Objednejte si bezplatné zasílání tištěné verze časopisuKONSTRUKCE Media, s. r. o.Com4In Group
ISSN 1803-8433
English - Google Translate Česky - Překladač Google French - Google Translate Italian - Google Translate German - Google Translate Polish - Google Translate Spanish - Google Translate Swedish - Google Translate   |   Přihlásit se   
Nacházíte se:  Úvod    Svařování a dělení    Pravděpodobnost poruchy svarového spoje lamelových pásnic s indikacemi zjištěnými progresivními nedestruktivními metodami – výsledky řešeného projektu

Pravděpodobnost poruchy svarového spoje lamelových pásnic s indikacemi zjištěnými progresivními nedestruktivními metodami – výsledky řešeného projektu

Publikováno: 4.12.2016
Rubrika: Svařování a dělení

V následujícím článku bychom rádi představili výsledky projektu FR-TI4 /430 „Pravděpodobnost poruchy svarového spoje lamelových pásnic s indikacemi zjištěnými progresivními nedestruktivními metodami“. Předkládáme srovnání experimentálních zkoušek s výpočtem MKP.

SPOLEHLIVOST NALEZENÍ INDIKACÍ V TĚSNICÍCH A NOSNÝCH SVARECH LAMELOVÝCH PÁSNIC

Měření metodou Phased Array bylo provedeno na obou površích svarového spoje ve směru osy svaru (obr. 1 a 2) po liniích A, B a C, rovnoběžných s podélnou osou svaru a vzdálených 30, 60 a 90 mm od hrany svaru. Hranice nosného svaru byly na horním povrchu od jeho podélné osy svaru vzdáleny 28 mm.

Na základě provedených nedestruktivních zkoušek (tab. 1), zejména Phased Array, je zřejmé, že při jediné nedestruktivní zkoušce nebudou nalezeny všechny indikace. Pokud při následných nedestruktivních zkouškách jsou nalezeny další indikace, ještě nemusí znamenat, že vznikly mezi posledními dvěma po sobě jdoucími kontrolami. Mohlo se stát, že doposud nebyly jištěny. Proto za výchozí stav zjištěných indikací, jejich plošných rozměrů a poloh, doporučujeme vzít stav cca po běžném provozu na mostě v trvání poloviny roku. Doporučujeme trvale dodržovat linie kontrol, dvě sousední linie by měly být od sebe vzdáleny cca 30 mm. Polohu první linie, nejbližší hraně nosného svaru nechť určí zkušený pracovník specializovaný na nedestruktivní kontrolu Phased Array (PA).

Tabulka 1 – Uměle vytvořené vady nalezené nedestruktivní zkouškou UT, TOFD (za nalezené byly uznány umělé vady ležící nad sebou) PA a RTG.

Uměle
vytvořené
vady

Přehled nalezených vad hledaných nedestruktivní metodou

UT společnost
INTEST NDT
s.r.o.

UT společnost
CONTROLTEST
s.r.o.

UT společnost
RTD QUALITY
SERVICES s.r.o.

TOFD společnost
RTD QUALITY
SERVICES s.r.o.

PA společnost
RTD QUALITY
SERVICES s.r.o.

RTG společnost
CONTROL-TEST
s.r.o.

Celkový počet
nalezených
umělých vad
z 32

10 12 13 24 20 21

KATEGORIE DETAILU SVAROVÉHO SPOJE LAMELOVÝCH PÁSNIC

Zkušební tyče vyrobené z modelu 1:1 svaru lamelových pásnic byly namáhány jak v oblasti vysokocyklové únavy (VCÚ), tak v oblasti nízkocyklové únavy (NCÚ). Svarový spoj lamelových pásnic není jako „kategorie detailu“ uveden v normě ČSN EN 1993-1-9, ani v normě ČSN 27 7008.

