LAPPEENRANNAN TEKNILLINEN YLIOPISTO LUT School of Energy Systems LUT Kone Tuomas Tuomaala PUUKUROTTAJAN PUOMIN VÄSYMISTARKASTELU Työn tarkastajat: Professori Timo Björk TkT Timo Nykänen Työn ohjaaja: DI Teemu Nevaharju
TIIVISTELMÄ Lappeenrannan teknillinen yliopisto LUT Energiajärjestelmät LUT Kone Tuomas Tuomaala Puukurottajan puomin väsymistarkastelu Diplomityö 2016 44 sivua, 21 kuvaa, 11 taulukkoa, 2 liitettä Tarkastajat: Professori Timo Björk TkT Timo Nykänen Hakusanat: FE-analyysi, Hot-spot -menetelmä, väsymislaskenta, rakenteellinen jännitys Tämän diplomityön tarkoituksena on tarkastella puukurottajan puomin väsymiskestävyyttä Hot-spot menetelmää hyödyntäen. Työn väsymisanalyysi perustuu oletukseen, että työkiertojen jännityshistoria pysyy samanlaisena koko kestoiän. Työssä määritetään puomin kriittiset kohdat väsymiskestävyyden suhteen ja puomin väsymiseen vaikuttavia tekijöitä. Puomirakenteen FE-analyysin suorittamisessa käytettiin Femap NX Nastran ohjelmistoa.
ABSTRACT Lappeenranta University of Technology LUT School of Energy Systems LUT Mechanical Engineering Tuomas Tuomaala Examination of fatigue of logs stacker s boom Master s Thesis 2016 44 pages, 21 figures, 11 tables, 2 appendices Examiners: Professor Timo Björk D.Sc. (Tech.) Timo Nykänen Keywords: Finite element analysis, Hot-spot method, Fatigue calculation, Structural stress, boom, welded structure The scope of this Master s thesis is to study the fatigue durability of a log stacker boom by using the Hot-Spot method. The fatigue analysis is based on the assumption that the cycles stress history remains the same throughout the operating life. In addition to this, the thesis determines the critical spots of the boom fatigue resistance using a calculation model and goes through the factors affecting the fatigue of the boom. The Fe-analysis of the log stacker s boom was performed using Femap with NX Nastran software.
ALKUSANAT Haluan kiittää SKS Toijala Oy:tä mielenkiintoisesta diplomityön aiheesta ja mahdollisuudesta päästä perehtymään puukurottajien toimintaan. Kiitän työni tarkastajia Timo Björkiä ja Timo Nykästä. Haluan myös kiittää työkavereitani, perhettäni sekä ystäviäni saamastani tuesta. Tuomas Tuomaala Tampere 08.06.2016
5 SISÄLLYSLUETTELO ALKUSANAT SISÄLLYSLUETTELO SYMBOLI- JA LYHENNELUETTELO 1 JOHDANTO 9 1.1 Työn tausta... 10 1.2 Työn tavoite ja rajaus... 10 2 HITSATUN TERÄSRAKENTEEN VÄSYMINEN 11 2.1 Nimellisen jännityksen menetelmä... 11 2.2 Geometrisen jännityksen menetelmä... 12 3 ELEMENTTIMENETELMÄ 15 4 PUOMISTON VÄSYMISTARKASTELU 16 4.1 Käyttöä kuvaava työkierto... 17 4.2 Jännitysvaihtelut ja väsymislujuus... 19 4.3 Väsymisiän arviointi... 22 4.4 Tavoitekestoiän määritys ja ekvivalenttijännitys... 25 5 PUOMIRAKENTEEN MALLINNUS FEM-LASKELMIA VARTEN 26 5.1 Ohjelman valinta... 26 5.2 FEM-mallin analyysimalli... 26 5.3 Materiaaliominaisuuksien mallinnus... 27 5.4 Puomirakenteen geometria... 28 5.5 Elementit... 29 5.6 Koordinaatistot... 31 5.7 Kuormien mallinnus... 32 5.8 Puomien levyrakenteiden massat... 34 5.9 Siirtymäreunaehdot... 36
6 6 VÄSYMISTARKASTELUN TULOKSET 37 6.1 Suuremman kokoluokan puomin kriittiset kohdat... 37 6.2 Konseptipuomin kriittiset kohdat... 38 7 JOHTOPÄÄTÖKSET JA JATKOTUTKIMUSTARPEET 40 7.1 Tuloksien tulkinta... 40 7.2 Puomirakenteen kehitysehdotukset... 40 7.3 Jatkotutkimukset... 40 8 YHTEENVETO 42 LÄHTEET LIITTEET Liite 1. Esimerkki ekvivalentin jännitysheilahduksen muodostamisesta jännityshistoriasta Liite 2. Esimerkki ekvivalentin jännitysheilahduksen muodostamisesta jännityshistoriasta laskentatyökalulla
7 SYMBOLI- JA LYHENNELUETTELO A Poikkipinta-ala E Materiaalin kimmokerroin [MPa] F Normaalivoima [N] g putoamiskiihtyyvyys I Poikkipinnan jäyhyysmomentti i0 j k Ks M Alin huomioon otettava jännitysvaihteluluokka Alin huomioon otettava jännitysvaihteluokka Ylin huomioon otettava jännitysvaihteluokka Koon vaikutuksen huomioon ottava pienennystekijä Taivutusmomentti m1 SN-käyrän perusosan kulmakerroin [-] m2 SN-käyrän jatkeen kulmakerroin [-] N Väsymisvaurioon johtavien työkiertojen lukumäärä ni i suuruisten jännitysvaihteluiden lukumäärä ReH Ylempi myötöraja [N/mm 2 ] ReL Alempi myötöraja [N/mm 2 ] Rm Murtoraja [N/mm 2 ] t Levyn paksuus u Kitkakerroin y Etäisyys painopisteakselilta tutkittavaan kohtaan γmf ε ε0.4t ε1.0t Väsymiskestävyyden osavarmuusluku Venymä [µm/m] Venymä 0,4:n levyn paksuuden etäisyydellä [µm/m] Venymä levyn paksuuden etäisyydellä [µm/m] εhs Hot spot venymä [-] ν Poissonin vakio ρ Materiaalin tiheys [kg/m 3 ] Jännityksen vaihteluväli [MPa] C D Väsymiskestävyysluokka [MPa] Vakioamplitudisen kuormituksen väsymisraja [MPa]
8 ekv i L b hs ln m nlp nom Ekvivalentti jännitysvaihteluväli Jännityksen vaihteluväli [MPa] Muuttuva-amplitudisen kuormituksen väsymisraja [MPa] Kuoren taivutusjännitys [MPa] Rakenteellinen hot-spot -jännitys [MPa] Lovijännitys [MPa] Kalvojännitys [MPa] Epälineaarinen huippujännitys [MPa] Nimellisjännitys [MPa] Jännitys [MPa] FEM IIW Finite Element Method, elementtimenetelmä International Institute of Welding (kansainvälinen hitsausjärjestö)
9 1 JOHDANTO Ennen pyöräkuormaajien ja puukurottajien aikakautta suursahoilla ja kemiallisessa metsäteollisuudessa olivat yleisiä kiinteät siltanosturit. Pyöräkuormaajien käyttö yleistyi 1960-luvulla. Ensimmäiset puukurottajat valmistettiin 1970-luvun alussa. Teleskooppipuomilla varustettuja kurottajia ryhdyttiin valmistamaan 1980-luvun puolivälissä. Puukurottajia käytetään tukki- ja massapuun käsittelyyn tehdasalueilla. Tyypillisiä tehdasalueita ovat sahojen sekä sellu-, vaneri- ja paperitehtaiden puukentät. Nykymallinen puukurottaja on esitetty alla kuvassa 1. (Lind, 2013, s. 283 284.) Kuva 1. Nykymallinen puukurottaja.
