KUORMAA KANTAMATTOMAN T-LIITOKSEN GEOMETRIAN VAIKUTUS VÄSYMISKESTOIKÄÄN TEHOLLISEN LOVIJÄNNITYKSEN MENETELMÄLLÄ

LAPPEENRANNAN TEKNILLINEN YLIOPISTO LUT School of Energy Systems LUT Kone BK10A0402 Kandidaatintyö KUORMAA KANTAMATTOMAN T-LIITOKSEN GEOMETRIAN VAIKUTUS VÄSYMISKESTOIKÄÄN TEHOLLISEN LOVIJÄNNITYKSEN MENETELMÄLLÄ EFFECT OF NON-LOAD CARRYING T-JOINT GEOMETRY ON FATIGUE LIFE USING ENS METHOD Lappeenrannassa 28.2.2018 Tomi Saarentola Tarkastaja Professori Timo Björk Ohjaaja DI Heli Mettänen

TIIVISTELMÄ Lappeenrannan teknillinen yliopisto LUT Energiajärjestelmät LUT Kone Tomi Saarentola Kuormaa kantamattoman T-liitoksen geometrian vaikutus väsymiskestoikään tehollisen lovijännityksen menetelmällä Kandidaatintyö 2018 39 sivua, 32 kuvaa, 6 taulukkoa ja 1 liite Tarkastaja: Professori Timo Björk Ohjaaja: DI Heli Mettänen Hakusanat: FAT, FE-analyysi, ENS Työn tarkoituksena oli analysoida kuormaa kantamatonta T-liitosta erilaisilla geometriavariaatoilla ja tutkia saatuja jännityskonsentraatiokertoimia ja FAT-luokkia. Saatuja tuloksia tullaan hyödyntämään XFAT väsymismitoitustyökalun laajennuksessa. Työn tavoitteena oli näiden taulukoitujen lukujen pohjalta tulkita rakenteen geometristen mittojen ja väsymiskestävyyden suhdetta. Jännityskonsentraatiokertoimet selvitettiin käyttämällä ENS eli tehollisen lovijännityksen menetelmää FE-malleissa. Jokaisessa mallissa muuttui yksi geometrinen mitta tai mittojen välinen suhdeluku kerrallaan. Kaikkia malleja kuormitettiin sekä puhtaalla veto- että taivutuskuormituksella. Kirjallisuuskatsaus keskittyy tehollisen lovijännityksen menetelmään ja jännitysten jakautumiseen kappaleessa. Saadut jännitysjakaumat määritettiin FE-analyysillä hyödyntäen Femap/NX Nastran-ohjelmaa. Jännityskonsentraatiokertoimien ja nimellisten FAT-lukujen taulukoinnissa sekä laskennassa hyödynnettiin taulukkolaskentaa. Kaavioiden avulla löytyi muutamia riippuvuussuhteita, vaikka käytetty otoskoko oli pieni. Hitsin liittymäkulman muutos pienemmästä suurempaan kasvatti väsymiskestoikää. Tämä erottui selkeästi varsinkin isoilla liittymäkulman arvoilla. Toinen merkittävä väsymiskestävyyttä nostava tekijä oli liitoksen t/t-suhde. Ohuella T-liitoksen liitettävällä levyllä ja paksulla peruslevyllä väsymiskestävyys oli korkeimmillaan, laskien liitoksen levyjen suhteen muuttuessa päinvastaiseksi. Kolmas hieman heikompi riippuvuussuhde löytyi tunkeuman vaikutuksesta. Pienellä tunkeumalla saatiin suurempia väsymiskestoikiä, mutta vain tietyllä levyjen koon suhteella.

ABSTRACT Lappeenranta University of Technology LUT School of Energy Systems LUT Mechanical Engineering Tomi Saarentola Effect of the T-joint dimensions on weld fatigue life using ens method Bachelor s thesis 2018 39 pages, 32 figures, 6 tables and 1 appendice Examiner: Prof. Timo Björk Supervisor: M. Sc. (Tech.) Heli Mettänen Keywords: ENS, FAT, FE-analysis The meaning of the thesis was to analyze non-load carrying T-joint using different geometrical variations, study the resulting stress concentration factors and FAT classes. Results will be used for XFAT fatigue life designing tool expansion. The objective of the thesis was to analyze these values to find relation between fatigue life and structure geometrical dimensions. Stress concentration factors were figured out using effective notch stress (ENS) method in FE-models. One by one a single geometrical dimension or relation between dimensions was changed in each model. Every model had two load cases, pure tension and bending. Literature review of the thesis was focused on ENS method and for the stress components. Stress concentration factors were calculated using FE-analysis (Finite Element) by using Femap/NX Nastran analysis program. Nominal FAT-values and stress concentration factors were handled and calculated using spreadsheet. The results showed some correlations between the parameters and fatigue life, but the statistics behind analysis was low. Changing the weld connection angle from small to bigger lead to higher fatigue life. This was clearer with big weld connection angle was used. Another significant found which lead to higher fatigue life was about T-joint plate thickness relation t/t. Fatigue life was high with thin non-load carrying plate and thick baseplate. With opposite relation between plate thicknesses, the fatigue life dropped by significant amount. Third found is related to weld penetration depth. Small penetration lead to higher fatigue life, but only on single t/t value. The effect on fatigue life wasn t as strong as with other two results.

SISÄLLYSLUETTELO SYMBOLILUETTELO... 5 1 JOHDANTO... 7 1.1 Työn tausta ja tavoitteet... 8 1.2 Rajaukset... 8 2 TEHOLLISEN LOVIJÄNNITYKSEN MENETELMÄ... 9 2.1 FAT-luokat... 12 2.2 Fillet ja undercut menetelmät... 14 3 FE-MENETELMÄ JA MALLIT... 16 3.1 Hitsiliitos, parametrit ja nimeäminen... 16 3.2 FE-mallin verkotus... 17 3.3 Reunaehdot ja kuormitus... 20 4 TULOKSET... 22 5 TULOSTEN TARKASTELU... 28 5.1 Liittymäkulma β... 28 5.2 Levynpaksuuksien suhde t/t... 31 5.3 Tunkeuma w/t... 34 6 JOHTOPÄÄTÖKSET... 36 7 YHTEENVETO... 38 LÄHTEET... 39 LIITTEET LIITE I: Hitsausliitokset

