表面裂纹范文

2024-08-30

表面裂纹范文（精选7篇）

表面裂纹第1篇

目前国内中小链轮多采用中频或超音频感应淬火工艺, 以提高齿部的耐磨性和疲劳强度, 延长链轮的使用寿命。但是, 在链轮齿部感应淬火后经常出现齿部裂纹, 针对这一问题做了大量分析研究。

链轮材质45钢, 技术要求:调质220~260HB, 齿部表面硬化HRC。

二、链轮裂纹分析

链轮齿部裂纹的形态呈现出多样性:有沿齿底部以下5mm处的周向裂纹, 裂纹比较宽, 裂纹长度少则1/3周长:有沿齿根穿透硬化层的淬火裂纹;有沿齿高3/4处的断裂裂纹;同时还有以上集中裂纹交错并存现象。给裂纹分析增加了一定的困难。

2.1周向裂纹

周向裂纹是此次链轮开裂的主要特征, 占裂纹链轮总数70%以上, 只是各条裂纹有宽有窄 (宽度<0.5mm) , 长度不同, 但裂纹的形貌与特点基本雷同。

周向裂纹也称为“玻璃裂纹”。这种裂纹主要发生在中频淬火零件中 (见图1) 。

齿底部下5~6mm裂纹 (x100倍) 当表面淬火层深度>4mm时, 淬火层表面由压应力状态开始向拉应力转变, 随着淬火层深度的增加, 拉应力逐渐增加, 一旦拉应力大于零件的破断力, 就会在淬火层与非淬火层交界处发生“剥离裂纹”。根据裂纹链轮的金相分析:链轮淬火层的深度约为5mm (图2) 。

综上所述, 链轮淬火层过深并且淬火层没有实现零件的仿形分布, 以至于使淬火层表面处于过大拉应力状态, 表面应力分布不均匀, 是链轮裂纹的主要原因。

2.2穿透淬火层的淬火裂纹

在链轮齿根部也出现了少量的淬火裂纹。这种裂纹肉眼观测极不清楚, 经过探伤才能发现。它主要发生在淬火层, 其中个别裂纹与剥离裂纹贯通形成更严重的开裂现象, 金相分析发现淬火层组织比较粗大, 应该是淬火温度偏高所造成。

2.3齿部的断裂裂纹

根据现场观察, 这些链轮齿底部基本没有淬火层, 齿部的淬火层仅有齿高3/4, 而且全齿淬透, 裂纹比较清晰。根据分析裂纹发生在淬火层与非淬火层交界处, 属于剥离裂纹一类。

2.4结论

根据链轮裂纹的解剖与分析, 要解决链轮裂纹首先应该解决淬火层的深度和淬火层的仿形分布, 同时也要控制好合理的淬火温度。只要把淬火层控制在≤2mm, 力求使淬火层最大限度实现仿形齿部硬化, 并且将零件淬火余温控制在100~1500C, 就可以从根本上解决链轮裂纹问题。

补充说明:期间对某些裂纹链轮做过金相分析发现, 硬化层金相组织为回火马氏体6级, 说明淬火温度并不高, 也会发生剥离裂纹, 甚至还有一些链轮存在加热不足现象仍然出现了剥离裂纹。

三、工艺分析

对链轮裂纹问题有了明确认识以后, 针对先前的生产工艺进行详尽分析和研究, 对工艺中所有能够引发的各类因素进行解析分类, 结合中频设备加热的原理及特点, 逐一研究提炼, 并对下一步工艺试验方案进行周密探讨部署: (注:工艺试验主要在8KHZ中频加热设备上进行)

3.1原工艺存在的问题经过分析认为

之前采用的工艺过于依赖设备固有的频率, 该频率对零件的电流透入深度达4mm, 往往使淬火层深度超过4mm, 使淬火层表面具有较大拉应力, 导致裂纹。

原工艺加热功率偏大、电流密度较高、加热时间较长等, 这些因素都会提高淬火层深度和淬火温度, 增加零件淬火开裂倾向。

原工艺淬火冷却介质是水, 对冷却时间没有严格规定, 不利于减少淬火应力, 容易造成淬火裂纹。

3.2工艺试验方案

根据链轮裂纹和原工艺的分析与讨论, 工艺试验方案的针对性、目的性非常明确, 结合当前实际情况, 充分利用已经报废的链轮进行调整、调试和改制, 确定工艺试验方案采用节圆直径为Φ124.425mm, 06B链轮作为工艺试验的典型零件。

以典型零件为设计依据, 工艺试验有针对性地提出一系列改进措施: (1) 加热功率有160KW减至90~100KW, 减小加热的电流密度, 加热时间控制在3~4S; (2) 淬火介质改用5~10%AQ251淬火液;淬火冷却时间缩短至0.3~0.4S, 零件淬火后的余温控制在100~150℃之间; (3) 感应器与被加热零件的间隙6mm; (4) 控制淬火层在1~2mm之间, 最大可能地使淬火层沿齿形仿形分布, 确保表面应力为压应力并较均匀分布。

