焊缝开裂范文

焊缝开裂范文（精选6篇）

焊缝开裂 第1篇

关键词：液压平台,螺栓连接,焊缝裂纹,分析

0 引言

水下振源体是一种长时间在海洋工况下使用的水下装置,装置采用液压驱动。液压平台是液压伺服系统的装配平台,在工作中受到伺服系统的强烈振动,工作环境恶劣。为了保证水下设备的正常使用,液压平台采用框架式焊接结构,材料采用高强、高韧、耐蚀、可焊的钛合金(TC4合金),但是在实际工作中,液压平台焊缝还是出现了疲劳裂纹。本文将对其焊缝产生裂纹的原因及其解决措施进行论述。

1 液压平台的结构

液压平台是液压伺服系统的装配平台,采用整体框架式焊接结构,伺服缸通过销孔与液压平台接板连接,液压平台通过焊接结构与安装盘连接,直梁和支撑腿由锻件加工而成,其余部分由板材加工而成,各部分经焊接后成型。平台对焊接质量要求高,所有对接焊缝按JB/T4730标准100%X射线检验,要求达到II级;所有焊缝表面按JB4730标准进行焊后表面着色处理,要求达到I级。液压平台整体制造精度要求高,特别是伺服缸与液压平台装配时,要求两个伺服缸的同轴度达到0.4 mm。伺服缸与液压平台装配示意图如图1所示。

2 焊缝裂纹产生原因分析

液压平台在工作一段时间后,在托架梁与安装盘间及横梁与安装盘间出现了焊缝裂纹,此两处裂纹均是从焊缝尖角处开裂并向两端延长;另外平台左侧两个支撑腿有3处裂纹,右侧两个支撑腿上也有1处裂纹。焊缝裂纹较多分布在支撑腿与直梁及托架梁之间焊缝交接尖角处,从焊缝尖角处开裂并向母材延长,其中有一处裂纹已从厚度方向裂透。焊缝裂纹位置图如图2所示,液压平台的焊缝开裂情况如图3所示。

焊缝开裂的形式主要有以下3种:①沿焊缝开裂,裂纹的起点在焊缝根部,焊脚尺寸偏低,焊缝强度小,当实际焊脚尺寸<临界焊脚尺寸时,裂纹产生在焊缝根部应力集中处,并扩展至焊缝表面;②沿焊趾开裂,裂纹产生在有应力集中的焊趾处,当实际焊脚尺寸>临界焊脚尺寸时,裂纹产生在焊趾处,并沿焊趾开裂扩展;③沿母材开裂,裂纹也产生在有应力集中的焊趾处,并且是焊缝与直梁的棱边交接处,应力集中系数非常高,裂纹同时向焊趾和母材两处扩展。

从焊缝裂纹出现的位置分析,横梁焊缝的裂纹产生情况与支撑腿焊缝的裂纹产生情况基本相同,都是从应力集中的焊缝尖角处产生裂纹,然后裂纹开始延长。焊缝开裂与结构抗疲劳性能的优劣密切相关,结构抗疲劳性能不仅取决于材料本身的特性,而且与其形状、尺寸、表面质量、工况等因素相关。液压平台通过焊接结构与托架梁连接,增强了自身的强度及刚度,但是焊接应力不好消除,同时也增加了焊缝的焊接难度,使焊缝表面质量难以保证,焊缝容易存在尖角等原始缺陷,在疲劳载荷作用下,易诱发疲劳裂纹。液压伺服系统在工作过程中会产生强烈的振动,平台承受的交变载荷易诱发疲劳裂纹。

1-安装盘;2-托架梁;3-支撑腿;4-伺服缸接板;5-直梁;6-伺服缸;7-横梁

通过以上分析,液压平台焊缝疲劳断裂产生的主要原因为:①在制定液压平台焊接工艺时,过多地考虑了对焊接变形的控制,轻视了对支撑腿与直梁、支撑腿与托架梁焊缝的强度要求,没有将支撑腿焊缝焊透,造成焊缝有效厚度偏低,导致支撑腿焊缝从根部或焊趾处疲劳开裂,逐渐扩展到临界裂纹尺寸,导致支撑腿焊缝疲劳开裂;②液压平台支撑腿焊接面处,横梁、托架梁与安装盘之间交接处有尖角,导致焊接应力集中,诱发焊缝疲劳裂纹;③液压平台在工作中承受很强的振动,同时受到交变载荷的作用,使支撑腿承受较大的疲劳应力,再者支撑腿焊缝强度偏低和焊缝应力集中,使焊缝疲劳开裂。

