安全壳体范文（精选7篇）
安全壳体 第1篇
1 缺口的影响
大部分焊接缺陷, 如咬边、未焊透、气孔、夹渣和焊缝凹陷等, 都是在焊缝或焊缝附近形成缺口, 它们通常从两个方面影响壳体的安全。一方面是由于缺陷的存在, 减少了焊缝的承载截面积, 削弱了焊缝的静力拉伸强度, 严重时也会导致壳体的延性破坏。这种影响的严重程度主要取决于缺陷截面积的大小, 可以直接计算, 比较容易估计和评价。另一方面, 也是主要的方面, 是由于陷口的存在改变了缺口周围的受力条件, 不利于材料的塑性变形, 使之趋于和处于脆性状态, 同时还引起缺口根部的应力集中, 易于产生裂纹和使裂纹扩展, 导致壳体的脆性破裂、疲劳破裂或应力腐蚀破裂。
构件由于存在缺口而引起应力的不均匀分布, 其严重程度常用应力集中系数来表示, 它等于截面上最大应力与平均应力之比。实验证明, 应力集中系数的大小取决于缺口的尖锐程度。缺口越尖锐, 即缺口根部的曲率半径越小, 应力分布越不均匀, 应力集中系数越大, 越容易引起脆性的破坏。
估计和评价谋一类缺口对壳体安全可以产生的影响, 除要考虑缺陷的大小及尖锐程度外, 也要考虑壳体的制造材料和使用条件可能导致的破坏形式。就缺陷本身而言, 上述带有缺口的各类焊接缺陷对壳体安全可能产生的影响并不相同。
焊缝凹陷。严重时会削弱焊缝的静载强度, 但作为一种缺口, 通常是平缓过度, 即根部的曲率半径较大, 不会引起严重的应力集中。
气孔和夹渣。一般属于体积型缺陷, 可以减弱焊缝的承载截面积。但一些实验资料表明, 气孔率不大于7%可以忽略其对焊缝静力强度的影响。而由于气体和夹渣引起的应力集中, 对焊缝的疲劳强度有较明显的影响, 气孔率超过3%, 疲劳强度将下降50%左右。
对接焊缝的未焊透。在焊缝中形成明显的缺口, 产生较为严重的应力集中。有试验数据表明, 未焊透厚度不超过焊件全厚度20%时, 应力集中系数保持为一常数, 其值约为4~5;未焊透厚度超过焊件全厚度20%较多时, 应力集中系数随未焊透厚度的增加而增大, 一者成线性关系。所以, 未焊透往往是脆性破裂和疲劳破裂的根源。
咬边, 咬边是一种比较尖锐的缺口, 根部应力集中比较严重, 应力集中系数常可以大于3, 是仅次于裂纹的一种脆裂的根源。
焊接裂纹。可以视作最尖锐的一种缺口, 它的根部曲率半径接近于零。壳体的脆性破裂事故有很多是由于焊接裂纹引起的。裂纹还会加剧疲劳破坏和应力腐蚀破坏, 所以裂纹是焊接缺陷中最为严重的一种缺陷, 也是锅炉和压力容器中最危险的一种缺陷。
2 几何形状不连续的影响
壳体几何形状的不连续, 如表面凹凸不平, 截面不圆和接缝角变形等, 当壳体承受压力时会在壳体内形成附加弯曲应力和剪应力, 导致局部应力过高。
几何形状的不连续引起的附加应力的大小, 取决于不连续处的过渡情况。尺寸和形状的突然变化可以引起很大的附加应力, 如果变化十分缓和, 则附加应力相应较小。
截面不圆是筒节与筒节、筒节与封头接缝形成错边的原因之一。除此之外, 不圆的筒体承受内压时, 由于它的“趋圆”变形, 在筒体内要产生周向附加弯曲应力。最大的周向弯曲应力产生在长径部位, 其值可以按下式近似计算:
σb= (3/4) P× (D/δ) 2× (Dmax-Dmin) /D式中:σb-由于筒体截面不圆产生的最大周向弯曲应力, MPa;筒体承受的内压, ;
P-筒体承受的内压, MPa;
D-筒体平均直径, mm;
Dmax-不圆截面上的最大值径, mm;
Dmin-不圆截面上的最小值径, mm;
