Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi Seminaari Oulun yliopistossa, toukokuu 2014 Roger Rabb Osa Ib, kirjan luvut 7...12 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 1
TILASTOLLINEN KOKOKERROIN (Kirjan luku 7) Se, että koneenosan koko vaikuttaa väsymisrajaan, on ollut jo kauan tiedossa. On havaittu, että mitä suurempi koneenosa, sitä matalampi väsymisraja Syy tähän oli huonosti ymmärretty ennen todennäköisyysteorian mukaan tuomista väsymisanalyysiin Edelleen esiintyy ristiriitaisia tulkintoja. Joidenkin lähteiden, mukaan koko vaikuttaa lähinnä vain taivutuksessa ja väännössä, kun taas joidenkin toisien lähteiden mukaan koko voi vaikuttaa veto-puristus-tapauksissakin Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi antaa loogisen selityksen tälle ilmiölle. Asian ymmärtämiseksi ajatellaan ensin, että jännitysamplitudi on kaikkialla sama Koska väsymisraja on satunnaismuuttuja, johtaa tämä siihen, että isoimmissa pinnoissa tai volyymeissä on väsymisraja todennäköisesti matalampi kuin pienissä, koska isommasta pinnasta löydetään todennäköisesti suurempi defekti kuin pienestä Väsymissärö ydintyy melkein aina jostakin defektistä, olkoon se sitten jokin sulkeuma, jännitysvuohon nähden epäedullisesti orientoitunut materiaalirakeen liukunauha tai jokin muu defekti Kokokerroin voidaan täten, niin kuin Kapur et al. kertovat, laskea heikoimman lenkin teorian avulla. Näissä laskelmissa on tietysti huomioitava, että jännitys-amplitudi vaihtelee koneenosan eri kohdissa. Tämä mutkistaa laskelmia jonkin verran Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 2
Heikoimman lenkin teoria On myös hyvin tärkeää ymmärtää, että aikaisemmin, kun väsymisrajan satunnaisluonnetta ei ymmärretty ja käytettiin niin kutsuttuja nimellisjännityksiä koneenosien mitoituksessa, johti se erääseen toiseen vakavaan virhetulkintaan. Ei ymmärretty, että terävien lovien testeissä havaittu korkeampi väsymisraja oli myös heijastus kokoefektistä. Siksi alettiin käyttää sellaisia vaikeasti selitettävissä olevia suureita kuin lovenherkkyyslukua ja muotoluvun (jännityskonsentraatiokertoimen) redusointia lovenvaikutusluvuksi sen avulla. F R i R R i1 i 2 Ri3 R i 4 F Jos aluksi edellytetään niin kuin kuvassa on hahmotettu, että sama jännitysamplitudi vaikuttaa jokaisessa lenkissä, on helppoa ymmärtää kokokertoimen johtaminen. Koneenosa ajatellaan jaetuiksi osiksi. Koneenosa murtuu, jos väsymissärö ydintyy missä hyvänsä näistä osista, eli voidaan ajatella, että on kysymys sarjakytkennästä. Koko koneenosan luotettavuus on näin ollen seuraava: = =1 systeemin luotettavuus n R i P i = 1-R i lenkkien lukumäärä yksittäisen lenkin luotettavuus yksittäisen lenkin vaurioitumistodennäköisyys Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 3
Yksittäisen lenkin vaadittu luotettavuus Tässä yhteydessä on tarkoituksenmukaista käyttää keskiarvoja, eli lähteä siitä, että koko systeemin luotettavuus on 50 %. Kysymys on näin ollen siitä, mihin tasoon on yksittäisen lenkin luotettavuus korotettava, jotta koko systeemin luotettavuus olisi yhtä kuin haluttu. Jos vielä oletetaan, että jokaisen lenkin luotettavuus on se sama R, saamme seuraavan yhtälön tämän kysymyksen ratkaisemiseksi. 1 = 2 = = = 1 2 = = 0.5 = 0.5 Oletetaan, että yksittäinen lenkki vastaa väsytystestissä käytettyä testisauvaa. Oletetaan vielä, että tutkitun komponentin saman jännityksen alla oleva kuormitettu pinta (tai volyymi) on n kertaa suurempi kuin testisauvan. Silloin väsytystestissä saatu väsymisraja on redusoitava yllä olevan kaavan mukaiseen luotettavuuteen, jotta komponentin luotettavuus olisi 50 %, kun tätä vastaava jännitysamplitudi vaikuttaa sen kuormitetussa pinnassa. Tätä väsymisrajaa vastaava sauvan vaurioitumisriski P ja standardoidun normaalijakauman arvo saadaan seuraavalla tavalla Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 4
= 1 = 1 2 2 2 Tilastollinen kokokerroin Tilastollinen kokokerroin, eli se kerroin, jolla Haigh-diagrammin keskiarvoa on korjattava, jotta saataisiin komponentin väsymisraja, lasketaan nyt periaatteessa samanlaisilla kaavoilla kuin aikaisemmin käytettiin varmuuskertoimen laskemiseksi, so. = 1 1+ = tilastollinen kokokerroin normaalijakaumaa käyttäen tai mieluummin lognormaalijakaumaa käyttäen yksittäisen lenkin (testisauvan) luotettavuus silloin, kun kaikilla on sama arvo yksittäisen lenkin vaurioitumistodennäköisyys silloin, kun kaikilla on sama arvo vaurioitumistodennäköisyyttä P vastaava standardoidun normaali-jakauman muuttujan arvo väsymisrajan suhteellinen keskihajonta väsymisrajan logaritminen keskihajonta Jännitysamplitudi vaihtelee valitettavasti todellisuudessa koneenosan eri pisteissä, mikä on myös huomioitava. Tilastollisen kokokertoimen laskeminen on tämän takia hiukan monimutkaisempaa käytännössä. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 5
Tehollinen jännityspinta-ala Kun käytetään heikoimman lenkin teoriaa tilastollisen kokokertoimen laskemiseksi todellisille koneenosille, joudutaan myös huomioimaan niissä vallitseva jännitysjakauma lenkkien lukumäärä laskettaessa. M. Makkonen on näyttänyt väitöskirjassaan, että luonnollinen menetelmä lenkkien lukumäärän laskemiseksi on muodostaa tutkittavan koneenosan ja väsytystestissä käytettyjen sauvojen tehollisten jännityspinta-alojen välinen suhde. Jos tarvetta ilmenee, voidaan vastaavasti laskea myös tehollinen jännitysvolyymi, mutta koska väsymissärö melkein aina ydintyy jonkun loven pinnasta, keskitytään tässä esityksessä jännityspinta-alan laskemiseen. A 1 = A ref a1 af Jännitystä a1 vastaava luotetta - vuus on R 0.5 1 A m 2 A2, eff A2 2, R1 R m A eff 2 R 2 ln R ln 2 R A 2 2, eff A2 A2 lnr1 ln 0.5 A 2 a2 a2 R 2 a1 a1 1 2 s r R A 2,eff (1 s 1 a1 a2 1 r ) Montako A 1 kokoista vaurioitumisriskiä R 2 olevaa lenkkiä m tarvitaan jotta luotettavuus olisi R 1 Jos jännitys a1 vaikuttaisi pinnassa A 2,eff niin sen vaurioitumisriski olisi sama kuin pinnan A 2 kun siihen vaikuttaa jännitys a2 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 6
Tehollisen jännityspinta-alan laskeminen Kuvassa on havainnollistettu tehollisen jännityspinta-alan laskeminen käyttäen heikoimman lenkin teoriaa tähänkin. Pinnassa A 1, jota käytetään referenssinä, vaikuttaa jännitysamplitudi a1. Oletetaan, että tämä amplitudi on yhtä suuri kuin väsymisraja af. Toisin sanoen tätä jännitysamplitudia vastaava luotettavuus on 50 %, eli R 1 = 0.5. On olemassa toinen alue, jonka pinta-ala on A 2, jossa vaikuttaa pienempi jännitysamplitudi a2. Ongelmana on laskea, mikä on toisen pinnan vaurioitumisriski suhteessa ensimmäiseen pintaan. Jotta tämä vertailu olisi mahdollinen, on ensin tiedettävä, mihin kokoon A 2,eff toista pintaa on redusoitava, jotta sen vaurioitumisriski jännitysamplitudin a1 vaikuttaessa olisi sama kuin alkuperäisen pinnan silloin, kun siihen vaikuttaa a2. Pinnassa A 2 vaikuttavaa jännitysamplitudia vastaava luotettavuus (tai vaurioitumisriski) saadaan jo aikaisemmin esitetyillä kaavoilla: 2 = 1 (1+ ) 2 = 1 2 1 1 2 1 ln 1 2 normaalijakaumaa käyttäen lognormaalijakaumaa käyttäen 2 = 1 2 2 2 2 = 1 2 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 7
Tehollisen jännityspinta-alan ja lenkkien lukumäärän laskeminen Tarvitaan m kpl luotettavuustasoa R 2 olevaa lenkkiä, jotta luotettavuus olisi R 1. Lenkkien lukumäärä vastaa nyt alkuperäisen ja redusoidun pinnan suhdetta, eli = 2 2, 2 2 = 2, 2 = 1 2, = 2 ln 2 ln 1 = 2 ln 2 ln 0.5 Tämä merkitsee, että pintojen A 2 ja A 1 välinen tilastollinen kokokerroin K size saadaan aikaisemmin annetulla kaavalla kun lenkkien lukumäärä on seuraava: = 2, 1 lenkkien lukumäärä, kun 2, > 1 = 1 2, lenkkien lukumäärä, kun 1 > 2, Tilastollista kokokerrointa käytetään redusoimaan pienemmän jännitys-pinta-alan omaavaa väsymisrajaa vastaamaan suuremman jännityspinta-alan omaavan väsymisrajan odotusarvoa. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 8
Komponentin väsymisraja Tilastollisen kokokertoimen laskemista ja käyttöä valaistaan käyttämällä aikaisemmin pallografiittivaluraudalle GJS-500-7 esitettyä testiä ja testisauvaa referenssinä. Samassa yhteydessä kuin missä suoritettiin tämän kuvan mukainen porraskoe, suoritettiin toinen porraskoe lovetuilla sauvoilla, joiden aihiot oli otettu samasta sylinterikannesta. Tämä porraskoe ja sen testisauva on esitetty alla. Aine oli sama kuin ennen eli EN 1563 GJS-500-7. Staattiset lujuusarvot 10 vetokokeen keskiarvona = 517 MPa 0.2 = 307 MPa = 1.67 muotoluku FEM analyysin mukaan 1 12 R2.25 30 7.5 Paikallinen jännitysamplitudi [MPa] 282.9 266.3 249.7 233.0 216.4 199.7 183.1 ar 1 249.4 MPa 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Testisauva nr. murtunut murtumaton K t = 1.67 A eff = 24.9 mm 2 kun s r = 0.10 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 9