3 解决方法及措施

液压平台的焊缝裂纹产生属于疲劳损伤,此类损伤即使采用增加补焊加强筋,将支撑腿焊缝焊透的方法提高液压平台强度,但补焊后的焊接应力仍无法消除,经过一段时间工作后,焊缝还是有可能产生疲劳裂纹。而且从产品质量要求考虑,对液压平台进行补焊很难保证产品质量要求。根据上述分析,本文采取以下解决方法。

3.1 结构方面

(1) 增加液压平台上承力焊缝的有效截面面积,承力件的焊缝尽量采用全坡口形式,焊缝采用焊透形式,以提高焊缝的焊接强度和耐疲劳性能。底板和直梁与支撑腿焊缝采用焊透结构,增大横梁和托架梁与安装盘之间的焊接面积,提高焊接面的承载能力。

(2) 为避免承力件局部应力集中,引起承力点处开裂,将承力件的所有尖角或锐边过渡改成圆弧过渡,减小应力集中,将被焊件的焊接面交接处设计成圆柱形或接近圆柱形结构;将支撑腿截面改为圆形截面;将托架梁与安装盘对接部分加工成圆弧形截面。

(3) 液压平台与托架梁的焊接结构改成螺栓连接,以降低焊接难度,减小整体焊接变形,另外还可以将液压平台取出,相关零件焊前留有加工余量,便于保证液压平台的加工精度要求和焊缝强度要求。图4为更改结构后的液压平台结构示意图。

1-安装盘;2-托架梁;3-底板;4-螺栓;5-定位销;6-伺服缸接板;7-直梁;8-伺服缸;9-支撑腿;10-横梁

3.2 焊接工艺方面

在装配前,先将液压平台支撑腿与底板焊接,以确保4个支撑腿焊缝焊透,每焊一道焊缝后,立即对焊缝进行超声消应处理。其具体操作方法是:将超声冲击枪对准焊接接头焊趾部位,且基本垂直于焊缝,冲击头的冲击针沿焊缝方向排列,略施加一定的压力,使其基本在冲击枪的自重条件下进行冲击处理。采用同样方法依次完成平台与横梁、横梁与安装盘的焊接。焊接完成后对平台进行整体真空热处理以消除焊接应力,稳定结构尺寸,最后进行整体机加工以保证精度要求。

4 结束语

采用以上措施后,液压平台在整体强度及刚度上均得到了较大的提高,焊缝质量得到了改善,工作时具有一定的应力释放能力。改进后液压平台与原来相比具有焊接可操作性好,焊接高温区的保护容易实施,焊接质量容易保证;可控制和减少焊接变形,液压平台的精度容易保证;焊接应力容易消除,可提高焊缝的抗疲劳性能。在实际使用过程中,改进后的液压平台一直未出现过焊缝开裂情况,其结构和工艺能满足产品使用工况要求。

参考文献

[1]高频.水下大功率振源体结构及工艺设计[J].机械工程与自动化,2007(12):144-146.

[2]成大先.机械设计手册(第1卷)[M].第4版.北京:化学工业出版社,2002.

高温再热器管焊缝开裂原因分析 第2篇

当前电力建设的飞速发展, 大容量机组被广泛应用, 这些机组锅炉高温再热器管的质量问题也成为我们关注热点[1]。某电厂锅炉自2011 年3 月投产运行到2013 年5 月共出现3 此开裂泄露事故, 且开裂位置都位于高温再热器出口段处的异种钢焊接处。本文主要以此为例, 研究高温再热器管焊缝开裂原因, 以期让高温再热器管质量得到进一步提高。

1 基本资料及宏观检测

电厂高温再热器管的子材料为TP347H、T91、T22 三种, 规格为d51×4.3mm, d57×4.3mm这两种。高温再热器T91/TP347H特种钢焊接处的T91 侧出现环向开裂, 位置为距离顶棚50mm处的第一根高温再热器管, 焊接接头两侧的母材规格是d51×4.3mm。

开裂局部形貌如图1 所示。开裂部位同焊缝中心相距7mm, 裂纹周长110mm, 焊缝两侧的管子没有出现粗胀。焊缝外壁区域出现吹损, 裂纹一侧管外壁有环向的浅短裂纹。焊缝两侧管内壁存有削薄段, 开裂部位正好在此削薄段中。高温再热器管裂口附近内壁氧化层出现环状开裂, 断口侧纵截面中间凹, 两边凸, 另侧相反。断口边缘处的壁厚也出现一定减薄。从宏观上看开裂符合蠕变开裂的特征。