10 Puukurottajien etuina pyöräkuormaajiin verrattuna on muun muassa pieni polttoaineen kulutus, esteetön työskentelynäkyvyys, teleskooppipuomilla saavutettava suuri pinoamiskorkeus sekä pieni kääntösäde. Puukurottajat voidaan jaotella nostokyvyn mukaan eri kokoluokkiin. Sopivia konekokoja sahoille ovat hyötykuormaltaan 8 16 tonnin koneet. Suuremmat, 25 30 tonnin koneet ovat pääasiassa suunnattu kemialliseen metsäteollisuuteen. (Siirtokoneet, 2014.) 1.1 Työn tausta Diplomityön toimeksiantajana on SKS Toijala Works Oy, joka on erikoistunut koneenrakennuksen teräsrakenteiden valmistamiseen. Yritys on alihankintatöinä valmistanut Kalmar-puukurottajia vuodesta 2003 saakka. Vuonna 2013 SKS Toijala Works osti Cargoteciltä Kalmar-puukurottajaliiketoiminnan. Tuotteen uutena omistajana SKS Toijala Works kehitti puukurottajien tuoteperhettä uudella kokoluokalla, jonka käyttökohteena ovat suurten ja keskisuurten sahojen puukentät. Perinteisesti tätä kokoluokkaa ovat hallinneet pyöräkuormaajat. Tässä työssä tarkastellaan puukurottajan puomin väsymiskestävyyttä ja hyödynnetään tällä hetkellä olevaa tietämystä olemassa olevista puukurottajista. 1.2 Työn tavoite ja rajaus Tämän diplomityön tavoitteena on tutkia puukurottajan teleskooppipuomin levyrakenteiden väsymiskestävyyttä elementtimenetelmällä ja hyödyntää tuloksia uuden kokoluokan prototyypin suunnittelussa. Työn teoreettinen tausta on selvitetty teräsrakenteiden mitoittamiseen laadituista eurokoodeista ja lujuusopin oppikirjoista. Työn aihealue on rajattu koskemaan puomirakenteen väsymiskestoiän arviointia. Työtä varten suunnitellulla Excel -laskentatyökalulla on mahdollista verrata olemassa olevan puomirakenteen ja konseptisuunnittelussa olevan puomirakenteen väsymiskestävyyttä keskenään. Laskentatyökalun avulla voidaan myös laskea muuttuvaamplitudisen kuormituksen alaisen rakenteen väsymiskestoikä, kun tunnetaan jännityshistorian käännepisteiden jännitykset. Laskentapohja hyödyntää Rainflowluokittelualgoritmia.
11 2 HITSATUN TERÄSRAKENTEEN VÄSYMINEN Hitsatun teräsrakenteen väsyminen on rakenteessa etenevä vaurio, johon syynä ovat toistuvat jännitysheilahdukset. Tavallisesti hitsin rajaviivoilla on pieniä alkusäröjä, joiden syvyys vaihtelee välillä 0,05 0,4 mm (Airila, 2010, s. 185). Alkusärö alkaa kasvaa hitsin rajaviivalta jännitysheilahduksen ollessa riittävän suuri. Väsymissärö pyrkii etenemään kohtisuoraan vedonsuuntaiseen pääjännitykseen nähden. Särönkasvun loppuvaiheessa rakentenne murtuu. (Airila, 2010, s. 79.) Tunnettu kansainvälinen hitsausjärjestö International Institute of Welding (IIW) on julkaissut Hobbacherin IIW:n julkaisussa eri liitostyypeille ja rakenteille kokeellisesti määritettyjä väsymisluokkia. Rakenneyksityiskohdan väsymisluokka kuvaa kahta miljoonaa kuormanvaihtoa vastaavaa karakteristista väsymislujuutta. Hitsausjärjestö edustaa uusimpia näkemyksiä kokeellisista väsymistuloksista. IIW:n suositukset ovat eurooppalaisten teräsrakenne suunnittelustandardien taustalla. Teräsrakenteiden suunnittelustandardissa SFS-EN 1993-1-9 (2005) on esitetty seuraavat väsymislujuuden tarkastelumenetelmät: nimellisen jännityksen menetelmä ja rakenteellisen hot spot -jännityksen menetelmä. Menetelmien lähtökohtana on kokeellisesti määritetyt SNkäyriin perustuvat väsymisluokat. (SFS-EN 1993-1-9, 2005, s. 13 14.) 2.1 Nimellisen jännityksen menetelmä Nimellisen jännityksen menetelmä perustuu jännitysten laskentaan perinteisillä levy-, laattatai kuoriteorian kaavoilla kohteen mukaan. Menetelmä soveltuu yksinkertaisille rakenteille, sillä nimellisen jännityksen määrittäminen monimutkaiselle geometrialle voi olla usein mahdotonta. Jännitykset lasketaan mahdollisen väsymissärön kasvukohdasta. Rakenteellinen epäjatkuvuuskohta otetaan huomioon rakenneyksityiskohdan väsymisluokalla, joita on esitetty standardissa SFS-EN 1993-1-9. Nimellisen jännityksen menetelmän väsymisluokkien jaksotus ulottuu 36 MPa:sta 160 MPa:iin. Valssatun pinnan väsymisluokka on 160, joka on parhain mahdollinen väsymisluokka (Ruukki, 2012, s. 267). Makrogeometrisiä vaikutuksia tulee ottaa huomioon kertomalla nimelliset jännitykset esimerkiksi kirjallisuudessa esitetyillä tai kokeellisesti määritetyillä
12 jännityskonsentraatiokertoimilla. Makrogeometrisiä vaikutuksia aiheuttavat esimerkiksi suuret aukot tai käyrä palkki, jotka eivät sisälly standardin mukaisiin väsymislujuusarvoihin. Nimellisjännitys σnom voidaan laskea veto- ja taivutuskuormitetussa palkissa palkkiteorian kaavalla: σ nom = F A + M I y (1) Yhtälössä 1 F on normaalivoima, A on poikkipinta-ala, M on taivutusmomentti, I on poikkipinnan jäyhyysmomentti ja y on etäisyys painopisteakselilta tutkittavaan kohtaan. (Airila, 2010, s. 188 189.) 2.2 Geometrisen jännityksen menetelmä Monimutkaisen rakenteen jännitystilaa voidaan kuvata geometrisella jännityksellä, joka ottaa huomioon nimellisjännityksen lisäksi rakenteen epäjatkuvuuskohtien aiheuttaman jännityskeskittymän. Geometrisen jännityksen oletetaan jakautuvan lineaarisesti levyn paksuudelle. Varsinainen hot-spot -jännitys ( hs) on hitsin rajaviivan vieressä levymäisessä perusaineessa vallitseva geometrinen jännitys, mikä ei ota huomioon hitsausliitoksesta aiheutuvaa epälineaarista huippujännitystä. Huippujännitys ( nlp) muodostuu hitsin rajaviivan ja kuvun todellisesta geometriasta. Huippujännityksen vaikutus otetaan huomioon väsymistarkastelussa tilastollisena suureena, joka sisältyy SN-käyriin. Geometrinen jännitys saadaan ratkaistua taivutusjäykkien kuorien teorialla elementtimenetelmää hyödyntäen. Levymäisessä rakenteessa esiintyvä geometrinen jännitys voidaan jakaa kalvojännitykseen ( m) ja kuoren taivutusjännitykseen ( b). Geometrisen jännityksen menetelmä soveltuu rajaviivan puolen tarkasteluihin. Kuvassa 2 on esitetty lovijännitys ( ln), joka sisältää kalvoja taivutusjännityksen sekä huippujännityksen. (Niemi, 1996, s. 7.)