5 SYMBOLILUETTELO A Profiilin poikkipinnan ala [mm 2 ] a a-mitta [mm] E Youngin moduuli, kimmomoduuli [MPa] F Voima [N] Kf Kt m ND r rref s t T w Lovivaikutusluku Jännityskonsentraatiokerroin SN-käyrien kulmakerroin Kuormituskertojen määrä Rajaviivapyöristys [mm] Rajaviivapyöristys alle 5 mm levyille [mm] Materiaalin kolmiaksiaalisuuskerroin Levyn paksuus [mm] Levyn paksuus [mm] Vajaa tunkeuma [mm] β Hitsin liittymäkulma [ ] v Poissonin kuroumavakio ρ Loven todellinen pyöristyssäde [mm] ρ ρ f σb σ D σ nom σnl σm Materiaalin mikrorakenteellinen pituus [mm] Loven fiktiivinen pyöristyssäde [mm] Taivutusjännitys (bending) [MPa] Lovijännitys [MPa] Nimellinen kalvo- tai taivutusjännitys (nominal) [MPa] Epälineaarinen jännityshuippu (nonlinear) [MPa] Kalvojännitys (membrane) [MPa] ENS FAT FE FEA Effective Notch Stress, tehollinen lovijännitys Väsymiskestävyysluokka (Fatigue class) Finite Element, äärellinen elementti Finite Element Analysis, äärellisen elementin laskentamenetelmä

6 IIW SN-käyrä International Institute of Welding Wöhlerin jännitysvaihtelu-kestoikä käyrä

7 1 JOHDANTO Väsymisvauriossa rakenteeseen kohdistuu vaihtelevaa kuormitusta. Jännitysvaihtelun ja mahdollisen väsymisvaurion syntymiseen voi vaikuttaa esimerkiksi rakenteen tai hitsin geometria, kuormituksen suunta ja suuruus sekä alkusärökoko. Hitsatuissa rakenteissa väsymisvaurion syynä on usein hitsin aiheuttamat epäjatkuvuuskohdat tai hitsausvirheet, jotka edesauttavat alkusärön muodostumista. Alkusärön ydintymiseen ja särönkasvuun vaikuttaa hitsin huokoisuus, sulkeumat ja hitsattavan perusaineen laatu. Jännitysvaihtelu alkusärön kohdalla voi johtaa särön ydintymisvaiheeseen ja lopulta rakenneosan murtumiseen. (Niemi 2003, s. 92-95.) Hitsatuissa rakenteissa väsymisen kannalta eräitä kriittisiä paikkoja ovat hitsin rajaviiva sekä hitsin juuri. Edellä mainituissa pisteissä lovijännitykset ovat suurimmillaan. Korkea lovijännitys yhdistettynä vaihtelevaan kuormitukseen voi johtaa ennakoitua alhaisempaan käyttöikään. (Niemi 2003, s. 94.) Tässä kandidaatintyössä tutkitaan hitsatun T-liitoksen lovijännityksiä hitsin rajaviivalla kuvassa 1 esitetyssä kohdassa, hyödyntäen tehollisen lovijännityksen (ENS) menetelmää sekä FE-laskentaa (Finite Element). Väsymiskestoiän ja rakenteen geometrian välistä riippuvuutta tutkitaan muuttamalla rakenteen suhteellisia geometrisia mittoja. Rakenteen kuormitus tapahtuu sekä puhtaana veto- että taivutuskuormituksena. Periaatekuva tutkittavasta T-liitoksen geometriasta on esitetty kuvassa 1. Kuva 1. T-liitoksen geometria. Tutkittava rajaviiva on merkitty kuvassa punaisella.

8 1.1 Työn tausta ja tavoitteet Työn tarjoajana toimii Lappeenrannan teknillisen yliopiston Teräsrakenteiden laboratorio. Työn tarkoitus on tuottaa Teräsrakenteiden laboratorion kehittämälle XFAT-ohjelmalle ENS-laajennusta varten tarvittavaa dataa eli FAT-väsymiskestävyysluokka (Fatigue class) arvoja sekä jännityskonsentraatiokertoimia. Nykyisellä XFAT-ohjelmalla on mahdollista laskea hitsausliitosten väsymiskestävyyttä ainoastaan murtumismekaniikan avulla. Tulosten keräämiseen lisäksi työssä tutkitaan rakenteen geometristen mittojen ja väsymiskestävyyden välistä suhdetta. Parametreinä käytetään osien levynpaksuutta, hitsin liittymäkulmaa, sekä tunkeuman ja hitsin a-mitan vaikutusta liitoksen väsymiskestävyyteen. Tutkimusongelmana on rakenteen geometrian mittojen vaikutus liitoksen väsymiskestävyyteen. Tällä hetkellä ei ole tarjolla yleistä laajaa tietoa siitä, kuinka rakenteen suhteelliset mitat ja kuormitustyyppi vaikuttavat liitoksen väsymiskestävyyteen. Tutkimusongelman pohjalta on laadittu seuraavat tutkimuskysymykset, joihin tämän työn avulla pyritään vastaamaan. Kuinka hitsin liittymäkulma vaikuttaa liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Kuinka hitsin a-mitta vaikuttaa liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Kuinka liitoksen levynpaksuudet vaikuttavat liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Kuinka hitsin tunkeuma vaikuttaa liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Tutkimustyö pohjautuu työssä XFAT-ohjelmaan varten taulukoitaviin tuloksiin. Tutkimus toteutetaan vertaamalla saatuja jännityskonsentraatiokertoimia käytettyihin parametreihin. Tavoitteena on löytää yhtäläisyyksiä jännityskonsentraatiokertoimien ja käytettyjen parametrien välillä. 1.2 Rajaukset Työssä tutkittavat hitsit perustuvat Teräsrakenteiden laboratoriolta ennalta saatuihin parametreihin. Työssä tutkitaan vain kuvassa 1 merkittyä hitsin rajaviivaa. Jännityskonsentraatiokertoimet lasketaan jokaisen liitoksen kohdalla tehollisen lovijännityksen menetelmällä hyödyntäen FE-menetelmää. Kaikki elementtimenetelmämallit luodaan samalla tavoin.

9 2 TEHOLLISEN LOVIJÄNNITYKSEN MENETELMÄ Tehollisen lovijännityksen menetelmä tutkii hitsiliitoksen väsymiskestävyyttä hitsin juuren tai rajaviivan loveen muodostuneen paikallisen jännityskeskittymän avulla. ENS perustuu materiaalin elastiseen kimmoteoriaan, jossa jännityksillä on lineaarinen suhde venymiin. ENS ei ota huomioon kimmoplastista käyttäytymistä. Kuvassa 2 on esitettynä lovijännityksen muodostuminen eri jännityskomponenteista. Kuva 2. Lovijännitys ja jännityskomponentit. (Hobbacher 2016, s. 14). Muokattu. Rajaviivalla esiintyvä jännitys muodostuu kolmesta jännityskomponentista; kalvojännityksestä σm, taivutusjännityksestä σb, sekä epälineaarisesta jännityksestä σnl. ENS-menetelmässä jännityslukema luetaan fiktiivisen rajaviivan pyöristyksen pohjalta. Fiktiivisen pyöristyksen käyttö hitsausliitoksissa on esitetty kuvassa 3. Kuva 3. Pyöristykset hitsien rajaviivalla ja juuren puolella. (Fricke 2010, s. 2).

