähteen jännitteen ja virran parametreja
ohjataan digitaalisesti. Prosessi soveltuu rakenneterästen ja ruostumattomien terästen hitsaukseen. Prosessi mahdollistaa roiskeettoman aineensiirtymisen ja vakaan valokaaren
jännitteen ja virran aaltomuodon hallinnan avulla. Prosessin perusajatuksena on saada parempi sulan hallittavuus etenkin juuripalkojen manuaalisessa hitsauksessa. (Uusitalo, 2007)
Kuva 52. Hitsausvirran aaltomuoto WiseRoot prosessissa. (Uusitalo, 2007)
91
6.2 Valmistuksessa hitsin laadun suhteen huomioitavia tekijöitä
Kuva 53. Hitsigeometria liitosten nurkassa (K4)
92
Kuva 54. Hitsigeometria noin 30mm ennen päittäisliitoksen nurkkaa (K4)
93
Kuvissa 53 ja 54 on esitetty makrogeometriat liitosten nurkassa ja 30 mm:n etäisyydeltä
nurkasta päätyä kohti. Juurenpuolen tunkeuma pienenee nurkkaa kohti mentäessä. Tähän
voi olla syynä kuvassa 56 näkyvä laipan nurkassa oleva siltahitsi. Tämä siltahitsi tulisi siirtää nurkasta laipansuunnassa kauemmas tai vaihtoehtoisesti nurkan alue tulisi avata huolellisesti ennen juuripalkojen hitsausta.
Palkin kotelon päätyjen liitokset hitsataan käsinhitsauksena ja laippojen ja uumien väliset
liitokset robotisoidusti. Vaikka valmistuksessa tulisi käsin hitsattavien liitosten määrää
minimoida, tulisi siitä huolimatta kuvassa 57 esitetyt päädyn pienahitsien juuripalot hitsata
nurkka alueen yli. Näin vältetään tilanne, jossa aloitus- ja lopetuskohdat jäävät kriittiselle
nurkan alueelle.
Käsinhitsattavien palkojen aloitus- ja lopetuskohtien kanssa tulee olla huolellinen, jottei
niillä aiheuteta ylimääräisiä ongelmia robottihitsauksiin. Robottihitsauksen ohjauksen ohjelmoinnissa on myös syytä olla huolellinen näillä alueilla, jotta päädyn alueella olevia
hitsejä ei jouduta viimeistelyvaiheessa korjaamaan käsinhitsauksella.
Pienaliitosten käsinhitsattu juuripalot tulee lisäksi hioa jouheviksi päittäisliitoksen nurkkien alueilta ennen päittäisliitosten hitsaamista sekä ennen kappaleen menoa robottihitsaukseen. Päittäisliitoksen aloituksessa tulee olla tarkkana, ettei nurkkaan synny kylmäjuoksua.
Edellä mainittuja muutoksia toteutettaessa tulee rakenteesta valmistaa pienemmän mittakaavan harjoituskappaleita valmistuksen laadun varmistamiseksi. Mikäli rakenteessa päädytään ottamaan käyttöön 8 mm:n vahvuiset päätylevyt ja Wiseroot- hitsausmenetelmä,
tulee päittäisliitoksen juuripalon hitsausparametrit hakea koekappaleita valmistamalla ja
tutkimalla koeliitosten geometriat. Wiseroot- hitsausmenetelmän parametrien haussa hyvänä lähtökohtana voidaan pitää Timo Kautosen diplomityössään käyttämiä 8 mm päittäisliitoksen juuripalon hitsausparametreja, jotka on esitetty taulukossa 19.
Juurituettoman vahvuisen päätylevyn käyttö voi osoittautua ongelmalliseksi kotelon laippalevyjä paikoitettaessa. Tämän ongelman poistamiseksi voisi asennusta helpottamaan
suunnitella esimerkiksi kotelon sisälle asetettavat tulkit, jotka voitaisiin poistaa ennen toisen uumalevyn asennusta.
94
WiseRoot prosessin lisäksi varteenotettavia vaihtoehtoja päittäisliitoksen hitsaamiseen ovat
juuripalon hitsaaminen TIG:llä tai liitoksen hitsaaminen kahdelta puolelta. Rakenne on
hitsaus jigissä kyljellään, joten liitoksen hitsaaminen onnistuu kahdelta puolelta, kun päällimmäinen uumalevy asennetaan päittäisliitosten hitsaamisen jälkeen.