13 Kuva 2. Hot-spot -jännitys ja lovijännitys (mukaillen Ruukki, 2012, s. 265). Hot spot -jännitys on myös mahdollista määrittää olemassa olevasta rakenteesta venymäliuskoilla. Mittaus on suoritettava siten, että venymäliuskat ovat loven vaikutusalueen ulkopuolella. Epälineaarisen huippujännityksen vaikutus rajoittuu noin 0,3 0,4t:n päähän hitsin rajaviivasta, missä t tarkoittaa levyn paksuutta. Venymämittaustuloksille suoritetaan lineaarinen ekstrapolointi hitsin rajaviivalle. Loven muodostama epälineaarinen huippujännitys otetaan huomioon SN-käyrien yhteydessä tilastollisena suureena. Kuvassa 3 on esitetty kahdella mittauspisteellä ekstrapolointi hitsin rajaviivalle. (Niemi, 1996, s. 13). Kuva 3. Hot-spot -jännityksen ( hs) ekstrapolointi (mukaillen Ruukki, 2012, s. 266).
14 Kaavojen 2 ja 3 avulla voidaan laskea hot-spot -jännitys, kun ekstrapolointi on suoritettu kahdella venymäliuskan mittaustuloksella. IIW:n väsymismitoitus suosituksista löytyy ohjeet venymämittauksien ekstrapolointiin. (Hobbacher, 2007, s. 32.) ε hs = 1,67 ε 0.4t 0,67 ε 1.0t (2) Yhtälössä 2 εhs on hitsiä vastaan kohtisuora hot-spot venymä, ε0.4t on 0,4:n levyn paksuuden etäisyydellä venymä [µm/m] ja ε1.0t on levyn paksuuden etäisyydellä venymä [µm/m] (Hobbacher, 2007, s. 32). σ hs = E ε hs (3) Yhtälössä 3 hs on hot-spot jännitys, E on kimmokerroin ja εhs on Poissonin vakio (Hobbacher, 2007, s. 32).
15 3 ELEMENTTIMENETELMÄ Työssä käytetyn väsymistarkastelun rasitukset on selvitetty numeerisesti elementtimenetelmällä. Elementtimenetelmän englanninkielinen nimi on Finite Element Method, josta tulee lyhenne FEM. Numeerisen FEM- laskennan tavoitteena on ratkaista kuormitusyhdistelmästä tai yksittäisistä kuormituksista aiheutuvat rakenteen siirtymä-, muodonmuutos- ja jännitystilakentät. Yksinkertaisen geometrian omaavien rakenteiden rasitusten selvittäminen onnistuu analyyttisesti lujuusopin vakiokaavoja soveltamalla ilman numeerista ratkaisumenetelmää. Tyypillisesti monimutkaisten rakenteiden numeerisessa analysoinnissa hyödynnetään elementtimenetelmään perustuvia tietokoneohjelmia. (Lähteenmäki, 2015, s. 1.) Elementtimenetelmässä geometrisesti monimutkaisesta rakenteesta tehdään laskentamalli. Laskentamalli koostuu lukuisista geometrialtaan yksinkertaisista elementeistä, jotka ovat yhdistetty toisiinsa solmuilla. Elementtejä ja solmuja kutsutaan yhdessä elementtiverkoksi. Samassa laskentamallissa voi esiintyä sekä erityyppisiä elementtejä että eri materiaaliominaisuuksia sisältäviä elementtejä. Laskentamalli sisältää myös rakenteen oletetun tuennan, kuormituksen sekä materiaaliparametrit. (Lähteenmäki, 2015, s. 2.) Tuloksien paikkansapitävyyteen vaikuttavat laskentamallin tarkkuus, siirtymäreunaehdot sekä kuormien määrittäminen riittävällä tarkkuudella. Elementtiverkon mallinnuksessa on tärkeää käyttää säännöllisen geometrian omaavia elementtejä ja ottaa huomioon laskentamallin elementtien määrä suhteutettuna käytössä olevaan laskentakapasiteettiin. Laskentamallissa toteutetut yksinkertaistukset vaativat laskijalta ymmärrystä eri elementtityypeistä ja solmujen vapausasteiden vapautuksista. Reunaehtojen oikeaoppisessa määrityksessä on hyvä tuntea myös oikean rakenteen tai vastaavan olemassa olevan rakenteen käyttäytyminen. (Niemi, 1996, s. 24.)
16 4 PUOMISTON VÄSYMISTARKASTELU Puomiston väsymistarkastelussa on käytetty SFS-EN 1993-1-9 (2005) standardissa esitettyä geometrisen jännityksen menetelmää. Väsymistarkastelun vaiheet on esitetty kuvassa 4. Tarkastelu perustuu oletukseen, että työkiertokohtaiset kuormitukset pysyvät samanlaisina koko puomiston kestoiän. Työkierron aikana rakenteessa esiintyy vaihtuva-amplitudista kuormitusta, mikä muunnetaan ekvivalentiksi vakioamplitudiseksi jännitysvaihteluksi. Väsymismitoitus perustuu jännitysvaihteluväleihin ja jännitysjaksojen lukumääriin käyttörajatilassa. Kuormituksen osavarmuuslukuna käytetään suositusarvoa 1,0 (Ruukki, 2012, s. 272). Kuva 4. Väsymistarkastelun vaiheet.
17 4.1 Käyttöä kuvaava työkierto Puukurottajille ei ole standardisoitu valmiita tyypitettyjä jännityskertymiä, joten puomistolle määritetään normaalia koneen käyttöä vastaava työkierto. Työkierroksi valitaan yhden puunipun kuljetus kuormauspaikalta purkupaikalle. Kuvassa 5 on esitetty havaintokuva työkierrosta. Työkierron aikana reitillä esiintyy tyypillisiä ajotilanteita puukurottajalle, kuten kiihdytyksiä ja jarrutuksia sekä ajoradan epätasaisuuksia. Ajotilanteista ja teleskooppipuomin aseman muutoksista sekä hyötykuorman suuruuden vaihtelusta syntyy muuttuva-amplitudista kuormitusta. Kuormituksen käännepisteet on määritetty laskentamalliin omina kuormitustapauksina. Analyysiin arvioidut kuormitustilanteiden kiihtyvyydet on esitetty taulukossa 1. Kuva 5. Työkierron aikaiset kuormitustilanteet numeroituina.