四、链轮工艺试验结果

在工艺试验过程中, 随机收集部分试验分析和结果。

4.1顶圆直径Φ124.425mm, 06B链轮试验结果 (见图3)

淬火层深度1.2mm, 淬火硬度:齿侧HRC56、齿底部HRC59。淬火层组织:微细马氏体5级。探伤:一批7件均无裂纹。热处理工艺:功率90KW、加热时间3.5S, 感应器与零件间隙6mm。280~300℃回火2h空冷。回火硬度:齿侧HRC47、齿底部HRC49 (图纸要求:齿部表面硬化HRC45~50) 。

4.2顶圆直径Φ149.5mm, 08B链轮试验结果 (见图4)

淬火层深度1.24mm, 淬火硬度:齿侧HRC61齿底部HRC61。淬火组织:微细马氏体5级。探伤:一批6件均无裂纹。热处理工艺:功率129KW加热时间3.5S冷却时间0.2~0.3S, 感应器与零件间隙5.5mm。280~300℃回火1h空冷。回火硬度:齿侧HRC49齿底部HRC49 (图纸要求:齿部表面硬化HRC45~50) 。

在工艺试验过程中, 对淬火链轮长时间不回火, 也未发现裂纹, 这说明合理的淬火余温既能减轻链轮的淬火应力也能起到零件的自回火作用。

目前采用上述热处理工艺已生产各种规格链轮1200余件, 探伤后均无裂纹。

摘要：本文对链轮齿部感应淬火硬化进行探讨, 结合生产实际分析了链轮感应淬火出现的问题, 从工艺上解决了仿齿廓硬化实现的可能, 并避免了由此所产生的淬火裂纹问题。

表面裂纹检测的现状及发展趋势第2篇

关键词：裂纹检测,现状,发展趋势

装备表面裂纹的产生是由于材料内的裂纹在各种应力的作用下产生和扩展的过程，在到达装备表面的时候会引起设备机械性能的急剧降低，机械零部件在制造和使用过程中不可避免地存在应力集中和浅表裂纹，随着使用过程中承受交变载荷，应力集中和浅表裂纹会在使用过程中突然引发构件的疲劳断裂，其危害极大。统计表明，由于疲劳而失效的机械结构约占失效结构的80%。为此，及时检测承载部件的应力集中和表面裂纹有着非常重要的意义。目前常用于疲劳裂纹检测的无损检测方法有磁粉、渗透、超声、漏磁和涡流等检测技术。

1 裂纹的产生机理

疲劳裂纹的萌生和扩展是机械零件在变载荷作用下的主要失效形式，表面无缺陷的金属材料，其疲劳裂纹的产生表现为零件表面上应力较大处的材料发生剪切滑移，产生初始微裂纹，形成疲劳源，疲劳源可以有一个或数个;然后裂纹尖端在切应力下发生反复塑性变形，最终将沿垂直于主应力的方向扩展，使裂纹扩展至宏观裂纹。实际上，材料内部的夹渣、微孔、晶界以及表面划伤、裂纹、腐蚀等都有可能产生初始裂纹。

2 裂纹检测的主要方法

2.1 磁粉法

磁粉检测，是通过对被检工件施加磁场使其磁化(整体磁化或局部磁化)，在工件的表面和近表面缺陷处将有磁力线逸出工件表面而形成漏磁场，有磁极的存在就能吸附施加在工件表面上的磁粉形成聚集磁痕，从而显示出缺陷的存在。其应用非常简单，直接检测表面裂纹，特点是显示直观、操作简单，它是最常用的方法之一。但磁粉检测也存在如下问题：无法检测应力集中，而应力集中往往会引起疲劳裂纹。检测时必须对被检工件磁化，而形状复杂的承载部件磁化时有一定的难度。为了清晰的显示磁痕，检测前，必须对被检件表面进行表面处理，即清理检测区域影响磁痕显示的油漆和腻子等，这不仅大大的增加了检测成本、检测时间，而且打磨过程本身会使被检工件形成新的缺陷。检测时速度慢，无法对整个承载部件全面检查，只能在目测的基础上重点检测一些部位，使得检测存在一定的隐患。检测结果受人为因素影响，降低了检测的准确度及可靠性。检测后为了不影响构件的性能，往往要求对检测件进行退磁，这也增加了检测成本。目前主要应用于汽车零部件等的探伤。

2.2 渗透法

渗透法是一种简单而有效的工件表面无损检验方法。它主要用于检验工件表面的细致缺陷，如裂纹、缩松、针孔、冷隔、折叠及氧化夹渣等。此法分为两种：即荧光检查和着色检查。

荧光检测：此法系将工件浸入一种附着力强、表面张力小的荧光液中，或将荧光液涂刷在工件的表面上，使液体渗入工件表面的细致缺陷中，然后把工件从液中取出，并将工件表面荧光液洗净，接着在其表面喷涂一层显示剂，目的是将渗入缺陷中的荧光液吸出。经过上述处理后，把工件置于紫外线的辐射作用下，便能使渗入缺陷的荧光液发光，缺陷就被发现。