Kaikkien eri rakennevaihtoehtojen kohdalla päädyn sulkulevyjen kanttaus tulisi tehdä siten, että kulmavirhe on aina hitsauksen jälkeen sen suuntainen, että liitoksen ollessa vetojännityksen alainen jää liitoksen juuren puoli ”helpotuksen” puolelle. Tämä tarkoittaa siis
sitä, että sekundäärinen taivutusjännitys on liitoksen juuren puolella puristusta.
Taulukko 18. Koekappaleiden kriittisten liitoksien hitsausparametrit.
liitos
virta/jännite
päittäisliitos
1.palko
kuva 47
250-260A /28V
lanka
palkojen lkm.
hitsausasento/menetelmä
2
PA/ käsinhitsaus(MAG)
2
PB/ käsinhitsaus(MAG)
2.palko 285-300A
/30-31V
päädyn piena
1.palko
kuva 49.
300-340A /30V
2.palko
320-360A, 32 V
Taulukossa 18 on esitetty koekappaleiden käsinhitsattavien liitosten hitsausparametrit. Mikäli rakenteeseen vaihdetaan 8 mm vahvuinen päädyn sulkulevy, tulee päittäisliitoksen
hitsausparametrit ja menetelmät määrittää uudelleen. Hyvänä lähtökohtana hitsaus parametrien määrittämisessä voidaan käyttää taulukossa 19 esitettyjä parametreja ja menetelmiä, jos liitos hitsataan edelleen yhdeltä puolelta WiseRoot-prosessilla.
95
Taulukko 19. 8 mm päittäisliitoksen esimerkki parametrit.
1.palko
virta/jännite
menetelmä
nopeusalue
asento
100-110A/15.5-
WiseRoot
10 cm/min
PG
16.5V
Pohjavirta +5,
22 cm/min
PA
muotoilupulssi
+5
2.palko
200-210A/24.525.5V
Kuva 55. Päittäisliitos.
MAG
96
Kuva 56. Silloitushitsit.
Kuva 57. Päädyn hitsaus.
97
6.3 Jälkikäsittelyt
Väsytyskoekappaleisiin(1,2,4,5 ja 6) oli tehty hitsien rajaviivojen jälkikäsittelyjä TIG- uudelleensulatus menetelmällä. Viimeisessä koekappaleessa (7) vastaavat rajaviivat käsiteltiin Hifit- paineilmavasarrusmenetelmällä.
Jälkikäsittely menetelmien välillä oli eroja väsytyskoetuloksissa. Osassa TIG- uudelleensulatus menetelmällä jälkikäsitellyissä koekappaleissa muodostui säröjä myös käsitellyille
rajaviivoille. Nuo vauriot syntyivät kohtiin, joissa TIG- sulatuksen suorittamisessa oli tapahtunut huolimattomuusvirhe ja rajaviivan alkuvika ei ollut poistunut. Onkin syytä korostaa, että olkoon käytössä kumpi tahansa vertailtavana olleista menetelmistä, on kestoikää
parantavan vaikutuksen edellytyksenä työn huolellinen ja oikeaoppinen suorittaminen.
Tämän varmistamiseksi on oltava huolellinen valmistuksen ohjeistuksen dokumentteja
laadittaessa.
98
7 YHTEENVETO
Työn tavoitteena oli selvittää tutkittavan puomirakenteen väsymiskestävyyttä sekä tutkia
mahdollisuuksia kestoiän maksimoimiseksi sekä tuotteen laadun varmistamiseksi. Tutkimuksissa selvisi, että vääntökuormitetun koteloprofiilipuomin väsymiskestävyyden kannalta rakenteen päädyn suunnittelu ja valmistus ovat tärkeässä asemassa. Päädyn rakenteella
on merkittävä vaikutus vääntökuorman aiheuttamien vinoutumisrasitusten hallinnassa.