18 Taulukko 1. Yksittäinen kuormitustilanne ja kiihtyvyys. Numero Tapahtuma Kiihtyvyys [g] Kiihtyyden suunta 1. Kaarre oikealle 0,2 Sivusuunta 2. Kuoppa 0,5 Pystysuunta 3. Jarrutus 0,1 Ajosuunta 4. Kaarre vasemmalle 0,12 Sivusuunta 5. Jarrutus 0,2 Ajosuunta 6. Teleskooppi liikkeelle 0,05 Teleskoopin pituussuunta 7. Teleskooppi lopetus 0,05 Teleskoopin pituussuunta 8. Puomin laskun aloitus 0,09 Puomin kehänsuunta 9. Puomin laskun lopetus 0,09 Puomin kehänsuunta 10. Puomin noston aloitus 0,09 Puomin kehänsuunta 11. Puomin noston lopetus 0,09 Puomin kehänsuunta 12. Teleskooppi liikkeelle 0,05 Teleskoopin pituussuunta 13. Teleskooppi lopetus 0,05 Teleskoopin pituussuunta 14. Kiihdytys 0,05 Ajosuunta 15. Kaarre oikealle 0,12 Sivusuunta 16. Jarrutus 0,2 Ajosuunta 17. Kiihdytys 0,2 Ajosuunta 18. Kuoppa 0,5 Pystysuunta 19. Kaarre vasemmalle 0,2 Sivusuunta 20. Jarrutus 0,2 Ajosuunta 21. Teleskooppi liikkeelle 0,05 Teleskoopin pituussuunta 22. Teleskooppi lopetus 0,05 Teleskoopin pituussuunta 23. Puomin laskun aloitus 0,09 Puomin kehänsuunta 24. Puomin laskun lopetus 0,09 Puomin kehänsuunta 25. Puomin noston aloitus 0,09 Puomin kehänsuunta 26. Puomin noston lopetus 0,09 Puomin kehänsuunta 27. Teleskooppi liikkeelle 0,05 Teleskoopin pituussuunta 28. Teleskooppi lopetus 0,05 Teleskoopin pituussuunta 29. Kiihdytys 0,05 Ajosuunta 30. Kaarre vasemmalle 0,12 Sivusuunta 31. Jarrutus 0,2 Ajosuunta 32. Kiihdytys 0,05 Ajosuunta 33. Kaarre vasemmalle 0,12 Sivusuunta 34. Kiihdytys 0,1 Ajosuunta
19 4.2 Jännitysvaihtelut ja väsymislujuus Työkierron käännepisteissä tapahtuvat rasitukset on selvitetty FEM -laskennalla. Rakenteen kriittisimmistä kohdista tuodaan rakenteellinen hot-spot-jännityshistoria Excel-työkaluun. Jännitykset on luettu hitsin rajaviivan kohdalta kuorimallista. Excel-työkalun Rainflow - luokittelualgoritmilla poimitaan jännityshistoriasta erikokoiset jännitysvaihtelut ja niiden lukumäärät. Laskentatyökalun toiminnasta on esimerkki liitteissä 1 ja 2. Kuvassa 6 on esitetty yksittäinen jännitystarkastelukohta ja sen jännityshistoria on esitetty kuvassa 7. Kuva 6. Yksittäinen jännitystarkastelukohta.
20 Kuva 7. Yksittäisen kohdan jännityshistoria työkierron aikana. Histogrammin avulla voidaan havainnollistaa jännitysluokkien jakaumaa. Kuvassa 8 k on ylin ja j alin huomioon otettava jännitysheilahdusluokka. Histogrammi sisältää jännitysvaihtelujen lukumäärät luokittain. Työkierron aikana esiintyvän suurimman ja pienimmän jännityksen erotus on ylin jännitysheilahdusluokka. Jännitysvaihtelun kertymästä johdetaan ekvivalentti jännitysvaihteluväli. (Airila, 2010, s. 196.) Kuva 8. Kuormituskertymän histogrammi (Airila, 2010, s. 195).
21 Hitsausliitosten väsytyskokeet on enimmäkseen tehty vakioamplitudisella sinimuotoisella kuormituksella (Airila 2010, s. 196). Tämän vuoksi työkierron aikana esiintyvä vaihtuvaamplitudinen kuormitus muunnetaan vastaamaan vakioamplitudista kuormitusta. Erikokoiset jännitysvaihtelut muunnetaan ekvivalentiksi jännitysvaihteluksi yhtälön 4 mukaisesti. σ ekv = ( 1 K (n i σ m1 i )+ σ m1 m2 j 1 D (n i σ m2 i=j i ) m1 i=i0 ) n i (4) Yhtälössä 4 i on jännityksen vaihteluväli ja ni on i suuruisten jännitysvaihteluiden lukumäärä. D on vakioamplitudisen kuormituksen väsymisraja. ni on yhden työkierron aikana esiintyvien jännitysvaihteluiden lukumäärä. m1 on SN-käyrän perusosan kaltevuutta kuvaava eksponentti. m2 on SN-käyrän jatkeen kaltevuutta kuvaava eksponentti. i0 on alin ja k on ylin huomioon otettava jännitysvaihteluluokka. (Airila, 2010, s. 197.) Kuva 9. Eurocode 3:n mukainen kaksoiskalteva SN-käyrä (mukaillen SFS-EN 1993-1-9, 2005, s. 15).
22 Väsymiskestävyyden määrittämisessä käytettävä geometrisen jännityksen menetelmä perustuu väsytyskokeilla määritettyihin SN-käyriin. Kaksoiskalteva SN-käyrä on esitetty kuvassa 9. SN-käyräkuvaajan akseleina ovat jännitysamplitudi ja kestoluku N. SNkäyrän ylemmän väsymisrajan alapuolelta D kestoikä voidaan olettaa äärettömäksi vakioamplitudisen kuormituksen vaikuttaessa. Muuttuva-amplitudisen kuormituksen vaikuttaessa kaikkien jännitysvaihteluvälien pitää olla alle vakioamplitudisen väsymisrajan, jotta kestoikä voidaan olettaa äärettömäksi. Vakioamplitudinen väsymisraja D voidaan laskea yhtälöllä 5. (Ruukki, 2012, s. 268). σ D = (2 5) 1 3 σ c (5) Yhtälössä 5 D on vakioamplitudinen väsymisraja ja C on väsymiskestävyysluokka. Muuttuva-amplitudisen kuormituksen väsymisraja L on 100 miljoonan jakson kohdalla, jossa käyrä kääntyy vaakasuoraksi. Kuormituksen väsymisrajan alapuolelle sijoittuvia pieniä jännitysvaihteluvälejä ei tarvitse huomioida jännitysvaihteluvälin kertymässä. Muuttuva-amplitudisen kuormituksen väsymisraja L voidaan laskea yhtälöllä 6. (Ruukki, 2012, s. 268). σ L = (5 100) 1/5 σ D (6) 4.3 Väsymisiän arviointi Yksittäisen liitoskohdan väsymisvaurioon johtavien työkiertojen lukumäärä N voidaan laskea yhtälön 7 mukaisesti, kun pysytään alle 5 miljoonassa työkierrossa. N = 2 10 6 ( K m 1 s σ C ) (7) γ Mf σ ekv Yhtälössä 7 KS on koon vaikutuksen huomioon ottava pienennystekijä. C on väsymiskestävyysluokka. ekv on ekvivalentti jännitysvaihteluväli ja m1 on SN-käyrän perusosan kaltevuutta kuvaava eksponentti. γmf on väsymiskestävyyden osavarmuusluku. (Airila 2010, s. 192).