Zkoušky na únavu zkušebních tyčí (obr. 3 a 4), získaných rozřezáním modelu 1:1 svarového spoje lamelových pásnic, namáhaných jak v oblasti VCÚ, tak NCÚ, byly porovnávány s výpočtem na únavu dle rovnice únavové pevnosti typu Wöhlera v oblasti VCÚ a typu Manson – Coffin v oblasti NCÚ. Obě tyto rovnice únavové pevnosti byly změřeny na malých standardních zkušebních tyčích. Poměrné deformace a napětí byly vypočteny programem ANSYS. Pro výpočet v pružně plastickém stavu namáhání byl použit princip Neubera.

V normě ČSN EN 1993-1-9 je vynesena závislost LG (Δσ) = f (LG(N)) v rozsahu 104 až 109 cyklů. Zkušební tyče s lamelovými pásnicemi o tloušťce stěn 45 mm a 60 mm (obr. 3) byly zkoušeny od začátku toho rozsahu do 107 cyklů, tedy jak v oblasti NCÚ tak v oblasti VCÚ. V oblasti NCÚ bylo odzkoušeno 8 zkušebních tyčí a v oblasti VCÚ celkem 13 zkušebních tyčí (jak od nulového zatížení výše, tak od vysokého předpětí směrem dolů). Celkem 21 zkušebních tyčí. V oblasti časované pevnosti do ΔσD však únavová trhlina vznikla pouze u 6 zkušebních tyčí z nich. Z uvedeného počtu byla jedna zkušební tyč odzkoušena na pomezí NCÚ a VCÚ. Zpřesnění by vyžadovalo provést další zkoušky na únavu v oblasti časované pevnosti na zkušebním zařízení umožňujícím vyvodit větší zatížení s vyšší frekvencí.

Křivku únavové pevnosti PP50 %, vyjádřenou vztahem y = – 0,3007 . x + 3,6848 lze přepsat do tvaru NO = NC (ΔσC/Δσn)3,007, kde NC = 2.106 cyklů pro PP 50 % odpovídá ΔσC = 61,67 MPa. Křivku únavové pevnosti PP05 % y = – 0,3159 . x + 3,6899 v oblasti 104 až 5.106 cyklů lze přepsat do tvaru NO = NC (ΔσC/Δσn)3,166, kde NC = 2.106 cyklů a ΔσC = 50,05 MPa. Křivku únavové pevnosti PP05 % y = – 0,2096 . x + 2,9776 v oblasti 5.106 až 1.108 cyklů lze přepsat do tvaru NO = ND (ΔσD/Δσn)4,771, kde ND = 5.106 cyklů a ΔσD = 37,47 MPa. Mez trvalé pevnosti ΔσL = 20,26 MPa lze vypočítat ze vztahu y = 1,3066.

Při provozním zatěžování na reálném mostě leží provozní rozkmity napětí pod hodnotou meze trvalé pevnosti ΔσL = (2/5)1/3. (5/100)1/5. ΔσC = 0,4047. 50,05 = 20,26 MPa. Mez trvalé pevnosti ΔσL = 20,0 MPa je také podstatně nižší, než změřená na standardních zkušebních tyčích, použitých pro stanovení křivky únavové pevnosti typu Wöhlera. Z normy ČSN EN 1993-1-9 by tedy pro nosné svary lamelových pásnic do tloušťek stěn s = 45 mm mohla být vzata kategorie detailů ΔσC = 50 MPa a pro tloušťky do s = 25 mm kategorii detailu ΔσC = 56 MPa. Svar na modelu 1:1 totiž spojoval lamelové pásnice o tloušťce 45 mm a 60 mm.