Osa-alueen jännitystä vastaavan väsymisrajan luotettavuus Tehollinen jännityspinta-ala lasketaan yleisesti edellisen sivun kaavan yleistyksellä seuraavalla tavalla: Ensin jaetaan tutkittavan alueen pintajännitysjakauma (amplitudi tai käytetyn moniaksiaalisuuskriteerin vaurio) pieniin osa-alueisiin i = 1,2,,n laskevan jännityksen mukaisesti. Oletetaan, että maksimijännitys-amplitudi a,max (kriittinen piste) vastaa vaurioitumisriskiä P = 50 %, eli keski-arvoa. Saadaan seuraavaa: ai osa-alueen nro i jännitysamplitudin keskiarvo Suhteessa kriittisen pisteen jännitysamplitudiin tämä vastaa seuraavaa standardoidun normaalijakauman muuttujan arvoa i, kun suhteellinen keski-hajonta s r tunnetaan. = 1, 1 osa-alueen vastaava -arvo normaalijakaumalla = 1 ln, lognormaalijakaumaa käyttäen (suositeltava) Tehollista jännityspinta-alaa laskettaessa on tärkeää, että käytetään samaa suhteellista keskihajontaa sekä koneenosan jännityspinta-alaa laskettaessa että referenssitestisauvan jännityspinta-alaa laskettaessa. Yleensä voidaan käyttää tyypillistä otoskeskihajontaa näissä laskelmissa, koska keskihajonnan suuruuden vaikutus on samansuuntainen molemmissa pinta-aloissa. Näin ollen lenkkien lukumäärä muuttuu verraten vähän suhteellisen keskihajonnan muuttuessa. Jos on erityinen syy saada hyvin tarkkoja tuloksia, voidaan tietysti käyttää samoja varmuusrajoja kuin itse kokokertoimen laskemisessa. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 10
Tehollisen jännityspinta-alan summaus Kaavan -arvoa vastaava luotettavuus R i saadaan todennäköisyysintegraalista: =1 = 1 2 2 2 Näin ollen on koko alueen tehollinen jännityspinta-ala seuraava = =1 ln ln 0.5 Summa konvergoi suhteellisen nopeasti. Nyrkkisääntönä voidaan pitää, että kun osaalueen jännitysamplitudi on noin 60 % 70 % kriittisen pisteen arvosta, sen osa-alueen efektiivinen pinta-ala lähestyy nollaa ja summaus voidaan lopettaa. Niin kuin esimerkissä myöhemmin näytetään, saadaan tehollisen jännityspinta-alan suuruus laskettua riittävällä tarkkuudella käsinlaskennassa silloin, kun tämä alue jaetaan noin 10 osa-alueeseen. Heikoimman lenkin teoriaa sovellettaessa tilastollisen kokokertoimen laskemiseksi määritellään lenkkien lukumäärä koneenosan tehollisen jännitys-pinta-alan A eff ja Haighdiagrammin testeissä käytetyn referenssitestisauvan jännityspinta-alan A koe,eff = A ref ref suhteena seuraavalla tavalla: A eff A ref tutkittavan kone-elimen kriittisen pisteen tehollinen jännityspinta-ala Haigh-diagrammia vastaavan referenssitestisauvan tehollinen jännityspinta-ala Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 11
Tilanne kun A eff > A ref Tässä tapauksessa on koneenosan väsymisraja pienempi kuin Haigh- diagrammista otettavan testisauvan. Näin ollen redusoidaan diagrammista otettavaa väsymisrajaa kokokertoimella. Tässä tapauksessa voidaan haluttaessa redusoinnissa käyttää suurta varmuusrajaa sisältävää suhteellista keskihajontaa, esim. s r = s rc90, jotta redusointi olisi varmalla pohjalla. On kuitenkin loogisempaa käyttää suurimman uskottavuuden arvoa, eli lähinnä otosarvoa tai s rc50 silloin, kun lasketaan kokokerroin. Varmuustasoa 90 % käytetään näin ollen ainoastaan, kun lasketaan vaadittu varmuuskerroin. = huomio! lenkkien lukummärän on oltava > 1, muuten teoria ei toimi Tilastollinen kokokerroin lasketaan tämän jälkeen aikaisemmin annettuja kaavoja käyttäen: = 0.5 =1 2 = 1 = 1 1+ = 2 2 normaalijakaumaa käyttäen lognormaalijakaumaa käyttäen (mieluummin), =, Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 12
Tilanne kun A ref > A eff (lovi-tapaus) Tässä tapauksessa on koneenosan väsymisraja suurempi kuin Haigh- diagrammista otettavan testisauvan. Näin ollen suurennetaan diagrammista otettavaa väsymisrajaa tällä kertoimella. Tässä tapauksessa voidaan haluttaessa redusoinnissa käyttää pienen varmuusrajan sisältävää suhteellista keskihajontaa, esim. s r = s rc10, jotta tämä suurentaminen olisi varmalla puolella. = = 0.5 =1 = 1 2 = 1 1+ = 2 2 normaalijakaumaa käyttäen lognormaalijakaumaa käyttäen (mieluummin), =, Huomautus: Tilastollista kokokerrointa laskettaessa on loogisempaa käyttää keskihajonnan odotusarvoa s rc50, eli otosarvoa ilman varmuus-rajoja. Varmuusrajojen käyttäminen on loogisempaa vain silloin, kun väsymisrajaa redusoidaan vaaditulle vaurioitumisriskille, ts. vain varmuuskerrointa laskettaessa. (Tämä ei ole niin varmaa johtopäätös kun tullaan myöhemmin osoittamaan kun defektijakaumat ovat käsittelyn alla!) Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 13
Kaavojen soveltaminen sivulla 8 annetun lovellisen sauvan tapauksessa Sivulla 98 esitetyn lovellisen testisauvan tehollinen jännityspinta-ala on kaavan mukaan seuraava, kun se on laskettu luodun ohjelman avulla summaamalla yhteen jokaisen elementin tehollinen jännityspinta-ala yksi kerrallaan käyttäen elementtien pintojen keskijännityksiä. = 24.9 mm 2, kun suhteellinen keskihajonta on s r = 0.10 Tilastollinen kokokerroin suhteessa sileään sauvaan saadaan seuraavasti = = 1039 24.9 = 41.7 =1 0.5 = 0.0165 2. 13 a) käyttäen normaalijakaumaa = 1 2.130.10 = 1.271 b) käyttäen lognormaalijakaumaa ln( 0.10) = 0.1054 = 2.130.1054 = 1.252 Havaittu kokokerroin on testitulosten mukaan =,, ä = 249.4 195.5 = 1.276 M22 1 On syytä vielä kerran korostaa, että tilastollista kokokerrointa käytetään tässä tapauksessa lovetun sauvan väsymisrajan odotusarvon laskemiseksi kertomalla sileän sauvan väsymisraja tällä kertoimella. Laskettu kokokerroin täsmää erittäin hyvin havaitun kokokertoimen kanssa. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 14 30 Aksiaalisesti kiillotettu GJS-500-7 R m = 517 MPa R p0.2 = 307 MPa K t = 1.043 A eff = 1039 mm 2 kun s r = 0.10 30 1 12 7.5 R2.25 K t = 1.67 A eff = 24.9 mm 2 kun s r = 0.10
Tehollisen jännityspinta-alan likimääräislaskenta Havainnollistetaan tehollisen jännityspinta-alan laskeminen edellä esitetylle lovelle. Kuvassa näytetään, miten loven maksimipääjännitys on jaettu 14 väliin 100 MPa:n ja maksimiarvon 160.8 MPa:n välillä. Laskennan yhteenveto on näytetty taulukossa 7.1. seuraavalla sivulla. Taulukossa esitetyt arvot osoittavat, että laskenta konvergoi melko nopeasti. Kahdennestatoista osa-alueesta, missä jännitysamplitudi on 110.8 MPa, eli noin 70 % maksimiarvosta, ei käytännössä enää tule mitään lisäystä, ja summaus voidaan lopettaa siihen. Tehollisen jännityspinta-alan suuruudeksi saadaan summaamalla: 12 = =1, = 23.61 mm 2 Näin käsin laskettu arvo on vain noin 5 % pienempi kuin ohjelmalla laskettu arvo 24.9 mm 2. Käsin laskettu arvo on käytännön laskuja varten riittävän tarkka. Tehollisen jännityspinta-alan likiarvo, kun s r 0.10, saadaan tämän alueen nettopinta-alana f al = a / min > 94 % y i (4.113 ; 16.2254) (4.051 ; 16.1250) (3.995 ; 16.0215) (3.944 ; 15.9152) (3.899 ; 15.8063) (3.860 ; 15.6953) (3.827 ; 15.5823) (3.799 ; 15.4678) (3.778 ; 15.3520) (3.762 ; 15.2352) (3.753 ; 15.1178) (x ; y) = (3.75 ; 15) 1 y 2 sin i i R bi i R bi bi bi 1 Ai 2 xo bi nettopinta - ala xo on ympyräkaaren painopiste en etäisyys testisauvan akselista Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 15
Osa-alueiden teholliset jännityspinta-alat edellisessä esimerkissä Osa-alueiden teholliset jännityspinta-alat silloin, kun suhteellinen keskihajonta on s r = 0.1. Osaalue i Kaari b i [mm] Nettopintaala A i [mm 2 ] Jännityksen keskiarvo ai [MPa] Normaalijakauman muuttuja i Jännitykseen liittyvä luotettavuus R i Tehollinen jännityspintaala A i,eff [mm 2 ] 1 0.7069 16.70 158.62-0.1350 0.5537 14.24 2 0.2926 6.96 154.28-0.4052 0.6573 4.21 3 0.2338 5.60 149.93-0.6754 0.7503 2.32 4 0.1804 4.36 145.59-0.9453 0.8278 1.19 5 0.1983 4.81 141.25-1.2152 0.8879 0.83 6 0.1671 4.09 136.91-1.4852 0.9313 0.42 7 0.1618 4.01 132.56-1.7554 0.9604 0.23 8 0.1194 2.98 128.22-2.0256 0.9786 0.09 9 0.1304 3.27 123.88-2.2955 0.9891 0.05 10 0.1297 3.28 119.54-2.5655 0.9948 0.02 11 0.1401 3.57 115.20-2.8354 0.9977 0.01 12 0.1313 3.37 110.85-3.1056 0.9991 0.00 eff A i, eff 23.6 A mm 2 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 16
Prosenttisääntö jännityspinta-alan laskentaa varten Hyvin usein voidaan laskea riittävän tarkka arvo teholliselle jännityspinta-alalle laskemalla sen alueen netto pinta-ala, jossa jännitysamplitudi on noin 95 % tai enemmän maksimiarvosta. Tästä suhdeluvusta käytetään merkintää f al. Kuvan tapauksessa saadaan näin menetellen seuraavaa: > = 0.95 160.8 = 152.8 MPa Tästä nähdään, että reuna on kuvan toisessa väriosa-alueessa lähellä sen kolmannen osaalueen rajaa. Kun interpoloidaan viivotinta käyttäen, saadaan seuraavaa: 95 = 15.47 mm 95 = 2 sin 1 15.4715 = 24.11 2.25 95 = 24.11 180 2.25 = 0.947 mm 2 3.78 0.947 = 22.5 mm 2 Kun valitaan reuna siellä, missä suhdeluku f al on 94 % maksimiarvosta, on tämän alueen nettopinta-ala 24.9 mm 2, eli täsmälleen yhtä suuri kuin tehollisen jännityspinta-alan oikea arvo. On helppoa ymmärtää, että tehollinen jännityspinta-alan suuruus vaihtelee hiukan suhteellisen keskihajonnan mukaan. Valuraudoille, joiden tyypillinen otoskeskihajonta on 10 %, on tehollisen jännityspinta-alan laskenta nyrkkisäännön avulla ulotettava alueelle, jossa jännitys on 94 % tai suurempi maksimiarvosta. Tämä suhdeluku f al muuttuu noin 96 %:ksi, kun s r on noin 0.065, joka on tyypillinen teräksille. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 17