δ-壁厚, mm。
可以看出, 如果截面不圆度过大, 承受内压圆筒内的附加弯曲应力是不容忽视的。对于受外压的圆筒, 截面不圆会降低其临界压力, 严重时会由此失去稳定性而被压瘪。
表面局部凹陷和凸出所产生的影响, 其严重程度决定于凹陷 (或凸出) 的大小和深度。一般说来, 直径越大深度越小, 几何形状的变化就越平缓, 对安全的影响也越小。在加工成形中所产生的凹凸不平, 一般都是比较缓和的。
焊缝过份加强 (凸起) 也会造成局部结构的不连续, 引起局部附加应力。这种缺陷往往不被人们注意。它虽不会影响焊缝的静力强度, 但却显著降低构件的疲劳强度。
接缝错边一般都在焊接时用熔注金属填补过渡 (如果未焊补过渡则应视作缺口) , 但其形状的变化仍然是比较明显的, 这种缺陷和接缝角变形都是在几何形状不连续中影响最大的缺陷。对于频繁启动和反复变载的壳体, 错边和角变形主要降低它的疲劳强度, 缩短疲劳寿命。严重的错边和角变形也可以直接造成壳体断裂事故。
3 残余应力的影响
在壳体经受焊接和冷加工 (压制、弯卷) 之后, 常常在壳体内残留有一部份内应力。即制造中或制成后的壳体在没有承受压力的情况下, 一部分壳壁即处于有应力的状态中。这种残余应力有时可能很大, 特别是焊接残余应力, 在个别情况下, 甚至可以接近或达到材料的屈服点。残余应力不是壳体上的机械缺陷, 但它常是导致缺陷的基本因素, 它的存在同机械缺陷一样, 对壳体安全有十分不利的影响。
焊接残余应力的产生, 是因为金属熔焊时, 焊缝的熔注金属是在熔融的状态下填充在焊件的接缝中的, 当焊缝及其周围的母材冷却时, 这些熔注的金属就要收缩, 但它以受到刚性焊件的限制, 因而焊缝金属沿长度方向即受到拉力, 这就是残余应力。焊接残余应力的大小取决于焊件对焊缝收缩变形的约束程度。焊件越厚, 刚性越大, 焊后残余应力越大, 应力状态也越复杂。冷加工产生的残余应力则与加工变形的程度有关, 冷加工变形越大, 残余应力也越越大。
残余应力有时可以大到使壳体产生裂纹或使裂纹扩展的程度。如果所使用材料的韧性较差, 就会在没有外力的作用下使壳体自行破裂, 或者使壳体产生裂纹, 然后在承受压力时产生破裂。留存在壳体内的残余应力即使不至于产生裂纹, 也会在壳体承压后增大壳壁内的应力水平, 加剧壳体的疲劳破坏和应力腐蚀破坏。
摘要：本文将压力容器壳体制造过程中所产生的主要缺陷归结为缺口、几何形状不连续及残余应力三类, 并介绍了这些主要缺陷的特性和对壳体安全的影响。
安全壳体 第2篇
文章介绍了一台FH35-35/70环形防喷器壳体内部缺陷定量定性检测方法。采用声发射检测技术首先判定防喷器内部缺陷的动态情况, 对可疑区用金属磁记忆检测 (MMM) 技术进行应力集中检测 (检测深埋缺陷和应力集中区域) , 初步确定缺陷位置及尺寸;再次, 对MMM检测出的应力集中区采用常规无损检测技术磁粉探伤 (MT) 进行复查;最后, 通过UT检测技术对缺陷进行定量定性判定检测。
2 防喷器进行检测的背景
某油田的防喷器驻场监造, 在2009年7月发现一套FH35-35/70环形防喷器主通径孔有裂纹, 现场监理立刻要求制造方对该防喷器进行整改。制造方采用一定修复工艺将缺陷处理后, 将防喷器组装后投入到现场使用。该环形防喷器投入到现场后, 在例行的安全维护保养和安全检查中, 要求进行严格的探伤检测。检测人员核查该防喷器的使用过程, 制订了一套系统的检测方案, 目标是: (1) 检查该防喷器壳体缺陷是否存在; (2) 该防喷器目前的承载能力; (3) 如果存在缺陷, 则要对缺陷进行定性、定量。