RŮST NALEZENÝCH INDIKACÍ V TĚSNICÍCH SVARECH PO DOBU 100 LET PROVOZU MOSTU

Rostoucí únavová trhlina vznikla při cyklickém zatěžování zkušebních tyčí č. 6; 8 až 11; 14; 15; 22 až 24; 26 a 27. Některé z těchto zkušebních tyčí byly cyklicky zatěžovány až do rozlomení lamelové pásnice 45 mm, vyrobené z oceli S355K2+N. V lamelové pásnici 60 mm, vyrobené z oceli S355NL+N, vznikla únavová trhlina pouze u zkušební tyče ZT8. Únavové trhliny vycházely z kořene těsnicího svaru v místě spojení lamelových pásnic o tloušťce 45 mm a 60 mm. Rostly ve směru kolmém k podélné ose zkušební tyče, viz obr. 6 a 7. U ZT26 (obr. 7) byl vznik únavových trhlin iniciován u kořenů obou umělých trhlin v těsnícím svaru.

Zkušení tyč ZT6 byla cyklicky zatěžována v rozmezí 10 kN až 210 kN. Tato zatížení vyvolala v místě tenzometru G3 rozkmit nominálního napětí σ3 = 156,87 MPa a rozkmit průměrného nominálního napětí σm,23 = 139,67 MPa v pásnici o tloušťce stěny 45 mm, ve které trhlina při únavové zkoušce rostla. Pro numerický výpočet růstu trhliny byly použity experimentálně změřené rychlosti růstu trhliny jak v základním materiálu S355, tak v TOO a svarovém kovu. Výsledky výpočtu růstu trhliny a experimentu jsou porovnány v tab. 2. Ve zkušební tyči č. 16, cyklicky namáhané počty cyklů ni,exp s rozkmity napětí Δσ, stanovenými z měření na provozovaném mostě, únavová trhlina nevznikla, tab. 3. Nevznikla ani při použití křivky únavové pevnosti typu Wöhlera, změřené na standardních zkušebních tyčích, viz Ni,vyp.

Tabulka 2 – Porovnání růstu trhliny lamelovou pásnicí 45 mm dle měření a výpočtu
Významné okamžiky růstu trhliny Počet cyklů n [–] / af [mm]
Zkouška NCÚ S355K2+N S355K2-TOO1 S355-SK
Iniciace únavového makrodefektu 0,5 mm 92700 145 000/0,5 145 000/0,5 145 000/0,5
Δ do poklesu síly v lamelové pásnici 45 mm 54000 562 300/8,08 278 300/8,01 211 500/8,01
Δ do přetržení lamelové pásnice 45 mm 151200 430/15,78 7 500/15,46 5 800/15,72
Δ do přetržení celé zkušební tyče ZT06 27900 13/45,0 1 000/45,0 800/45,0
Celkem 325630 707743 431 800 363 100

 

Tabulka 3 – Zkušební tyče z modelu 1:1 svaru lamelových pásnic, namáhané v oblasti VCÚ

Zkušební
tyč č.

s
[mm]

σh
[MPa]

Δσ = 2.σa
[MPa]

βn
[–]

βσ
[–]

β = αH
[–]

φw
[–]

Ni,vyp
[–]

ni,exp
[–]

16 37 8,86 8,86 0,9 0,87 2,52 0,8 > 108 1 500 000
12,15 12,15 0,8 > 108 102 000
15,04 15,04 0,8 > 108 20 800
20,50 20,50 0,8 > 108 6 400
23,48 23,48 0,8 > 108 6 000
24,51 24,51 0,8 > 108 13 500
32,96 32,96 0,8 > 108 430

STANOVENÍ PŘÍPUSTNÉ VELIKOSTI CYKLICKÉ ZMĚNY ROZEVÍRÁNÍ ŠTĚRBINY MEZI LAMELOVÝMI PÁSNICEMI SVAŘENÝMI NAD SEBOU

Cílem výpočtu a experimentů bylo stanovit přípustný rozkmit štěrbiny mezi oběma lamelovými pásnicemi, svařenými podélnými koutovými svary 16 mm. Zavěšení zkušebního tělesa do zkušebního zařízen při zkoušce na únavu a umístění tenzometru pro zjištění počtu cyklů při iniciaci únavové trhliny v koutovém svaru je ukázáno na obr. 8 a 9.