Vertailu vanhoihin käsitteisiin, loviherkkyysluku, tukiluku, etc. Uusi käsite, tilastollinen kokokerroin, korvaa ennen käytetyt käsitteet, loviherkkyysluvun ja lovenvaikutusluvun. Ennen, kun todennäköisyysteoriaa ei käytetty, oli vaikea ymmärtää, miksi esimerkiksi lovissa oli korkeampi väsymisraja kuin muualla. Tällöin kehitettiin väsymisanalyysin nimellisjännitysmenetelmä. Empiirisiin havaintoihin perustuen otettiin käyttöön enemmän tai vähemmän kuviteltu suure loviherkkyysluku jolla redusoitiin muotoluku K t teholliseksi arvoksi, eli lovenvaikutusluvuksi K f. =1+( 1) Neuber, Kuhn ja Hardrath kehittivät loviherkkyysluvulle seuraavan empiirisen kaavan, joka toimii suhteellisen hyvin, jos todellinen tilanne ei poikkea liian paljon testitilanteesta = 1 1+ Kaavassa on loven säde, ja a on materiaalista riippuva vakio, niin kutsuttu materiaalin alkeissäde. Voidaan ajatella tämän materiaalivakion olevan verrannollinen väsymisrajan keskihajontaan. Niin kuin myöhemmin tullaan näkemään, on alkeissäde suuruudeltaan myös aika lähellä testisauvojen säröjen ydintymiskohdista löydettyjen defektien keskimääräistä kokoa. Koska kaava lisäksi sisältää ainakin yhden teholliseen jännityspinta-alaan verrannollisen ulottuvuuden, eli säteen, on ymmärrettävää, että tämä menetelmä voi toimia, mikäli tilanne muistuttaa testitilannetta. Seuraavassa kuvassa on esitetty teräksen alkeissäde murtorajan funktiona ruotsalaisen Mekanresultat 80002:n mukaan. Eräille muille materiaaleille Kuhn et al. antaa seuraavat arvot loviherkkyysluvun laskemiseksi: Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 18
Alkeissäteen neliöjuuri a [mm^1/2] 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0 Alkeissäteitä K f 1( Kt 1) lovenvaikutusluku 1 loviherkkyysluku a 1 loven säde 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 Murtoraja [MPa] alkeissäteen neliöjuuri alkeissäde Alumiiniumi = 0.5 mm Harmaa valurauta = 0.2 Huom! katso myös kirjassa,luvussa 7.3.2 esitetty kritiikki Pallografiittivalurauta = 9 ä Valuteräs < ä joten konservatiivinen arvio on teräs Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 19 0.35 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0.00 Alkeissäde a [mm] Teräksen alkeissäde murtorajan funktiona ruotsalaisen Mekanresultat 80002:n mukaan
Saksalaisten ennen suosima tukiluvun käsite Saksankielisissä maissa käytetään myös laajasti erästä toista nimellisjännitysmenetelmää, joka perustuu niin sanotun tukiluvun n (Stützziffer) käyttöön. Lovenvaikutusluku saadaan tässä menetelmässä redusoimalla muotolukua tällä luvulla, so. = Tukiluku n lasketaan syvyyssuunnan suhteellisen jännitysgradientin (Bezogene Spannungsgefälle) ja materiaalin funktiona. Seuraavassa kuvassa on esitetty muutamia tällaisia Haibachin kirjasta otettuja jännitysgradienttitapauksia ja vastaavia eri aineiden tukilukuja. Monimutkaisissa tapauksissa jännitysgradientti on laskettava elementtimenetelmällä. = 1 suhteellisen jännitysgradientin määritelmä Eri saksalaiset lähteet voivat antaa hyvinkin erilaisia tukilukuja. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 20
Haibachin mukaisia tukilukuja Loven muoto Kuormitustapaus [mm -1 o ] Vetopuristus [mm -1 ] Austeniittiset teräkset Taivutus Taivutus Vääntö Vetopuristus Vetopuristus Taivutus Vääntö Tukiluku (vaihtokuormitus) n() AlCuMg Pehmeät teräkset Vääntö Nuorrutusteräkset Jousiteräkset Taivutus Suhteellinen jännitysgradientti Vääntö Loven säde [mm] Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 21
FKM:n (Forschungs-kuratorium Mascinenbau) antamat tukiluvut FKM:n antamat tukiluvut poikkeavat aika paljon Haibachin antamista. Lisäksi tukiluvun suuruus riippuu kuormituksesta, veto-puristus, taivutus, etc. Loven muoto 1,2 Tukiluku n Teräs Suhteellinen jännitysgradientti G [mm -1 ] Pyöreä tai litteä sauva 1 Kaavat ovat voimassa pyöreille osille mutta pätevät myös likimääräisesti reijällisille osille. 0 kun t/d > 0.25 tai t/b > 0.25 2 1/(4 t / r 2) kun t/d 0.25 tai t/b 0.25 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 22
Lovenvaikutusluvun vaihtelu eliniän funktiona Lovenvaikutusluku pienenee sykliluvun mukana äärellisen eliniän alueella. Tämä merkitsee että S- N-käyrä tulee jyrkemmäksi, s.o. kaltevuuseksponentti pienenee. Niinkuin myöhemmin osoitetaan luvussa 17, saadaan sama vaikutus esille myös kun käyttää paikallisia jännityksiä. 4.0 3.5 Lovenvaikutusluku 3.0 2.5 2.0 1.5 1.0 0.5 K f K f lg N 1 ( N) K 6 lg10 1 10 N 10 6 f 1 1 0.0 1.E+00 1.E+01 1.E+02 1.E+03 1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07 Kuormitussyklit N Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 23
Suomugrafiittivaluraudan loviherkkyysluku Kirjan luvussa 7.3 mainittiin Hedneriin viitaten, että harmaan valuraudan loviherkkyysluku on niin alhainen kuin = 0.2. Tämä on osittain harhaanjohtavana tieto Kun vertaa FKM:n antamiin tukilukuihin huomataan, että suomugrafiittivaluraudan ja pallografiittivaluraudan tukiluvut, ja näin ollen lovenvaikutusluvut, ovat sen mukaan verraten samanlaisia Suomugrafiitti-valuraudankin loviherkkyysluku vaihtelee säteen mukaan ja voi todellisuudessa poiketa hyvin paljon yllä olevasta arvosta 0.2 Viime aikoina on kuitenkin kehitetty nykyaikainen murtumismekaniikkaan perustuva teoria, joka melko hyvin selittää, miksi lovenherkkyysluku voi jopa olla nolla, kun jännitysgradientti on hyvin jyrkkä. Tämä kriittisen etäisyyden teoria (TCD) selitetään kirjan luvussa 13 Seuraavat kaksi porraskoetta Rabbin väitöskirjasta osoittavat, että harmaan valuraudan loviherkkyysluku voi olla yllättävän korkea silloin, kun jännitysgradientti on kohtuullinen Näissä testeissä käytettiin sauvoja, joiden aihiot oli otettu aikaisemmin näytetyn sylinterikannen liekkipohjasta. Sylinterikannen aine oli suomugrafiittivalurauta ISO 185/JL/250 Toisessa porraskokeessa käytettiin nimellisesti sileitä sauvoja, ja toisessa porraskokeessa lovellisia. Molemmissa kokeissa käytettiin vaihtokuormitusta, eli jännityssuhde oli R = -1 Aine: ISO185/JL/250 R m = 281 MPa ja keskihajonta s = 23.1 MPa 4 vetokokeen kerskiarvona Aksiaalisesti kiillotettuja sauvoja joissa R a < 0.2 mm Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 24
Nimellinen amplitudi [MPa] Jännitysamplitudi [MPa] 75 70 65 60 55 50 95 90 85 80 75 70 65 60 Suomugrafi ittivalura uta ISO185/JL/250. Testissä Suomugrafiittivalurauta ISO185/JL/250 Jännityssuhde R 1 ar1, nim s 4.66 s.o. 62.42 s r 0.075 Porraskokeet JL-250 sauvoilla ar1, nim s 9.20 0.118 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Testisauva nr. Aeff murtunut murtumaton kun sr R 1 M16 1 M16 1 0 2 4 6 8 10 12 14 16 2 Testisauva nr. Aeff 47.7 mm murtunut murtumaton kun sr 0. 10 s.o. 77.73 s r 591mm 2 0.10 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 25 8 31 K f 81.46 K t 1.048 77.7 77.73 1.245 62.42 K f 1 0.684 K t 1 84.76 K t 1.358 62.4
Uuden menetelmän ja vanhan menetelmän vertailu esimerkin avulla Tehtävänä on laskea yllä esitetyillä kolmella eri tavalla loven kriittisen pisteen varmuuskerroin silloin, kun huomioidaan vain muodosta ja koosta johtuvia vaikutuksia väsymisrajaan. Käytetään hyväksi sileille pallografiittivalurautasauvoille (GJS-500-7) tehdyn porraskokeen tuloksia, jossa testattu paikallinen otosväsymisraja oli ar=-1 = 195.5 MPa ja suhteellinen otoskeskihajonta s r = 0.090 ja verrataan lovetuilla sauvoilla tehtyyn porraskokeeseen jossa testattu paikallinen otosväsymisraja oli ar=-1 = 249.4 MPa Lovetun sauvan varmuuskerroin, kun käytetään paikallisia jännityksiä ja tilastollista kokokerrointa. Sileä sauva Lovettu sauva Paikallinen otosväsymisraja ar=-1 [MPa] 195.5 249.4 Muotoluku K t 1.043 1.67 Nimellinen väsymisraja ar=-1,nim = ar=-1 /K t [MPa] 187.4 149.3 Tehollinen jännityspinta-ala, kun A eff (s r = 0.10) [mm 2 ] 1039 24.9 Lenkkien lukumäärää (A eff,sileä /A eff,lovi ) vastaava -arvo -2.133 Lovetun sauvan tilastollinen kokokerroin suhteessa sileään sauvaan K size = e -sln 1.252 Lovetun sauvan laskettu varmuuskerroin, kun nimellinen vaihtojännitys ±149.4 MPa. S F = K size 195.5/240.3 0.981. Kirjassa taulukossa 7.4 on sanottu että lovetun sauvan väsymisraja on 240.3 MPa. Tämä vastaa erään alustavan testidatan käsittelyä joka on vahingossa jäänyt. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 26
Varmuuskerroin nimellisjännityksiä käyttäen Varmuuskerroin, kun käytetään nimellisjännityksiä ja lovenvaikutuslukua ä = 0.2 mm, kuva 7.7 =9 ä = 1.8 mm Lovellisen sauvan loven säde on = 2.25 mm = 1 1+ 1.8 2.25 = 0.528 loviherkkyysluku = 1 + 0.528(1.608 1) = 1.321 = 1,, ä 1,, = 187.4 1.321149.4 = 0.950 Laskettu varmuuskerroin on hiukan epätarkempi mutta varmalla puolella. Tässä tapauksessa se on kuitenkin riittävän lähellä odotusarvoa yksi. - FKM:n mukaan (Haibach ei anna pallografiittivaluraudan arvoja) = 2.25 7.5 = 0.3 0 = 2 (1+)= 2 = 0.8(8) 2.25 mm-1 0. 1 mm -1 < < 1.0 mm -1 = 0.05 ja = 3200 MPa 517 0.05+ =1+0.8(8) 10 3200 = 1.579 tukiluku = 1.608 1.018 1.579 = 187.4 = 1.232 1.018149.4 aivan liian optimistinen arvo! Eri nimellisjännitysmenetelmillä saadaan hyvin erilaisia tuloksia! Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 27
Yhteenveto nimellisjännitysmenetelmän suurimmista heikkouksista Kun kappaleen geometria ja kuormitus ovat monimutkaisia on mahdotonta määritellä mitään nimellistä jännitystä. Nykyaikainen elementtianalyysi antaa yleensä paikallisia jännityksiä Nimellisjännitymenetelmä käyttää fysikaalisesti epämääräisiä suureita kuten loviherkkyys-luku ja elementaarisäteitä, y.m. Uudenaikaisessa väsymisanalyysissä käytetään sen sijaan fysikaalisesti olemassa olevia mitattavia suureita kuten väsymisrajan mediaaniarvoa ja keskihajontaa Nimellisjännitysmenetelmä toimii toki jos kappaleen geometria ja kuormitus muistuttaa väsytystesteissä käytettyä geometriaa Nimellisjännitysmenetelmä ei kuitenkaan pysty järkevällä tavalla selittämään havaittua matalempaa väsymisrajaa kun kappaleen tehollinen jännityspinta-ala on suurempi kuin testisauvan Näin ollen nimellisjännitysmenetelmä on ottanut käyttöön hyvin huonosti määritetltyä teknologista kokokerrointa Nimellisjännityksien käyttö on johtanut siihen että varmuuskerroin voidaan määritellä neljällä hyvin erilaisella tavalla y.m. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 28