着色检查：此法是利用物理学中的毛细、渗透、吸附现象，利用显示剂呈现工件表面缺陷的方法。着色法能发现裂纹宽度为0.01mm、深度为0.03～0.04mm的缺陷。它是使用一种不含荧光物质而带色的渗透液(一般为深红色)。工件用渗透液浸润后，须用去色剂将工件表面颜色除去，然后用白色显示剂喷涂在工件表面上，使其将缺陷中有色渗透液吸引渗出，从而明显地衬托出缺陷的形状。此法不需紫外线光源，可在明亮的可见光下进行。

2.3 超声法

超声波检测采用高频率、高定向声波来测量材料的厚度、发现隐藏的内部裂纹，分析诸如金属、塑料、复合材料、陶瓷、橡胶以及玻璃等材料的特性。超声波仪器使用人耳听力极限之外的频率，向被检测材料内发射短脉冲声能，而后仪器监测和分析经过反射或透射的声波信号来获取检测结果。

2.4 漏磁法

所谓漏磁检测是指，铁磁材料被磁化达到磁饱和后，其表面和近表面缺陷与空气边界出现磁导率跃变，裂纹及附近的磁阻会增加，裂纹附近的磁场会因此发生畸变而形成漏磁通, 通过检测漏磁场即可确定铁磁性金属结构上的应力和变形集中区，进而发现缺陷的非破坏检测技术。

2.5 涡流法

涡流法的原理当交流电通入线圈时，若所用的电压及频率不变，则通过线圈的电流也将不变。如果在线圈中放入一金属管，管子表面感生周向电流，即涡流。涡流磁场方向与外加电流的磁化方向相反，因此将抵消一部分外加电流，从而使线圈的阻抗、通过电流的大小相位均发生变化。管的直径、厚度、电导率和磁导率的变化以及有缺陷存在时，均会影响线圈的阻抗。若保持其他因素不变，仅将缺陷引起阻抗的信号取出，经仪器放大并予检测，就能达到探伤目的。涡流信号不仅能给出缺陷的大小，同时由于涡流探伤时可以根据表面下的涡流滞后于表面涡流一定相位，采用相位分析能判断出缺陷的位(深度)脉冲涡流检测方法是一种新近发展的技术。

3 今后的发展趋势

随着社会经济的不断发展，对裂纹检测手段的要求也越来越高，它必须能够符合实时在线检测、灵敏度高、检测范围广、操作简单、不易受外界干扰等优点，能够在恶劣的外部环境中工作，迅速准确地检测到裂纹的位置、大小、宽度、深度、发展趋势等。近几年来得到迅速发展的模态声发射技术等具有某种特殊的优势。它可在设备运行状态中进行动态检测，它灵敏度高，检查覆盖面积大，不会漏检，可以远距离监测，因此可更客观地评价运行中设备的安全性和可靠性。检测实践证明：在裂纹检测中，有效地运用新技术、新工艺对确保检测质量是有益的，对确保装备安全更具有重要意义。因此对于已有的无损检测新技术、新工艺需要巩固与发展，对于新技术、新工艺更需要大胆尝试，从而取得新的突破，为此，我们还应付出更多的努力。

参考文献

[1]杨建伟等.轻金属.提高超声波探伤轧辊裂纹深度的准确度的方法.TG115.255.2007.

含表面裂纹圆柱壳体的热力耦合效应第3篇

圆柱壳形构件在实际问题中经常遇到, 如石油管道、储气罐、发动机外壳、弹壳等, 这些构件在实际应用中经常发生断裂事故[1], 因此研究圆柱壳体的断裂问题, 尤其是热弹性断裂问题, 在工程实践中显得非常有意义。

在热力耦合作用下研究含表面裂纹圆柱壳形构件的破坏情况是一个重要的研究课题, 国内外在这方面已开展了一些研究工作[2,3,4,5,6,7,8]。但由于该课题的复杂性, 这一领域还有许多问题需要解决, 如三维温度场的数值模拟, 三维裂纹问题的静态与动态分析等。

现研究在热应力与内压的共同作用下含表面裂纹的圆柱壳体结构的断裂问题, 即热—力耦合下三维静力学的混合边值—初值问题, 对热应力和三维断裂问题进行了有限元数值模拟。

1 圆柱壳体三维温度场的数值模拟

设圆柱壳内、外表面半径分别为R1, R2, 高为H, 如图1所示, 加热区域Ω的半径为R0, 其上温度为Gauss分布

式 (1) 中T=T (r, θ, z, t) 表示材料温度 (℃) , t表示时间, T0=const., γ为无量纲常数。壳体两端绝热, 在内表面和外表面其它地方

初始条件为

当圆柱壳体结构材料受热时, 材料吸收的热能首先使壳体表面加热, 然后再通过热传导, 使热量由高温区向低温区传递。瞬态热传导方程为

式 (4) 中ρ为壳体材料密度 (kg/m3) , c为材料比热 (J/ (kg·°C) ) , k表示热传导率, ᐁ2为Laplace算子, 表示式为

用有限元法求解边界条件式 (1) 式 (2) 和初值条件式 (3) 下的热传导方程 (4) [9,10,11,12], 由于对称性, 只需计算四分之一圆柱壳。有限元公式为