Při opakovaném rozevírání štěrbiny mezi horní a spodní lamelovou pásnicí Δe = 1,5 mm dochází ke vzniku plastické deformace při prvním cyklu zatížení. Při dalším cyklickém zatížení dojde k přerušení vzniku plastické poměrné deformace, tedy k přizpůsobení do pružného stavu. Max. hodnota rozkmitu napětí ve svaru 16 mm totiž při opakovaném zatěžování splňuje podmínku Δσ = ΔσH = 475,37 MPa < 2 . Rp0,2= = 2 . 355 = 710 MPa.

Pokud by za 100 let provozu projel v průměru jeden kamion za 15 s, potom by to představovalo (3 600/15) . 24 . (365 . 100 + 25) = 2,1038.108 cyklů zatížení. Na základě experimentálních zkoušek a výpočtů na únavu bylo doloženo, že tomuto počtu cyklů odpovídá opakovaný rozkmit štěrbiny mezi lamelovými pásnicemi Δeex = 0,826 mm.

Programem ANSYS byly analyzovány vzájemné posuvy lamel, vyvozené různými zatíženími mostu: stálé zatížení a dopravní proud po celé ploše mostu; stálé zatížení a dopravní proud v poli mostu; stálé zatížení a vozidlo Tatra T815 nad podporou P3; stálé zatížení a Tatra T815 působící v poli. Byl také sledován vzájemný kontakt mezi lamelami. Počáteční mezera mezi lamelami není obecně známa, byla proto předpokládána o velikosti 2 mm. Byl sledován stav u podpory P3 v lamelové zdvojené pásnici. Největší změna šířky štěrbiny 1,904 mm byla vypočtena pro stálé zatížení na mostě a dopravní proud v poli, přičemž od samotného stálého zatížení na mostě byla vypočtena změna šířky štěrbiny 1,887 mm. Tedy cyklický rozkmit štěrbiny mezi lamelami nad podporou P3 byl vypočten Δe = 1,904 – 1,887 = 0,017 mm, což je podstatně méně, než experimentálně stanovená hodnota Δeex = 0,826 mm zkouškou na únavu. Při poškození betonové mostovky trhlinou v celé její hloubce v pásech o šířce 300 mm, by se velikost štěrbiny oproti stavu bez trhliny změnila o 0,58 mm. Její cyklická změna za provozu by však byla ovlivněna málo.

Modální analýzou bylo prokázáno, že vypočtené vlastní frekvence jednotlivých tvarů kmitání mostu pro neporušené koutové svary 16 mm, spojující obě lamelové pásnice po jejich délce, jsou prakticky shodné s hodnotami, vypočtenými pro případ, kdy tyto koutové svary jsou zcela roztržené. Uvedené koutové svary mají jak nosnou, tak těsnící funkci. Číselné hodnoty vypočtených vlastních frekvencí jsme prezentovali na konferenci MOSTY 2015.

NUMERICKÉ STANOVENÍ ZMĚNY UZAVŘENÉHO OBJEMU MEZI LAMELOVÝMI PÁSNICEMI PŘI PRŮJEZDU KAMIONŮ

V modelu MKP byl vliv zaslepení otvorů v lamelových pásnicích na změnu velikosti štěrbiny mezi lamelovými pásnicemi zkoumán na zjednodušeném statickém modelu o rozměrech 10,8 × 2,2 × 0,0015 m, viz obr. 8.6. Tloušťka horní a dolní pásnice byla uvažována 60 mm, respektive 70 mm. Referenční hodnoty pro jednotlivé vstupní veličiny byly definovány následovně: V = 3,564 ∙ 10–2 m(rozměry 10,8 × 2,2 × 0,0015 m), T = 293,15 K (uvažována konstantní teplota), p = 101 325 Pa. Vzhledem k nelinearitě daného problému (deformace pásnice ovlivňuje tlak v mezeře a ten zpětně ovlivňuje deformaci pásnice) muselo být provedeno iterační řešení. Z něj byl vypočten nový objem V = 3,09 ∙ 10–2 m3 a nárůst tlaku v mezeře o Δp = 15 300 Pa. Výsledná maximální deformace horní pásnice nabývá hodnoty 0,42 mm, viz obr. 10. Objem v uzavřeném prostoru se změnil o 4,74.10–3 m3 = 4,74 l.