Vinoutumisen ja estetynväännön aiheuttamien kuormitusilmiöiden ymmärtäminen auttaa
suunnittelijaa puomirakenteen detaljien määrittämisessä. Lujuusopin teorian ja numeerisen
laskennan yhteensovittaminen on keskeisessä asemassa. Kun lähdetään niin sanotusti puhtaalta pöydältä suunnittelemaan rakennetta, ei FEM- analyysi ole välttämättä käyttökelpoinen työkalu. FEM -laskenta tulisi ottaa käyttöön myöhemmässä vaiheessa tarkempia detalji
analyysejä tehtäessä.
Tehollisen lovijännityksen menetelmän käyttö osoittautui vertailukelpoiseksi työkaluksi
juuren puolen väsymisen arvioinnissa. Tutkimus osoittaa, että päädyn detaljien rakenteellisilla ratkaisuilla saadaan merkittäviä parannuksia väsymiskestävyyteen. Tehokkain tapa
kestoiän lisäämiselle on alentaa kriittisessä hitsausliitoksessa vaikuttavia jännityksiä. Rakenne detaljeja suunniteltaessa tulee nimellisten jännityksen lisäksi ottaa huomioon detaljeissa vaikuttavat sekundaariset jännitykset, jotka voivat olla huomattavan suuria.
Erittäin merkittävässä asemassa lopullisen tuotteen laadun kannalta on suunnittelu- ja valmistusorganisaatioiden rajapinta. Hyvin optimoidusta rakenteellisesta suunnittelusta ei ole
iloa, jos valmistuksen laadun edellyttämät ohjeistukset ja yksityiskohdat jätetään ottamatta
huomioon. Tässä onnistuminen edellyttää saumatonta yhteistyötä kyseisten organisaatioiden välillä.
99
LÄHDELUETTELO
Baumgartner, J. & Bruder, T. 2010. An Efficient Meshing Approach for the calculation of
notch stresses. IIW-Doc. NO.XIII-2313-10.9 s.
Borgström, M. 2014. Vääntökuormitetun koteloprofiilipalkin väsytyskoe. Kandidaatintyö.
Lappeenrannan teknillinen yliopisto. 43 s.
Björk, T. 1990. JOUSTAVAT JA EPÄKESKISET LIITOKSET PALKKIELEMENTTI
LASKENNASSA. Tutkimusraportti 1. Lappeenrannan teknillinen korkeakoulu. 58 s. ISBN
951-763-620-2
Björk, T. Maquis, G. Nykänen, T. 2007. Hitsin laatu. Tutkimusraportti 72. Lappeenranta:
Lappeenrannan teknillinen yliopisto Teknillinen tiedekunta. Konetekniikan osasto. 56 s.
ISBN 978-952-214-442-3
Fricke, W. 2010. Guideline for the Fatigue Assessment by Notch Stress Analysis for
Welded Structures. IIW document XIII-2240r2-05/XV-1289r2-08. 38 s.
Hobbacher, A. 2008. RECOMMODATIONS FOR FATIGUE DESIGN OF WELDED
JOINTS AND COMPONENTS. IIW-Doc.NO.XIII-1539-96/XV-845-96. 144 s.
Hobbacher, A. 2003. RECOMMODATIONS FOR FATIGUE DESIGN OF WELDED
JOINTS AND COMPONENTS. IIW- Doc.NO.XIII-1965-03/XV-1127-03. 141 s.
Kautonen, T. 2011. WISEROOT-PROSESSILLA HITSATUN PÄITTÄISLIITOKSEN
VÄSYMISLUJUUS. Diplomityö. Lappeenrannan teknillinen yliopisto. 117 s.
Kähönen, A. & Niemi, E. 1986. Distortion of a Double Symmetric Box Section Subjected
to Eccentric Loading – Using The Beam on Elastic Foundation Approach. Report no 36.
Lappeenranta: Lappeenrannan Teknillinen Korkeakoulu. 37 s. ISBN 951-763-389-0
100
Niemi, E. 2003. Levyrakenteiden suunnittelu. Tekninen tiedotus 2, 2003. Teknologiainfo
Teknova Oy. 136 s. ISBN 951-817-813-5
Niemi, E. 1996. Hitsattujen rakenteiden väsymistarkastelussa käytettävät jännitykset. Tekninen tiedotus 2, 2003. Metalliteollisuuden kustannus Oy. 136 s. ISBN 951-817-650-7
Niemi, E. & Kemppi, J. 1993. Hitsatun rakenteen suunnittelun perusteet. Painatuskeskus
Oy. 337 s. ISBN 951-37-1115-3
Nikula, S. 1990. Haarukkavoimien aiheuttamat vinoutumisjännitykset puomissa. Diplomityö. Lappeenrannan teknillinen korkeakoulu, Konetekniikan osasto. 53 s.