10 IIW-dokumentissa (International Institute of Welding, lyhennettä käytetään myöhemminkin viitatessa dokumenttiin Hobbacher, 2016) on erikseen mainittu suositukset pyöristyksen säteen pituudelle. Fiktiivisen loven pyöristyssäde ρ f voidaan laskea seuraavasti. ρ f = ρ + s ρ (1) Yhtälön 1 ρ on rajaviivan todellinen pyöristyssäde, s kolmiaksiaalisuuskerroin loven pohjalla ja ρ materiaalin mikrorakenteellinen pituus. Todellista rajaviivapyöristystä kaikille hitseille on vaikea selvittää, joten IIW:n mukaan yleisin ja konservatiivisin tapa on olettaa, että loven todellinen pyöristyssäde ρ = 0. Tällöin fiktiivisen loven pyöristyssäteen määrääviksi tekijöiksi jää materiaaliominaisuudet ja käytetty lujuushypoteesi (Niemi 1996, s. 18.) Kun kyseessä on tasovenymätila terävän loven pohjalla, voidaan olettaa että s = 2,5. Matalalujuusteräksen mikrorakenteelliselle pituudelle voidaan olettaa ρ = 0,4 mm kuvan 4 mukaisesti. (Radaj, Sonsino & Fricke 2006, s. 128) Kuva 4. Materiaalin mikrorakenteesta riippuva kerroin materiaalin myötölujuuden funktiona. (Radaj et al. 2006, s. 127.) IIW:n suosittelemilla arvoilla ρ = 0,4 mm ja s = 2,5 saadaan teholliseksi pyöristyssäteeksi ρ f = 1 mm. Yhden millimetrin pyöristyssädettä pidetään konservatiivisena, mutta siitä on muodostunut referenssipituus ENS-menetelmän hitsin rajaviivan pyöristyssäteeksi. (Fricke 2010, s. 3.)

11 Pyöristyssäde riippuu myös kappaleen levyn paksuudesta. IIW:n suositus ρ f = 1 mm on tarkoitettu yli 5 mm paksuisille levyille. Tätä ohuemmille levyille on erikseen kehitetty menetelmä, jossa käytetään pyöristyssäteenä ρ f = 0,05 mm. (Fricke 2010, s. 4.) Loven pohjalla esiintyvä lovijännitys sisältää hitsiliitoksen elastisen jännityskonsentraatiokertoimen K t, jonka arvo yleensä mitataan lovijännityksen yhteydessä hyödyntäen elementtimenetelmää (FEA), mutta on myös laskettavissa analyyttisesti. Jännityskonsentraatiokerrointa käytetään laskettaessa väsymisen jännityskonsentraatiokerroin eri lovivaikutusluku K f. (Radaj et al. 2006, s. 127.) K f = 1 + K t 1 1+ s ρ ρ (2) Yhtälön 2 lovivaikutusluku K f on usein yhtä suuri kuin K t. Yhtälö 2 voidaan supistaa yksinkertaisempaan muotoon, kun ρ f = 1 mm. (Radaj et al. 2006, s. 128.) K fmax = K t (3) Yhtälön 3 mukaan, pyöristyssäteen ollessa 1 mm, lovivaikutusluku ja jännityskonsentraatiokerroin ovat yhtä suuret. Lovijännitys muodostuu lovivaikutusluvusta ja nimellisestä jännityksestä. σ D = K f σ nom (4) Yhtälössä 4 σ D on elementtimallin lovijännitys ja σ nom nimellinen kalvo- tai taivutusjännitys. Hitsiliitoksen kestoikä vakioamplitudiselle nimelliselle jännitysvaihtelulle voidaan laskea pyöristyssäteen lovijännityksen avulla. N D = ( FAT σ D ) m 2 10 6 (5)

12 Yhtälössä 5 N D on kuormitussyklien määrä, m SN-käyrän (Wöhler-käyrien) kulmakerroin ja FAT-väsymiskestävyysluokka. 2.1 FAT-luokat Väsymisluokkaa kuvaava arvo vastaa mitä väsymislujuuden käyrää tulee käyttää väsymisen selvitykseen. Väsymislujuuden käyrät (SN- tai Wöhler-käyrä) kuvaavat sitä kuormitussyklien määrää, joka lopulta johtaa kappaleen murtumiseen. Tähän liittyen, vakio m kuvaa käyrien kulmakerrointa. Käytettävä kulmakerroin riippuu, onko kuormitus vakiovai vaihtuva-amplitudista: vakioamplitudisella m = 3 ja m = 22, vaihtuva-amplitudisella m = 3 ja m = 5. Jos kuormitus on high-cycle-alueella, kulmakertoimet ovat m = 5 ja m = 22 ja vastaavasti low-cycle-alueella m = 3 ja m = 5. Kuvassa 5 on esitettynä nimellisen jännityksen menetelmän FAT-väsymiskestävyysluokkia esittävät SN-käyrät. (Hobbacher 2016, s. 40.) Kuva 5. Nimellisen jännityksen menetelmän SN-käyrät teräkselle pienillä kuormitusmäärillä. Kuvan pystyakseli kuvaa nimellisen jännitystä ja vaaka-akseli syklien määrää. Käyrät kuvaavat eri FAT väsymiskestävyysluokkia. (Hobbacher 2016, s. 38.) IIW:n SN-käyrien lisäksi myös Eurocode 3:lla on oma nimellisen jännitysvaihtelun väsymislujuuskäyrästö. Käyrästössä on pieniä eroja IIW:n vastaavaan. Käyrien taitekohdat, joissa kulmakerroin m = 3 muuttuu, ovat syklimääriltään eri. IIW:n käyrissä käännekohtana

13 on 1 10 7 sykliä kun taas Eurocode 3 raja on 5 10 6. (SFS EN-ISO 1993-1-9, 2005. s. 15; Hobbacher 2016, s. 40.) Tehollisen lovijännityksen menetelmälle FAT-luokat eivät määräydy liitostyypin mukaisesti kuten esimerkiksi nimellisen jännityksen menetelmässä, vaan FAT-luokka on kaikille hitsiliitoksille vakio. FAT-luokka riippuu pyöristyssäteestä ρ f, materiaalin perusaineesta ja käytetyistä jännityksistä. Lovijännitys saadaan selville laskemalla maksimipääjännitys tai von Mises vertailujännitys. Taulukossa 1 on esitettynä muutamia ohjeellisia FAT-luokkia eri tehollisen lovijännityksen tapauksille. Taulukko 1. FAT-luokat [MPa] tehollisen lovijännityksen menetelmälle. Arvoihin vaikuttaa rajaviivapyöristyksen ja materiaalin lisäksi von Mises vertailujännityksen (vm) sekä pääjännitysten (PJ) käyttö. (Sonsino et al. 2010, s. 6.) Hypoteesi PJ vm PJ vm Pyöristyssäde 1.00 1.00 0.05 0.05 ρ f [mm] Teräs [MPa] 225 200 630 560 Alumiini [MPa] 71 63 180 160 Magnesium [MPa] 28 25 71 63 Taulukon 1 FAT-luokkia käytetään hitsiliitoksen väsymiskestävyyden laskemiseen, mutta hitsiliitokselle voidaan luoda myös nimellinen FAT-luokka. ENS menetelmällä kaavan 5 mukaisesti saatu väsymiskestävyys Nd voidaan muuttaa vastaamaan nimellisen jännityksen menetelmän FAT-luokkia kaavalla (Hobbacher 2016, s. 34). m FAT = N D 2 10 6 σ nom (6) Yhtälöllä 6 saadaan nimellinen FAT-luokka. Tämän avulla on mahdollista arvioida hitsiliitoksen laatua väsymiskestävyyden näkökulmasta, esimerkiksi vertaamalla laskettua nimellistä FAT-luokkaa listattuihin IIW:n nimellisen jännityksen FAT-luokkiin.