式 (6) 中CT为热容矩阵, KT为热传导矩阵, T为结点温度向量, P为温度载荷向量。求解微分方程 (6) 采用向后差分法, 差分表达式为

$\begin{array}{l} {\dot{Τ}}^{t + Δ t} = \frac{{Τ}^{t + Δ t} - {Τ}^{t}}{Δ t} \\ ([C_{Τ}] + Δ t [Κ_{Τ}]) {Τ}^{t + Δ t} = Δ t {Ρ}^{t + Δ t} + [C_{Τ}] {Τ}^{t} \end{array}} (7)$

计算时取R0=16 mm, R1=57 mm, R2=59 mm, H=100 mm, Poisson比v=0.3, 常温下密度为ρ0=7.75×103 kg/m3 (30CrMnSiA钢) , 密度随温度变化关系为ρ=ρ0[1-3α (T-T0) ], 其中热膨胀系数α=14.22×10-6/ ℃ , 弹性模量E、热传导率k及热比容c随温度的变化关系如表1所示[13], T0=600℃, T1=T2=0℃, γ=1, 计算了 $f (t) = \sin (\frac{t}{4})$ 、加热时间为4 s时壳体的瞬态温度分布 (时间步长为0.2 s) , 图2为沿加热中心所在径向若干时刻温度分布图, 图3与图4则是外表面轴向与环向若干时刻温度分布图。

2 圆柱壳体的热弹性断裂分析

设圆柱壳体受内压作用 (加热条件同前) , 外表面纵向半椭圆型形裂纹位于x轴所在的壳纵剖面 (θ=0平面) 上, 如图5所示 (由于问题对称, 可以仅研究上半个圆柱) , 椭圆圆心即加热区域中心, 裂纹表面区域Ω1可表示为

式 (8) 中a, b分别为椭圆表面裂纹的长、短半径。

温度梯度的形成导致材料的热膨胀不均匀, 已经发生热膨胀的部分受周围来不及完全膨胀的部分物质的惯性约束和其它外界条件的限制产生热应力。按照观察资料以及相关文献[14,15,16,17,18], 该问题用三维热弹性分析, 有以下关系式

${\begin{matrix} μ \nabla^{2} u + (λ + μ) \nabla (\nabla \cdot u) = β \nabla Τ \\ \frac{\partial Τ}{\partial t} = \frac{k}{ρ c} \nabla^{2} Τ \end{matrix} (9)$

或

${\begin{matrix} μ \nabla^{2} u_{r} + (λ + μ) \frac{\partial e}{\partial r} - \frac{μ}{r} (\frac{2}{r} \frac{\partial u_{θ}}{\partial θ} + \frac{u_{r}}{r}) = β \frac{\partial Τ}{\partial r} \\ μ \nabla^{2} u_{θ} + (λ + μ) \frac{1}{r} \frac{\partial e}{\partial θ} - \frac{μ}{r} (\frac{u_{θ}}{r} - \frac{2}{r} \frac{\partial u_{r}}{\partial θ}) = β \frac{1}{r} \frac{\partial Τ}{\partial θ} \\ μ \nabla^{2} u_{z} + (λ + μ) \frac{\partial e}{\partial z} = β \frac{\partial Τ}{\partial z} \\ \frac{\partial Τ}{\partial t} = \frac{k}{ρ c} \nabla^{2} Τ \end{matrix} (10)$

式 (10) 中λ, μ为Lame常数, $\vec{u} = (u_{r}, u_{θ}, u_{z})$ 为圆柱壳中任一点 (r, θ, z) 的位移, $e = ε_{r r} + ε_{θ θ} + ε_{z z} = \frac{\partial u_{r}}{\partial r} + \frac{u_{r}}{r} + \frac{1}{r} \frac{\partial u_{θ}}{\partial θ} + \frac{\partial u_{z}}{\partial z}$ 为体积应变, β=α (3λ+2μ) = αE/ (1-2v) 的量纲为力/时间。

边界条件如下

${\begin{matrix} r = R_{1} : σ_{r r} = - p, σ_{r θ} = σ_{r z} = 0, Τ = Τ_{1} \\ r = R_{2}, (r, θ, z) \in Ω_{2} : σ_{r r} = σ_{r θ} = σ_{r z} = 0, \\ Τ = Τ_{0} f (t) \exp (- γ (y^{2} + z^{2})) \\ r = R_{2}, (r, θ, z) \notin Ω_{2} : σ_{r r} = σ_{r θ} = σ_{r z} = 0, Τ = Τ_{1} \\ θ = 0, (r, z) \in Ω_{1} : σ_{θ θ} = σ_{θ r} = σ_{θ z} = 0 \\ θ = 0, (r, z) \notin Ω_{1} : u_{θ} = 0, σ_{θ r} = σ_{θ z} = 0 \\ z = 0 : u_{z} = 0 \end{matrix} (11)$