Radaj, D. Sonsino, C. M. & Fricke, W. 2006. Fatigue assessment of welded joints by local
approaches. Second edition. Woodhead Publishing Limited. 639 s. ISBN-10: 1-85573-9488
Uusitalo, J.2007. WiseRoot Process – New way for welding root pass. Kemppi Oy.
101
LIITE 1 – VAURIOKUVAT
Kuva 1. Koekappaleen K5 primäärivaurio.
Kuva 2. Koekappaleen K5 primäärivaurio.
102
Kuva 3. Koekappaleen K5 särö 3.
Kuva 4. Koekappaleen K5 säröt 5 ja 8.
103
Kuva 5. Koekappaleen K6 primäärivaurio särö 1.
Kuva 6. Koekappaleen K6 särö 2.
104
Kuva 7. Koekappaleen K7 primäärivaurio särö 1.
Kuva 8. Koekappaleen K7 särö 2.
105
Kuva 9. Koekappaleen K7 särö 3.
Kuva 10. Koekappaleen K7 särö 5.
106
Kuva 11. Koekappaleen K6 särö 6.
107
LIITE 2 – MATLAB LASKENTA
% poikkileikkauksen alkuarvot
tf= 8;
tw = 20;
Hf = 262;
Bf = 420;
% materiaali ominaisuudet
E = 210000;
v = 0.3;
% Korjatut neliömomentit, iteroituna Mathcadilla
Iw = 46.58*10^6;
If =45.45*10^6;
% taivutusjäykkyydet
Dw = (E*tw^3)/(12*(1-v^2));
Df = (E*tf^3)/(12*(1-v^2));
% Tukireaktioita kuvaavat alustavakiot
kw = 96/((Bf^2*Hf)/Dw+(Bf^3/Df));
kf = 96/((Hf^3/Dw)+(Bf*Hf^2/Df));
bef = (kw/(4*E*Iw))^(1/4);
% uumiiin ja laippoihin kohdistuvat voimat
Ff= 171756;
Fw = 107143;
Dw
Df
kw
kf
bef
alku=1 % plottausvälin alkupiste
loppu=400 % plottausvälin loppupiste
t=linspace(alku,loppu,1000); % otetaan 1001 tasavälistä pistettä väliltä
[alku,loppu]
vinoutuminen=@(x)((24/((Bf.*Hf/Dw)+(Bf.^2/Df))).*((Fw.*bef)./(2.*kw).*exp(bef.*x).*(cos(bef.*x)+sin(bef.*x))))/(tf.^2/6) % määritellään funktio f
plot(t,vinoutuminen(t),'r')
hold on
evjannitys =@(x)((-(433479/(4.*bef)).*exp(-bef.*x).*(sin(bef.*x)cos(bef.*x)))/If).*(Bf/2)
108
plot(t,evjannitys(t),'b')
legend('vinoutuminen(x)','estettyvaanto(x)') % ilmoittaa kuvassa kumpi on
kumpi
grid on
%%%%%%%% jäykiste %%%%%%%%%%%
Fww = 4117;
alku=400 %plottausvälin alkupiste
loppu=2000 %plottausvälin loppupiste
t=linspace(alku,loppu,1000); % otetaan 1001 tasavälistä pistettä väliltä
[alku,loppu]
vinoutuminens=@(x)((24/((Bf.*Hf/Dw)+(Bf.^2/Df))).*((Fww.*bef)./(2.*kw).*exp(bef.*x).*(cos(bef.*x)+sin(bef.*x))))/(tf.^2/6) % määritellään funktio f
plot(t,vinoutuminens(t),'r')
evjannityss =@(x)((-(433479/(4.*bef)).*exp(-bef.*x).*(sin(bef.*x)cos(bef.*x)))/If).*(Bf/2)
plot(t,evjannityss(t),'b')