23 Geometrisen jännityksen menetelmään liittyvät väsymisluokat on esitetty taulukossa 3. Rakenneyksityiskohdan arviointiin käytettäviä väsymiskestävyyden luokat ovat 90 MPa, 100 MPa ja 112 MPa. Laskennassa on käytetty väsymisluokkaa C = 100 MPa. Väsymiskestävyyden suurempi varmuus otetaan huomioon pienentämällä väsymisluokkaa C osavarmuuskertoimen arvolla γmf, joka on esitetty taulukossa 2. Koon vaikutus on esitetty yhtälössä 8. (Ruukki, 2012, s. 273). K s = ( 25mm ) 0,2, kun t > 25 mm (8) t Yhtälössä 8 Ks on koon vaikutuksen huomioon ottava pienenennystekijä ja t on levynpaksuus. Taulukko 2. Väsymiskestävyyden osavarmuusluvun γmf arvot (SFS-EN 1993-1-9, 2005, s. 11). Luotettavuustarkastelu Vaurion seuraukset Pienet Suuret Vaurionsietoperiaate 1,00 1,15 Varman kestämisen periaate 1,15 1,35
Taulukko 3. Geometrisen jännityksen väsymisluokat (SFS-EN 1993-1-9, 2005, s. 40). 24
25 4.4 Tavoitekestoiän määritys ja ekvivalenttijännitys Tilaaja on määrittänyt, että tavoite puomin kestoiälle on 20 vuotta, käyttötuntien ollessa 6000 tuntia vuodessa. Tämä tuntimäärä vastaa koneen käyttöä kolmessa vuorossa tehdasalueella. Työkiertojen määrä vuodessa on 120 tuhatta sykliä ja kahdessakymmenessä vuodessa 2,4 miljoonaa sykliä. Käyttömäärät on esitetty taulukossa 4. Taulukko 4. Tavoite käyttömäärät puukurottajalle. Työkiertojen määrä tunnissa Käyttötunnit vuorokaudessa Käyttöpäivät vuodessa Käyttötuntien määrä vuodessa Työkiertojen määrä vuodessa Työkiertojen määrä kahdessakymmenessä vuodessa 20 kpl/h 20 h/vrk 300 vrk/v 6 000 h/v 120 000 kpl/v 2 400 000 kpl Maksimi ekvivalentti jännitysvaihtelu 2,4 miljoonalle syklille voidaan laskea yhtälön 8 mukaisesti. 3 σ ekv = 2 106 N ( K s σ C γ Mf 3 ) = 2 106 2.4 10 6 ( 1.0 100 MPa 1.0 ) = 94.1 MPa (8) Työkiertojen määrä on kahdessakymmenessä vuodessa yläpuolella määritetyllä ekvivalentti jännitysvaihtelulla yhtälön 9 mukainen. N = 2 10 6 ( K m s σ C ) γ Mf σ ekv = 2 10 6 ( 1.0 100 MPa 1.0 94.1 MPa )3 2, 4 10 6 sykliä (9)
26 5 PUOMIRAKENTEEN MALLINNUS FEM-LASKELMIA VARTEN Suuremman kokoluokan puomin 3D mallista luotiin laskentamalli, jonka levynpaksuudet ja kuormat oli skaalattavissa sopiviksi uuden puukurottajan kokoluokalle. Seuraavissa kappaleissa käydään laskentamallia läpi. FEM -mallilla selvitettiin rasitukset määritetyn työkierron käännepisteissä. Standardissa SFS-EN 1993-1-5 on esitetty opastavia tietoja FEM -laskennan suorittamiseksi (SFS-EN 1993-1-5, 2006, s. 49). 5.1 Ohjelman valinta Laskenta on suoritettu Siemens PLM softwaren Femap 11.0 with NX Nastran ohjelmistolla. Femap on kehitetty FEM -laskennan tarpeisiin ja toimii NX Nastran sovelluksen esi- ja jälkikäsittelijänä. NX Nastran sovellus suorittaa laskentamallin ratkaisuun liittyvän numeerisen laskennan esikäsittelijässä annettujen parametrien ohjaamana. Jälkikäsittelijä suorittaa tulosten graafiset esitykset ja listaukset. 5.2 FEM-mallin analyysimalli Laskennassa on käytetty lineaarista kimmoteorian mukaista analyysiä ja lineaarista materiaalimallia. Analyysi noudattaa Hooken lakia, jolloin jännitykset ovat suoraan verrannollisia suhteelliseen venymään. Esimerkiksi hiiliteräs tyypillisesti käyttäytyy lineaarisesti myötörajaan asti. Aksiaalisessa jännitystilassa Hooken laki tunnetaan seuraavassa muodossa (Pennala, 1999, s. 25): σ = E ε (10) Yhtälössä 10 σ on jännitys, E on kimmokerroin ja ε on venymä. Hiiliteräksen tyypillinen jännitysvenymä käyttäytyminen on esitetty kuvassa 10, jossa Rm on murtoraja, ReH on ylempi ja ReL on alempi myötöraja. Jännitys-venymä -käyrän pisteiden O, A välillä hiiliteräs käyttäytyy lineaarisesti suhteellisuusrajaan saakka.
27 Kuva 10. Hiiliteräksen jännitys-venymä käyttäytyminen (mukaillen Ruukki, 2012, s. 23). 5.3 Materiaaliominaisuuksien mallinnus Laskentamallin materiaaliominaisuuksien lähtökohtana ovat standardissa EN 1993-1-1 esitetyt teräksen materiaalivakiot. Alla on esitetty laskentamallissa käytetyt materiaalivakiot: Teräksen materiaalivakiona on käytetty seuraavia mitoitusarvoja: - Kimmokerroin E = 210 000 N/mm 2 - Poissonin vakio v = 0,3 - Tiheys ρ = 7810 kg/m 3 Liukupalojen materiaalivakioina on käytetty seuraavia mitoitusarvoja: - Kimmokerroin E = 70 000 N/mm 2 - Poissonin vakio ν = 0,35 - Kitkakerroin u = 0,15
28 5.4 Puomirakenteen geometria Puomien väsymiskestävyyden vertailua varten suuremman kokoluokan puomirakenteen 3D geometria tuotiin neutraaliformaatissa FEMAP -ohjelmistoon keskipintamallin luontia varten. Puomin 3D geometria on esitetty kuvassa 11. Geometriasta keskipinnat on määritetty levyrakenteen sisäpinnan ja ulkopinnan puoliväliin. Pintojen liitosalueet on muodostettu leikkaavien keskipintojen mukaisesti. Keskipintamalli on esitetty kuvassa 12. Todellisen levyrakenteen epätarkkuuksia ei ole otettu huomioon laskettaessa rakenteen jännityksiä ja siirtymiä. Hydrauliikkasylinterien keskilinjoille on muodostettu viivat, joita hyödynnetään keskipintamallin ja siihen liittyvän viivamallin elementtiverkotuksessa. Kuva 11. Puomin levyrakenteiden 3D geometria. Kuva 12. Puomin levyrakenteiden keskipintamalli.
29 5.5 Elementit Laskentamalleissa on käytetty pääasiassa kuori-, solidi-, gap-, Ridig-, sauva-, massa- ja palkkielementtejä. NX Nastran ratkaisijan help-tiedostoista tai kotisivuilta on löydettävissä Element Library Reference liite, jossa on tarkemmat kuvaukset käytetyistä elementtityypeistä (Element Library Reference, 2014, s. 272). Konseptipuomin laskentamallin elementtityypit ja määrät on esitetty taulukossa 5. Samanlainen rakenne on suuremman kokoluokan puomin laskentamallissa. Puomin levyosien mallinnuksessa käytettiin pääasiassa nelisivuisia kuorielementtejä. Vakiovenymäelementtejä edustavia kolmisivuisia kuorielementtejä pyrittiin välttämään. Levyelementtien paksuusparametrit asetettiin konseptiopuomin sekä suuremman kokoluokan puomin levynpaksuuksien mukaan laskentamalleihin. Kuvassa 13 näkyy suuremman kokoluokan puomin elementtiverkko sekä paksuusparametrit. Taulukko 5. Konseptipuomin laskentamallin elementtityypit ja määrät. Käyttökohde Elementtityyppi Määrä, kpl Levyrakenteet keskipintamalleilla Kuorielementti 92 981 Liukupalat Solidielementti 886 Kääntökehän akselin kontaktien kuvaaminen Gap -elementti 72 Osien yhdistäminen Jäykkä rigid -elementti 36 Hydraulisylinterit Sauvaelementti 5 Pihdin ja taakan massan tuonti malliin Massa -elementit 2 Kääntökehän akselit Palkkielementti 4
30 Kuva 13. Elementtiverkon paksuusparametrit näkyvissä. Jäykkiä Rigid -elementtejä on käytetty yhdistämään kuori- ja sauvaelementtejä toisiinsa liityntäkohdissa. Puomin takaosan korvakkeen silmäkehän solmut on sidottu rigid-spiderelementeillä reunaehtosolmuun. Sylinterien mallinnuksessa on käytetty 2-solmuisia sauvaelementtejä, jotka kantavat ainoastaan puristus- ja vetovoimia aksiaalisesti. Palkkielementtejä on käytetty kääntökehän akseleita kuvaamaan. Liukupalat on mallinnettu solidielementeillä. Puomin liukupalat on esitetty kuvassa 14. Liukupalojen ja puomin levyrakenteiden välinen kontakti on muodostettu kosketuspintakontaktilla. Pintakontakti muodostuu kahden tason välille.