2 化学成分与金相组织分析

对开裂管样母材进行化学成分分析, 结果如表1 所示。从化验分析中我们得知管样化学成分同ASME SA-213/SA-213M2008a规定的T91 钢成分要求相符合[2]。

将开裂管样裂缝裂开处及裂纹末端各自加工出一个标记为1 号、2 号的纵向金相试样, 并制作一个对照管样。金相的检验标准值参照DL/T884-2004 标准进行。通过检验我们得出结论: (1) 开裂管样裂缝裂开处及裂纹末端两个位置都拥有蠕变孔, 显微组织都出现老化; (2) 开裂管样同对照管样相比较, 开裂管样削薄段下老化程度高于未削薄段; (3) 开裂管样的削薄段内壁氧化厚度为0.30mm, 未削薄段内壁氧化厚度为0.15mm, 未开裂段内壁氧化厚度为0.10mm, 开裂管内壁氧化厚度高; (4) 开裂管样削薄段内壁氧化层两层拥有明显结构特征。

3 拉伸性能及硬度试验

自开裂管及对比管样上以焊接接头作为中心各加工2 个纵向的拉伸试样, 按照GB/T228-2002标准在室温下进行拉伸试验, 结果如表2所示。

ASME SA-213/SA-213M2008a规定的T91 钢Rm ≥ 585MPa, Rp0.2 ≥ 415MPa, A ≥ 20%; 而TP347H钢Rm ≥ 515MPa, Rp0.2 ≥ 205MPa, A ≥ 35%[3];而按照DL/T868-2004 标准, 异种钢焊接接头试样抗拉强度需≥较低一侧母材抗拉强度的标准值下限。从表2 内的检验结果我们能够看出, 两个对比管管样抗拉强度同新标准内的焊接接头要求相符合。按照GB/T4340-1999 标准对试样进行硬度检验, 检测结果为: (1) 管样削薄段区域存在硬度值的一个突降区, 此区域同管样蠕变空洞为对应关系。 (2) 开裂管样未削薄段区及对比管样硬度均符合标准要求。 (3) 开裂管同对比管相比硬度明显不足。

注:几个试样均取自TP347H的母材侧

4 结果及分析

通过上面的试验分析, 我们可以得出如下的结果:

(1) 试验管样未削薄段及对照管样在化学成分、拉伸强度及硬度上均满足要求, 证明高温再热器管原材料焊接质量是正常的;

(2) 开裂管样宏观形貌上分析, 管样近裂口处及裂纹末端拥有大量蠕变空洞, 管样开裂在性质上是蠕变开裂。

(3) 开裂管样同对比管样相比较, 老化现象严重, 特别是开裂管样的削薄段区域中内壁的氧化层厚度大, 硬度小, 在运行中存在大幅度的超温。

(4) 对于焊接接头来讲, 在接头两侧的内壁都存在削薄段, 工质经过削薄段台阶及焊缝根部的凸起台阶的时候, 工质流场在一定条件上会出现较大改变, 削薄段内壁冷却能力减弱, 局部温度提升较快。

(5) 开裂管样T91 侧管的端部内壁存在0.7mm厚度的削薄段, 钢管强度被大大削弱, 同时也让此区域成为钢管在结构上的一块薄弱区域。加之内壁削薄段加工刀痕粗糙, 应力集中, 此区域轴向承载力被大大削弱。

(6) 高温再热器的管屏结果属于叠加的双“U”型结构, 各管流量在没有采用节流孔调节情况下, 外圈管的温度比较高。且双“U”型结构下管夹对于外圈管子形成较大约束, 管子热胀应力大, 因此, 开裂位置处于“U”型外圈。

5 结论

综上所述, 高温再热器管焊缝出现的环向开裂是焊接接头的两侧管内部削薄段结构在一定条件下工质流动变化导致局部超温, 管圈受热胀应力作用所出现的蠕变开裂。因削薄段结构对于工质流场影响难以判断, 任何变化 (如削薄段加工刀痕, 焊缝突出形状及大小等等) 都可能造成影响, 在焊接过程中一定要精益求精, 最大限度避免这种影响, 以免再次开裂。

摘要：以某电厂为例, 对高温再热器管焊缝开裂原因进行分析, 得知高温再热器管焊缝内壁存在削薄段, 此区域尽管化学成分满足ASME SA-213/SA-213M2008a规定要求, 但是显微组织老化, 内壁削薄段在一定条件下回影响工质流动, 导致局部超温, 管圈热胀应力大, 最终出现了开裂。

关键词：高温再热器管,焊缝,开裂原因

参考文献

[1]赵瑞.浅谈锅炉高温过热器联箱接管座角焊缝裂纹原因[J].科学之友, 2013 (09) :136-137.