Suomugrafiittivaluraudan ISO 185/JL/300 Haigh-diagrammi Suomugrafiittivalurautaa ei ole testattu niin systemaattisesti. Joka tapauksessa on kirjassa esitetty suoritettujen testien perusteella seuraava periaatteellinen Haigh-diagrammi: f ar1 R 0.26 R m testattu väsytyssuhde suurille hiekkavaluille on täten paljon pienempi kuin esimerkiksi Leitfadenin antama arvo 0.39 k 0.340 kaltevuuskerroin on yllättävän pieni. Leitfaden ja Hänchen antavat arvon k =-0.50 Paikallinen väsymisraja [MPa] 350 300 250 200 150 100 50 Vasen B-splini P1 ar1 R mc m, P1 ; 1 k a, P1 ar1 k m, P1 P0 R mc ;0 0 t 1 P, 2 a, m P2 P2 1 k k 0-1200 -1000-800 -600-400 -200 0 200 400 600 ar1 ar1 Paikallinen keskijännitys [MPa] m, P1 a, Oikea B-splini m, P0 ar0; P 0 a, P0 ar0 ar k 0 ( 1 ) 2 af t ar0 Lineaarinen oikea splini Ohjauspisteet vasen splini Ohjauspisteet R pc0.1 m, P ; 2 P1 P1 0 t 1 1 ; P2 Rm;0 Diagrammin lineaarinen osa af ar1 km 88.1 0.34 m 30 M22 1 12 Axially polished Kt 1.043 1039 mm 2 Aeff kun sr 0.10 R m 339 MPa R p 0.1 195260 MPa Rmc 960 MPa Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 29
Tehollinen jännitysvolyymi Väsymissärö ydintyy testattaessa hyvin harvoin pinnan alla. Kuitenkin se voi tapahtua, jos pinnan jännityskeskittymät ovat pieniä ja jännityskenttä hyvin tasainen läpi koko kone-elimen ja lisäksi koekappale on iso. Tällaisissa tapauksissa on tietysti käytettävä tehollisia jännitysvolyymejä, kun tilastollinen kokokerroin lasketaan. Hyvän referenssi-arvon saaminen teholliselle jännitysvolyymille on kuitenkin ongelmallista, koska useimmiten särö ydintyy pinnasta, kun väsymisraja testataan pienillä sauvoilla. Mitä suurempaa testisauvaa väsytystestissä käytetään, sitä suuremmalla todennäköisyydellä aineen sisältä löytyy tarpeeksi suuri defekti, josta väsymissärö ydintyy ennen kuin ydintyminen tapahtuu pinnasta. Eräs tällainen testi, joka suoritettiin nuorrutusterässauvoilla, on näytetty seuraavassa kuvassa. Niin kuin taulukosta käy ilmi, oli 9:stä murtuneesta vain 2:lle särön ydintyminen tapahtunut pinnasta. Loput 7 sauvaa oli kokenut särön ydintymisen pinnan alla. Näin ollen voidaan olettaa, että kun terässauva on näin iso, se on lähellä sitä rajaa, jolloin särön ydintyminen siirtyy pinnasta sisäpisteeseen. Annetun tehollisen jännityspinta-alan kaavaa hiukan muokaten saadaan kuvan mukaisen testisauvan tehollisen jännitysvolyymin arvoksi seuraava = = ln ln 0.5 = 2650 mm 3 kun s r = 0.065 Kuvan Sivu 33:n 7.18 defektiä arvioitaessa huomaa, että se on hyvin suuri ja pyöreä, mikä on tyypillistä, kun sulatukseen lisätään kalsiumia teräksen koneistettavuuden lisäämiseksi. Tämä defektin pyöreä muoto vaikuttaa antavan pienemmän jännityskeskittymän (jännitysintensiteettikertoimen) kuin terävä-muotoinen defekti. Kun verrataan tätä sauvaa valittuun teräksen referenssitestisauvaan, huomataan, että tehollinen jännitysvolyymi kasvaa nopeammin kuin tehollinen jännityspinta-ala. Silloin, kun suhteellinen keskihajonta on s r = 0.065, on jännitysvolyymi kasvanut 6.79-kertaiseksi, kun jännityspinta-ala on kasvanut vain 3.96-kertaiseksi. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 30
Porraskoe Tämä testi on mielenkiintoinen myös koska saatu väsymisraja on suurin piirtein yhtä kuin C. Mourierin odotusarvo, huolimatta siitä että ydintyminen tapahtuu sisäisesti On myös hyvää huomata että kun testaa uudelleen korkeammalla jännitysamplitudilla murtumaton sauva tämä tuntuu nostavan tämän sauvan väsymisrajan Nominal Nimellinen stress jännitysamplitudi amplitude [MPa] [MPa] 550 500 450 Jännityssuhde R= -1 3 käypää murtunutta tasolla 480 Katkoviiva ja nuoli tarkoittaa että kyseinen sauva on testattu uudestaan korkeammalla tasolla Joko 3 käypää murtumatonta tasolla 465 MPa 400 tai 2 murtumatonta ja1 murtunut jos W-7:tä pidetään murtuneena af, nim 470.8479.0 MPa vaikka se ylittää normaalin riippuen siitä miten huomioidaan testisauva W-7 katkaisurajan 350 1.0E+05 1.0E+06 1.0E+07 1.0E+08 Number Syklien lukumäärä of cycles N Yksi käypä murtumaton tasolla 480 30 W -1/run M32 1 W -1/fail W -2/run W -2/fail W -3/run W -3/fail W12-4/fail W -5/fail W -6/fail W -7/fail W -8/fail W -9/run W -10/fail 34CrNiMo6+QT R m = 1016 MPa R p0.2 = 911 MPa Kiillotettu aksiaalisesti R a = 0.4 m 496.2 K max t 1.036 nim 479 Aeff 2 894 mm kun sr 0.065 Veff Vref 3 2650 mm kun sr 0.065 Veff Vref 3 3330 mm kun sr 0.10 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 31
Testitulokset taulukkomuodossa Väsytyskokeet materiaalille: Päiväys: 22.3.2007 34CrNiMo6 QT, sileät pyörösauvat Raportti: J. Solin Suoritus: H. Laukkanen, R. Sirviö Kokeen kuvaus: Asiakas: Wärtsilä Finland Aksiaalinen vaihtoväsytys, keskij. 0 Mpa Rabb, Silvonen (FATE 2007, LoviSpe Staircase menetelmä, N < 10 milj. Sauva Halk. P-ala Fkeski F ampl Keskij. Amplitudi Kestoluku Run-out mm mm^2 kn kn (+/-) MPa MPa (+/-) Nf N(r-o) huomauutukset W7.0-1 12,020 113,47 0,000 45,390 0,0 400,0 54 000 000 W7.0-1 12,020 113,47 0,000 46,525 0,0 410,0 12 000 000 W7.0-1 12,020 113,47 0,000 47,659 0,0 420,0 17 172 000 W7.0-1 12,020 113,47 0,000 49,361 0,0 435,0 13 288 000 W7.0-1 12,020 113,47 0,000 51,064 0,0 450,0 17 213 000 W7.0-1 12,020 113,47 0,000 52,766 0,0 465,0 7 085 000 sulk. 80...85 myy W7.0-2 11,998 113,06 0,000 52,573 0,0 465,0 12 000 000 W7.0-2 11,998 113,06 0,000 54,269 0,0 480,0 4 450 000 sulk. 70 75 myy W7.0-3 12,002 113,14 0,000 54,305 0,0 480,0 16 500 000 W7.0-3 12,002 113,14 0,000 56,002 0,0 495,0 16 700 000 W7.0-3 12,002 113,14 0,000 57,699 0,0 510,0 2 998 000 pinnasta W7.0-4 12,005 113,19 0,000 57,728 0,0 510,0 590 000 sulk. 160 185 myy W7.0-5 12,008 113,25 0,000 56,058 0,0 495,0 461 000 pintasulk. 60 65 myy W7.0-6 12,002 113,14 0,000 54,305 0,0 480,0 1 615 000 sulk. 130 145 myy W7.0-7 12,015 113,38 0,000 52,722 0,0 465,0 11 136 000 sulk. 90 100 myy W7.0-8 12,012 113,32 0,000 54,395 0,0 480,0 1 893 000 sulk. 135 150 myy W7.0-9 12,016 113,40 0,000 52,731 0,0 465,0 11 583 000 W7.0-9 12,016 113,40 0,000 54,432 0,0 480,0 10 982 000 W7.0-9 12,016 113,40 0,000 56,133 0,0 495,0 7 913 000 Kierre petti W7.0-10 12,009 113,27 0,000 54,368 0,0 480,0 2 181 000 sulk. 105 115 myy Huom: Porrasmenetelmä ei toimi loogisesti, koska sulkeumakoko on hallitseva. Amplitudilla on vain "sekundäärinen" merkitys sauvan kestämiseen. Muutamilla sauvoilla useampi run-out ennen murtumaa. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 32
Tyypillinen ainevika särön ydintymiskohdassa Kalsiumia lisätään muun muassa koneistettavuuden parantamiseksi Tämä toimenpide kasvattaa kuitenkin ainevikojen kokoja ja vaikka ne samalla tulevat pyöreimmiksi voi väsymisraja silti laskea. Y. Murakami varoittaa kalsiumkäsittelystä 80 m Sulkeuma 2 mm Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 33
PINNAN LAADUN KERROIN (Kirjan luku 8) Väsymistestauksessa pyritään yleensä minimoimaan ulkopuolisten tekijöiden vaikutus materiaalin väsymislujuuteen Siksi käytetään yleensä aksiaalisuunnassa kiillotettuja testisauvoja, ellei nimenomaan halutaan tutkia pinnan laadun vaikutusta väsymisrajaan Tiedetään, että pinnan laadulla on suuri vaikutus väsymisrajaan, joten Haigh-diagrammista otettua arvoa on pienennettävä pinnan laadun kertoimella, jota yleensä merkitään symbolilla K R Kirjallisuudessa löytyy hyvin paljon enemmän tai vähemmän tarkkoja suosituksia tämän kertoimen arvoksi eri olosuhteissa Leitfaden antaa koneistetuille teräspinnoille seuraavan konservatiivisen kaavan tämän kertoimen laskemiseksi. Seuraavassa kuvassa on esitetty tämän kaavan avulla laskettu diagrammi. = 1 0.22(log 10 ) 0.64 log 10 + 0.45(log 10 ) 0.53 kun 1.0 m missä K R R z R m pinnan laadun kerroin profiilinsyvyys m (R z 4R a, R a = keskipoikkeama) murtoraja Pinta ei ole aina koneistettu ja vaikka se olisikin, se voi olla altis korroosiolle tai ympäristön syövyttävälle vaikutukselle Monissa kohdissa voidaan käyttää koneistamattomia pintoja, kuten valssaus-, taonta-, ja valupintoja. Pinnan tila vaikuttaa usein sekä väsymisrajan keskiarvoon että keskihajontaan Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 34
Kirjallisuudesta otettuja pinnan laadun kertoimia Saksalaisissa lähteissä usein käytetty koneistetun teräspinnan pinnan laadun kerroin. KR 1 0.22 log10 Rz 0.64 log10 Rm 0.45 log10 Rz 0.53 kun Rz 1.0 m Rz profiilinsyvyys ( 4Ra keskipoikkeama) 1.0 R z 1m 0.9 Pinnan Pinnan laadun laadun kerroin kerroin KR K R 0.8 0.7 0.6 2 4 6 8 10 15 20 30 40 60 0.5 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 Murtoraja Rm R m [MPa] Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 35
Pinnan laadun kertoimia ruotsalaisen normin Mekanresultat 80002 mukaan 7.5 d 60 o 0.1 mm Pinnan laadun kerroin K R 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 a - kiillotettu pinta b - hiottu pinta c - höylätty pinta d - teräväpohjainen sorvattu lovi (kuva) e - vesijohtoveden syövyttämä pinta f - raaka valssaus- ja takomispinta g - meriveden syövyttämä pinta 400 600 800 1000 1200 1400 Murtoraja R m [MPa] On vaikeaa sanoa miten tarkkoja tällaiset kirjallisuudesta otetut kertoimet ovat. Epäselvissä tapauksissa on syytä suorittaa testausta. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 36