14 2.2 Fillet ja undercut menetelmät Lovijännityksen selvitykseen voidaan käyttää kahta erilaista rajaviivan pyöristysmenetelmää. Pyöristys voidaan toteuttaa joko fillet- tai undercut-menetelmällä. Fillet-menetelmässä rajaviiva pyöristetään kuvassa 6 esiintyvän vasemmanpuolisen havaintokuvan mukaisesti. Perusaineen ja hitsin välinen rajaviiva muuttuu yhtenäiseksi ilman epäjatkuvuuskohtia. Tässä tapauksessa kappaleen paksuus rajaviivan kohdalla kasvaa hieman ja loven pohja jää halutun kriittisen pisteen yläpuolelle. Undercut-menetelmässä lovenpohja pakotetaan haluttuun kriittiseen pisteeseen hitsin rajaviivalle. Tällöin hitsin paksuus rajaviivan ympärillä laskee hieman todellisesta. Kuva 6. Fillet- ja undercut-menetelmät. Vaikka fillet-pyöristyksessä lovenpohja jää hieman halutun kriittisen pisteen yläpuolelle, antaa se tutkimusmielessä riittävän tarkan tuloksen. Fillet-menetelmä on tietokonemallinuksen kannalta yksinkertainen ja nopea toteuttaa; mallinnusohjelmissa on suoraan olemassa reunapyöristyskäskyt. Sen sijaan undercut vaatii käsityötä pyöristyksen aikaansaamiseksi. Tässä työssä lovijännitykset lasketaan fillet-menetelmällä. Työssä tietyillä parametreillä hitsit ovat fillet muotoilun jälkeenkin a-mitaltaan vain 0,5 mm kuten kuvassa 7. Työssä ei suoraan tarkastella fillet-menetelmän mahdollisesti aiheuttamaa virhettä. Tuloksia tulkittaessa otetaan kuitenkin huomioon a-mitan vaikutus väsymiskestävyyteen. Kuvasta 7 on nähtävissä, kuinka 1 mm fillet pyöristys kasvattaa a-mittaa ja muuttaa hitsin yleistä muotoa.

15 Kuva 7. Hyvin pienikokoisen hitsin takia hitsin a-mitta kasvaa jonkin verran fillet pyöristyksellä. Kuvassa punaisella katkoviivalla on merkitty levyjen reunat ja keltaisella katkoviivalla hitsin todellinen reunaviiva.

16 3 FE-MENETELMÄ JA MALLIT Tutkittavista hitsiliitoksista luodaan 2D-mallit. Malleille luodaan elementtiverkko, materiaaliominaisuudet, reunaehdot sekä kuormitus. Kaikki edeltävä suoritetaan Femap v.11,4 ohjelmalla. Laskenta tapahtuu ohjelmaan integroidulla NX Nastran v.11,0- ratkaisijalla. Työ sisältää vain lineaarisia laskentatapauksia. 3.1 Hitsiliitos, parametrit ja nimeäminen Työn malleissa muuttuu yksi parametrien suhde kerrallaan, suhteiden arvot ovat esitettynä taulukossa 2. Työn FE-mallit nimetään parametrien arvojen mukaan taulukon 4 mukaisesti. Muuttujat ja vakiomitat on esitetty kuvassa 8. Vakiomitoille on annettu kuvassa arvo. Kuva 8. Muuttujat ja vakiomitat, esitetty taulukoissa 2 ja 3. Ilmarako 0.02*t ei esiinny kaikissa malleissa. (Lähde XFAT päivitysraportti, muokattu.) Jokaisessa laskettavassa mallissa muuttuu yksi taulukon 2 mitta tai suhdearvo kerrallaan. Mittojen muutos vaikuttaa myös a-mittoihin. Tulokset osiossa taulukoissa 5 ja 6 on erikseen sarake jokaisen mallin a-mitalle.

17 Taulukko 2. Mittojen väliset suhdeluvut. Jokaisessa mallissa yksi arvo muuttuu kerrallaan. Parametri Arvot Suhde w/t 0 0.5 0.8 Suhde t/t 0.5 1 2 Kulma β 10 30 60 Laskettavia malleja on taulukon 2 perusteella yhteensä 3 3 = 27 kpl. Mallien periaatekuvat on listattuna liitteessä I. Parametreillä on vaikutus hitsin a-mittaan. a-mitan kokoa sekä suhdetta a/t verrataan saatuihin Kt kertoimiin. Muuttuvien suhdelukujen lisäksi taulukossa 3 on esitettynä vakiona pysyvät mitat. Taulukko 3. Mallien vakiomitat. Vakiomitat Arvo Pohjalevyn paksuus, T 25 mm Viistekulma tunkeuman ja pohjapalkin välillä 50 Hitsin rajaviivan pyöristyssäde, ρ f 1 mm Pohjapalkin ja pystypalkin väliin jäävä ilmarako 0.02*t Malleissa, joissa w/t suhde on nolla eli rakenne on läpihitsattu, ei ole ilmarakoa 0,02*t. Eri parametrien tapaukset on nimetty taulukon 4 esimerkin mukaisesti. Taulukko 4. Esimerkki mallien nimeämisestä. Jokaisen mallin nimestä ilmenee laskennassa käytettyjen muuttujien arvot. Parametrit on esitelty taulukossa 2 ja kuvassa 8. wt00_tt05_b10 Suhde tai kulma Arvo wt00 w/t 0 tt05 t/t 0,5 B10 β 10 3.2 FE-mallin verkotus Rajaviivan pyöristysmenetelmänä käytetään fillet-pyöristystä menetelmän yksinkertaisen mallinnuksen takia. Tulosten laadun kannalta oleellista on verkon laatu ja elementtien määrä