3 防喷器缺陷定性定量检测
油田公司对该防喷器流道孔进行探伤, 其方法工艺为:清洗防喷器流道孔———清除流道孔表面油污, 露出金属表面———采用磁粉探伤 (荧光磁粉) 对防喷器流道孔整体进行探伤———出具检测报告。
2010年7月油田公司对防喷器流道孔进行MT探伤, 并未检测出流道孔存在缺陷。
针对该防喷器, 制订相应的检测方案, 确保对该防喷器壳体进行有效的评估检测。制订的检测工艺如下图1所示。
为检测防喷器的承载能力, 及时发现防喷器内部缺陷的动态情况, 2010年7月, 对该防喷器首次进行壳体声发射检测。
3.1 防喷器壳体声发射检测
环形样品正立, 胶芯封31/2〃钻具, 关闭液控压力10.5MPa, 样品升压至35MPa, 稳压15min, 无可见渗漏, 压降0.2 MPa。在关闭试验时, 进行声发射检测, 声发射检测共布置8个测点, 分2组阵列;检测的部位为防喷器壳体部分。
环形防喷器声发射检测严格按照标准进行, 检测结果评价魏E级【不合格】。防喷器在额定工作压力35MPa下, 稳压期间产生大量声发射信号, 信号峰值幅度在60dB-80dB之间, 信号能量值大、持续时间长, 振铃计数随时间变化快速。且信号均集中在防喷器中部。经分析, 判断防喷器声发射信号来自壳体中部, 由于环形防喷器结构相对复杂, 信号传输距离相对较远, 所以信号峰值幅度等参数有一定变化;由于防喷器背景特殊, 分析为声发射信号来至防喷器流道孔。为判断防喷器流道孔是否存在表面活动缺陷, 采取对防喷器流道孔进行MT探伤。
3.2 防喷器流道孔MT探伤
为保证MT探伤精度, 采用荧光磁粉。MT检测结果, 未发现防喷器流道孔表面及近表面存在磁痕显示。
3.3 防喷器流道孔MMM检测
在MT探伤过后, 进一步对流道孔应力集中部位及近表面缺陷进行快速探伤, 使用应力集中检测技术进行快速普查。
采用俄罗斯动力诊断公司生产的TSC-2M-8通道金属磁测量仪对防喷器流道孔进行快速探伤, 发现流道孔内部存在3处非常明显的应力集中区域。
环形防喷器壳体MMM检测结果:发现环形防喷器壳体流道孔存在3处明显应力集中区域, 应力集中区域K值为74A/m2、47A/m2、56A/m2, 均明显超过K=10A/m2的判定线。MMM检测结果, 圈定设备存在缺陷的具体位置, 通过分析讨论决定对应力集中区域进行超声波检测。
3.4 防喷器流道孔UT检测
运用超声波检测技术, 对MMM检测处的3处应力集中区域进行复查。
所选择超声波探伤设备:CTS2200, 探头型号:2.5P10。
环形防喷器流道孔颈部厚度105mm, 在应力集中区域进行超声波检查, 发现3处缺陷: (1) 长度140mm, 深度24mm; (2) 长度50mm, 深度24mm; (3) 长度60mm, 深度24mm;
对MMM应力集中区域进行复查, 检测出防喷器壳体深埋的3处缺陷。
4 结论
通过对文章列举的环形防喷器缺陷定性定量检测, 得出以下结论: (1) 声发射检测技术可以有效监测防喷器内部缺陷动态情况; (2) 运用磁粉探伤手段, 对防喷器壳体内部深埋缺陷不能有效的进行检测; (3) 运用金属磁记忆检测技术可以快速有效的检测防喷器壳体的应力集中区域及壳体深埋缺陷。
参考文献
[1]张俊哲.无损检测技术及其应用[M].北京:科学出版社, 1993:135-146.
