Mallille suoritettiin myös herkkyysanalyysi, millä pyrittiin testaamaan mallille merkittävien parametrien muuttamisen vaikutusta tuloksiin. Tutkinnan kohteeksi otettiin hitsipalon tuontiaika, joka lisättiin 20 sekunnista 200 sekuntiin. Lisäksi tutkittiin pidemmän jäähtymisajan merkitystä.
Hitsipalkojen tuontiajan lisäys 200 sekuntiin aiheutti hankaluuksia analyysin loppuunviennille. Pitkien hitsausaikojen myötä inkrementit pienenivät palkojen myötä ja analyysit eivät enää konvergoineet. Tämän seurauksena yksinkertaistettiin
herkkyysanalyysi vain yhden palon mittaiseksi, jota sitten vertailtiin alkuperäiseen yhden palon analyysiin.
Yhden palon analyysissä, jossa hitsipalkoa pidettiin huippulämpötilassa 200 sekuntia, vaikutti huomattavasti rakenteen siirtymiin, suurentaen niitä jopa moninkertaisesti verrattuna 20 sekunnin pitoaikaan. Tämän perusteella voidaan sanoa, että lämmöntuonnin määrän vaikutus analyysissä on suuri. Toisaalta pelkällä yhdellä uumahitsillä on rakenne myös vielä heikosti hitsattu kiinni. Myöskään jäähdytystä ei ole otettu huomioon kyseisissä analyyseissä, mikä voisi tasata siirtymien eroja.
Lopullisen jäähtymisajan suurentamisella 1500 sekuntiin asti ei ollut merkittävää vaikutusta rakenteeseen, joten alkuperäistä jäähtymisaikaa voidaan pitää riittävänä.
7 JOHTOPÄÄTÖKSET
Tuloksien perusteella pulttiliitoksen vaikutusta hitsausmuodonmuutoksien vähentämiseen voidaan pitää melko pienenä.
Vertailtaessa pulttiliitoksellisen ja täysin pultittoman mallin solmujen siirtymien eroja huomataan, että erot tarkastelupisteiden siirtymissä ovat erittäin pienet. Tämä viittaisi siihen, että pulttiliitoksen voisi mahdollisesti jättää pois ja käyttää yksinkertaisempaa valmistus- tai kiinnitysmenetelmää.
Suurempia eroja pultillisen ja pultittoman mallin siirtymien välillä on havaittavissa mallien kontaktialueella, joiden merkitys rakenteen toimivuudessa ei kuitenkaan ole suuri, mikäli siirtymät pysyvät suhteellisen pieninä. Tuloksista huomattiin, että rakenteen kontaktipinnat alkoivat erkaantua heti hitsaamisen alkamisen jälkeen. Asennuslohkon asentaminen ilman pultteja luultavasti vaatisi ainakin erillisen hitsauksen pintojen välillä tai ylimääräisten polvioiden käytön hitsaamisen ajaksi, jotta yllättäviltä hitsausmuodonmuutoksilta vältyttäisiin.
Mallien solmujen siirtymien suurimpia eroavaisuuksia vertailtaessa huomattiin, että erot olivat melko pieniä ja solmujen siirtymät aksiaalisesti ja radiaalisesti jakautuivat suhteellisen tasaisesti laakerin rajapinnalla. Kääntömoottorin kiinnityspinnalla radiaalisten siirtymien erot olivat myös pienet, mutta aksiaalisissa siirtymissä oli suurempia eroja.
Tämä aiheutui rakenteen pyrkimyksestä kääntyä tangentiaalisesti keskipisteen ympäri hitsausprosessin kuluessa, jolloin kehän etuosa pyrki nousemaan. Tätä voidaan pitää seurauksena tehdyistä yksinkertaistuksista lämmöntuonnissa ja rakenteen mallinnuksessa.
On epätodennäköistä, että tämä todellisessa tilanteessa aiheuttaisi kääntömoottoreissa minkäänlaisia ongelmia hammaskosketuksen välykseen, etenkin kun radiaaliset siirtymät analyyseistä saaduissa tuloksissa olivat jakautuneet tasaisesti ja koska hammaskontakti ei ole herkkä radiaalisiirtymille ilman kiertymää.
Laakerin rajapinta säilytti molemmissa malleissa muotonsa varsin hyvin, mutta huomiota herätti se, että suurimmat siirtymät olivat aksiaalisuuntaisia. Siirtymät olivat jopa hieman suurempia kuin Helanderin saamissa tuloksissa. Siirtymien suuruudet olivat melko tasaiset,
mutta myös lämmöntuonti oli yksinkertaistettu kokonaiselle palolle kerrallaan, kun todellisuudessa piiri hitsattiin neljässä eri osassa. Tämä luultavasti aiheuttaa todellisuudessa suurempia heittoja aksiaalisien siirtymien erotuksiin ja mahdollisesti laakerin toimintaan.