31 Kuva 14. Havaintokuva liukupalojen sijainnista sisemmänpuomin eri asennoissa. 5.6 Koordinaatistot Laskentamallissa puomin asentojen muutokset on toteutettu koordinaatistoja käyttäen. Globaalin koordinaatiston lisäksi elementtimalliin on määritelty ulkopuomille, sisäpuomille ja kääntökehälle omat koordinaatistot. Näiden koordinaatistojen avulla määritellään elementtimallissa teleskooppipuomin asema ja kulma sekä kääntökehän kulma. Määriteltyä koordinaatistoa liikutellaan referenssikoordinaatiston suhteen. Puomin pääkoordinaatisto on ulkopuomin koordinaatisto, jolla määritetään puomin kulma suhteessa globaaliin origoon. Sisäpuomin koordinaatisto käyttää referenssikoordinaatistona ulkopuomin koordinaatistoa. Kääntökehän referenssikoordinaatisto on sisäpuomin koordinaatisto. Kuvassa 15 on esitetty laskentamallin puomin ääriasento.
32 Kuva 15. Puomin ääriasento. 5.7 Kuormien mallinnus Laskentamallissa pysyviä massoja ovat kääntökehän ja pihdin omapaino sekä teleskooppipuomin omapaino. Puomin arvioitu kokonaispaino on lisätty laskentamalliin skaalaamalla materiaalin tiheyttä suuremmaksi puomin kuorielementtien osalta. Korotettu tiheys on määritetty kuvan 16 mukaiselle puomiosalle. Kääntökehän kuorielementit on jätetty massattomaksi. Kääntökehän omamassa on otettu huomioon massaelementillä, joka on määritelty kääntökehän keskelle origoon. Hyötykuormaa kuvaava massaelementti on määritelty pihdin keskelle kääntökehän origosta 1700 mm alaspäin. Kääntökehän alue on esitetty kuvassa 17.
33 Kuva 16. Puomin massan määritysalue. Kuva 17. Puomin kääntökehä. Suuremman kokoluokan puukurottajan hyötykuorma on 16 tonnia ja pihdin ja kääntökehän massa yhteensä 6 tonnia. Väsymistarkastelussa suuremman kokoluokan mitoituskuormaksi on määritelty 16 tonnia. Konseptipuomin hyötykuorma on 12 tonnia, ja pihdin ja kääntökehän massa yhteensä 4 tonnia. Väsymistarkastelussa konseptipuomin mitoituskuormaksi on määritelty 8 tonnia.
34 5.8 Puomien levyrakenteiden massat Laskentamallin elementtiprofiilien tunnisteet on esitetty kuvassa 18. Kuorielementtien ominaisuusprofiileihin on määritelty levyn paksuus elementtiin liittyvänä ominaisuutena. Puomien painoero päälevyrakenteiden suhteen on 1118 kg. Suuremman kokoluokan puomin päälevyrakenteiden massat on ilmoitettu taulukoissa 6 ja 7. Konseptipuomin päälevyrakenteiden massat on ilmoitettu taulukoissa 8 ja 9. Puomien todellinen kokonaispaino koostuu levyrakenteiden lisäksi varustelusta, joka on huomioitu laskentamallissa levyrakenteiden korotettuna tiheytenä. Kuva 18. Puomin päälevyrakenteet ja niiden tunnisteet laskentamallissa.
35 Taulukko 6. Suuremman kokoluokan ulkopuomin päälevyrakenteiden massat. ID Levyrakenneosa Levynpaksuus [mm] massa [kg] 1 Ulkopuomi PL25 25 546 2 Ulkopuomi PL15 15 1 156 3 Ulkopuomi PL30 30 212 4 Ulkopuomi PL12 12 971 5 Ulkopuomi PL50 50 211 7 Ulkopuomi PL20 20 493 8 Ulkopuomi PL10 10 77 Yhteensä 3666 Taulukko 7. Suuremman kokoluokan sisäpuomin päälevyrakenteiden massat. ID Levyrakenneosa Levynpaksuus [mm] Massa [kg] 6 Sisäpuomi PL8 8 3 16 Sisäpuomi PL50 50 49 19 Sisäpuomi PL25 25 99 20 Sisäpuomi PL15 15 1550 21 Sisäpuomi PL30 30 25 22 Sisäpuomi PL12 12 1033 23 Sisäpuomi PL10 10 95 Yhteensä 2854 Taulukko 8. konseptiulkopuomin päälevyrakenteiden massat. ID Levyrakenneosa Levynpaksuus [mm] Massa [kg] 1 Ulkopuomi PL20 25 437 2 Ulkopuomi PL12 15 671 3 Ulkopuomi PL25 30 177 4 Ulkopuomi PL10 12 809 7-50 444 8 Ulkopuomi PL10 20 35 31 Ulkopuomi PL40 10 478 Yhteensä 3050
36 Taulukko 9. Konseptisisäpuomin päälevyrakenteiden massat. ID Levyrakenneosa Levynpaksuus [mm] massa [kg] 6 Sisäpuomi PL8 8 3 16 Sisäpuomi PL40 40 39 19 Sisäpuomi PL20 20 79 20 Sisäpuomi PL12 12 1240 21 Sisäpuomi PL30 30 25 22 Sisäpuomi PL10 10 861 23 Sisäpuomi PL10 10 95 Yhteensä 2342 5.9 Siirtymäreunaehdot Laskentamallin kolmiulotteisessa avaruudessa on kolme siirtymävapausastetta ja kolme rotaatiovapausastetta. Siirtymäreunaehdot on määritelty ulkopuomin takaosan korvakkeiden ja rungon liityntäkohtaan sekä nostosylinterien ja rungon liityntäkohtaan. Kuvassa 19 on esitetty reunaehtosolmut. Laskentamallissa näiden kohtien siirtymäreunaehdot on muodostettu kiinnittämällä solmuvapausasteiden siirtymät laskentamallin x-,y-, ja z- suunnassa. Kuva 19. Solmut joihin reunaehdot on määritelty.