[2]唐彬, 汤亚杰.1000t/h锅炉末级再热器出口集箱管座角焊缝产生裂纹的原因与措施[J].电力与能源, 2014 (04) :481-482.

焊缝开裂 第3篇

某石化公司的碱洗塔出口管线在2011年4月装置检修时发现出口管线的法兰与管线焊缝及热影响区出现二条裂纹,较长的一条裂纹长度达到为480mm,严重的影响了设备的正常运行,该管线累计运行仅为376天,为此有必要对其作全面的分析,找出产生裂纹的原因,以保证该管线的长期可靠运行。

1 法兰与管线的制造及工作条件及化学成分分析

该管线的法兰使用20钢锻造而成,然后经机械加工制成一个带有锥形颈脖的高颈法兰。加工成型的高颈法兰颈脖的端部与20钢热轧无缝钢管焊接在一起,从而制成了碱洗塔出口管线。管线的设计温度为200℃,而实际工作温度约为165~200℃;设计压力为2.0MPa,实际压力为2.0MPa;工作介质为丙烯、水蒸气和浓度小于10%的NaOH水溶液。

截取部分法兰与管线进行化学分析,其化学成分见表1。

化学成分分析表明:材料的成分符合GB/T6654-96中20钢规定的指标。

2 法兰与管线材质力学性能及显微组织分析

2.1 裂纹形貌检查

二条裂纹均起源于管线一侧的热影响区,裂纹垂直于焊缝扩展,并贯穿整个焊缝,延伸至法兰,裂纹除有一主裂纹外,又有树根状的支裂纹;主裂纹比较粗大,支裂纹较细小。

2.2 力学性能分析

从法兰与管线部位切取试样,测定其室温和高温时的机械性能指标[1],测定结果如表2所示。管线和法兰在室温和高温的力学性能均符合标准规定值。

2.3 显微组织分析

从管线,法兰和焊缝分别切取金相试样,对其显微组织进行检验[2]。检验结果如图1所示。法兰与管线的显微组织均为铁素体+珠光体,其显微组织正常。从显微组织中可以看到:有粒状和短片状的碳化物沿铁素体的晶界析出,在晶界则呈串链状分布,这样的分布有利与钢产生沿晶的应力腐蚀破裂创造了有利条件。

带状组织及其级别的检验。

图2表明:管线除有2条通过整个视场的完整的窄条铁素体带外,无其它带状组织出现,根据带状组织的评定标准可以认定带状组织级别为1级,未超过管线带状组织不得大于2级准规定值。

3 焊缝的显微组织及应力检查

图3显示:焊缝的显微组织则为粗大的呈树枝状结晶的铁素体和珠光体的组织[3];热影响区的正火区的显微组织则为晶粒细小而均匀的铁素体珠光体,实际晶粒很细,晶粒大小均匀。

焊缝应力测试:

在对焊缝的金相组织作检查前,对没有开裂的焊缝使用小盲孔释放法测量焊缝应力,共取2个区域,采用YCZ—9型残余应力测试装置,每个区域取3个测试点:焊缝中心和两侧的热影响区,取点的间距为15mm,测量结果列于表3。

注:负号表示为压应力,其它为拉应力.

由表可见焊缝的应力以拉应力为主[4],最大值达到407.5 MPa。

4 裂纹内腐蚀产物的分析

对裂纹表面腐蚀产物的结构和组成进行了X射线衍射分析,分析结果表明:腐蚀产物主要为Fe3O4,这种物质应是NaOH水溶液与钢作用形成的Fe3O4保护膜。

5 碱洗塔出口管线法兰与管线焊缝热影响区产生裂纹的原因分析

通过对产生裂纹的碱洗塔出口管线的法兰与管线的材质、性能、应力检查和腐蚀产物分析,认为碱洗塔出口管线法兰与管线焊缝处产生的裂纹,是在拉应力和NaOH溶液的腐蚀介质中所引起的应力腐蚀裂纹。