初始条件为

方程 (9) 的初值—边值问题由于太复杂, 暂时还不可能得到分析解, 只能求其数值解, 这里用有限元方法求解。求得结点上的温度场{T}后, 代入方程 (9) 的第一个方程, 经离散化得到

式 (13) 中[K]为应力刚度矩阵, {u}为位移向量, {F}为等效结点力 (由应力边界条件形成) , {FT}是由温度场得到的结点力 (热应力) 。

取内压p=200 MPa, 通过计算得到所有结点上的位移, 将裂纹面

上的法向位移uθ (r, 0, z, t) 代入公式

式 (15) 中ε为到裂纹尖端的距离 (见图7) , 这样应力强度因子KI (t) 的近似值即可通过有限元法计算得到。

利用上面所得到的结果及式 (15) , 计算了0 s, 0.2 s, 0.4 s, …, 4 s时A点处的无量纲化KI (t) 值, 如图8所示。

3 讨论

由所得结果可以看出温度升高减小了裂纹面上点的环向位移, 从而减小了环向应力, 因而应力强度因子随着温度的升高逐渐减小, 这说明温度升高使裂纹趋向闭合, 这与实际情况是比较吻合的。

由于断裂力学计算的复杂性和此学科发展尚不完善, 上面仅作了数学分析。更严格的分析, 除了现在已作的三维有限元求解之外, 同时应该采用断裂力学断裂判据

式 (16) 中KIC为材料断裂韧性。

摘要：应用有限元方法对热-力耦合作用下含表面裂纹的圆柱壳体进行了分析计算, 得到了局部加热条件下圆柱壳体结构的三维温度场以及热-力耦合作用下圆柱壳体结构三维断裂情况的数值模拟结果, 所得结果说明温度升高使裂纹趋向闭合, 这于实际情况是相符的。

在用球罐表面焊缝裂纹的分析及处理第4篇

关键词：球形储罐,焊缝裂纹,检验:缺陷修复

0 引言

球罐是一种重要的储存容器。被广泛应用于石油、化工、冶金、能源、气体等工业领域。且日趋大型化向超高压、超低温发展。球罐与常用的圆筒形容器相比具有以下特点: (1) 球罐的表面积最小。 (2) 球罐壳板承载能力比圆筒形容器大一倍, 即在相同直径、相同压力下采用相同钢板时, 球罐的板厚只需圆筒形容器板厚的一半。 (3) 球罐还有基础简单、受风面小、外观漂亮等特点。

1 球罐概况

我市某钢铁公司650m3氮气球罐在定期检验中, 内壁发现表面裂纹共3处, 其中单个裂纹最长28mm, 最深5mm。球罐技术参数如下, 球罐裂纹统计见表1。

氮气球罐技术参数

制造日期:2008.10投用日期2008.12操作介质:氮气。

容积:650m3设计压力:3.15 MPa;

设计温度:50℃;材料:16Mn R;

壁厚:56mm;直径:10700 mm;

腐蚀余量:1.0 mm结构形式:混合式

检测方法:交叉磁轭, 荧光磁粉、内表面比例100%

2 进一步检查

根据《容检规》规定1、检测中发现裂纹, 检验人员应当扩大表面无损检测的比例或者区域, 以便发现可能存在的其他缺陷;2、检验时发现焊缝表面裂纹, 认为需要进行焊缝埋藏缺陷检测的部位;进行扩大检验项目。

2.1 硬度测定

对内表面对接接头进行硬度测定, 测点包括母材、焊缝及热影区其硬度值地HB142-200之间, 裂纹处硬度值在HB150-198之间, 未见异常。

2.2 超声 (UT) 检测

对发现裂纹处丁字口外表面三个方向各1000mm进行检测, 未见异常。

3 导致裂纹的因素分析

经过对该罐档案资料、球罐的运行记录和裂纹性状的分析, 认为该球罐为氮气球罐, 无应力腐蚀问题。硬度、UT检测均正常。且使用期间无超温超压等异常情况发生。安全附件均经校验后正常使用。由于裂纹出现三条, 无出现在丁字口焊缝附近的热影响区。故该罐裂纹产生的主要原因应来自组焊安装过程中, 理由如下:

(1) 该球罐为冬季野外安装受天气影响大。焊接多采用手工焊施工环境复杂未严格控制焊前预热和后热的温度使得冷却速度快而产生硬脆组织由于拘束应力大从而产生裂纹。

(2) 球壳板组对时产生的拘束力。球罐在组装过程中, 在上极板、下极板、环缝组装时为保证组对间隙, 需对个别板块进行调整, 难免存在强行组对的情况。

4 消除表面裂纹

首先应制定打磨方案, 对三个表面裂纹进行打磨。在打磨的过程中, 边打磨边做磁粉检测, 看是否把裂纹消除掉, 直到把裂纹打磨掉, 打磨时, 打磨的倾斜度至少为3:1, 四周应圆滑过渡。然后, 测量打磨过的剩余壁厚和打磨深度, 测得两处的剩余壁厚分别为51.5 mm、53.4mm、51.3mm, 打磨深度分别为5 mm、3mm, 4 mm、因为此球罐的壁厚腐蚀余量为1.0 mm, 因此应对打磨过的凹坑进行无量纲计算, 看凹坑是否在允许范围内。

5 无量纲计算

进行无量纲参数计算的凹坑应当满足如下条件:

(1) T/R=51.5-1/5378=0.009<0.10

(2) 5<T/3=16.8mm>12mm.