37 6 VÄSYMISTARKASTELUN TULOKSET Väsymistarkastelussa on vertailtu keskenään suuremman kokoluokan puomia ja konseptivaiheen puomia yhtenevällä työkierrolla. Tarkastelu on toteutettu geometrisen jännityksen menetelmällä lukemalla kuorielementeistä suoraan hot-spot jännitys hitsin rajaviivan läheisyydestä. Tarkastelussa väsymisluokkana on käytetty arvoa C = 100 MPa. Kappaleissa 6.1 ja 6.2 on esitetty puomien kriittisimmät kohdat ja niiden ekvivalenttijännitysvaihtelut ja kestoiät. 6.1 Suuremman kokoluokan puomin kriittiset kohdat Suuremman kokoluokan puomin pienimmät kestoiät ovat pääasiassa puomin liukupalojen vaikutusalueella liukupalojen ollessa puomin ääriasennoissa. Puomin kriittisimmät kohdat on esitetty kuvassa 20. Taulukossa 10 on esitetty puomin ekvivalentti jännitysvaihtelu, työkiertojen lukumäärät ja niistä laskettu kestoikä. Kuva 20. Suuremman kokoluokan puomin kriittiset kohdat.
38 Taulukko 10. Suuremman kokoluokan puomin kriittisten detaljien kestoikä. Sijainti Ekv.jännitysvaihtelu [MPa] Syklit [kpl] Kestoikä [v] 1 98 2,1E+06 17,8 2 157 5,2E+05 4,3 3 106 1,7E+06 13,9 4 153 5,6E+05 4,7 5 202 2,4E+05 2 6 190 2,9E+05 2,4 7 287 8,5E+04 0,7 8 92,9 2,5E+06 20,8 9 221,3 1,8E+05 1,5 10 169,6 4,1E+05 3,4 11 198,3 2,6E+05 2,1 12 37,5 ääretön ääretön 6.2 Konseptipuomin kriittiset kohdat Konseptipuomin pienimmät kestoiät ovat pääasiassa puomiston takaosassa. Konseptipuomin väsymiskestoiät ovat takaosaa lukuunottamatta samalla tasolla tai paremmat kuin suuremman kokoluokan puomissa. Puomin kriittisimmät kohdat on esitetty kuvassa 21. Taulukossa 11 on esitetty puomin ekvivalentti jännitysvaihtelu ja siitä laskettu kestoikä. Kuva 21. Konseptipuomin puomin kriittiset kohdat.
39 Taulukko 11 Konseptipuomin kriittisten deltajien kestoikä. Sijainti Ekv.jännitysvaihtelu [MPa] Syklit [kpl] Kestoikä [v] 1 190 2,9E+05 2,4 2 194 2,7E+05 2,3 3 173 3,9E+05 3,2 4 167 4,3E+05 3,6 5 158 5,1E+05 4,2 6 149 6,1E+05 5,1 7 208 2,2E+05 1,9 8 60 1,4E+07 118,3 9 208 2,2E+05 1,9 10 152 5,7E+05 4,8 11 131 8,9E+05 7,4 12 173 8,9E+05 3,2
40 7 JOHTOPÄÄTÖKSET JA JATKOTUTKIMUSTARPEET Tarkastelun tuloksien perusteella konseptipuomin takaosan kylkikorvakelevyjen ympäristö ei yllä väsymiskestävyydessä samalle tasolle kuin suuremman kokoluokan puomi. Konseptipuomin muu rakenne on väsymiskestävyyden suhteen yhtä kestävä tai parempi kuin suuremman kokoluokan puomi. Kestoikä perustuu väsymiseen johtavien työkiertojen määrään. 7.1 Tuloksien tulkinta Väsymistarkastelun tuloksien perusteella nähdään, että puomien kriittisten kohtien laskennalliset kestoiät eivät täytä tilaajan asettamaa 2,4 miljoonaa työkiertoa. Tämä vastaa ajallisesti noin 120 tuhatta työtuntia aikaisemmin esitetyllä työkierrolla. Olemassa olevan suuremman kokoluokan koneesta ei ole havaittu väsymiskestävyyden kanssa olevia ongelmakohtia. Tämän johdosta voidaan olettaa, että määritelty työkierto on liian konservatiivinen rasitusten suhteen väsymismitoitukselle. Puomien väsymistarkastelun tulokset ovat käyttökelpoisia puomien keskinäiseen vertailuun, sillä puomilaskentamallit ovat lähes identtiset keskipintojen ja elementtiverkotuksen suhteen. Lisäksi puomeihin vaikuttaa työkierron aikana yhtä suuret kiihtyvyydet. 7.2 Puomirakenteen kehitysehdotukset Konseptipuomin korvakelevyjen vieminen kauemmaksi toisistaan pienentää taivutuksesta aiheutuvia voimapareja. Liukupalojen alueen väsymiskestoikää voitaisiin parantaa vahvikelevyillä vahvistamalla liukupalojen vaikutuskohdan aluetta sisä- ja ulkopuomissa. Koko levykentän paksuuksien lisäys aiheuttaisi rakenteissa ylimitoitusta ja samalla suurentuneiden massavoimien kautta toisi lisäyksen dynaamiseen kuormitukseen. Hitsausliitosten jälkikäsittelyn vaikutusten tutkimisella voitaisiin saavuttaa huomattavaa parannusta puomin käyttöikään. 7.3 Jatkotutkimukset Jatkotutkimuksina olemassa olevalle puomille voitaisiin suorittaa normaalia työkiertoa vastaavat kenttämittaukset, joilla voitaisiin todentaa työkierron aikaiset rasitukset. Mittauksien pitäisi olla tarpeeksi kattavat, sillä käyttäjän ajotavalla ja puomin käyttötavalla
41 voi olla merkittävä vaikutus puomin kuormitukseen ja sen myötä käyttöikään. Kenttämittaukset voisivat pitää sisällään venymäliuskamittaukset puomin todellisista jännityksistä ja kiihtyvyysmittaukset työkierron aikana tapahtuvista kiihtyvyyksistä. Puomin hydrauliikan paineiden mittauksella voitaisiin suorittaa kuormien todennusta muun mittauksen yhteydessä. Puomin hitsausliitos aluetta voitaisiin tarkastella rajaviivalla ja myös juuren puolelta tehollisen lovijännityksen menetelmällä. Tämä vaatisi puomin kriittisten paikkojen yksityiskohtien mallinnusta tarkemmalla alimallilla. Koko puomin malli tehollisen lovijännityksen menetelmällä on hyvin työläs tehdä ja vaatii suurta tietokonekapasiteettiä. Hitsausliitoksien jälkikäsittelyn vaikutus voitaisiin myös ottaa huomioon samalla väsymistarkastelussa.