[2]袁振明, 马羽宽, 何泽云.声发射技术及其应用[M].北京:机械工业出版社, 1985:21-35.
安全壳体 第3篇
关键词：隧洞塌方,注浆,安全壳体,应力,简易估算
1 概述
云南某水电站所在河流全长94km, 年平均流量62m3/s。水电站主要以发电为主, 工程规模为中型, 工程等别为Ⅲ等;枢纽建筑物主要由混凝土面板堆石坝、岸边式溢洪道、泄洪排沙兼导流洞、水道系统、地面厂房等部分组成。面板堆石坝最大坝高79.0m。水道系统由岸塔式进水口、左岸引水隧洞、跨江管桥、右岸引水隧洞、调压井和高压管道等组成。
电站厂房位于右岸。引水隧洞进水口位于左岸, 引水隧洞长度约4.0km, 开挖洞径6.0~6.5m;引水隧洞在桩号2+170.9m~2+235.3m, 通过架设长度约64m的跨江管桥, 由左岸进入右岸。
本工程地质较差, 开挖过程中发生过厂房边坡大塌方, 洞内施工曾有小范围塌方。工程投产后, 在非混凝土衬砌洞段发生了较大塌方。在塌方处理过程中, 确保塌方处理方案安全可行, 做到心中有数, 是重中之重。
2 塌方体简况
引水隧洞靠近厂房地段的岩石, 为白垩系下统景星组下段K1j1 (sn) 石英砂岩夹砂质泥岩及泥质粉砂岩, 岩体为厚层~巨厚层, 产状为NW330°SW∠28°。砂质泥岩、泥质粉砂岩厚0.3~3.0m。
2013年12月底两台机组投产发电。2014年9月, 发现机组运行异常, 经停机放空引水隧洞检查, 发现桩号3+212m~3+227m处出现较大塌方, 预估塌方量约7000m3。
经清理, 初步判断塌方体长15m, 上游端通过钻孔实测拱顶塌方体高度约3m, 顶部空腔高度12m, 下游预估拱顶塌方体高度约10m, 顶部空腔高度不明, 灌浆施工中在下游端钻孔探明拱顶塌方体高度约7m, 顶部空腔高度也约为12m。
3 塌方处理方案
2015年1月, 经业主组织专家研究讨论, 设计决定采用锚索钻机, 钻设6m长小导管形成管棚, 注浆固结塌方体, 在拱顶形成高度为5m的安全壳体, 待安全壳体自稳后, 按0.5m进尺开挖, 并采用工字钢拱架跟进支护。考虑塌方体离下游原2#支洞距离约350m, 离上游跨江管桥约1000m, 故将原2#支洞混凝土堵头爆破拆除, 从塌方体下游侧进行掘进及支护施工。
4 注浆安全壳体的应力估算
设计方案中, 设计仅明确拱顶安全壳体的设计厚度为5m以上, 对开挖掘进的条件只说是“注浆胶结体自稳后”, 未明确开挖时的设计壳体强度, 也未明确允许开挖掘进时的龄期。作为施工方, 缺乏精确计算手段, 为此笔者对注浆安全壳体的应力进行了简易估算, 并对壳体材料的强度进行估算, 以粗估注浆安全壳体的待凝龄期要求, 确保掘进安全。
4.1 壳体上部堆碴最大高度的估算
(1) 在未探明塌方体空腔高度和堆渣高度时, 按最不利情况进行注浆安全壳体上部堆碴高度的估算。
(2) 考虑该处洞顶上方山体高度约180m, 未能发生塌方冒顶, 洞顶上方残余高度应大于风化层厚度, 从厂房边坡开挖时的揭露边坡看, 风化层厚度大于40m。
(3) 塌方体长度为15m, 预估宽度约为6m, 假定坍塌后的上部岩体稳定边坡为1∶0.5, 预估塌方量约7000m3, 则按近似的圆锥体计算, 预估塌落空腔高度约为40m。
(4) 最大堆碴高度预估为100m。
(5) 核算高度分别取最大风险高度100m和预测高度10m两种。
4.2 壳体剪力的估算