Valettuja koneistettuja ja koneistamattomia pintoja Entinen DDR:n teollisuusstandardi TGL 19341 antaa seuraavat kertoimet Pinnan laadun kerroin K R 1 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 R z = 0.8 1.0 m R z = 3.2 m Valupinta Suomugrafiittivalurauta 150 200 250 300 350 400 Murtoraja [MPa] kiillotettu tarkkuushionta hionta leikattu rouhittu valupinta Pinnan laadun kerroin K R 1.00 R z = 0.8 1.0 m 0.95 R z = 3.2 m 0.90 0.85 0.80 Valupinta 0.75 Pallografiittivalurauta 0.70 400 450 500 550 600 650 700 Murtoraja [MPa] kiillotettu tarkkuushionta hionta leikattu rouhittu valupinta Pinnan laadun kerroin K R 1.00 R z = 0.8 1.0 m R z = 3.2 m 0.95 0.90 Valupinta 0.85 Teräsvalu 0.80 400 425 450 475 500 525 550 575 600 Murtoraja [MPa] Kuvien pallografiittivaluraudalle ja valuteräksille antamat kertoimet koskevat lähteen mukaan sekä veto-puristus- että taivutuskuormitusta. Kuvan suomugrafiittivaluraudalle antama kerroin koskee vain taivutusta. Veto-puristuskuormituksella on kerroin suurempi, eli vaikutus pienempi, seuraavan kaavan mukaisesti: K R, veto puristus K R, taivutus K 1 R, taivutus 1.2 kiillotettu tarkkuushionta hionta leikattu rouhittu valupinta Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 37
Toimenpiteitä pinnan laadun parantamiseksi On olemassa suuri määrä erilaisia toimenpiteitä, joilla voidaan tietoisesti vaikuttaa pintojen väsymisrajaan Tavallisia tapoja korottaa pintojen väsymislujuutta ovat esimerkiksi valssaus, kuulapuhallus ja pintakarkaisu Edellisten kuvien raakojen pintojen pinnan laadun kertoimet eivät päde, jos esimerkiksi pinta on kuulapuhallettu Raakojen valssaus- ja valu-pintojen pinnan laadun kerroin on huono. Kuulapuhalluksen ansiosta nousee väsymisrajan keskiarvo vähintään samalle tasolle kuin koneistetun pinnan, i.e. 1. Väsymisrajan keskihajonta nousee kuitenkin silloin Kuulapuhalletun pinnan keskihajonta voi kuitenkin olla paljon suurempi Pinnan laadun kerroin voi pienetä, kun materiaalin kovuus suurenee Karkaistun pinnan kerroin on ainakin kirjallisuuden mukaan vastoin odotuksia yllättävän korkea Saksalainen hammaspyörästandardi DIN 3990 antaa esimerkiksi seuraavan kaavan pinnan laadun kertoimen laskemiseksi hiiletyskarkaistuille ja induktiokarkaistuille hammaspyörille. = 1.490 0.471( + 1) 0.1 Hiiletyskarkaisun vaikutus väsymislujuuteen käsitellään erikseen tämän luentosarjan lopussa perustuen laajaan Wärtsilässä suoritettuun CASH nimisen tutkimusprojektin tuloksiin. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 38
Pallografiittivaluraudan valettu pinta erään testin valossa Jännitysamplitudi [MPa] GJS-500-7 R m = 517 MPa R p0.2 = 307 MPa 20 F 187.23 173.69 160.15 146.61 133.07 20 120 toinen porraskoe kiillotettuna ja toinen valupintaisena A eff = 229 mm 2 käyttäen mainittua 95 %:n sääntöä. Koneistettu pinta af 161.6 todennäköisesti on s d 13.5, s.o. 8.4 % 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 Testisauva nr. murtunut murtumaton 11.44 mm, (95 % sääntö) jännitysamplitudi [MPa] 180.47 169.33 158.18 147.04 135.90 124.76 113.61 Valupinta af 144.1 s 21.4 eli14.9 % 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Testisauva nr. murtunut Pinnan laadun kerroin on näin ollen tässä tapauksessa (C = 90 %), = 136.9 156.3 = 0.876 Testattu arvo on jonkin verran isompi kuin edellisen kuvan antama arvo, noin 0.81. Toisaalta suhteellisen keskihajonnan voimakas kasvu merkitsee, että on käytettävä paljon suurempaa varmuuskerrointa. Esimerkiksi, jos vaatimuksena on, että vaurioitumisriski ei saa ylittää P = 10-4, saadaan ln(1 0.207) = 0.232 = 3.7190.232 = 2.37 murtumaton Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 39
ANISOTROPIA JA TEKNOLOGINEN KERROIN (Kirjan luku 9) Kun levyä tai tankoa valssataan, pitenevät aineen rakeet valssaussuunnissa. Myös aineen sisäiset defektit pitenevät tässä suunnassa ja puristuvat pienempään kokoon kohtisuoraan valssaussuuntaa vastaan, eli paksuussuunnassa. Defektit laajenevat näin ollen valssaussuuntien määräämässä tasossa. Aineeseen tulee etsauksessa selvästi esille rakeiden vuosuunta. Taonta vaikuttaa vastaavalla tavalla. Taonta on kuitenkin vähemmän hallittu operaatio, ja vuosuunta voi vaihdella paikasta toiseen. Valssauksessa tai taonnassa käytetty muokkausaste vaikuttaa tietysti paljon syntyvään raevuohon. Yleensä koneenosat pyritään valmistamaan siten, että niissä vaikuttava suurin jännitysamplitudi on rakeiden vuosuunnassa, koska materiaalin väsymislujuus on luonnollisesti suurimmillaan tässä suunnassa. Väsymisraja kohtisuoraan raesuuntaa vastaan voi olla huomattavasti huonompi kuin raesuunnassa. Puhutaan väsymisrajaan liittyvästä anisotropiasta. Väsytys-testeissä käytettävät sauvat on yleensä valmistettu rakeiden vuosuunnassa. Silloin tällöin joudutaan kuitenkin olosuhteiden pakosta valmistamaan kone-elin, jonka materiaalin vuosuunta on kohtisuoraan jännitysvuota vastaan. Kun jännitysvuo on kohtisuoraan rakeiden vuosuuntaan nähden on tärkeää huomioida väsymisrajan aleneminen redusoimalla väsymisraja niin kutsutulla teknologisella kertoimella K T ja/tai anisotropiakertoimella K A. Seuraavassa kuvassa näytetään, miten erään taotun kiertokangen vuosuunnat näkyvät selvästi etsauksen jälkeen. Vuosuunnan merkityksen selville saamiseksi valmistettiin väsytystestisauvoja sekä vuosunnassa että kohtisuoraan vuosuuntaa vastaan tästä kiertokangesta. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 40
Aine: EN 10083-1 34CrNiMo6+QT R m = 885 MPa R p0.2 = 730 MPa Taotun kiertokangen anisotropian testaus Alue jossa on huono tai epämääräinen vuosuunta Yhdensuuntaiset sauvat Kohtisuorat sauvat Selvä vuosuunta toivotussa silmukan suunnassa Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 41
Tiimalasinmuotoiset testisauvat 70 M12 1.25 5 EN 10083-1 34CrNiMo6+QT Staattinen lujuus (laatuohje): R m 885 MPa ja R p0.2 730 MPa K t = 1.036 ja A eff = 53.9 mm 2 kun s r = 0.065 Suhteessa kuvan 3.3 referenssitestisauvaan on K size = 1.071 Väsymisrajan paikallinen odotusarvo on Mourierin kaavan mukaan ar1, populaatio 453.2 MPa 453.2 ar1. otos 464.8 0.975 MPa Kiillotettu aksiaalisuunnassa a) Tiimalasinmuotoinen b) Loven jännitysjakauma kun nimellinen testisauva. väsymisraja 430.1 MPa kuormittaa. Valitettavasti vetokokeita ei suoritettu staattisten lujuusarvojen selville saamiseksi. Tiedossa on vain kuvassa esitetyt ainestandardin edellyttämät murtorajan ja myötörajan rajat sekä testauksen jälkeen suoritetun sauvojen kovuusmittaukseen perustuva murtorajan määritys Näiden testitulosten tulkintaa vaikeuttaa myös se seikka, että testisauvat otettiin kahdesta eri toimittajan (RE ja FDL) toimittamasta kiertokangesta Valitettavasti näitä testejä ei pyritty suorittamaan johdonmukaisina porraskokeina, vaan jännitystasot on valittu ilman systematiikkaa. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 42
Kiertokangelle suoritettujen porraskokeiden tulokset Paikallinen amplitudi [MPa] 487.1 466.3 445.6 424.8 404.0 ar 1 445.6 todennäköisesti s d 20.72 ( sr 4.6 %) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Testisauva nr. murtunut murtumaton - raevuo yhdensuuntainen jännityksen kanssa 1 = 445.6 MPa otosväsymisraja on vain 4.1 % pienempi kuin odotusarvo 464.8 MPa < = 20.72 MPa todennäköinen otoskeskihajonta kun käytetään teoreettisia otosarvojen jakaumia, saadaan seuraavat varmuusrajaa 90 % olevat populaation arvot: 1 = 445.6 1.350220.72 14 = 438.1 MPa 90 = 141 20.72 = 28.2 MPa keskihajonta 7.042 = 28.2 = 0.064 suhteellinen keskihajonta 438.1 Paikallinen amplitudi [MPa] Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 43 486.9 476.6 466.2 455.8 445.5 435.1 424.8 414.4 404.0 ar1 421.2 s 43.6, s.o. sr 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Testisauva nr. murtunut murtumaton 10.4 % raevuo kohtisuoraan jännitystä vastaan 1 = 421.2 MPa otosväsymisraja on selvästi pienempi kohtisuorassa suunnassa = 43.6 MPa otoskeskihajonta = 43.6 = 0.104 suhteellinen otos- 421.2 keskihajonta on hyvin suuri 1 = 421.2 1.37243.6 = 403.2 MPa 11 90 = 111 43.6 = 62.5 MPa keskihajonta 4.865 = 62.5 = 0.155 suhteellinen keskihajonta 403.2 Anisotropiakerroin K A on saatujen populaatioiden väsymisrajojen suhde, so. = 403.2 438.1 = 0.92
Kiertokangen testeistä määritellyt S-N-käyrät Paikallinen jännitysamplitudi [MPa] 700 650 600 550 500 27.2 6 445. 6 N 1.8210 a 450 sn 0.7503 400 1 s 350 r 1 s / k e N 0.027 300 1.E+03 1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07 1.E+08 Syklien lukumäärä RE-murtunut FDL-murtunut RE-murtumaton FDL-murtumaton S-N-käyrä Väsymisraja Paikallinen jännitysamplitudi [MPa] 700 650 600 550 500 450 400 350 sn 1.1753 1 sr 1 sn / k e 0.081 13.9 6 421. 2 N 1.1510 a 300 1.E+03 1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07 1.E+08 Syklien lukumäärä RE-murtunut FDL-murtunut RE-murtumaton S-N-käyrä Väsymisraja Nämä kiertokangelle suoritetut testit ovat monessa suhteessa puutteellisia, osittain johtuen huonosti määritellyistä testeistä Raevuo on osittain epämääräinen ja osittain se voi selittää kohtisuorassa suunnassa havaittua suuri keskihajonta Testit näyttävät kuitenkin selvästi että väsymisraja on matelempi silloin kun jännitysvuo on kohtisuoraan raevuota vastaan Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 44
