Mikko Borgström VÄÄNTÖKUORMITETUN KOTELOPROFIILIPUOMIN VÄSYMISKESTÄVYYS

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 [mm 2 ] b profiilin poikkileikkauksen leveys [mm] D f D w laipan taivutusjäykkyys uuman taivutusjäykkyys E kimmomoduuli [MPa] F voima [N] f y myötölujuus [MPa] F f laipassa vaikuttava vinouttava voima [N] F w uumassa vaikuttava vinouttava voima [N] G liukumoduuli [MPa] H korkeus [mm] I neliömomentti [mm 4 ] I a akselin neliömomentti [mm 4 ] I f laipan neliömomentti [mm 4 ] laipan korjattu neliömomentti [mm 4 ] I k puomikorvakkeen sivulevyn neliömomentti [mm 4 ] I v puomikorvakkeen sivulevyn vääntöneliömomentti [mm 4 ] I w uuman neliömomentti [mm 4 ] uuman korjattu neliömomentti [mm 4 ] K jäykkyysluku [N/mm] K f K w laipan alustavakio uuman alustavakio L pituus [mm] L h mitoituskestoikä [h] M taivutusmomentti [Nm] M ekv ekvivalentti taivutusmomentti [Nm] M f laipassa vaikuttava taivutusmomentti [Nm] M w uumassa vaikuttava taivutusmomentti [Nm] N syklimäärä N kar N ref karakteristinen kestoikä referenssisyklimäärä

8 N 50% keskimääräinen kestoikä P voimaparin voima [N] q vääntöleikkausvuo [N/mm] S sylinteri siirtymä [mm] S ωg jousen jousivakio [Nmm 3 /rad] T vääntömomentti [Nm] t levyn paksuus [mm] T ekv ekvivalentti vääntömomentti [Nm] v vinoutumisen aiheuttama siirtymä V pa voimalla P laskettu pystysiirtymä akselin keskellä [mm] V p voimalla P laskettu pystysiirtymä puomin päässä [mm] V x yksikkövoiman aiheuttama pystysiirtymä puomin päässä [mm] V xa yksikkövoiman aiheuttama pystysiirtymä akselin keskellä [mm] X akselissa vaikuttava leikkausvoima [N] P eff tehollinen voima [N] β BEF-parametri Δ akselin välys [mm] σ jännitys [MPa] Δσ jännitysvaihtelu [MPa] σ mps maksimipääjännitys [MPa] σ hs rakenteellinen hot spot-jännitys [MPa] σ vm Von Mises- vertailujännitys [MPa] σ 1 ekstrapolointisolmun jännitys [MPa] σ 2 ekstrapolointisolmun jännitys [MPa] ϕ kiertymä [ /rad] BEF kimmoisalla alustalla olevan palkin analogia (engl. beam on elastic foundation approach) BEM reunaelementtimenetelmä (engl. Boundary element method) FAT väsymisluokka [MPa] FAT kar karakteristinen väsymisluokka [Mpa] FAT 50% keskimääräinen väsymisluokka [Mpa]

9 FEM HfMit MAG TIG elementtimenetelmä (engl. Finite Element method) paineilmavasarrus (engl. High frequency Mechanical impact treatment) metallikaasukaarihitsaus aktiivisella suojakaasulla (engl. Metal active gas welding) 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 L = etäisyys korvallista kuormittavan voiman vaikutuspisteestä kotelon päähän =laipoissa vaikuttava taivutusmomentti = uumissa vaikuttava taivutusmomentti 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. (Björk, 1990, s.7) (15) 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: mm 4 mm 4 Lasketaan uumien ja laippojen taivutusjäykkyydet yhtälöistä (20) ja (21). (20) (Kähönen & Niemi, 1986, s. 12) (21) 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). (Kähönen & Niemi, 1986, s. 20) (29) (30) (Kähönen & Niemi, 1986, s. 9) (31) 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.

Kuva 8. Jännitysjakaumat kotelossa, jossa on 10 mm jäykistelevy. 26

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.

Kuva 15. Päittäisliitoksen siirto. 32

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 MPa poikittainen jänittys Von Mises 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.

Kuva 20. Lovijännitys. 37

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.

Kuva 22. Lovijännitys. 39

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.

Kuva 24. WiseRoot- geometrian analysointi. 41

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 kohdalla. 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 todennäköisesti 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 vastaavan 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 päittäishitsin 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 vaurioiksi 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 52 siirtymä mm 51 50 49 48 47 46 45 44 siirtymä 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 puoli/korjaushitsi 2. 234,3 18 juuren puoli

48 Kuva 27. Väsymissäröjen sijainnit koekappaleessa. Ensimmäinen vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 182.2. Särö oli lähtenyt kasvamaan 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 vaurioksi osoittautui särö 1. Taulukko 4. Säröjen pituudet kokeen päätyttyä. särönumero pituus (mm) 1. >700 2. >25

49 siirtymä 52 50 mm 48 46 siirtymä 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 kasvamaan juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta. Toinen vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 279.5 hitsin juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta.. Särö oli lähtenyt kasvamaan

51 Kolmas vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 305.8 hitsin juuren puolelta päittäishitsin ja pitkittäisen pienahitsin nurkasta.. Särö oli lähtenyt kasvamaan Neljäs vaurio havaittiin syklimäärän ollessa 417.8. Särö oli lähtenyt kasvamaan hitsin 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 kuvassa 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 vaurioksi 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 54 siirtymä 52 50 mm 48 46 siirtymä 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 133 275.8. Vaihteluväli on siten 142.8 sykliä. Rakenne ja kuormitus olivat kaikissa kokeissa samanlainen. Kokeiden päättymisen syklimäärien vaihteluväli, kun K2 jätetään tarkastelun ulkopuolelle, on 325.6 555.3. Koekappaleiden kestoiän vaihteluväli on siis 229.7 sykliä ja keskiarvo on 443.6. 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 HI- FIT- 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 vasemmanpuoleisen rajaviiva uuman välinen pienahitsi K2 ylemmän laipan ja tyvipään juuren puoli päätylevyn välinen päittäishitsi K3 alemman laipan ja latvapään päätylevyn päittäishitsi juuren puoli, hitsien nurkassa K4 tyvipään päätylevyn ja rajaviiva TIG-jälkikäsittelyn aloitus/lopetus- oikeanpuoleisen korvakkeen kohdassa sivulevyn pienahitsi K5 latvapään päätylevyn ja rajaviiva TIG-jälkikäsittelyn aloitus/lopetus-kohdassa, oikeanpuoleisen korvakkeen sivulevyn välinen pienahitsi, latvapään päätylevyn ja juuren puoli, hitsien nurkassa, yhdistyi ensin mainitun särön kanssa ylemmänlaipan päittäishitsi K6 latvapään päätylevyn ja ylemmänlaipan päittäishitsi juuren puoli, korjaushitsin kohdalla 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.

Kuva 37. Koekappaleen K6 kriittisen vaurion särön kasvun alkukohta. 60

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/ laseretäisyysanturi puomit/ sylinterit vääntömomentti venymäliuska/ voima-anturi poikkileikkaus A ja B/ kiinnitystapit taivutusmomentti venymäliuska/ voima-anturi poikkileikkaus A ja B/ kiinnitystapit jännitys venymäliuska puomi 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) (Niemi, 1993, s. 243) (33) Kun ekvivalentin kuormituksen laskentakaavaan (32) sijoitetaan :n paikalle kuormitussummaa 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. vääntömomentti sivutaivutusmomentti T M kenttämittauksen 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)