18 rajaviivan pyöristyksellä ja sen välittömässä läheisyydessä. Elementtien määrää tai niiden laatu muualla mallissa ei ole kriittinen. Elementtien laadun takaamiseksi hitsin rajaviivan pyöristyksen ympärille luodaan kaikkiin malleihin kuvan 9 tapaan apugeometrioita. Apugeometrioiden koko vaihtelee malleittain, mutta elementtien koko rajaviivan pyöristyksellä on vakio, jotta tulosten vertailukelpoisuus voidaan taata. Kuva 9. Apugeometriat hitsin rajaviivan pyöristyksen ympärillä. Elementtien koko pyöristyksen välittömässä läheisyydessä on ρ f /20. Elementteinä käytetään parabolisia 8-solmuisia kuorielementtejä (CQUAD8), joilla on mahdollista päästä lineaarisia 4-solmuisia kuorielementtejä tarkempiin tuloksiin. Lappeenrannan teknillisen yliopiston teräsrakenteiden laboratorio suosittelee akateemisiin tutkimuksiin elementtikooksi hitsin rajaviivan pyöristykselle ρ f /20 (tai 0,05 mm). Käytettävä elementtikoko hitsin rajaviivan pyöristyksellä on tässä tutkimuksessa, 0,01 mm x 0,05 mm, kasvaen hitsistä poispäin kohti 0,05 mm x 0,05 mm. Tyypillinen elementtimallin verkotus on esitettynä kuvassa 10.

19 Kuva 10. Rajaviivan verkotus. Elementtikoko on vakio rajaviivalla, mutta kasvaa hitsistä ulospäin siirryttäessä. Elementtien määrä vaihtelee mallien välillä, mutta rajaviivan pyöristyksen elementtikoko pysyy vakiona. Tiuhalla rajaviivan elementtivälityksellä on mahdollista saada tarkkoja tuloksia siitä huolimatta, ettei tuloksia lueta eksaktisti suurimmalta lovijännityskohdalta. Tarkka piste suurimalle lovijännitykselle olisi työlästä selvittää kymmenille eri malleille ja sen vaikutus tuloksiin olisi käytännössä hyvin pieni. Käytettävä elementtiverkkotarkkuus on huomattavasti suurempi kuin IIW:n ohjeen suositeltu elementtikoko r/4 parabolisille kuorielementeille, kuva 11. Kuva 11. IIW:n suositus elementtien minimikoolle ja -määrälle hitsin rajaviivan pyöristyksellä ja juurenpuolen lovella. (Hobbacher 2016, s. 29.)

20 Elementtikoko vaikuttaa suurissa tai vaativammissa laskentamalleissa rajusti laskentaaikoihin. Työn mallit ovat laskennallisesti pieniä ja yksinkertaisia, joten elementtien suurella määrällä ei ole merkittävää vaikutusta työn suoritukseen. 3.3 Reunaehdot ja kuormitus Mallien kuormittamattoman pään reuna on jäykästi tuettu, estämällä reunaviivalla olevien solmujen kiertymät ja siirtymät. Kappaleen kuormitettu pää kuormitustapauksesta riippuen on asetettu joko puhtaalle taivutukselle tai vedolle. Kuormitustapaukset ja reunaehto on havainnollistettu kuvassa 12. Kuva 12. Käytetty reunaehto sekä kuormitustapaukset, puhdas veto ja taivutus. Kuormana käytetään nimellistä σ nom = 1 MPa:n kuormitusta, jotta tuloksista voidaan suoraan lukea todellinen lovijännitys sekä väsymisen jännityskonsentraatiokerroin K t. Käytetty voima F = 125 N saadaan kaavasta F = σ nom A, missä vakio A on levyn poikkileikkauksen pinta-ala, 25 mm x 5 mm. Vetotapauksessa 125 N on jaettu tasaisesti koko reunaviivan solmuille. Taivutustapauksessa voima on jaettu kulmasta kulmaan negatiivisesta -125 N:sta lineaarisesti kasvaen +125 N:iin. Massan aiheuttamaa kuormitusta työssä ei huomioida. Työn malleissa käytettävänä materiaalina toimii teräs. Kimmomoduulina käytetään E = 206 000 MPa ja poissonin vakiona v = 0.3. Työssä ei huomioida materiaalin omaa painoa, joten teräksen tiheys on jätetty huomioimatta.

21 Ajan säästämiseksi laskentamalleissa pyritään usein hyödyntämään mallin symmetristä geometriaa esimerkiksi elementtien määrän optimoimiseksi. Työn mallit ovat laskettavissa puolisymmetrisinä hyödyntäessä symmetriareunaehtoa, mutta pienten mallien takia tämä ei tuo ajallisesti merkittävää hyötyä.

22 4 TULOKSET Tässä luvussa esitettävät tulokset koskevat ENS-malleja, niistä kerättyjä jännityskonsentraatiokertoimia ja niiden perusteella laskettuja nimellisiä FAT-lukuja. Taulukoitujen arvojen perusteella on haettu korrelaatiota eri parametrien suhteen kuvaajien muodossa. Kuormituksessa käytetty 1 MPa:n nimellinen jännitys sekä pyöristyssäde ρ f = 1 mm helpottavat tulosten lukemista; todelliset lovijännitysarvot ovat suoraan luettavissa jännityskonsentraatiokertoimina K t. Työssä tulokset luetaan elementtien solmupisteiltä tarkkojen arvojen saamiseksi. Kuvissa 13-16 on esitettynä havainnekuvat lovijännitysjakaumista ja yleiskuvat veto- ja taivutustapausten deformaatioista. Kuva 13. wt05_tt05_b30. Tyypillinen von Mises lovijännitys vetokuormituksessa.

23 Kuva 14. wt05_tt05_b30. Vetokuorma, deformaatiokuva, skaalaus 1:50 000. Kuva 15. wt00_tt1_b30. Tyypillinen von Mises lovijännitys taivutuskuormituksessa.