Teknologiakertoimesta Useimmissa vanhoissa ohjeissa mainitaan teknologiakertoimen merkitys väsymislujuuteen. Esim. Leifaden korostaa tämän kertoimen muun muassa seuraavasti: Tällä käsitteellä ymmärretään kaikki valmistusprosessista ja lämpökäsittelystä johtuvat ja koosta riippuvat muutokset aineen olotilassa ja tämän vaikutus väsymislujuuteen. Teknologinen kokovaikutus on dominoiva suhteessa geometriseen ja tilastolliseen kokovaikutukseen Lisäksi annetaan seuraavia kaavoja tämän kertoimen laskemiseksi, mutta kuitenkin ilman riippuvuutta koosta: Murtorajan R m yksikkönä kaavoissa on MPa. = 2069 1790 = 2313 1790 = 2195 1790 vapaa taonta jatkuvarakenteinen taonta (CGF, continuous grain flow) keskimäärin Allekirjoittanut ei ollut kohdannut omissa testeissään mitään tällaista mahdollisesta teknologiakertoimesta johtuvaa vaikutusta väsymisrajaan silloin kun hän kirjoitti kirjansa. Lisäksi oli vaikeaa keksiä mitään järjellistä syytä tällaiseen ilmiöön. Kuitenkin on kirjan ilmestymisen jälkeen kirjoittaja löytänyt uskottavan selityksen tähän ilmiöön. Kysymys on lähinnä siitä mikä on todennäköisen defektin mediaaniarvo kriittisessä pisteessä. Defektijakaumia ja lyhyen särön murtumismekaniikkaa käyttäen löytyy selitys niinkuin edessäpäin tullaan osoittamaan Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 45
Isokokoisen kampiakselin teknologia- ja anisotropiakertoimiet Huolellisella taonnalla, niin kutsutulla CGF- (continuous grain flow), eli jatkuva-rakenteisella taonnalla, voidaan vähentää anisotropian vaikutusta kriittisissä kohdissa Kuvassa on esitetty erään suuren kampiakselin yhdestä kammesta otettujen testisauvojen paikat. Kampi oli CGF-taonta, ja tarkoitus oli tutkia väsymisrajaa ja sen vaihteluita eri syvyyksillä Mitä syvemmältä sauvat on otettu, sitä huonompi on muokkausaste ja epämääräisempi vuosuunta On syytä panna merkille tämän takeen suuret mitat. Akselin halkaisijan valmis mitta on 700 mm ja tapin halkaisija 600 mm Aine on nuorrutusterästä ISO 683/1 36CrNiMo6 Q+T. Kaikki testit suoritettiin vaihtokuormalla 555 1076 450 1210 660 720 700 A B C D 176.5 235 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 46
Tiimalasinmuotoiset testisauvat 142 31.8 M24 1.5 8 ISO 683/1-36CrNiMoQ T Staattinen lujuus 20 vetokokeen keskiarvona : Rm 807.6 MPa ja Rp0.2 663.8 MPa Kt 1.018 Aeff 199.6 mm 2 kun sr 0.065 Aksiaalisuuntainen keskipoikkeama : R a 0.19 m C. Mourierin mukainen väsymisrajan odotusarvo: ar 1 K t 1.04 0.144R m 0.309Rp0.2 402.0 MPa 56 Suoritettiin 4 porraskoetta. Kaksi koetta eri syvyyksistä otetuilla sauvoilla akselin puolella ja vastaavat kokeet tapin lovesta otetuilla sauvoilla. Kaikissa porraskokeissa käytettiin vaihtokuormitusta, so. jännityssuhdetta R = -1. Jokaisesta neljästä eri paikasta A, B, C ja D otetuille sauvoille suoritettiin ensin 5 vetokoetta, eli yhteensä 20 vetokoetta. Staattiset lujuusarvot vaihtelivat hyvin vähän eri paikoissa. Vetokokeiden keskiarvo oli seuraava: R m = 807.6 MPa murtorajan keskiarvo ja s r = 9.8 %, so. suhteellinen keskihajonta oli huomattavan suuri R p0.2 = 663.8 MPa ja s r = 6.9 % myötörajan suhteellinen keskihajonta Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 47
Porraskokeiden tulokset akselin puolelta otetuilla sauvoilla Paikallinen amplitudi [MPa] 468.3 437.7 407.2 376.7 346.1 ar1 395.8 s 19.3, s.o. s r 4.9 % Paikallinen amplitudi [MPa] 437.7 407.2 376.7 346.1 315.6 ar 1 390.0 s 60.1, s.o. s r 15.4 % 315.6 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Testisauva nr. 285.0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Testisauva nr. murtunut murtumaton murtunut murtumaton lisä-murtumaton a) Kohdasta A otetut sauvat b) Kohdasta B otetut sauvat (30 mm pinnan alla) Molemmissa testeissä on testattu paikallinen väsymisraja hyvin lähellä laskettua oletusarvoa 402 MPa. Mitään teknologia kertoimeen viittaavaa ei kuitenkaan löydy Keskihajonta on kasvanut voimakkaasti kohdasta B otetuilla sauvoilla. Tämä voi johtua siitä että raevuon suunta on tullut epämääräisemmäksi Niinkuin myöhemmin osoitetaan on kuitenkin syytä käyttää koko kampiakselin yli summattua tehollista jännityspinta-alaa ja defektijakaumia hyväksi kun määritellään kampiakselin kriittisen pisteen väsymisraja Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 48
Porraskokeiden tulokset tapin puolelta otetuilla sauvoilla Paikallinen amplitudi [MPa] 468.28 437.74 407.20 376.66 346.12 ar1 407.2 s 30.5 sr 0.075 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Testisauva nr. Paikallinen amplitudi [MPa] 468.28 437.74 407.20 376.66 346.12 315.58 ar1 401.2 s 39.1, s. o. s r 9.75 % 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Testisauva nr. murtunut murtumaton murtunut murtumaton a) Kohdasta D otetut sauvat b) Kohdasta C otetut sauvat (30 mm pinnan alla) Testatut väsymisrajat ovat kumpikin Mourierin odotusarvojen mukaisia Syvemmältä otetuilla sauvoilla on isompi keskihajonta Näitä testejä voidaan arvostella siitä että käytettiin niin vähän testisauvoja kyseisissä porraskokeissa. Niinkuin ennen on mainittu olisi syytä käyttää vähintään 25 sauvaa per testi jos halutaan saada luotettava arvo myös keskihajonnalle. Testien trendi on kuitenkin selvä, mitään teknologiakerrointa ei näy mutta kyllä merkkejä anisotropiasta joka heijastuu lähinnä keskihajonnan suuruudessa. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 49
Jatkuvarakenteisen taonnan periaate Jatkuvarakenteinen taonta Vapaa taonta Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 50
Teknologisen kokokertoimen oikea tulkinta. CASH-projekti Todennäköisyysteorian soveltaminen odotettavissa oleviin defektijakaumiin on avain asian oikealle ymmärtämiselle. Pohjimmiltaan on nytkin kysymys tilastollisesta kokokertoimesta mutta laskettuna defektijakaumasta defetijakaumasta Defektijakaumat ja niiden testaus ja tilastollinen käsittely ääriarvoteorioita käyttäen selitetään vasta näiden luentojen loppupuolella. Kuitenkin sovelletaan siinä olevaa opetusta teknologisen kokokertoimen tulkintaan jo nyt Vuosina 2010-2013 suoritettiin Wärtsilässä laajoja tutkimuksia hiiletyskarkaisuteräksen 18CrNiMo7-6 väsymislujuudesta CASH nimisessä tutkimusprojektissa. Tämän tutkimuksen hyvin tärkeät tulokset eivät ehtineet mukaan Rabbin kirjaan. Tämän luentosarjan lopussa esitetään tarkemmin nämä tulokset sen jälkeen kun ensin on käsitelty defektijakaumia ja ääriarvoteorian käyttö. Tämän luentosarjan ensimmäisessä luennossa esitettiin kuitenkin se Haigh diagrammi joka oli saatu tälle aineelle ennen karkaisua kun perusaineen kovuus oli 450 HV. Perusaineen hyvin matala testattu väsymisraja suhteessa C. Mourierin kaavalla laskettuun oletusarvoon oli aluksi mysteerio Kun tilastollinen kokokerroin laskettiin perustuen havaittuun ainevikajakauman mediaaniarvoon käyttäen El Haddad-Smith-Topper-modifioitua Kitagawa-Takahashidiagrammia hyväksi ratkesi tämä mysteerio niinkuin edessäpäin osoitetaan Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 51
Paikallinen väsymisraja af [MPa] 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 Perusmateriaalin 18CrNiMo7-6 testattu Haigh-diagrammi (C= 90 %) 18CrNiMo7-6 High grade R m = 1437 MPa R p0.2 = 1116 MPa 0-1500 -1250-1000 -750-500 -250 0 250 500 750 1000 1250 1500 Paikallinen keskijännitys [MPa] Aks. raevuo Rad. raevuo R=0 Smax=Rp0.2 Smin=-Rp0.2 Aks. Testipiste Rad. Testipiste f R 474.9 1437 0.33 194 22 K A V t eff 10 eff kun s M32 2 1.036 35 20 620 mm 1100 mm r Aksiaalisesti kiillotettu, R a 0.4 m 2 0.065 3 C. Mourierin kaavan mukaan väsymisrajan pitäisi olla seuraava: ar 0.144R 0.309R 1 1.04 0. 2 56 629.8 MPa m p, tämä on noin 33 % korkeampi kuin testattu arvo 474.9 MPa Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 52
Sauvojen murtopinnoista havaitut särön ydintymiskohdan aineviat Tämän tekstin kirjoitushetkellä fraktografia on vielä kesken. Muutamia murtopintoja on kuitenkin tutkittu ja vertailemalla FATE-DEFEX-projektissa testattuihin ainevikajakaumiin voidaan kuitenkin luottaa alla esitettyihin arvoihin ja laskelmiin. Alla on näytetty kolme murtopintaa CASH-projektin perusmateriaalin testeistä 1.152 mm Pa1 0.327 mm 0.057 mm Pa1 Pa1 Pa1 = 408.3 m Pa1 = 381.1 m Pa1 = 348.1 m Pa2 Pa2 = 87.5 m Pa2 = 75.1 m Pa2 Pa2 Pa2 = 59.1 m Pa1 Pa1 Pa1 Havaittujen ainevikojen koko on yllättävän iso Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 53
Ainevikajakauman mediaanikoko ja keskihajonta Väsymissärön ydintymiskohdasta havaitut aineviat viidelle poikittaisella raevuolla valmistetulle testisauvalle. Testisauva nr. Ainevian koko 2c 2a [m] Etäisyys pinnasta [m] Pinta-ala A = ac [m 2 ] Pinta-alan neliöjuuri A [m] Vastaavan pyöreän sisäisen ainevian säde = [m] BT-10 408 75 1152 24033 155.0 87.4 BT-23 381 59 326 17655 132.9 75.0 BT-33 348 87 57 23779 154.2 87.0 BT-45 277 72 1329 15664 125.2 70.6 BT-46 59 43 0 1993 44.6 25.2 Normaalijakautuneen sisäisen ainevian keskiarvo = 5 [m] Keskihajonta = 1 ( 51 69.0) 2 [m] Suhteellinen keskihajonta = Lognormaalijakautuneen sisäisen ainevian keskiarvo = ln 5 Logaritminen keskiarvo = (ln 4.1476) 2 4 Mediaaniarvo = [m] Keskiarvo = 2 + 2 [m] Laskettujen ainevika-arvojen relevanssin arvioimiseksi ja pitkittäisellä raevuolla valmistettujen sauvojen mediaaniarvon arvioimiseksi tehtiin seuraava vertailu FATE-DEFEXin tuloksiin Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 54 69.0 25.6 0.371 4.1476 0.523 63.3 72.6