4.2.1 简易估算方法
(1) 堆碴和注浆安全壳体的计算横断面以隧洞竖轴为中轴, 底部水平宽取隧洞水平宽度, 左右两侧分别以1∶0.5稳定边坡为边界, 上下边界均为圆弧形;纵向计算厚度为1延米;
(2) 堆碴和注浆安全壳体的平均容重均取2.5t/m3。
(3) 对堆碴和左右两侧1∶0.5稳定边坡的接触面, 取堆碴和边坡的f′=0.5, 并取c′=0进行估算, 取c′=0.01MPa进行复核。
(4) 对左右两侧的堆碴和边坡接触面, 估算堆碴和注浆安全壳体自重在接触面上产生的摩阻力, 从而估算竖直向上的摩阻力。
(5) 取注浆安全壳体正中, 考虑注浆壳体尚未达到成拱龄期因素, 直接以剪力除以壳体正中每延米的纵剖面面积, 即除以壳体横向厚度5m, 估算剪应力, 作为参考。
(6) 考察半边拱, 计算单侧的注浆安全壳体和上部堆碴自重, 估算在注浆安全壳体正中剖面上产生的摩阻力, 注浆安全壳体正中剖面的f′=0.7, c′=0.3MPa。
(7) 计算扣减注浆安全壳体正中剖面摩阻力后的剪力, 除以壳体横向厚度5m, 估算剪应力。
(8) 抗压强度按抗剪强度的10倍计。
4.2.2 应力估算结果
(1) 按最大风险高度100m计算时, 不考虑成拱条件, 剪应力估算为2.2MPa, 考虑成拱条件, 剪应力估算为1.5MPa, 所需的注浆安全壳体抗压强度需15MPa。
(2) 按预估高度10m计算时, 考虑成拱条件, 注浆安全壳体c′=0.2MPa;剪应力为零, 可以自稳, 所需的注浆安全壳体抗压强度需2MPa。
5 注浆安全壳体的强度估算
(1) 根据笔者对福州台江地下停车场SMW桩水泥土搅拌桩的实测强度的调研, 该工程水泥土无侧限设计强度为1.2MPa, 当土质以粉砂为主时, 实测强度可达5~6MPa。从洞口弃碴场看, 塌方体中虽含有泥质, 但仍以砂石为主, 28d强度应可达5MPa。
(2) 注浆安全壳体虽像水泥土搅拌桩一样, 深埋塌方体渣土中, 强度上升慢, 但7d强度上升到28d强度的50%, 应可保证。
(3) 注浆导管形成的管棚和开挖中的型钢支护, 可提供一定的安全裕度。
6 注浆安全壳体的注浆质量检验方法
(1) 在安全壳体的钻孔注浆施工中, 进行过程监视的同时, 笔者建议, 在注浆形成壳体, 通过在注浆孔间钻设检查孔, 检查安全壳体的横向厚度是否达到设计厚度5m;塌方体掘进前, 施工现场通过上游往下游钻孔压水, 确认安全壳体厚度达到设计要求。
(2) 为验证注浆安全壳体的3d强度或7d强度能否达到2MPa, 可另外拌制一个强度2MPa的简易试样。测定锚索钻机钻孔成孔速度, 在注浆安全壳体形成3d或7d后, 对原注浆孔进行套孔重打, 比较套孔重打成孔速度与简易试样的钻孔成孔速度差异, 大致判断注浆安全壳体强度情况。塌方体掘进前, 施工现场通过风镐试挖, 初步推断注浆体可达到预期强度。
7 结语
壳体简史 第4篇
人类在与自然的和谐共处中, 逐渐认识到利用各种不同形式的结构可以承受各种不同的载荷, 或是跨越一定跨度的空间距离.人们首先认识到索和梁可以承载载荷, 逐渐又发现了柱, 桁架, 拱和其他结构形式, 相应的理论也逐步建立起来.
由于人类对于工业的要求, 已有的结构形式不能满足大跨度, 重载荷等方面的要求.解决这些问题的一个途径就是利用结构的空间形式和性能.壳体结构就是其中一种优越的空间结构形式[1,2,3,4,5].