最大凹坑满足条件, 因此, 可以进行如下无量纲计算:

计算最大1#凹坑

因此最大1#凹坑在允许范围内, 另二处小凹坑也应在允许范围内, 故三处凹坑不需要进行补焊。

6 评级与管理要求

(1) 适当缩短下次定期检验周期为3年。

(2) 使用过程中应严禁超温、超压情况发生, 保证安全运行。

参考文献

[1]马朝阳, 宋鸣.16Mn R液化石油气球罐失效分析及修复[J].石油化工设备, 2006, 35 (06) :92-94.

[2]TSG R0004-2009, 固定式压力容器安全技术监察规程.

[3]GB150-2011, 钢制压力容器.

表面裂纹第5篇

关键词：轴承,裂纹,奇异单元,应力强度因子

1 引言

滚动轴承是机车车辆及其他旋转构件的重要支承,具有接触面积小、应力相对集中等特点。在列车运行中经过应力的反复作用,轴承很容易产生表面裂纹,随着裂纹的加深轴承失效,从而导致整个轴箱装置发生故障,影响机车正常运行。应力强度因子是表征裂纹扩展能力的物理量,裂纹的静止、平衡或扩展,都与裂纹尖端附近的应力强度因子有直接关系。所以对轴承进行裂纹强度因子计算,对轴承的可靠性预算尤为重要。

2 应力强度因子理论计算

参量KⅠ、KⅡ、KⅢ分别表示Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型裂纹尖端应力场强度因子,简称应力强度因子。它控制了裂纹尖端的应力、应变场,是表示裂纹尖端场强的大小。在工程构件内Ⅰ型裂纹是最危险的,从安全角度考虑,常常把裂纹作为Ⅰ型裂纹处理。对于裂纹前沿任一点A,如图1,其坐标r、θ为确定值,一般应力强度因子可写成如下形式:

式中,σ-名义应力(裂纹位置上按无裂纹计算的应力);a-椭圆裂纹的长半轴;α-形状系数(与裂纹位置、尺寸等有关,可查表得出)。

由式中可以可以看出,应力强度因子由应力大小和裂纹形状所决定,对于一定形状的裂纹,应力强度因子大小与所受应力成线性关系。

对于有限厚度的板含有表面半椭圆裂纹的情况,此时裂纹深度a与板厚W之比不是很小,需要考虑后表面对裂纹前缘应力场的影响。工程上作为近似计算常将应力强度因子的计算公式写为:

3 ANSYS裂纹前沿单元的建立

利用有限元分析三维裂纹问题时,由于应力与半径的平方根成反比,因此在距离裂纹前沿无限接近处会产生应力和应变场的奇异。因为常规单元的位移模式不能反映尖端位移处的奇异性,即使使用很密的网格,不但达不到足够的精度而且还会使计算量大增,因此为了保证结果收敛,获得应变中的单值性,裂纹前沿的单元应该采用中节点位于四分之一处的二次单元,这种单元称为奇异单元,也叫四分之一单元,如图2。在分析裂纹时,裂纹前沿单元采用solid95单元,裂纹前沿单元如图3。远离裂纹前沿的单元分析均与普通的三维力学问题类似,这样既能节省计算资源又能使结果收敛。

4 实例计算

4.1 模型建立

本文采用152726QT铁路用滚动轴承外部尺寸进行分析,具体尺寸见表1。

轴承采用特殊处理的GCr15轴承钢制造,弹性模量为2.079×105N/mm2,泊松比为0.3。由Hertz理论可知,轴承上半圈不受力,为了减少计算量只对下半圈进行分析。为了方便对实体模型划分网格和创建接触对,先建立1/14模型,然后在柱坐标下复制成下半圈实体模型。对轴承静力学分析可知轴承最大应力发生在轴承滚子最底端滚子表面下[4],所以在轴承最底端滚子表面剪掉一圆弧状小体作为裂纹,为了比较分析结果,这里分别建立长度为1mm、2mm、3mm的表面裂纹进行分析。由于裂纹尖端应力与应力场的奇异性,故在ANSYS分析时,采用手工生成节点,然后组装成solid45单元并且每30°安排一个单元,然后在命令窗口输入命令流,将裂纹尖端的单元转化为奇异的solid95单元。对生成的solid95单元围绕裂纹前沿进行复制,使裂纹前沿被solid95单元包围,建成后的裂纹前沿单元如图4。在裂纹前沿单元附近用扫掠的方式进行单元之间的过渡,过渡元的范围为裂纹长度的0.02倍,远离裂纹前沿的单元采用solid45单元。对轴承内圈、外圈、除含裂纹外的滚子采用solid45单元,用扫掠划分法进行离散,并且对滚子在和轴承内外圈接触线处网格细化。利用接触向导以轴承内圈外表面和外圈内表面为目标面,滚子表面为接触面建立接触对。为了减小计算量仅选取滚子与外圈和内圈接触线左右5°内的面建立接触对,共建立14对接触对。