Kertymä [%] FATE-DEFEX-projektin pitkittäiset taivutussauvat Nuorrutusteräksestä taottu tela jonka staattiset lujuusarvot olivat: Aksiaalisuunta Tangentiaalisuunta R m = 1036 MPa R m = 1022 MPa R p0.2 = 791 MPa R p0.2 = 777 MPa 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 12 Aksiaalinen 4-piste - taivutustestisauva A eff = 730 mm 2, s r = 0.065 0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 Puolielliptisen pintavian syvyys (a/c = 1) [m] hav.(i/n+1) Gumbel Frechet lognormaali 7.52 medln=48.6 medfre=44.5 medgum=50.7 96 226 Lognormaali ln = 3.8841 logaritminen keskiarvo a med = 48.62 m mediaaniarvo s ln = 0.5646 logaritminen keskihajonta s oikea = 36.90 m s vasen = 20.97 m s r 0.507 Frechet = 37.053 m skaalaparametri = 2.0116 muotoparametri a med = 44.46 m mediaaniarvo s = 482.7 m keskihajonta Gumbel (ML-sovitus) = 42.368 m paikkaparametri = 22.7284 m skaalaparametri a med = 50.7 m mediaaniarvo s = 29.15 m keskihajonta s r = 0.525 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 55
FATE-DEFEX-projektin pitkittäiset hiet Defektijakauman ääriarvojakauma tutkittiin mikroskoopin alla käyttäen 18 hiettä Kertymä [%] 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 5 Aksiaaliset hiet A o = 25 mm 2 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Puolielliptisen pintavian syvyys (a/c = 1) [m] hav.(i/n+1) Gumbel Frechet lognormaali medln=19.6 medfre=18.4 medgum=19.5 5 Lognormaali ln = 2.9744 logaritminen keskiarvo a med = 19.58 m mediaaniarvo s ln = 0.3779 logaritminen keskihajonta s oikea = 8.99 m s vasen = 6.16 m s r 0.360 Frechet = 16.468 m skaalaparametri = 3.3806 muotoparametri a med = 18.35 m mediaaniarvo s = 11.69 m keskihajonta Gumbel (ML-sovitus) = 17.326 m paikkaparametri = 5.8180 m skaalaparametri a med = 19.46 m mediaaniarvo s = 7.46 m keskihajonta s r = 0.361 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 56
FATE-DEFEX-projektin poikittaiset taivutussauvat Kertymä [%] 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 12 Tangentiaalinen 4-piste - taivutustestisauva A eff = 730 mm 2, s r = 0.065 0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 Puolielliptisen pintavian syvyys (a/c = 1) [m] hav(i/n+1) Gumbel Frechet lognormaali 7.52 medln=80.1 medfr=75.2 medgum=81.6 96 226 Lognormaali ln = 4.3825 logaritminen keskiarvo a med = 80.04 m mediaaniarvo s ln = 0.4620 logaritminen keskihajonta s oikea = 47.0 m s vasen = 29.6 m s r 0.430 Frechet = 63.635 m skaalaparametri = 2.2008 muotoparametri a med = 75.17 m mediaaniarvo s = 177.9 m keskihajonta Gumbel (ML-sovitus) = 70.371 m paikkaparametri = 30.707 m skaalaparametri a med = 81.62 m mediaaniarvo s = 39.38 m keskihajonta s r = 0.447 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 57
FATE-DEFEX-projektin laakeriteräsksen 100Cr väsytyssauvat Kovuusvaatimus oli 62 HRC. Kuitenkin keskimääräinen kovuus niin sanotussa B materiaalissa oli 61 HRC mitattuna 15 sauvasta. Defektijakauma 47 murtuneen testisauvan otoksesta. Pitkittäinen raevuo. Kertymäfunktio [%] 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 Through hardened 100Cr with 62 HRC A eff 250 mm 2 V eff 420 mm 3 K t = 1.04 according to www.efatigue.com 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Ainevian koko area [m] Fi = i/(n+1) Gumbel ame,gu=26.66 Frechet ame,fr=24.42 Lognor ame,lo=25.64 Plovi=8.86e-4 alovi,gu=3.7 alovi,lo=3.0 14 15 7 Gumbel (ML-sovitus) = 23.68 m paikka parametri = 8.132 m skaala parametri a med = 26.66 m mediaani arvo s = 10.43 m keskihajonta s r = s/a m = 0.3676 Frechet = 19.50 m skaala parametri = 1.63 muoto parametri (< 2!) a med = 24.42 m mediaani arvo s keskihajonta Lognormal ln = 3.2442 logaritminen mediaani s ln = 0.4893 logaritminen keskihajonta a med = 25.642 m mediaani arvo s r = 0.520 suhteellinen keskihajonta Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 58
FATE-DEFEX-projektin laakeriteräsksen 100Cr hiet Hieiden maksimidefektijakaumat selvitettiin elektronimikroskoopin avulla käyttäen 35 hiettä. Pitkittäinen raevuo. Kertymäfunktio [%] 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 5 A eff = 25 mm 2 V eff 250.0086 = 0.215 mm 3 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Ainevian koko area [m] Fi = i/(n+1) Gumbel ame,gu=8.681 Frechet ame,fr=8.01 Lognor me,lo=8.55 Psauva = 99.96 % asauva,lo = 32.2 Plovi=3.85 % alovi,gu=3.1 alovi,lo=4.3 5 Läpi karkaistu 100Cr, kovuus 62 HRC Gumbel (ML-sovitus) = 7.355 m paikka parametri = 3.618 m skaala parametri a med = 8.68 m mediaani arvo s = 4.64 m keskihajonta s r = s/a m = 0.491 Frechet = 7.22 m skaala parametri = 3.53 muoto parametri a med = 8.01 m mediaani arvo s = 4.71 m keskihajonta s r = s/a m = 0.512 Lognormal ln = 2.1454 logaritminen mediaani s ln = 0.3915 logaritminen keskihajonta a med = 8.55 m mediaani arvo s r = 0.407 suhteellinen keskihajonta Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 59
CASH testisauvojen arvioitu ääriarvojakauma Edellä esitettyjen ainevikajakaumien perusteella tuntui kuitenkin luonnolliselta käyttää edellisessä taulukossa testattua jakaumaa hyväksi vaikka se perustui vain 5 havaintoon. Tämä siitä huolimatta että ydintymiset tapahtuivat sekä sisäpisteistä että pinnasta. Sisäpisteessä tarvitaan hiukan isompaa ainevikaa aiheuttamaan särön ydintymistä Tätä kompensoitiin käyttämällä arvioitus sisäisen pyöreän ainevian sädettä suoraan myös pinnassa olevan puolipyöreän ainevian syvyytenä Mukavuussyistä testattu lognormaalijakaumaa muutettiin Gumbel-jakaumaksi jolla oli sama mediaaniarvi ja suhteellinen keskihajonta a) Poikittainen raevuo =, = 63.3m ainevian mediaaniarvo poikittaisessa sauvassa + 2 = 34.6m Saadaan täten seuraava skaala parametri ja paikkaparametri = 6 = 27.0m = 0.5 = 63.3 + ln( ln 0.5) 27 = 53.4m Keskiarvo a m ja suhteellinen keskihajonta s r ovat näin ollen seuraavat: = + = 53.4 + 27 0.57721 = 69.0m = = 34.6 69 = 0.501 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 60
b) Pitkittäinen raevuo CASH pitkittäisten testisauvojen arvioitu ääriarvojakauma Perustuen FATE-DEFEX_projektissa suoritettuihin testeihin oletetaan että testisauvojen ainevian mediaanikoko pitkittäissuunnassa on 55 % poikittaissuunnan arvosta, toisin sanoen 0.55 63.3 = 34.8 m. Lisäksi oletetaan että suhteellinen keskihajonta on sama, eli noin s r = 0.50. Käyttäen näitä oletuksia saadaan seuraava Gumbel-jakauman mukaiset parametrit kun raevuo on aksiaalinen: = 29.4m = 14.8m = 29.4 ln( ln 0.5) 14.8 = 34.8m = 29.4 + 14.8 0.57721 = 37.9m = 14.8 6 = 19.0m ja täten = 19.0 37.9 = 0.501 Ekstrapoloimalla iteratiivisesti niinkuin myöhemmin näytetään lenkkien lukumäärää n = V sauva /V hie 2973 käyttämällä saadaan näytettyjen hieiden vastaavat jakaumat: a) poikittainen raevuo hiessä = 12.5m = 6.3m = 6.3 6 = + = 12.5 + 0.3665 6.3 = 14.8m = 8.1m = + 0.57721 = 16.14m = 8.1 16.14 = 0.502 b) pitkittäinen raevuo hiessä = 6.6m = 3.3m Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 61 = 3.3 6 = + = 6.6 + 0.3665 3.3 = 7.81m = 4.23m = + 0.57721 = 8.50m = 4.23 8.50 = 0.498
Jännitysintensiteettikertoimien kynnysarvot Koska murtumismekaniikan parametreja ei testattu nojaudutaan M. Chapettin artikkelissa Prediction of threshold for very high cycle fatigue (N > 107 cycles. Procedia Engineering 2 (2010) 257-264 esittämiin keskimääräisiin arvoihin. u K R m th, R1 3.26H 31.62 15.5 V 15.5 0.01239H [MPam 1/2 3/2 0.01239H [N/mm ] V V ] Ehjät viivat näyttävät kynnysarvon kehityssuunta murtorajan funktiona. Tämä suuntaus silloin kun jännityssuhde R = -1 saadaan seuraavalla kaavalla: K thr 0.0038R 15.5 1 m Jossa R m :n yksikkö on MPa ja K th :n yksikkö on MPam 1/2. Niinkuin nähdään löytyy vain muutamia harvoja testipisteitä korkeille murtolujuuksille R m silloin kun R = -1 johtuen niistä vaikeuksista jotka liittyvät kynnysarvon K th testaukseen erikoislujille materiaaleille. Kuvan suuntaus silloin kun R = -1 on saatu ekstrapoloimalla korkeimmille lujuuksille suhteella K thr=-1 /K thr=0.1 1.8 joka on havaittu pehmeimmille aineille. Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 62
CASH-projektin testipisteet El Haddad et al. modifioidussa K-T-diagrammissa Väsymisraja ar=-1 [MPa] 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 ar1 K size 2C K th a a 1 10 100 o 586.6 1.443 406.5 Puolipyöreän pintasärön syvyys [m] 31.62 15.5 0.01239450 a 20.713 0.03 1000 K size 638.5 487.7 1.309 Huom! ar=-1 = 638.5 on yhtä kun Mourierin oletusarvo 630 MPa Vaakasuora asymptootti valitaan niin että käyrä leikkaa testattuja pisteitä. Kirjassa on hiukan väärin selitetty El Haddad et al. LEFM SaR=-1,asymp=716.8 ao = 30 Pitk,hie(amed=7.8) Poik,hie(amed=14.8) Pitk,sauva(amed=34.8) Poik,sauva(amed=63.3) Saf,sauva,pitk=487.7 Saf,sauva,poik=406.5 Saf,hie,pitk=638.5 Saf,hie,poik=586.6 Saf,pitk,Testi=493.2 Saf,poik,Testi=406.6 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 63 Selitys matalaan testattuun väsymisrajaan on että mediaanidefekti on niin lähellä lineaarisen kimmoisen murtumismekaniikan aluetta Sileillä sauvoilla testatut väsymisrajat sopivat erinomaisen hyvin K-T-diagrammin arvoihin, ainoastaan noin 1 % ero pitkittäisillä sauvoilla, ja täydellinen yhteensopivuus poikittaisilla