Kuva 16. wt00_tt1_b30. Taivutuskuorma, deformaatiokuva, skaalaus 1:50 000. 24

25 Taulukossa 5 on esitettynä FE-malleista saadut jännityskonsentraatiokertoimet, Kt. Luvut vastaavat samalla lovijännityksiä, sillä nimellisenä jännityksenä on käytetty 1 MPa. Taulukko 5. Jännityskonsentraatiokertoimet laskettuna veto- ja taivutuskuormille pääjännityksellä sekä von Mises vertailujännityksellä. Kt-Kertoimet Vetokuormitus Taivutuskuormitus # w/t t/t β a a/t PJ vm PJ vm [-] [-] [ ] [mm] [-] [-] [-] [-] [-] 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,5 0,5 0,5 1 1 1 2 2 2 0,5 0,5 0,5 1 1 1 2 2 2 0,5 0,5 0,5 1 1 1 2 2 2 10 30 60 10 30 60 10 30 60 10 30 60 10 30 60 10 30 60 10 30 60 10 30 60 10 30 60 1,4 3,7 6,5 2,6 7,4 12,9 5,2 14,9 25,8 0,5 3,7 6,5 2,6 7,4 12,9 5,2 14,9 25,8 0,5 1,0 1,3 0,7 1,5 2,6 1,1 3,0 5,2 0,11 0,30 0,52 0,10 0,30 0,52 0,10 0,30 0,52 0,04 0,30 0,52 0,10 0,30 0,52 0,10 0,30 0,52 0,04 0,08 0,10 0,03 0,06 0,10 0,02 0,06 0,10 2,355 2,494 2,343 2,590 2,636 2,347 2,592 2,620 2,348 2,275 2,292 2,207 2,556 2,580 2,350 2,605 2,619 2,351 2,280 2,281 2,200 2,612 2,620 2,367 2,739 2,702 2,364 2,353 2,492 2,341 2,588 2,634 2,344 2,589 2,619 2,346 2,274 2,290 2,205 2,554 2,578 2,348 2,602 2,617 2,348 2,279 2,279 2,198 2,610 2,618 2,364 2,737 2,700 2,362 2,544 2,750 2,488 3,051 3,123 2,496 3,317 3,189 2,493 2,409 2,434 2,296 2,918 2,937 2,351 3,357 3,251 2,523 2,384 2,397 2,278 2,896 2,925 2,520 3,464 3,374 2,574 2,542 2,748 2,486 3,049 3,121 2,344 3,315 3,188 2,490 2,408 2,432 2,295 2,916 2,934 2,509 3,355 3,249 2,521 2,382 2,395 2,276 2,894 2,923 2,518 3,462 3,372 2,572

26 Kt kertoimet on käännetty nimellisiksi FAT-luokiksi kaavojen 5 ja 6 avulla. Kuva 17 esittää kuinka lovijännitykset on käännetty nimellisiksi FAT-luokiksi. Nimelliset FATväsymiskestävyysluokat ovat esitettynä taulukossa 6. Kuva 17. Lovijännitysten muunto nimellisiksi FAT-luokiksi. FE-kuvista saatavan lovijännityksen ja ENS FAT-luokan avulla lasketaan ensiksi syklit. Syklien ja nimellisen jännityksen avulla on mahdollista selvittää nimellinen FAT-luokka. Taulukko 6. Nimelliset FAT-luokat laskettuna veto- ja taivutuskuormille pääjännityksellä ja von Mises hypoteesilla sekä parametrit jokaiselle kuormitustapaukselle.

27 Taulukko 6 jatkuu. Nimelliset FAT-luokat laskettuna veto- ja taivutuskuormille pääjännityksellä ja von Mises hypoteesilla sekä parametrit jokaiselle kuormitustapaukselle.

28 5 TULOSTEN TARKASTELU Tutkimuskysymyksiin pyritään vastaamaan kuvaajien kautta. Kuvaajien avulla pyritään löytämään korrelaatiota Kt-kertoimien ja parametrien välillä. Parametrit ja niillä lasketut Ktkertoimet on esitetty taulukossa 5. Tarkastelut on jaettu karkeasti kahteen osaa; taivutus- ja vetokuormitus. Näiden alla tarkastelut on jaettu vielä 9-osaan, joissa aina kahden eri parametrin vaikutusta verrataan Ktkertoimeen. 5.1 Liittymäkulma β Kuvissa 19-24 on esitettynä tulokset veto- ja taivutuskuormituksille t/t ja w/t parametreilla, liittymäkulman β pysyessä vakiona. Kuvaajien perusteella selkeimmät korrelaatiot Ktkertoimen ja parametrien välillä löytyvät taivutuskuormituksista kuvista 19 ja 20. Varsinkin taivutustapauksissa T-liitoksen levyjen paksuuksien suhde t/t ja hitsin pienen liittymäkulman arvo vaikuttavat voimakkaasti Kt-kertoimen suuruuteen. Pieni β = 10 liittymäkulman arvo tarkoittaa, että hitsin ja peruslevyn välinen kulma on jyrkkä. Suurella kulmalla β = 60 peruslevyn ja hitsin välinen kulma on jouheva, kuten kuvassa 18 on esitettynä. Kuva 18. β vaikutus liittymäkulman jouhevuuteen. Yleisesti alhaisimmat Kt-arvot ovat t/t = 0,5 ja korkeimmat Kt-arvot t/t = 2 tapauksissa. Korrelaatio vaikuttaa jyrkemmän kulmakertoimen takia vahvemmalta taivutuskuormitus tapauksissa. Taivutuskuormituksen ääritapaukset Kt-kertoimelle ovat kuvassa 19, jossa

29 liittymäkulma β = 10 on vakio. Alimmillaan Kt = 2,384, kun t/t = 0,5 ja korkeimmillaan Kt = 3,464, kun t/t = 2. 3,64 Taivutus, B10 vakio 3,45 3,26 K t 3,07 2,88 2,69 2,5 wt08 wt05 wt00 2,31 2,12 tt05 tt1 tt2 Kuva 19. Taivutuskuormitus, β = 10 vakio. t/t vaikuttaa voimakkaasti Kt-kertoimeen. 3,64 Taivutus, B30 vakio 3,45 3,26 K t 3,07 2,88 2,69 2,5 wt08 wt05 wt00 2,31 2,12 tt05 tt1 tt2 Kuva 20. Taivutuskuormitus, β = 30 vakio. t/t vaikuttaa voimakkaasti Kt-kertoimeen. Selkeä parametrien vaikutus Kt-kertoimeen häviää, kun liittymäkulma muuttuu jouhevaksi. Tämä ilmenee sekä taivutus- että vetokuormituksissa kuvissa 21 ja 24.

30 K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Taivutus, B60 vakio tt05 tt1 tt2 wt08 wt05 wt00 Kuva 21. Taivutuskuormitus, β = 60 vakio. Levyjen paksuuksien suhde t/t ei enää vaikuta selkeästi Kt-kertoimeen, kuten jyrkemmillä liittymäkulman arvoille. K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Veto, B10 vakio tt05 tt1 tt2 wt08 wt05 wt00 Kuva 22. Vetokuormitus, β = 10 vakio. t/t vaikuttaa selkeästi Kt-kertoimeen. K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Veto, B30 vakio tt05 tt1 tt2 wt08 wt05 wt00 Kuva 23. Vetokuormitus, β = 30 vakio. t/t vaikuttaa selkeästi Kt-kertoimeen.