4.2 轴承加载与约束

在实际中,轴承是固定在轴承座上,所以将轴承的外表面进行全约束;为了保证滚子在受力过程中不发生滑动,在总体柱坐标下对滚子进行z方向和y方向的位移约束。轴承的实际受力是沿轴承内径的正弦函数分布的,所以用公式编辑器编辑正弦函数并在柱坐标下施加在内壁节点上,其中ψ为节点与y轴的夹角,X、Y分别为该节点在x轴和y轴的坐标。分别取F为100N、200N、300N,通过ANSYS后处理计算等效径向载荷为69.1k N、138.2k N、207.3k N。选取裂纹前沿的节点作为路径,沿裂纹尖端方向每隔30°计算一次应力强度因子,以求得裂纹在不同圆弧角所对应的应力强度因子的大小。

4.3 结果分析

通过图7、图8、图9可以看出当裂纹随着深度的增加应力强度因子也随着增加,当圆弧角为90°时也就是在裂纹最深处应力强度因子最大,表明在裂纹在最深处具有最大的扩展趋势;当裂纹离表面很近的时候应力强度因子变化不大,随着裂纹深度的增加裂纹应力强度因子迅速增加,并且裂纹长度越长这个变化趋势越大。图10是对裂纹深度为2mm时理论计算结果和有限元计算结果比较,经过计算比较理论计算与有限元分析结果有7%的差距,结果相近,造成差距的原因为计算路径不同而导致结果有一定的波动。

5 结论

由于采用的计算方法和计算路径选择不同在计算应力强度因子时会在很小范围内波动,结果显示裂纹在最深处应力强度因子最大,最容易向裂纹深处扩展。当裂纹深度为2mm时与理论计算结果相近。

参考文献

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[2]祝效华,余志祥.ANSYS高级工程有限元分析范例精选[M].北京:电子工业出版社,2004:411-421.

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[4]马兴国,孙雪.基于ANSYS的滚针轴承的有限元分析[J].中国工程机械学报,2008,6(3):330-333.

凸轮表面磨削裂纹的产生及预防措施第6篇

加工凸轮时, 沿凸轮轴工作时的旋转方向进行磨削 (图1) 。产生的磨削热传给磨屑的数量较少, 一般约为4%, 传给砂轮的热量为12%左右, 而84%左右的热量将传入工件。由于在很短时间内有大量热传给工件, 其受热面积又很小, 故热量相当集中, 以致磨削区温度可达800～1 000℃或更高。磨削过程中, 凸轮表面温度急剧上升后又迅速下降, 导致凸轮表层急剧热胀冷缩, 因而产生较大的残余应力。当残余拉应力超过凸轮的强度极限时, 凸轮表面就会产生裂纹。

磨削中产生的各种磨削热使凸轮处在过热之中。过热会使凸轮表面发生金相组织转变, 而凸轮表面金相组织的转变是产生磨削裂纹的主要原因。

2 措施分析

2.1 合理选择磨削用量

选择合理的磨削深度ap, 提高砂轮的速度实现高速磨削, 相应地提高工件转速, 可以减少磨削热的传递, 因此能减少或避免磨削裂纹。

2.2 提高冷却效果

采用高压大流量冷却, 在砂轮上安装如图2所示的带有空气挡板的冷却液喷嘴, 以使冷却液能顺利地喷注到磨削区。

利用砂轮的孔隙实现内冷却。可采用如图3所示的内冷却方式, 使冷却液直接与处在磨削区内正在加工的工件表面接触, 从而起到有效冷却的作用。

2.3 合理选择砂轮并适当修整

考虑到实际加工条件和生产需要, 在粗磨凸轮时选用白刚玉磨料砂轮, 在精磨凸轮时选用立方氮化硼磨料砂轮。为了防止凸轮裂纹产生, 采用有一定弹性的粘接剂, 磨削时磨粒受到大磨削力时可以弹让, 使磨削深度减少, 从而磨削力减小, 相应地磨削热也减少。磨削中注意勤于修整砂轮。如果磨粒的切削刃足够锋利, 磨削力会下降, 功率消耗也会减少, 从而磨削区的温度必然会相应下降。

3 结束语

磨削中出现的各种缺陷, 是由于各方面因素的影响而产生的, 诸如砂轮、磨削用量、工件材料、操作工艺等。而本文所涉及的凸轮表面磨削裂纹的产生, 归根结底, 是由于在磨削加工时产生的磨削热使凸轮表面产生过高的温度, 导致凸轮表面层的金相组织发生变化, 产生残余拉应力, 当残余拉应力超过凸轮的强度极限时就产生了裂纹。因此, 减小残余拉应力、防止凸轮表面产生裂纹的主要办法是减少磨削热的产生和加速热量的传散。