Kontaktittomassa mallissa tapahtuneet hieman suuremmat erot radiaalisissa siirtymissä laakerin rajapinnalla aiheuttavat ympyrämäisyydelle mahdollisesti ongelmia, mutta siirtymät voidaan olettaa kuitenkin kokonaisessa rakenteessa kumoavan toisensa ja ympyrämäisyys säilyy hyvänä. Toisena ongelmakohtana voi olla laakerin rajapinnan halkaisijan muutos suuremmaksi tai pienemmäksi. Tässä tarkastelukohdassa ei kuitenkaan tuloksien perusteella ole tapahtumassa isoa muutosta.
Laakerin ympyrämäisyyden suuremmat erot etenkin kontaktittomassa mallissa aiheutuvat etenkin uuman palkojen hitsausprosessin toteuttamisesta, jossa ensimmäinen palko tuodaan neljään uumaan samanaikaisesti ja samalle puolelle. Tämän seurauksena ovat radiaaliset siirtymät muuttuneet kehää pitkin myötäpäivään kiertäessä kohti ulkokehää. Kuten aiemmin on mainittu hitsausprosessin suorittamisesta ohjeen mukaisesti neljässä sektorissa vähentää oletettavasti siirtymien eroavaisuutta. Saatuja tuloksia voidaan pitää kuitenkin riittävän tarkkoina käytetyllä hitsausjärjestyksellä ja ympyrämäisyys voidaan olettaa kokonaisessa rakenteessa hyväksi radiaalisten siirtymien jakaantuessa tasaisesti ympäri kehää.
Herkkyysanalyysien toimivuudessa oli ongelmia, jonka seurauksena käytettiin analyysin yksinkertaistamiseksi vain yhtä palkoa. Yhden palonkin analyysin perusteella voidaan kuitenkin sanoa, että palkojen pitoajalla huippulämpötilassa on suuri vaikutus rakenteen siirtymiin. Tämän tarkempi testaaminen vaatisi kuitenkin isompia muokkauksia rakenteessa, sillä hitsien määrä varsinkin uumassa aiheuttaa paljon hankaluuksia analyysin läpiviennissä. Hitsipalkojen pitoaika työssä tutkituissa analyyseissä oli sama kuin Helanderilla.
Helanderin tuloksiin verrattuna pyrittiin tarkentamaan tuloksia parantamalla mallin symmetrisyyttä ja lisäämällä pulttiliitoksien vaikutukset. Tämä kuitenkin myös huomattavasti monimutkaisti mallin analyysiä. Analyyseissä käytetty malli oli kovin
herkkä virheille lämmönsiirtymisen asetuksissa. Alkuun käytettiin tuloksien saamiseen varsin yksinkertaistettua mallia, jossa pulttiliitoksen vaikutus poistettiin kokonaan, jolloin kontaktit voitiin ottaa pois käytöstä. Lähes kaikki analyysiin liittyvät ongelmat johtuivat liitoksissa välttämättömistä kontakteista, joiden käyttäytymisen kuvaamiselle ei ollut vaihtoehtoista toimivaa menetelmää. Tämän jälkeen rakennetta leikkailtiin ja liiteltiin yhteisille solmuille sopivaksi, jotta myös pulttiliitokset saatiin mukaan analyysiin.
Tuloksia voidaan pitää hyvin suuntaa-antavina todelliseen tilanteeseen verrattuna, mutta jatkotutkimusten tekeminen tarkemmin toteutetulla lämmöntuonnilla, missä kontakteihin liittyvät ongelmat on ratkaistu, voidaan pitää tarvittavana mikäli pulttiliitosten tarkempi tarkastelu katsotaan tärkeäksi.
LÄHTEET
/1/ Helander, J., Asennushitauksen aiheuttamien muodonmuutosten arvioiminen propulsioyksikössä elementtimenetelmällä. Diplomityö. Lappeenrannan teknillinen yliopisto, Konetekniikan osasto. Lappeenranta, 2010. 68 s.
/2/ Lepola, P., Makkonen, M., Hitsaustekniikat ja teräsrakenteet. Helsinki, 2005.
429 s. ISBN 951-0-27158-6
/3/ Kou, S., Welding metallurgy. New York: John Wiley & Sons, Inc., 1987. 411 s. ISBN 0-471-84090-4
/4/ Gery, D., Long, H., Maropoulos, P., Effects of welding speed, energy input and heat source distribution on temperature variations in butt joint welding.
Nantes Cedex, Fance, 2005. Journal of Materials Processing Technology, vol 167. s. 393-401.
/5/ Goldak, J., Akhlaghi, M., Computational welding mechanics. Springer Sci-ence and Business Media, Inc., 2005. 321 s. ISBN 0-387-23287-7.
/6/ Boronenkov, V., Zinigrad, M., Leontiev, L., Pastukhow, E., Shalimov, M.
Shanchurov, S., Phase Interaction in the Metal-Oxide Melts-Gas System. The Modeling of Structure, Properties and Processes. Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2012. 407 s. ISBN 978-3-642-22376-1.