5.1 焊接应力

引起应力腐蚀裂纹的应力必须是拉应力,管线的法兰与管线中的应力中以焊接残余应力为主,法兰与管线焊后并未进行去应力退火,加之法兰颈脖处的截面为一变截面的锥形体,致使焊接接头处的焊接残余应力更大。

5.2 腐蚀开裂的机理

应力腐蚀是指金属材料及合金在腐蚀介质和拉应力的同时作用下引起的金属破坏。在没有腐蚀介质的作用下,金属材料只有在应力超过其抗拉强度时才会发生破裂。但在腐蚀介质时,金属材料的晶间接合力被破坏,有效截面减小,表面形成缺口产生应力集中,使材料的强度降低:另一方面应力加速腐蚀的进展,使表面缺口向深处发展,最终促使了金属材料的破坏。

根据电化学理论,NaOH水溶液与铁作用,在其表面上形成了一层以Fe3O4或者Fe2O3为主要成分的保护膜,使其不受进一步的腐蚀。由于法兰与管线晶界上有粒状和短片状的碳化物呈串链状析出,由于电位的不同而成为阴极,使其临接的铁素体构成了一条沿晶的阳极通道,在拉应力的作用下,保护膜被破坏,露出了新鲜的金属界面,并成为电化学的阳极,在阳极区发生阳极溶解,其反应为

使裂纹内部HFeO2-离子的浓度增加,为了保持电荷平衡,活性的H+离子不断潜入闭塞区的裂纹内部与HFeO2-离子作用形成Fe3O4的钝化膜在腐蚀介质和拉应力的作用下,由于形成的钝化膜与金属基体在晶体结构上的不一致性,使裂纹尖端钝化膜破裂,促使裂纹尖端加速腐蚀,裂纹沿晶界不断地向内部扩展,当扩展到一定的深度后,由于拉应力的局部集中,使裂纹急速扩展而导致整个法兰与管线的开裂而破坏。

摘要：某石化公司的碱洗塔出口管线服役仅一年,发现管线的法兰与管线焊缝及热影响区出现二条裂纹。通过对法兰和管板的化学成分、机械性能分析和金相组织检查;焊缝的金相组织及应力分析;腐蚀产物的分析,判定裂纹是在焊接残余拉应力和腐蚀介质同时作用下引起的应力腐蚀裂纹。

关键词：碱性水,焊缝,拉应力,应力腐蚀

参考文献

[1]陈南平.机械零件失效分析[M].北京:清华大学出版社,1988.

[2]曾超,宋天民,张国福等.油浆换热器管板开裂原因分析[J].腐蚀与防护,2005,26,(7):315-318.

[3]上海交通大学《金相分析》编写组编.金相分析[M].北京:国防工业出版,1982,4.

焊缝开裂 第4篇

关键词：混凝土搅拌运输车,压力水箱,焊缝开裂,疲劳

1 引言

混凝土搅拌运输车压力水箱属于小型压力容器[1],由圆柱薄壁筒体和水箱支座组成,通过加压的方式将水排出,为整车提供清洗用水。目前常用的压力水箱有焊接式和扎带式两种结构形式,如图1所示。焊接式水箱通过焊接方式固定在支架上,焊接方式连接稳固,但是焊接方式对筒体的母材有一定的伤害,而且连接处焊缝易引起应力集中,导致焊缝的疲劳开裂;扎带式则直接将筒体坐落在支架上,通过扎带捆绑在支架上,连接处为活动连接,应力集中得到释放,不存在焊缝开裂的情况,但是由于水箱内液体的长期晃动,导致扎带松动,因此筒体有串动甚至脱落的风险。

根据用户的反馈信息发现,在混凝土搅拌运输车正常使用3~6个月左右,部分焊接式压力水箱在焊接连接处会出现筒体开裂漏水和支架根部焊缝撕裂的现象(图2),其中,图2a)位于筒体与支架连接的端部位置,主要为筒体母材开裂,首先发生于贴板尖角处的焊趾位置,由外表面开始扩展延伸,最终导致筒体漏水;图2b)位于支架立板与底板的连接处,裂纹起始于连接根部的焊趾位置,由端面开始扩展,最终导致整个截面的焊缝撕裂。

2 水箱应力分析

压力水箱筒体结构为简单压力容器结构,内部长期保持有较大的压强,正常的工作压力约为0.4MPa,安全压力为0.5MPa,许用压力为0.8MPa。筒体全长1 700mm,直径600mm,壁厚4mm,材料为Q345B,本文采用有限元方法对结构进行分析。