31 K t Veto, B60 vakio 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 tt05 tt1 tt2 wt00 wt08 wt05 Kuva 24. Vetokuormitus, β = 60 vakio. Levyjen paksuuksien suhde t/t ei enää vaikuta selkeästi Kt-kertoimeen, kuten jyrkemmillä liittymäkulman arvoille. 5.2 Levynpaksuuksien suhde t/t Kuvissa 25-30 on esitettynä tulokset veto- ja taivutuskuormituksille w/t ja β parametreilla, t/t pysyessä vakiona. Kuvaajien perusteella selkeimmät korrelaatiot Kt-kertoimen ja parametrien välillä löytyvät taivutuskuormituksesta kuvasta 25, mutta myös vetokuormitustapauksessa kuvassa 28 on havaittavissa samaa, joskin heikompaa, korrelaatiota. Kuvat 25 ja 28 tuovat ilmi, että t/t = 0,5 tapauksissa tunkeumalla on merkitystä. Mitä pienempi tunkeuma sen pienempi Kt-kerroin. Selvää riippuvuussuhdetta ei ollut enää havaittavissa t/t = 1 tapauksessa. t/t = 2 tapauksessa tulokset vaikuttavat lievästi vastakkaisilta t/t = 0,5 tuloksiin verrattuna. t/t = 2 tapauksessa Kt lievästi kasvoi tunkeuman muuttuessa läpihitsatusta w/t = 0:sta w/t = 0,8:aan. Kaikista kuvaajista on havaittavissa, että Kt-kerroin on aina alhaisin kun liittymäkulma on jouheva, β = 60. Ero jyrkkään liittymäkulmaan kasvaa ja on aina suurimmillaan kaavioissa, joissa t/t = 2, kuvat 27 ja 30.

32 K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Taivutus, tt05 vakio wt00 wt05 wt08 B10 B30 B60 Kuva 25. Taivutuskuormitus, t/t = 0,5 vakio. Tunkeuman pienentyessä myös Kt-kerroin pienenee. K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Taivutus, tt1 vakio B10 B30 B60 wt00 wt05 wt08 Kuva 26. Taivutuskuormitus, t/t = 1 vakio. Tunkeuman ja Kt-kertoimen välillä ei ole selkeää korrelaatiota. β = 60 tulokset eroavat selkeästi kahden muun liittymäkulman tuloksista. K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Taivutus, tt2 vakio B10 B30 B60 wt00 wt05 wt08 Kuva 27. Taivutuskuormitus, t/t = 2 vakio. Tunkeuman pienentyminen kasvattaa Ktkerrointa, mutta vaikutus on lievä. β = 60 ero kahden muun liittymäkulman tuloksiin on suuri.

33 K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Veto, tt05 vakio B10 B30 B60 wt00 wt05 wt08 Kuva 28. Vetokuormitus, t/t = 0,5 vakio. Tunkeuman pienentyessä myös Kt-kerroin pienenee. K t 3,64 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 2,12 Veto, tt1 vakio wt00 wt05 wt08 B10 B30 B60 Kuva 29. Vetokuormitus, t/t = 1 vakio. Tunkeuman ja Kt-kertoimen välillä ei ole selkeää korrelaatiota. β = 60 tulokset eroavat kahden muun liittymäkulman tuloksista. 3,64 3,45 Veto, tt2 vakio 3,26 K t 3,07 2,88 2,69 2,5 B10 B30 B60 2,31 2,12 wt00 wt05 wt08 Kuva 30. Vetokuormitus, t/t = 2 vakio. Tunkeuman pienentyminen kasvattaa Kt-kerrointa, mutta vaikutus on lievä. β = 60 tulokset eroavat kahden muun liittymäkulman tuloksista.

34 5.3 Tunkeuma w/t Kuvissa 31 ja 32 on esitettynä tulokset veto- ja taivutuskuormituksille t/t ja β parametreilla. Kuvaajissa on kaikki mukana kaikki kolme tunkeuman w/t parametriä. Kuvaajien perusteella selkeä korrelaatio Kt-kertoimen ja parametrien välillä löytyy jyrkän ja jouhevan liittymäkulman erosta. Kummassakin kuormitustapauksessa Kt-kerroin laskee selvästi, kun hitsin liittymäkulma β muuttuu melko jyrkästä 30 :stä jouhevaan 60. Kummastakin kuvasta 31 ja 32 selviää myös t/t vaikutus Kt-kertoimeen; Kt-kerroin on keskimäärin korkein t/t = 0,5 ja alhaisin t/t = 2 tapauksissa. 3,64 Taivutus K t 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 tt05 tt1 tt2 tt05 tt1 tt2 tt05 tt1 tt2 2,12 B10 B30 B60 Kuva 31. Taivutuskuormitus, käyrät kaikkiin tunkeuman w/t-tapauksiin. Kaaviossa mustalla on merkitty läpihitsattu tapaus w/t = 0, punaisella w/t = 0,5 ja sinisellä w/t = 0,8. β = 60 vaikuttaa voimakkaasti tuloksiin riippumatta tunkeumasta tai levyjenpaksuudesta.

35 3,64 Veto K t 3,45 3,26 3,07 2,88 2,69 2,5 2,31 tt05 tt1 tt2 tt05 tt1 tt2 tt05 tt1 tt2 2,12 B10 B30 B60 Kuva 32. Vetokuormitus, käyrät kaikkiin w/t-tapauksiin. Kaaviossa mustalla on merkitty läpihitsattu tapaus w/t = 0, punaisella w/t = 0,5 ja sinisellä w/t = 0,8. β = 60 vaikuttaa voimakkaasti tuloksiin riippumatta tunkeumasta tai levyjenpaksuudesta.

36 6 JOHTOPÄÄTÖKSET Tulosten tarkastelussa löytyi muutamia tapauksia joissa parametrien ja Kt-kertoimen välillä oli jonkinasteista korrelaatiota. Selkeimmin korrelaatiot ilmenivät aina taivutuskuormituksissa ja hieman heikommin, mutta saman kaltaisesti, vetokuormituksissa. Tulosten tarkastelu ja johtopäätökset keskittyvät Kt-kertoimeen, mutta mitä suurempi jännityskonsentraatiokerroin Kt, sen pienempi nimellinen FAT-luokka ja näin ollen pienempi liitoksen väsymiskestävyys. t/t ja β vaikuttavat voimakkaasti Kt-kertoimen suuruuteen. Yleisesti alhaisimmat Kt-arvot ovat t/t = 0,5 ja korkeimmat Kt-arvot t/t = 2 tapauksissa. T-liitoksen levyjen t/t-suhdetta muuttamalla Kt-kerroin kasvoi parhaimmillaan taivutuskuormitustapauksessa yli 45 %, kuva 19. Vetokuormitustapauksessa vaikutus ei ollut yhtä suuri, Kt-arvo muuttui maksimissaan 20 %. t/t-suhdetta muuttaessa jyrkkien liittymäkulmien β = 10 ja 30 välillä ei ollut suurta eroa tuloksissa. Kt-kerroin kasvoi 45 %, kun β = 10 ja 41 %, kun β = 30. Jouheva hitsin liittymäkulma β = 60 oli kaikissa kaavioissa dominoiva. Tulosten perusteella vaikuttaa, että muilla parametreillä ei ole suurta merkitystä tuloksiin, jos hitsin liittymäkulma on tarpeeksi jouheva, esimerkkinä kuva 31. Kyseisellä kulmalla suurin taivutuksen Kt = 2,574. Arvo on alhainen, sillä merkittävä osa taivutuksen jännityskonsentraatiokertoimista Kt > 3. Jouhevalla liittymäkulmalla Kt on kaikissa tapauksissa pienempi kuin jyrkällä liittymäkulmalla ja muutoin vastaavilla parametreilla. Tutkittaessa liittymäkulman vaikutusta Kt-kertoimeen, tulee myös huomioida a-mitan ja liitettävän levyn paksuuden välinen suhde a/t. Suhde on aina selkeästi suurin, kun β = 60 ja pienin kun β = 10. Kuitenkin, taulukon 6 mukaan riveillä 21, 24 ja 27 a/t = 0.1 kun β = 60. Arvo on samaa luokkaa a/t:lle suurimmassa osaa tapauksissa, kun β = 10 ja β = 30. Näin ollen a/t:lla ei voi olla merkittävää yhteyttä alhaiseen Kt-kertoimeen, kun β = 60. Liittymäkulman β = 60 tuloksilla on muihin tuloksiin verrattuna myös pieni hajonta, esimerkiksi taivutuksella kyseisellä vakiokulmalla Kt = 2,28 2,57 kun taivutuksen koko vaihteluväli Kt = 2,28 3,46.