壳体的曲面特点具有十分优越的力学性能, 如果设计得合理可以以较小的厚度承担起相当大的载荷.在这方面它比平板要优越得多, 其所提供给设计者的优越性大致可以与拱代梁相似.壳体的这种性质使它可以用来制造很轻而又有足够强度的结构物, 并使这类结构广泛应用于飞机制造, 船舶制造和钢筋混凝土结构的建造中.壳体成为以重量小承载大结构的一种最佳选择形式.
现代把壳体作为承重结构主要归功于1900年开始的预应力混凝土技术, 经过1900∼1925年结构理论的发展积累, 在德国出现了由Baursfield和Franz Dischinger (图1) (他是我国著名力学家张维先生的老师) 设计的Zeiss--Dywidag薄壳结构.这个时期也是壳体结构数学理论走向技术或应用理论的发展.可以这样说, 薄壳结构大规模的应用首先是从德国开始的[1].
1 壳体理论的发展
弹性力学中所谓的“壳体”是指两个曲面所包住的薄型物体, 其曲面间的厚度较物体其他尺寸要小的多, 生活中可以把壳体看做为弯曲的板.距两表面等距点的轨迹称作“壳体的中面”.在中面上任意点作垂线, 垂线被曲面所截割的一段长度被定义为壳的“厚度”.一般来说厚度可以是变量, 等厚度的壳体在实际中最常见.中面、厚度及边线合起来完全决定了壳体的几何形状.作为弹性力学的一个分支, 壳体理论的任务就是研究壳体在已知载荷作用之下的变形[2,4].
经典平板理论有两种解决问题的主要办法:第1种方法是A.Cauchy和S.Poisson提出的, 第2种方法是K.Kirchhoff (图2) 提出的.A.Cauchy和S.Poisson的方法的基础是把板的所有位移和应力展成z (从板中面到点的距离) 的级数.在这种级数中保留尽可能少的项, 就可得Sophie Germain方程 (她受到德国Gauss的影响) , 保留较多的项就能随之得到较精确的平板理论.最后若在级数中保留无穷大项, 就会得到精确解.A.Cauchy和S.Poisson的方法是平板理论的一般方法[2,3,4,5].
Kirchhoff所提出的平板理论由于物理概念明确, 很快就得到了公认并一直使用.Kirchhoff采用了类似直梁理论中的一些假定, 他的假定可归纳为下列几点: (1) 变形前垂直于中面的直线在变形后还是直的, 并与挠曲了的中面垂直, 而且其长度不变. (2) 平行于中面的面面上的法向应力与其他应力相比较可以忽略[2,3,4,5].
Kirchhoff提出的板模型比A.Cauchy和S.Poisson的优越, 因它有更大的直观性和明确的物理概念:理论的基础是一种简化, 这种简化具有明确的物理意义, 并且十分明显的继承了为实验所验证的弯曲理论.引进了内力和内矩的概念使平板理论和梁的理论更加接近, 并且最后明确了平板的边界条件问题[4,5].
Navier研究了旋转薄膜壳体问题.1833年Lam´e和Clapeyron计算了球壳在内压和外压下的应力和变形问题.Lam´e于1854年又完成了在任意分布载荷下的球壳变形.以Kirchhoff的假定为基础的壳体静力和动力理论最早由Hermann Aron (1845∼1913) 于1873年试图建立起来.不过他的推导有些不准确性, 在14年后A.Love[4]给予纠正, 并收录到他的名著“A Treatise on the Mathematical Theory of Elasticity”中, Love导出了在最后形式上与克希霍夫的平板理论相似的壳体理论.几乎在同一时期, 诺贝尔奖获得者Lord Rayleigh也独立发表了有关壳体理论的论文, 并记录在其著名著作“Theory of Sound”中.
Love壳体理论推导有缺点, 即他对待微小量前后不一致:一部分微量被保留下来, 而另一部分同样的微小量却被弃掉.在壳体理论中应如何写出内力, 力矩与中面变形之间的相互关系没有明确, 以致造成这一理论的方程在很长时间内没有标准写法.1890年Sir Horace Lamb使用新的符号改进了Love壳体有关公式使得壳体理论可以让工程师接受[4-5].