ZÁVĚRY A DOPORUČENÍ PLYNOUCÍ Z VÝSLEDKŮ ŘEŠENÍ PROJEKTU FR-TI4_430

Za výchozí stav zjištěných indikací, jejich plošných rozměrů a poloh, doporučujeme vzít stav cca po běžném provoze na mostě v trvání poloviny roku. Doporučujeme trvale dodržovat linie kontrol, dvě sousední linie by měly být od sebe vzdáleny cca 30 mm. 

Pro nosné svary lamelových pásnic o tloušťce stěny s = 45 mm lze z normy ČSN EN 1993-1-9 vzít kategorii detailů ΔσC = 50 MPa. V ČSN EN 1993-1-9 jsou vykresleny křivky únavové pevnosti pro tloušťky s = 25 mm, jim by potom odpovídala kategorie detailů ΔσC = 56 MPa.

Stávající provozní zatížení na mostě přes Lochkovské údolí nezpůsobí nepřijatelný růst indikací zjištěných v těsnících svarech u nosných svarů lamelových pásnic po předpokládanou dobu provozu mostu 100 let. Výpočtem byla prokázána značně menší cyklická změna mezery mezi lamelovými pásnicemi za provozu mostu, než je mezní hodnota Δeex = 0,826 mm, při které je dle zkoušek na únavu podélný koutový svar 16 mm ještě namáhán v oblasti trvalé pevnosti. Posouzení prokázalo, že trhliny v plné hloubce betonové vozovky, ležící napříč vozovkou, by měly být včas opraveny.

Vypočtené množství 4,74 litrů nadechovaného a vydechovaného vzduchu je srovnatelné s vytvořenou bublinou vzduchu na videu, zachycujícím proces „dýchání“, které je k dispozici. Je však časté a proto pro zamezení nadechování vlhkého vzduchu do prostoru mezi lamelové pásnice bude vhodné otvory v obou lamelových pásnicích zalepit, nikoliv zavařit.

Experimentální zkoušky a výpočty prováděné v rámci řešení projektu FR-TI4/430 prokázaly provozní spolehlivost mostu přes Lochkovské údolí i za přítomnosti doposud zjištěných indikací v těsnících svarech. Není tedy třeba v České republice zakazovat stavbu mostů s lamelovými pásnicemi svařenými nad sebou, což také potvrzují pozitivní zkušenosti s těmito dlouhodobě provozovanými mosty v Německu.

Tento článek byl vypracován v rámci projektu FR-TI4/430 za finanční podpory z prostředků státního rozpočtu prostřednictvím Ministerstva průmyslu a obchodu ČR.

ZDROJE INFORMACÍ:
[1] Vejvoda, S. – Nevařil, A. – Titz, K.: Závěrečná zpráva řešeného projektu FR-TI4/430. Zpráva VÍTKOVICE ÚAM a. s., arch. č. V3150/15.

Probability of failure of welded joint lamellar flanges with indications identified progressive non-destructive methods, results of the solved project
The results of the project FR-TI4 / 430 „The probability of failure of welded joints of lamellar flanges with indications identified progressive non-destructive methods“. Comparison of experimental tests with the FEM calculation. The accuracy of the detection of indications of using non-destructive methods. Category details weld joint lamellar flanges. The permissible value of widening the gap between the lamellar flanges in connection with the so-called „breathing“ lamellar flanges. Resistance to growth indications in sealing welds at operational loads on bridges. Reliability of bridge. Recommended measures and measurement.