Tilastollinen kokokerroin K size Väsymisrajan suhteellinen keskihajonta kokokertoimet K-T-diagrammin mukaan Edellisen sivun K-T-diagrammia voidaan muuttaa tilastolliseksi kokokertoimeksi referenssin arvoon nähden Jos lisäksi olettaa että defektijakauman suhteellinen keskihajonta pysyy ekstrapoloinnissa vakiona (50 % tässä kuvassa) niin väsymisrajan suhteellinen keskihajonta muuttuu kuvan mukaan. Toiset testit tukevat tällaisen olettamuksen mutta ei aivan johdonmukaisesti. 2.00 1.75 1.50 1.25 1.00 0.75 0.50 0.25 0.00 K K size size ar1( a) ( a 14.8) ar1 0 1 10 100 ar ar1 1( a) ( a 7.8) Puolipyöreän pintasärön syvyys [m] 40 35 30 25 20 15 10 5 Relative standard deviation on the fatigue limit [%] Ksize,pitk Ksize,poik amed,pitk,ref=7.8 amed,poik,ref=14.8 amed,pitk,lovi=3.29 amed,poik,lovi=6.24 Ksize=1.29 Ksize=1.371 sr,defekti=50 [%] sr,defekti=36 [%] Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 64 s r d da af s r, def af a 5 Longitudinal grain flow = 6.6 m Referenssi pinta-ala 5 A ref = 25 mm 2 Transversal grain flow = 12.5 m = 3.3 m = 6.3 m a med = 7.8 m a med = 14.8 m
FATE-DEFEX-projektin suuri taottu paperitela Anisotropian ja koon vaikutuksen valaisemiseksi esitetään vielä telaan liittyvät väsytystestit. Johtuen kuormitustapauksesta, pyörivä taivutus, ydintyivät väsymissäröt melkein aina pinnasta 12 K t 1.05 A eff 718 mm 2 kun s r = 0.065 Nuorrutusteräksestä taottu tela Aksiaalisuunta Tangentiaalisuunta R m = 1036 MPa R m = 1022 MPa R p0.2 = 791 MPa R p0.2 = 777 MPa 226 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 65 96 7.52 Akasiaalisuuntaisilla sauvoilla on C. Mourierin mukainen oletusväsymisraja referenssisauvalle jonka A eff = 225 mm 2 näin ollen: ar R 0.309R 56 465.3 MPa 1 1.04 0.144 m p0. 2
Nimellinen jännitysamplitudi [MPa] 650 600 550 500 450 400 s Telan testatut väsymisrajat 4.20 5 463. 4 N 3.2010 a ar 1, nim s / k sr 1 e N 463.4 0.115 350 1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07 1.E+08 Syklien lukumäärä murtunut murtumaton murtunut? S-N Saf=463.4 SN-sN Nimellinen jännitysamplitudi [MPa] 350 325 s / k sr 1 e N 0.081 300 1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07 1.E+08 1.E+09 Syklien lukumäärä Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 66 550 525 500 475 450 425 400 375 s 4.51 4 5 382. 3.13 10 N a ar 1, nim 382.3 murtunut murtumaton S-N Saf=382.3 SN-sN Saf-s=361.2 Testatut arvot ovat melko epävarmoja johtuen testaustavasta. Aksiaalisuunnassa on kuitenkin paikallinen väsymisraja seuraava: ar K a) Aksiaalisauvat b) Tangentiaalisauvat 1.05463.4 1 t ar1, nom 486.6 MPa Testattu arvo olisi näin ollen jopa hiukan isompi kuin Mourierin mukainen oletusarvo huolimatta siitä että käytetyn sauvan tehollinen jännityspinta-ala on isompi. Tämä vahvistaa että saatuun arvoon 486.6 MPa pitää suhtautua varovaisesti. Sivulla 54 näytettiin aksiaalisauvojen testattu defektijakauma. Lognormaalijakaumaa käyttäen saatiin että a med = 48.6 m sekä tämän jakauman keskihajonta noin s ln = 0.5646
1000 Paikallinen väsymisraja ar=-1 [MPa] 100 ar1 Telan aksiaalisauvojen K-T-diagrammi 2C 21.0 48.6 24.3 K a a 1000 10 100 1000 Puolipyöreän pintasärön syvyys [m] th o ar s 1 LEFM El Haddad amed,testi=48.6 Saf,testi=486.6 Saf,ao=725.3 ao=39.8 a-s(ln)=27.6 a+s=72.9 a(aref225)=29.8 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 67 31.62 15.5 0.00381036 20.713 486.6 63.2 a 0.03972 1000 saf-s(ln)=430.6 Testattu saf+s(ln)=549.8 vastaten Kritiikki: miten kuvata hajontaa oikein? Sehän vastaa vain hitausmassan sädettä. Kun tiheysfunktio on vino olisi kenties osuvampaa muuttaa symmetrisesti sekä väsymisraja että defekti yhtä monta prosenttia Testattu s ln 0.5646 Sekä testatut väsymisrajan ja defektien mediaanit että näiden keskihajonnat sopivat hyvin laadittuun El Haddad et al. Modifioituun K-T-diagrammiin s r s 0.115 0.122 ln
Väsymisrajan tilastollinen kokokerroin Telan aksiaalisuuntaisten sauvojen kokokerroin ja suhteellinen keskihajonta 1.6 1.4 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 K size 486.6 ar1 a 0 1 10 100 1000 Puolipyöreän pintasärön syvyys [m] Suhteessa normaaliin referenssisauvaan jolla on 2 Aeff 225 mm on diagrammien antama koko - kerroin suhteessa defekteihin Ksize 1.634 ja suhteessa väsymisrajaan K 1.127 size 24 21 18 15 12 9 6 3 Väsymisrajan suhteellinen keskihajonta d 1 s ( a) a s ar r r da ar1( a) 31.6215.5 0.00381036 0.5a a 1000 ar 40.713 0.03972 1000 amed=48.6 a(aref225)=29.8 Ksize=Saf/486.6 Ksize=1 Ksize=1.127 Valittu defektien suhteellinen keskihajonta 0.5 voi olla hiukan liian iso koska testattu väsymisrajan keskihajonta 0.115 on jonkin verran pienempi kuin K-T-diagrammin arvo 0.138. Defektien keskihajonta s r 0.4 olisi kenties parempi Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 68 sr sr=13.8 % sr=10.7 % Heikoimman lenkin teorian mukaan : n A / A 730/ 225 3.24 1.127 1 P 0.5 0.8074 0.868 vasta kun s 0.138, i.e. s 0.138 on K size eff n e ref r 0.8680.138 ln ( a)
Yhteenveto koko- ja teknologiakertoimiin liittyvistä tuloksista Väsymisanalyysissä on aina huomioitava tilastollinen kokokerroin. Yleensä jos dimensiot ovat pieniä ja staattinen lujuus kohtuullinen voidaan kokokerroin laskea niinkuin on aikaisemmin esitetty perustuen väsymisrajan keskihajontaan Kun kappaleen tehollinen jännityspinta-ala tai volyymi on iso ja lisäksi staattinen lujuus hyvin suuri ajaudutaan helposti tilanteeseen että ekstrapoloidun ainevian koon mediaaniarvo lähestyy lineaarisen kimmoisen murtumismekaniikan aluetta ja kokokerroin kasvaa enemmän kuin yllä oleva menettely osoittaa On näin ollen syytä aina täydentää väsymisanalyysin myös arvioimalla väsymisraja defektijakauman ja K-T-diagrammin avulla. Jos tämä edellyttää suuremman kokokertoimen ja suhteellisen kokokertoimen niin tätä on käytettävä Vanhat käsite teknologínen kokokerroin saa suurimmalta osalta selityksensä ja loogisen pohjan tällä tavalla. Pohjimmiltaan on kysymys defektijakauman määräämästä kokokertoimesta Olisi tärkeää testata sekä defektijakaumat että väsymisraja sekä niiden hajonnat erikokoisilla sauvoilla jotta saataisiin luotettavampaa tietoa siitä mitä ovat todelliset keskihajonnat ja säilyykö ekstrapoloinnissa suhteellinen arvo Huomioi että edellisen sivun kuvan mukaan olisi referenssialueen kokoisen hiiletyskarkaistun kappaleen väsymisanalyysissä käytettävä seuraava varmuuskerrointa redusoitaessa vaurioitumisriskiin P = 10-4 (kun raevuo on pitkittäinen) S F e s ln e 3.7190.18 1.95 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 69
KÄYTTÖIKÄKERROIN (Luku 10 kirjassa), Viimeaikaisessa väsymistutkimuksessa on törmätty aikaisemmin tuntemattomaan ilmiöön, että teräksen väsymisraja voi tietyissä olosuhteissa aleta sykliluvun mukaan, vaikka vaikuttava jännitysamplitudi on normaalin väsymisrajan alapuolella. Tämä ilmiö esiintyy hyvin suurilla sykliluvuilla, eli kun syklejä on satoja miljoonia tai enemmän. Puhutaan niin sanotusta gigasykliväsymisestä tai hyvin korkean sykliluvun alueesta. Näissä tapauksissa ydintyminen teräksille ja valuraudoille tapahtuu aina pinnan alla. Tämä tarkoittaa sitä, että jos kone-elimellä on kohtuullisen jyrkkä lovi, niin kriittinen piste on aina pinnassa, eikä tätä ilmiötä tarvitse huomioida mitoituksessa. Murakami et al. ovat tutkineet tämän ilmiön ja havainneet, että sen syy on sisäinen defekti, jonka ympärille aineessa oleva vety kerääntyy aiheuttaen hyvin suuren sisäisen paineen Tyypillisesti särön ydintymiskohta voidaan havaita niin kutsuttuna kalansilmänä, niinkuin näytetään seuraavassa. Alumiini- ja kupariseoksien väsymisrajojen on aina tiedetty laskevan sykliluvun mukana myös gigasykli-alueella. Niissä ydintymismekanismi voi olla toisenlainen kuin teräksien, ja gigasykliväsyminen voi näin ollen tapahtua yhtä helposti myös pinnasta. Gigasykliväsymisen käyttöikäkertoimen K N arvoksi suositellaan seuraavaa: Teräkset ja valuraudat Väsymisraja laskee sisäisesti 5 % per dekaadi syklejä miljoonan ja kymmenen miljardin syklin välillä. Sen jälkeen se on vakio, so. K N = 0.8 = 1 (log 10 6) 0.05, 10 6 10 10 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 70
Giga-sykli-väsymisen näyttävä kuva Murakamin kirjasta Jännitysamplitudi [MPa] : murtunut : murtumaton On tärkeää huomata, että jos teräksille ja valuraudoille pinnan kriittisen pisteen jännitys on noin 20 % suurempi kuin sisäpisteiden, niin ydintyminen tapahtuu joka tapauksessa pinnasta. Pinnan kriittisessä pisteessä ei huomioida käyttöikäkerrointa, vaan sen arvo on siellä aina K N = 1. Jos ydintyminen tapahtuu sisäpisteestä, niin pinnan laadun kerrointa ei tarvitse mitoituksessa huomioida vaan K R = 1 sisäpisteessä. Syklien lukumäärä : testisauvat QT : nuorrutettu : testisauvat VA1 : 1 h:n tyhjiöhehkutus 300 o C QT:n jälkeen : testisauvat VA2 : 2 h:n tyhjiöhehkutus 300 o C QT:n jälkeen : testisauvat VQ : tyhjiölämpökäsittely ja nuorrutus Tähti * tarkoittaa niitä testisauvoja jotka olivat murtumattomia ja murtuivat vasta jännitystason noston jälkeen Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 71
Ydintymiskohdan kalasilmä a) Kalasilmä. b) Ydintyminen sulkeumasta jonka ympärille vety kasaantuu. ODA:n kriittinen koko, areac Väsymissärön kasvua ilman vedyn myötävaikutusta Sulkeuma area ( A o ) ODA, optisesti tumma alue (Optically Dark Area) Vedyn edesauttamaa särön kasvua Alumiini- ja kupariseokset Alumiini- ja kupariseosten väsymisraja alenee sekä pinnassa että sisäisesti noin 10 % per dekaadi syklejä miljoonan ja kymmenen miljardin syklin välillä. = 1 (log 10 6) 0.1, 10 6 10 10 Todennäköisyysteoriaan pohjautuva väsymisanalyysi, Oulun yliopisto toukokuu 2014/R.Rabb 72