37 Kuvaajista pystyi myös päättelemään, että tunkeumalla on merkitystä; mitä pienempi tunkeuma, sen pienempi Kt-kerroin. Korrelaatio ilmeni vain t/t = 0,5 tapauksissa. Kyse ei ole kovin vahvasta riippuvuussuhteesta, Kt-kerroin pieneni parhaimmillaan 15 % tunkeuman muuttuessa läpihitsatusta w/t = 0:sta w/t = 0,8:aan. Riippuvuussuhde vaikutti häviävän jo t/t = 1 tapauksessa. t/t = 2 tapauksessa sen sijaan Kt-kerroin kasvoi 6 % tunkeuman muuttuessa läpihitsatusta w/t = 0:sta w/t = 0,8:aan. Pienen otannan takia on vaikea arvioida, voidaanko tämä lukea jo luonnollisen hajonnan piikkiin. Tuloksista ei löytynyt selvää korrelaatiota Kt-kertoimen ja hitsin a-mitan tai a/t-suhteen väliltä. Nyt tehtyjen tulkintojen varmistamiseksi työtä tulisi laajentaa. Muuttuville parametreille tulisi keksiä lisää testattavia arvoja, esimerkiksi liittymäkulman tapauksessa β = 45 ja 70. Nyt ero jyrkän ja jouhevan hitsin liitoskulman välillä oli suuri. Lisäksi muuttuvien parametrien määrää voisi lisätä ainakin yhdellä, muuttuvalla pyöristyssäteellä. Nyt käytetty 1 mm pyöristyssäde muutti muutamien mallien hitsin muotoa ja a-mittaa oleellisesti, eikä näiden mallien tuloskelpoisuudesta ole sen vuoksi täyttä varmuutta. Suuremmalla otannalla tehtyjä tuloksia tulisi myös analysoida tilastollisen merkitsevyyden keinoin.

38 7 YHTEENVETO Työssä saatiin tulokset XFAT-ohjelmalle T-liitoksen hitsin rajaviivan nimellisistä FATluokista ja jännityskonsentraatiokertoimista. Työssä pyrittiin lisäksi vastaamaan neljään tutkimuskysymykseen tulosten perusteella: Kuinka hitsin liittymäkulma vaikuttaa liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Kuinka hitsin a-mitta vaikuttaa liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Kuinka liitoksen levynpaksuudet vaikuttavat liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Kuinka hitsin tunkeuma vaikuttaa liitoksen rajaviivan väsymiskestävyyteen? Mitä suurempi jännityskonsentraatiokerroin, sen pienempi nimellinen FAT-luokka ja näin ollen pienempi väsymiskestävyys. Liittymäkulman β muutos jyrkästä jouhevaan suurensi väsymiskestävyyttä. Selkein korrelaatio väsymiskestävyyden ja parametrien välillä oli liittymäkulmalla β = 60. Kun β muutettiin arvosta 10 tai 30 arvoon 60, väsymiskestävyys kasvoi selkeästi. Levyjenpaksuuksilla oli selkeä merkitys väsymiskestävyyteen, mitä pienempi t/t-suhde, sen suurempi väsymiskestävyys. Ero oli merkittävin taivutustapauksissa, kun β 30. Tunkeumalla oli havaittava vaikutus väsymiskestävyyteen vain, kun t/t = 0,5. Tällöin pienellä tunkeumalla w/t = 0,8 saatiin suurin rajaviivan väsymiskestävyys. Pienin rajaviivan väsymiskestävyys oli läpi hitsatussa tilanteessa w/t = 0. Tuloksista tai kaavioista ei löytynyt selvää riippuvuussuhdetta hitsin a-mitan ja väsymiskestävyyden väliltä.

39 LÄHTEET Fricke, W. 2012. IIW Recommendations for the Fatigue Assessment by Notch Stress Analysis for Welded Structures. Cambridge: Woodhead Publishing Limited. 36 s. Hobbacher, A. F. 2016. Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components. 2. Painos. Switzerland: Springer International Publishing. 158 s. Niemi, E. 1996. Hitsattujen rakenteiden väsymistarkastelussa käytettävät jännitykset. Tekninen tiedotus 3/96. Tampere: Tammer-Paino. 45 s. Niemi, E. 2003. Levyrakenteiden suunnittelu. Tekninen tiedotus 2/2003. Helsinki: Teknologiateollisuus. 136 s. Radaj, D., Sonsino, C.M. & Fricke, W. 2006. Fatigue assessment of welded joints by local approaches. 2. Painos. Cambridge: Woodhead Publishing Limited. 639 s. SFS EN-ISO-1993-1-9. 2005. Eurocode 3: Teräsrakenteiden suunnittelu. Osa 1-9: Väsyminen. 2008. Helsinki: Suomen Standardisoimisliitto SFS. 41 s. Vahvistettu ja julkaistu suomenkielisenä 2005. Korjattu 2008. Sonsino, C. M., Fricke, W., de Bruyne, F., Hoppe. A., Ahmadi, A. & Zhang, G. 2010. Notch stress concepts for the fatigue assessment of welded joints Background and applications. International Journal of Fatigue, 34: 1. s 16.

Lasketut hitsausliitokset w/t = 0.8 tilanteille Liite I Lasketut hitsausliitokset w/t = 0.5 tilanteille

Lasketut hitsausliitokset w/t = 0 tilanteille Liite I (2)