Bookmark
Ohodnoďte článek:

Fotogalerie
Obr. 1 – Umístění tří linií A, B a C ve čtyřech oblastech na površích svařených lamelových pásnic při měření metodou Phased Array.Obr. 2 – Poloha linií, po kterých byla provedena kontrola těsnicích svarů a nosného svaru metodou Phased Array Souřadnice a = b = 30 mm.Obr. 3 – Rozmístění tenzometrů na zkušební tyčiObr. 4 – Zkušební tyč č. 8 po ukončení únavové zkoušky; vznik trhliny byl iniciován u těsnícího svaruObr. 5 – Počet cyklů Ni do iniciace makrotrhliny změřený na zkušebních tyčích, zatěžovaných jak v oblasti NCÚ, tak VCÚ pro pravděpodobnosti vzniku únavové trhliny PP 50 % a PP 0,5 %.Obr. 6 – Zkušební tyč 6 po ukončení únavové zkouškyObr. 7 – Detail trhliny ve zkušební tyči č. 26Obr. 8 – Zkušební těleso č. 1 (45/60 mm) osazené tenzometry a upevněné do zkušebního zařízeníObr. 9 – Umístění tenzometrů k identifikaci počtu cyklů při vzniku trhlinyObr. 10 – Deformace lamelové pásnice – s vlivem vzduchové mezery

NEJčtenější souvisejicí články (v posledních 30-ti dnech)

Hliník a možnosti jeho svařováníHliník a možnosti jeho svařování (1042x)
Hliník se nesvařuje s takovou samozřejmostí jako jiné kovy. Jeho velká afinita ke kyslíku, rychlá tvorba kysličníku hlin...
Volba konstrukčních ocelí pro stavební svařované konstrukce podle významu označeníVolba konstrukčních ocelí pro stavební svařované konstrukce podle významu označení (733x)
Pro stavební svařované staticky, dynamicky a únavově namáhané konstrukce, pracující za teplot v podcreepové oblasti jsou...
Pájení kovůPájení kovů (589x)
Pájení je několik tisíciletí stará metoda spojování materiálů, od počátku 20. století využívaná průmyslově. Výhodou je m...

NEJlépe hodnocené související články

Zvyšování únavové životnosti svarů vysokopevnostních ocelí metodou HFMIZvyšování únavové životnosti svarů vysokopevnostních ocelí metodou HFMI (5 b.)
Únavová životnost svařovaných styčníků v oblasti středně a vysokocyklové únavy byla až donedávna jedním z limitujících f...
Mikrostruktura, strukturní stabilita a vlastnosti svarových spojů oceli T24 (5 b.)
Účinnost tepelných elektráren je závislá na teplotě přehřáté páry a jejím tlaku. Zvýšení účinnosti z cca 35 % na 42 – 45...
Shrnutí legislativy platné pro strojírenskou firmu, která svařuje stavební konstrukce (5 b.)
Účelem článku je shrnout požadavky platné pro strojírenskou firmu, která svařuje stavební konstrukce. Stále se na trhu o...

NEJdiskutovanější související články

Použití ocelí normalizačně tepelně zpracovaných S355NL a termomechanicky zpracovaných S355MLPoužití ocelí normalizačně tepelně zpracovaných S355NL a termomechanicky zpracovaných S355ML (3x)
Při návrhu svařované mostní konstrukce pro městkou komunikaci v Praze Troji byla posuzována možnost použít místo klasick...
Varianty obalených elektrod – obalené elektrody s dvojitým obalemVarianty obalených elektrod – obalené elektrody s dvojitým obalem (3x)
Svařování obalenou elektrodou rozhodně nepatří mezi zastaralé metody. Použití kvalitní obalené elektrody umožňuje vytvoř...
Hliník a možnosti jeho svařováníHliník a možnosti jeho svařování (1x)
Hliník se nesvařuje s takovou samozřejmostí jako jiné kovy. Jeho velká afinita ke kyslíku, rychlá tvorba kysličníku hlin...
Aktuální číslo časopisu
Katalog firem - registrace

Působíte v oboru
pozemních staveb?
Potom využijte možnosti registrace
za akční cenu 300,-/rok

do Katalogu firem.

Google

Zavřít [x]