基于盛水水箱的模态分析发现,一阶模态为水箱的整体扭转模态,二阶模态为筒壁的弯曲模态,表明水箱在这两个自由度方向上刚度最弱。水体晃动引起的冲击载荷为低频激励,且激励载荷较复杂,因此本文将该问题简化为静力问题来研究结构的应力分布,分别考虑液体前后晃动和左右晃动两种工况。

2.1 工况1:液体前后方向晃动

针对筒壁的最弱刚度方向,考虑液体前后晃动工况,分别计算液面与水平面夹角为-30°、0°、30°时的筒壁应力变化范围。图3为液面前倾30°时的筒体局部应力云图,贴板端部存在明显的应力集中现象,应力峰值出现在贴板的尖角处,与实际的水箱开裂区域相符。

内压导致贴板与筒体的连接焊缝表现为横向受拉角焊缝,疲劳等级较低,不利于承载动载荷,板厚及焊缝几何外形是影响焊缝疲劳强度的主要因素,由于液体晃动引起的拉应力不断变化,最终导致该处焊趾位置的疲劳开裂并沿筒壁厚度方向扩展[2~3]。

2.2 工况2:液体左右方向晃动

水箱内液体的左右晃动是支架根部最不利的承载状态,以液面侧倾30°的工况进行计算,应力云图如图4所示,最大应力值发生在支架根部立板与底板的连接处,为局部应力集中,与实际开裂位置一致。该处焊缝形式为T型承力角焊缝,对焊接缺陷敏感,疲劳强度较低,裂纹首先产生于立板上的焊趾位置,最终扩展导致整个连接面焊缝撕裂。

3 焊缝开裂原因

3.1 结构本身的构造细节不合理

由有限元分析结果可见,焊缝开裂区域均存在较明显的应力集中现象,其原因为结构的细节构造不合理,如贴板采用厚而窄的矩形板条形式,造成局部结构几何形状突变及刚度过渡不合理。而且矩形贴板不利于焊接过程的连续稳定操作,在尖角处起熄弧或焊接速度不稳定会增加焊接缺陷的风险,从而降低焊接质量。

3.2 焊接质量问题

焊接质量问题为事故形成的主要原因之一,根据客户反馈信息发现,多数焊缝开裂的水箱均存在明显的焊接缺陷(图5),如未焊透、咬边、焊瘤等形成初始裂纹源,在焊趾缺口效应与结构自身因几何突变产生的应力集中叠加作用下,导致疲劳裂纹在焊趾处形成并迅速扩展,从而降低焊缝的疲劳强度。

4 结构修改方案

针对压力水箱结构的焊缝开裂原因,对结构进行如下改进,如图6所示。

1)将矩形贴板改为两端圆弧过渡的形式并加宽,将厚度由5mm减为4mm。一方面改善结构的刚度过渡,降低结构热点应力,另一方面采用端部圆弧形式避免了焊接过程中在关键连接区起熄弧的操作,降低形成焊接初始缺陷的风险。

1-矩形贴板;2-底板

2)将底板改为折弯板形式,将支架根部的横向焊缝与底面纵向焊缝错开,焊缝形式由T型的连接角焊缝改为疲劳强度等级更高的对接焊缝,降低焊缝撕裂的风险。

3)改善关键位置焊缝的焊接工艺,提高焊接质量,避免未焊透、咬边等焊接缺陷的出现,并对关键位置处的焊缝进行熔修整形或焊趾打磨光滑,改善焊缝的局部细节质量,降低应力集中水平。

4)对关键焊缝位置采用喷丸工艺处理,引入残余压应力提高焊缝的疲劳强度。

5 总结

针对混凝土搅拌运输车在使用过程中遇到的压力水箱焊缝开裂问题,对结构进行计算分析,并根据客户反馈的具体细节,找出结构开焊的原因,进行针对性的结构调整。一方面改善焊接工艺,提高关键位置的焊接质量,另一方面调整结构,尽量避免在疲劳敏感区设置焊缝,提高结构整体的疲劳强度。实践证明,本文提出的改进方案是有效的,水箱开裂问题得到了较好的解决。

参考文献

[1]贺匡国.压力容器分析设计基础[M].北京:机械工业出版社,2004.

[2]中国机械工程学会焊接学会.焊接手册(第三版)[M].北京:机械工业出版社,2007.