/7/ Urner, M., Dilger, K., Welding simulation of complex structures – possibili-ties and limits. Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2011. Front. Mater. Sci.
vol. 2, 2011. s. 196-202.
/8/ Peric, M., Tonkovic, Z., Rodic, A., Surjak, M., Garasic, I., Boras, I., Svaic, S., Numerical analysis and experimental investigation of welding residual stresses and distortions in a T-joint fillet weld. University of Zagreb, Croatia, 2013. Materials and Design, vol. 53. s. 1052-1063.
/9/ Voleti, S., Chandra, N., Miller, J., Global-local analysis of large-scale com-posite structures using finite element methods. Elsevier Science Ltd, Great Britain, 1996. Vol. 58, No. 3, s. 453-464.
/10/ Deng, D., Murakawa, H., Liang, W., Numerical simulation of welding distor-tion in large structures. Tokyo, Japan, 2007. Comput. Methods Appl. Mech.
Engrg. vol. 196. s. 4613-4627.
/11/ Zeng, Z., Wang, L., Du, P., Li, X., Determination of welding stress and dis-tortion in discontinuous welding by means of numerical simulation and com-parison with experimental measurements. Chengdu, China, 2010. Computa-tional Materials Science, vol. 49. s. 535-543.
/12/ Wang, J., Rashed, S., Murakawa, H., Luo, Y., Numerical prediction and mit-igation of out-of-plane welding distortion in ship panel structure by elastic FE analysis. Osaka, Japan, 2013. Marine Structure, vol. 34. s. 135-155.
/13/ Kim, J., Yoon, J-C., Kang, B-S., Finite element analysis and modeling of structure with bolted joints. Republic of Korea, 2006. Applied Mathematical Modelling, vol 31. s. 895-911.
/14/ Al-Nassar, Y.N., Khurshid, H., Arif, A.F.M., The effect of Clearance and Pre-Tension on the Performance of a Bolted-Joint Using 3D FEA. King Fahd University of Petroleum and Minerals, 2012. Arab J Sci Eng, vol 37., s 749-763.
/15/ Masubuchi, K. Analysis of welded structures. Cambridge, Massachusetts Insitute of Technology, cop. 1990.
/16/ Karila, K., Azipod X Steering Module Welding to a Vessel. 2012. 26 s.
LIITE 1. RAKENTEIDEN ELEMENTTIVERKOT
Normaali rakenne:
Total number of nodes: 75277 Total number of elements: 88266
37793 linear hexahedral elements of type C3D8T
Total number of nodes: 39181 Total number of elements: 60154
9681 linear hexahedral elements of type C3D8T
LIITE 2. LAAKERIN RAJAPINNAN SOLMUJEN AKSIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA PULTTILIITOKSEN KANSSA.
LIITE 3. KÄÄNTÖMOOTTORIN KIINNITYSPINNAN SOLMUJEN AKSIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA PULTTILIITOKSEN KANSSA.
LIITE 4. KÄÄNTÖMOOTTORIN KIINNITYSPINNAN SOLMUJEN RADIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA PULTTILIITOKSEN KANSSA.
LIITE 5. LAAKERIN RAJAPINNAN KESKIMMÄISTEN SOLMUJEN RADIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA PULTTILIITOKSEN KANSSA.
LIITE 6. LAAKERIN RAJAPINNAN X-AKSELIN LEIKKAUKSEN RADIAALISIIRTYMÄ AJAN FUNKTIONA PULTTILIITOKSEN KANSSA.
LIITE 7. LAAKERIN RAJAPINNAN Z-AKSELIN LEIKKAUKSEN RADIAALISIIRTYMÄ AJAN FUNKTIONA PULTTILIITOKSEN KANSSA.
LIITE 8. LAAKERIN RAJAPINNAN SOLMUJEN AKSIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA ILMAN PULTTILIITOSTA.
LIITE 9. KÄÄNTÖMOOTTORIN KIINNITYSPINNAN SOLMUJEN AKSIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA ILMAN PULTTILIITOSTA.
LIITE 10. KÄÄNTÖMOOTTORIN KIINNITYSPINNAN SOLMUJEN RADIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA ILMAN PULTTILIITOSTA.
LIITE 11. LAAKERIN RAJAPINNAN KESKIMMÄISTEN SOLMUJEN RADIAALISIIRTYMÄT AJAN FUNKTIONA ILMAN PULTTILIITOSTA.
LIITE 12. LAAKERIN RAJAPINNAN X-AKSELIN LEIKKAUKSEN RADIAALISIIRTYMÄ AJAN FUNKTIONA ILMAN PULTTILIITOSTA.
LIITE 13. LAAKERIN RAJAPINNAN Z-AKSELIN LEIKKAUKSEN RADIAALISIIRTYMÄ AJAN FUNKTIONA ILMAN PULTTILIITOSTA.