在壳体的内蕴或内禀 (Intrinsic) 理论中[6,7,8,9], 不使用位移作为未知量, 而使用度规的变化 (即中面拉伸变形) 和曲率的变化 (即弯曲变形) 作为未知量, 壳体的内禀理论和变形协调关系是Lure (1940) 完成, 同时Synge和Chein (1941∼1944) [6]也独立完成内禀理论, Synge-钱的理论更加系统和有知名度.Chein等[6,7,8,9]在微观分析中采用了一种全新的坐标系——以中面为基础的拖带坐标系 (co-moving coordinates) , 引进了中面的拉伸变形张量和弯曲变形张量共6个未知量是内禀理论的基本未知量.基本未知量满足的3个相容方程可由曲率张量满足的条件得到, 而另外3个方程是平衡微分方程, 从而形成完整的张量方程式.所提出的内禀理论适合于各种不同的坐标系及各种不同形状的薄壳和薄板问题.根据板壳特征尺度与曲率半径之比及其与相对厚度的关系, 对薄板薄壳进行详尽细致的分类.Chein[7,8,9]确定了12类薄板问题和35类薄壳问题, 均用6个方程 (3个平衡方程、3个协调方程) 加以描述, 这些方程涵盖了常见的小挠度方程以及一些已知的大挠度方程.
应当指出, 由于壳体的内蕴或内禀理论不使用位移作为未知量, 而使用度规的变化 (即中面拉伸变形) 和曲率的变化 (即弯曲变形) 作为未知量, 这对于理论分析比较有用, 但由于实际问题因为一般都要计算位移和利用边界条件, 而内禀理论就很难用度规的变化 (即中面拉伸变形) 和曲率的变化来表达边界条件, 这可能是内禀理论后来没有得到应用的一个原因.
壳体理论协调条件是由Goldenveizer (1939) [10]完成, 他第一次表达了壳体小变形的线性连续条件或称变形协调条件.非线性协调方程是由Galimov (1953) 导出, 并于1966年由Koiter改正.从微分几何的角度看, 变形协调条件本质就是变形后曲面的高斯-科达奇 (Gauss--Godazzi) 条件或者说是壳体变形的Riemann张量为零的条件.
1934年德国的Wilhelm Fl¨ugge出版了有关壳体的第一部专著“Statik und Dynamik der Schalen”[2] (壳体的静力学和动力学) .荷兰W.T.Koiter (1945) 建立了壳体的线性一致理论和非线性壳体理论, 但由于使用荷兰语发表, 到了很晚才被知道.1949年Zerna建立以位移为未知量的壳体弯曲理论, 后来他与A.E.Green合作使用张量系统导出壳体一般理论.
著名力学家, 世界第一部壳体专著的作者Fl¨ugge[2]曾说:“在连续介质力学领域中, 张量分析最精彩的应用之一是壳体一般理论.”而壳体理论的建立需要曲面的一般理论.
德国学者在完成薄壳理论方面起到关键性的作用, 主要是由于两个方面的原因.一是因为德国学者Kirchhoff物理上提出了能反映壳体变形本质的假设, 即变形前的直法线在变形后为直线.这个力学假设较好的反映了薄壳的变形本质, 极大的简化了问题的力学模型;第二个原因是壳体模型需要的微分几何已经由德国数学家构造好了.Kirchhoff的老师高斯 (Gauss) (图3) 以及高斯的学生黎曼 (Riemann) 完成了曲面理论.壳体由于是曲面, 要建立它的力学就必须首先建立曲面上的几何学, 这些数学工具都由Kirchhoff的老师高斯和同学黎曼准备好了.
壳体按几何形式可以有各种各样比较一般的旋转壳, 常用的有球壳、柱壳、锥壳、环壳和抛物旋转壳.球壳和柱壳由于其曲率是常数比较容易求解.锥壳[11,12]、抛物旋转壳[13]和环壳[14]的曲率是变的, 问题比较难处理.