表面裂纹第7篇

通过对材料预制初始裂纹, 根据不同大小的作用载荷, 利用有限元软件ABAQUS模拟计算了表面半椭圆裂纹的应力强度因子, 并和经验公式计算的应力强度因子值进行比较, 说明了有限元软件ABAQUS计算应力强度因子的精确性和可靠性, 为计算复杂载荷下不规则裂纹应力强度因子提供了思路。

1 断裂理论

1.1 应力强度因子

应力强度因子是裂纹端部区域的应力、应变场的公共因子, 表征了应力、应变场的强弱程度, 其与裂纹体材料、几何形状及其尺寸有关;而临界应力强度因子是反映材料抗断裂能力的一个性能指标, 把它称为断裂韧性。线弹性断裂力学建立的断裂判据:当裂纹尖端应力强度因子K达到该种材料的断裂韧性Kcr, 裂纹就会出现失稳扩展而导致破坏, 即:

K≤Kcr (1)

对于构件表面上的一些裂纹, 可以看作是无限体中的表面裂纹来处理, 对于一些较深的表面裂纹将它们处理为有限体中的表面裂纹, 如图1所示, 构件表面半椭圆裂纹上任意点的应力强度因子为:

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正系数以及塑性区修正系数, E (k) 为第二类椭圆积分, 是与长短轴比例a/c相关的量, 其值见表1。

由上面的计算公式看出, 在裂纹最深处 (θ=90) , 应力强度因子K有最大值, 处于危险部位, 最容易发生裂纹失稳扩展。

2 数值模拟

压力容器上存在的裂纹大都是表面裂纹, 而且裂纹尺寸远小于其结构曲率半径, 因此可以将压力容器上的裂纹问题等效为表面含半椭圆裂纹的平板受拉问题, 如图1所示。

某压力容器的环向应力为147MPa, 轴向应力为83.3MPa, 表面存在半椭圆裂纹, 椭圆长半轴为c=10mm, 短半轴为a=4mm。下面以这个裂纹为例来说明ABAQUS计算表面半椭圆裂纹应力强度因子时的准确性和可靠性。首先对压力容器进行受力分析, 有材料力学可知, 压力容器在内压作用下一般都产生环向应力σ1和轴向应力σ2, 其应力表达式为:

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undefined (4)

式中:P为压力容器承受的内压, D为压力容器直径, δ为压力容器壁厚。

通过应力表达式看出, 压力容器中环向应力为最大主应力, 因此以环向应力为载荷分析裂纹端部应力强度因子值。下面是在有限元软件ABAQUS计算表面半椭圆裂纹应力强度因子的过程。

2.1 表面半椭圆裂纹几何模型

在ABAQUS中建立含裂纹的几何模型如图2所示, 由于含裂纹的平板模型具有对称型, 因此在ABAQUS中建立了1/4表面含半椭圆裂纹的几何模型, 几何模型包含裂纹部分和非裂纹部分。

2.2 有限元网格

划分网格是有限元模型的一个重要环节, 所划分的网格对计算精度和计算规模有着直接影响。考虑到裂纹端部应力值具有奇异性, 为了模拟这种奇异性, 裂纹部分采用20节点等参退化奇异单元, 用1/4节点来代替裂纹端部节点, 以适应该处的应力奇异性。预定义裂纹并设置裂纹扩展方向为裂纹面法线方向, 如图3、4所示。

2.3 边界条件与载荷

由于原裂纹体几何模型具有对称性, 因此在1/4模型的对称面上加对称边界条件, 边界条件区域如图5所示, 其中面①不包含裂纹部分, 在ABAQUS中用1, 2, 3表示图5坐标系中的x, y, z三个方向。

边界条件:

面①:SYMM (U3=UR1=UR2=0) , 对称边界条件

面②:SYMM (U1=UR2=UR3=0) , 对称边界条件

顶点③:U2=0

载荷:在与裂纹面平行的面上施加载荷为压力容器最大主应力147MPa。

2.4 计算结果

在ABAQUS中提交分析, 得到裂纹体的应力、应变云图及其应力强度因子值等结果。提取裂纹端部应力强度因子值随着θ的变化曲线并与经验公式计算曲线比较, 如图6所示。

3 结论

1) 通过有限元软件ABAQUS计算压力容器表面半椭圆裂纹的应力强度因子值, 并与经验公式计算结果进行比较, 两者最大误差在5%以内, 说明了ABAQUS在计算裂纹应力强度因子具有较高的精度和可靠性。

2) 通过曲线看出, 表面半椭圆裂纹在裂纹最深处 (θ=90°) 有最大应力强度因子值, 处于裂纹最危险部位。

3) 通过有限元软件ABAQUS模拟计算表面半椭圆裂纹应力强度因子值, 对模拟计算复杂几何中不规则裂纹的应力强度因子值提供了好的思路。

参考文献

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[5]S.Courtin, C.GardinAdvantages of the J-integral ap-proach for calculating stress intensity factors when usingthe commericial finite element software ABAQUS[J].Engineering Fracture Mechanics, 2005.

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