42 8 YHTEENVETO Hitsausliitoksen alue muodostaa rakenteeseen väsymiskestävyydeltään perusrakennetta heikomman kohdan. Hitsien rajaviivoilla on pieniä alkusäröjä, jotka alkavat kasvaa jännitysvaihteluiden myötä. Väsymiskestävyys määräytyy väsyttävän kuormituksen suuruudesta ja kuormitustavasta. Kuormitus voi olla muuttuva-amplitudista tai vakioamplitudista kuormitusta. Puomirakenteiden väsymistarkastelussa on käytetty geometrisen jännityksen menetelmää, joka ottaa huomioon epäjatkuvuuskohtien aiheuttamat jännityskeskittymät. Menetelmä perustuu väsytyskokeilla määritettyihin SN-käyriin ja väsymisluokkiin. Väsymisluokka C kuvaa millä jännitysvaihtelutasolla rakenne kestää kaksi miljoonaa kuormitusvaihtoa. Suuremman kokoluokan puomin ja konseptipuomin väsymiskestävyyslaskentaa varten määritettiin normaalia koneen käyttöä vastaava työkierto. Tarkastelu perustuu oletukseen, että työkiertokohtaiset kuormitukset pysyvät samanlaisina koko rakenteen kestoiän. Kestoiän määritykseen tarvittava ekvivalentti jännitysheilahdus määritettiin työkierron jännityshistoriasta. Konseptipuomin kestoikä oli hieman parempi kuin suuremman kokoluokan puomin lukuun ottaman konseptipuomin takaosaa. Väsymisanalyysistä havaittiin, että työkierto on liian konservatiivinen rasitusten suhteen, koska olemassa olevan suuremman kokoluokan koneesta ei ole havaittu väsymiskestävyyteen liittyviä ongelmakohtia. Jatkotoimenpiteinä olemassa olevasta puomista pitäisi suorittaa kenttämittaukset, joilla voitaisiin selvittää työkierron aikaiset todelliset rasitukset, sekä tyypilliset puomin ajoasennot. Tulosten lisäksi työstä saatiin runsaasti tietoa puomilaskentamallin muodostamisesta, ja huomioon otettavista tekijöistä. Työnaikana suunnitellulla Excel -laskentatyökalulla voidaan laskea muuttuva-amplitudisesta jännityshistoriasta ekvivalentti jännitysvaihtelu hyödyntämällä laskentapohjan Rainflow luokittelualgoritmiä. Laskentapohja soveltuu nimellisen jännityksen, geometrisen jännityksen sekä tehollisen jännityksen menetelmien jännitysluokitteluun ja väsymisvaurioon johtavien kuormitusmäärien arvioimiseen. Jännitykset käyttäjän on määritettävä käytettävän väsymismenetelmän mukaisesti.
43 LÄHTEET Airila, M., Ekman, K., Hautala, P., Kivioja, S., Kleimola, M., Martikka, H., Miettinen, J., Niemi, E., Ranta, A., Rinkinen, J., Salonen, P., Verho, A., Vilenius, M. & Välimaa, V. 2010. Koneenosien suunnittelu. 4.-5. painos. Helsinki: WSOYpro Oy. 796 s. Hobbacher, A. 2007. Recommendations for fatigue design of welded joints and components. IIW-document. 149 s. Lind, M. 2013. Liitoa, kiitoa, siirtoa: Tampereen lentokonetehdas 1936-2012. Tampere: Tammerprint Oy. 371 s. Lähteenmäki, M. 2009. Elementtimenetelmän perusteet. [verkkodokumentti]. [viitattu 20.2.2015]. Saatavissa: http://personal.inet.fi/koti/mlahteen/arkistot/elpe_pdf/johdanto.pdf Niemi, E. 1996. Hitsattujen rakenteiden väsymistarkastelussa käytettävät jännitykset. Tekninen tiedotus 3/96. Metalliteollisuuden kustannus Oy. 45 s. Pennala, E. 1999. Lujuusopin perusteet. 9. korjattu painos. Helsinki: Otatieto. 400 s. Ruukki. 2012. Rakenneputket EN 1993 käsikirja. Keuruu: Otavan Kirjapaino Oy. 688 s. SFS-EN 1993-1-5. 2006. Eurokoodi 3: Teräsrakenteiden suunnittelu. Osa 1-5: Levyrakenteet. Helsinki. Suomen standardisoimisliitto SFS. 57 s. SFS-EN 1993-1-9. 2005. Eurokoodi 3: Teräsrakenteiden suunnittelu. Osa 1-9: Väsyminen. Helsinki. Suomen standardisoimisliitto SFS. 44 s. Siemens Industry Software. 2014. Element Library Reference. 272 s. [verkkodokumentti]. [viitattu 04.05.2016]. Saatavissa: https://docs.plm.automation.siemens.com/data_services/resources/nxnastran/10/help/en_u S/tdocExt/pdf/element.pdf
44 Siirtokoneet [Verkkodokumentti]. [viitattu 27.11.2014]. Saatavissa: https://noppa.aalto.fi/noppa/kurssi/kon-16.4051/luennot/kon-16_4051_siirtokoneet.pdf
Esimerkki ekvivalentin jännitysheilahduksen muodostamisesta jännityshistoriasta. LIITE 1
Rainflow Kuvakaappaus Työkierto Jännitys Väsymislaskenta Eurocode EN 1993-1-9 mukaan Käännepiste1 110 Ekvivalentti jännitysvaihtelu, E 177,7 MPa Käännepiste2-20 Väsymisluokka, c 100 Käännepiste3 80 Väsymisraja, D 74 MPa Käännepiste4 40 Alempi väsymisraja, L 40 MPa Käännepiste5 90 Syklien lukumäärä, N R 356506 kpl Käännepiste6-10 Väsymisikä 3,0 vuotta Käännepiste7 80 Käännepiste8 40 Tavoite jännitys kestoiän mukaan Käännepiste9 100 Tavoite kestoikä 2 v Käännepiste10 10 Syklien lukumäärä, N 240000 kpl Käännepiste11 80 Väsymisluokka, FAT 100 Käännepiste12 0 Väsymisraja 74 MPa Käännepiste13 70 Alempi väsymisraja 40 MPa Käännepiste14 30 Maksimi ekvivalentti jännitysvaihtelu, 203 MPa Käännepiste15 90 Laskettu ekvivalentti jännitysvaihtelu, 177,7 MPa Käännepiste16 30 Varmuus 1,49 Käännepiste17 70 Käännepiste18 20 Käännepiste19 90 Työkiertojen määrä vuodessa Käännepiste20 20 Työkiertojen määrä tunnissa 20 kpl/h Käännepiste21 80 Käyttötunnit vuorokaudessa 20 h/vrk Käännepiste22 40 Käyttöpäivät vuodessa 300 vrk/v Käännepiste23 80 Työkiertojen määrä vuodessa 120000 kpl Käännepiste24 40 Työtuntien määrä vuodessa 6000 h Käännepiste25 110 Jännitysheilahdukset: 1-2 130 5-6 100 9-12 100 11-10 70 15-18 70 19-20 70 3-4 40 7-8 40 13-14 40 17-16 40 21-22 40 23-24 40 120 100 80 60 Jännitys, MPa 40 20 0-20 -40 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 Ohje: Useimmiten hitsatuissa rakenteissa vaikuttaa muuttuva-amplitudinen kuormitus. Laskentapohjaan määritetään oletetun työkierron kuormitustilanteista aiheutuneet jännityshistorian käännepisteiden arvot. Laskentapohja laskee käännepisteistä ns. rainflow-menetelmällä jännitysten vaihteluvälit ja muodostaa kertymästä yhden ekvivalentin jännitysheilahduksen. Eurokoodi EN 1993-1-9 mukainen kestoiän määritys perustuu väsymislujuutta kuvaaviin Wöhler-käyriin ja standardissa esitettyihin väsymisluokkiin. Tarkastelu olettaa, että kuormitustilanteet pysyvät samanlaisina koko rakenteen kestoiän. Ekvivalentti jännitysvaihtelu E : Vastaa työkierronaikana esiintyviä jännitysheilahduksia Väsymisluokka c : Liitostyypistä riippuva ominaisväsymislujuusarvo (IIW käyttää nimeä FAT) Käännepisteet Väsymisraja D : Väsymisvaurioita ei esiinny vakioamplitudisen jännitysvaihtelujen ollessa väsymisrajan alapuolella (Standardeissa sovittu väsymisraja, N = 5*10 6 sykliä) Alempi väsymisraja L : Alemman väsymisrajan alapuolella olevat jännitysvaihtelut eivät vaikuta kumulatiiviseen vaurioon Esimerkki ekvivalentin jännitysheilahduksen muodostamisesta jännityshistoriasta laskentatyökalulla. LIITE 2