焊缝开裂 第5篇

D2 型凹底平车是我公司 (原哈尔滨车辆厂) 研制的长大货物车之一, 用于运送变压器等超大超限货物 (图1) 。一段时间以来, 不断有外部质量信息反馈, D2型凹底平车在大底架上盖板弯角处盖板之间、弯角与水平承载面接缝处出现局部焊缝开裂问题 (图2~图5) 。针对此问题, 我公司多次组织专业人员到现场进行焊修处理, 造成大量人力物力损失的同时, 也影响了车辆的正常运用。

2 原因分析

2.1 结构及运用过程中受力分析

产生焊缝开裂的大底架弯角处上盖板及水平承载面接缝处, 在运用过程中均承受的是压应力, 在正常使用受力的情况下不会出现焊缝开裂问题, 尤其对于已由210t减载到160t的D2 型凹底平车, 上述两个部位更不能出现因结构及受力原因产生焊缝开裂问题。

2.2 维护过程中受力分析

在铁路总公司各站段车间进行站修维护过程中, 需要进行架车作业, 通过走访各站段了解车辆维护过程发现, 造成D2 型凹底平车大底架弯角处上盖板及水平承载面接缝处焊缝开裂问题的原因是运用维护过程中因架车不当造成的。

在凹底平车各组成部分中, 大底架是自重最大的一个部件, 其中D2 型凹底平车的大底架最重为97t。因此所谓的架车主要是先把大底架抬高到一定高度, 消除或减小大底架对小底架及转向架的压力, 从而便于其它各部位的维护及检修。图6 中标示出D2 型凹底平车3 处合适的架车位置 (位置1、位置2、位置3) 和1 处错误的架车位置 (位置4) 。

图6 中位置1 为大底架旁承安装处, 距轨面1687mm;位置2 为大小底架间旁承、心盘附近, 空间高度尺寸336mm;位置3为大底架承载面底部, 距轨面200mm;位置4为大底架承载第二层上盖板下面, 距轨面900mm。

由于各站段以检修通用敞平车为主, 都配备有50t或100t电镐 (图7) , 其高度约800mm左右, 该尺寸及有效行程适用于通用敞平车架车。

但用于架凹底平车的大底架时, 位置2、位置3 高度尺寸小于800mm, 电镐放不进去; 位置1 高度尺寸大于800mm , 需要在电镐下加装支架 (图8) 。 只有位置4高度尺寸略大于800mm, 因此一些站段在调整大底架及心盘、旁承时, 图方便将电镐顶在此处在进行架车, 由于上盖板之间的焊缝无法承受大底架重量, 其直接后果就是造成凹底平车在大底架上盖板弯角处盖板之间、弯角与水平承载面接缝处出现局部焊缝开裂。

3 采取措施

1) 采用两台50t至100t液压千斤顶, 在位置2 处进行架车作业, 并在大底架承载面底部用枕木等支撑辅助作业。

2) 采用两台50t至100t电镐, 在位置1 处进行架车作业, 但需要制作专用架车支架, 并在大底架承载面底部用枕木等支撑辅助作业。

3) 设置固定架车台位, 安装4 台液压或电动架车装置, 在位置3 进行架车作业。

4 结语

通过以上分析和采取的措施, 可有效地解决凹底平车在大底架上盖板弯角处盖板之间、弯角与水平承载面接缝处出现局部焊缝开裂。同时要求各站段在进行架车作业时, 一定按时上述3 条进行操作, 严禁在凹底平车位置4 处进行架车作业, 以免对车辆造成损伤影响运用安全。

摘要：分析了D2型凹底平车运用维护过程中出现的大底架弯角焊缝开裂问题的原因, 提出了解决措施和改进建议, 有效地解决了凹底平车在大底架上盖板弯角处上盖板之间、弯角与水平承载面接缝处出现局部焊缝开裂的问题。

焊缝开裂 第6篇

1 故障情况与处理

2007年5月, 筒体δ25～δ20mm结合处焊缝出现了约100mm长的裂缝。由于生产紧张, 仅对裂缝进行了钻止回孔、开坡口焊补、加焊δ20mm的550mm×150mm立式加强筋板的处理。

8月, 此处再次出现了约250mm长的裂缝, 且伴随有耐火砖脱落、红窑。停窑后, 采用间接法对回转窑静态垂直面中心线与水平面中心线进行了测量, 各种数据均符合设备手册要求。分析故障原因认为:一是双层挡砖圈恰好焊接在此处, 200mm宽度的筒体上有5圈焊线, 而且每年维修时频繁的对挡砖圈进行焊补, 使此处筒体材质碳化严重;二是挡砖圈上的耐火砖易脱落, 耐火砖脱落后筒体仅靠挡砖圈内填充的50mm厚的高温胶泥防护, 长期处于350℃左右的高温下, 被逐渐氧化;三是过渡点的应力较集中, 造成焊缝开裂。因此, 将双层挡砖圈改为单层挡砖圈, 焊缝开裂处采取了双面焊。

10月, 该环焊缝第2次产生了约200mm长的裂缝, 窑出现振动现象。为查找问题的根本原因, 对窑进行动态中心线检测, 测定中档轮带处筒体低3mm且向右偏3mm (从窑头往窑尾方向看, 下同) 。对回转窑进行了调整, 调整后窑振动减弱, 但没有完全消除。

2008年6月, 该环焊缝出现第3处开裂, 且愈演愈烈, 至9月, 只要临时停窑筒体温度变化较大焊缝就开裂, 且裂缝急剧扩大, 总长度达到1 500mm, 故决定停窑对此处筒体进行挖补。

挖补总长度为5 000mm, 分三段进行, 宽度统一为600mm, 采用δ25mm Q235钢板, 与δ20mm筒体交接时倒角圆滑过渡。在δ25mm筒体段挖补350mm宽, δ20mm段挖补250mm宽, 为整体更换此处筒体预留空间。挖补第一段600mm×980mm, 挖补第二段600mm×750mm, 挖补第三段600mm×3 250mm。

2 挖补后回转窑的调整

2.1 窑静态中心线的测量

原来对筒体中心线的测量是间接法, 通过托轮与轮带来测量的, 我公司托轮与轮带因为前期环境和维护方面的原因规整性较差, 通过间接法测量的中心线数据容易失真。为消除这方面的影响, 此次静态测量以直接法进行。回转窑在一条直线上运行的决定条件是支撑点处的筒体中心线在一条直线上, 所以此次测量点只选取了轮带前后相同距离的加厚δ40mm筒体处的6个截面。测量前用电动刷将6处铁锈刷除, 在6个截面分出0°、90°、180°、270°的4条轴线作为测量轴线。用水准仪进行垂直面中心线测量, 测定数据为以低端轮带处筒体中心线为基准, 高端轮带处筒体中心线在3.5%的斜度线上, 中档轮带处筒体中心线高了7mm, 这与裂缝在上时裂口较宽相吻合。用拉钢丝法进行水平面中心线测量, 测得中档轮带处筒体偏左4mm。此次测量数据与2007年11月的数据差距较大。分析认为:一是当时的测量是以间接法测量为主进行的, 有些采信的数据与托轮、轮带的实际情况不太相符;二是在这期间托轮与轮带已经发生了一些变化;三是动态与静态存在不同, 导致数据出现差距。

调整时以这次静态测量的数据为基准, 将中档托轮下δ6mm的垫板拆除。10月1日开窑后, 将中档右组托轮后退5mm, 左组托轮前进1mm。10月1～7日, 对各组托轮以止推环与轴瓦口的间距为基础结合瓦温与油膜进行微调。要说明的是在托轮不规整的情况下, 托轮的微调不能以外形的中心距为基准进行, 要以受力情况为基准进行调整。

2.2 窑动态水平面中心线的测量

由于挖补时的停窑为故障停窑, 筒体变形量较大, 我们对静态测量的数据准确性存在疑问, 特别是水平面的数据。在窑连续运转一周后, 对动态水平面中心线进行测量。由于仪器方面的限制, 设计采用钢丝法对窑动态水平面中心线进行测量, 测量点为上述静态测量时的6个截面, 每个测量点测量5组数据, 测定数据为低端轮带处筒体中心线偏左4mm, 中档与高端处在窑安装中心线上。此次调整将低端托轮整体向右移动3.5mm。调整后再次用钢丝法测量, 三档轮带处筒体水平面中心线处于同一条直线上。

通过10月1～10日的系列调整, 所有托轮的轴瓦温度都保持在37～40℃范围内, 回转窑运行平稳, 振动彻底消除。已经安全运行近两年, 再也没有出现焊缝开裂现象。

3 结束语

1) 窑筒体焊缝反复开裂主要是因回转窑的中心线不平直问题引起, 特别是动态中心线不平直。

2) 筒体小范围开裂可以进行挖补处理。

3) 回转窑托轮与轮带不规整时中心线的测量应以直接法进行。