2 旋转壳的研究
德国学者Hans Reissner对球形壳体计算首先取得重大的成就.H.Reissner把描述这种壳体对称变形的微分方程转化为简便的形式, 随后Blumenthal (1913) 帮助Reissner利用渐进法求解了方程.那时Hans Reissner发现了有可能用复数变换的方法降低该问题的微分方程的阶次, 把受对称载荷的球形壳体的计算归结为积分一个不超过二阶的微分方程.紧随着, 苏黎世的Eric Meissner就把上述结果成功地推广到任意形状的 (甚至变厚度的) 旋转壳体的对称变形上去[2,4,5].德国-苏黎世学派的这些结果不便于实际应用, 他们的精确解通常是用超越几何级数表示, 在当时计算超越几何级数是件非常困难的事.
旋转壳体对称变形方程 (基于忽略量级等于及高于的各项, h是壳体厚度, R是壳体特征曲率) 的近似积分方法是J.Geckeler (1926) 提出, 用叠加无矩方程解所谓“边缘效应”方程的解[2,4,5].
受非对称载荷的旋转壳体的计算比较复杂, 其中最重要的是“风型”反对称载荷.对于球形壳体, 这种问题曾在E.Schwerin (1919) 的学位论文中得到解决, 他按照自己的老师Meissner和Hans Reissner (图4) 的方法把微分方程加以变换, 力求获得在给定情况下收敛得好的超级几何级数形式的解, 发现了两个直接积分以及复数变换的可能性.Novozhilov[5]把复变量方法推广到任意形状的旋转壳体.当壳体理论方程写成复数形式时其阶数降低一倍, 复数形式的旋转壳体方程可归结为二个变量 (复数辅助函数) 的方程组.
将壳体方程化成复数形式是有条件的, 条件是: (1) 壳体中曲面的变形协调方程与壳体元素的平衡方程是完全对称的, 即存在静力-几何相似; (2) 复数变换在内力-力矩和中曲面的变形间的关系, 即本构关系具有一定形式才能进行.由于将壳体方程化成复数形式的方程应具备以上两个条件, 就使得这种方法具有一定的适用范围, 它只能用来处理等厚度环壳的弯曲问题, 它不能一般地推广到变厚度壳和各向异性壳上, 它不能用于壳体动力学问题以及壳体的稳定性问题, 在壳体的非线形理论中也没有复变量变换.就是说在一般情况下不存在静力-几何相似, 也就是说没有可能通过引入复变量将平衡方程与变形协调方程合并[2,4,5].
3 有关壳体解析理论的复变量方法[5]和位移场方法
汽车填塞的壳体城市 第5篇
每日借助汽车的我们, 感觉就像蠕动的蜗牛变成了飞奔的野兔, 它有效地延展了人的活动空间的同时, 也扩展了人的欲望和野心。讽刺的意义不言而喻:野心和欲望的手段是用汽车这种钢铁的躯壳禁锢人活动的空间来实现的。每天, 这种钢铁的躯壳将人送入叫做“高楼大厦”的壳体中。家、汽车、办公室、商场甚至飞机, 我们生活在一个接一个的壳体中, 生活变成了人在壳体之间的位移运动。城市原型中的“市”原本存在于大楼的壳体之间, 这样的壳体间隙也是最迷人的, 因为它孕育了最自然的市井。然而在现有城市中却被汽车填满, 汽车主宰了现代都市, 人活动的空间被挤占了, 人流被高速的车流网格切碎了, 于是人最本源也是使猿进化成人的根本活动——行走, 成为城市的二流活动, 要么穿行在地下通道、天桥之上, 要么被汽车挤在路边和各种壳体的通道中。汽车填塞了房屋壳体之间的缝隙, 城市堵塞了, 于是城市为了生存, 只有加大壳体之间的缝隙以求疏通, 城市的发展几乎成了道路的发展, 堵塞、加宽、再堵塞、再加宽……
壳体零件的加工工艺 第6篇
关键词：壳体零件,加工工艺,技术要点
0 引言
通常所说的壳体零件主要是指箱体类零件, 是具有一定内腔的薄壁类结构。壳体也是构成主机的主要部件, 壳体一般在主机结构中起到支撑件的作用。壳体内通常会安装许多小零件, 典型的壳体零件包括:减速箱、发动机、内燃机等, 结构一般较为复杂。壳体零件的质量好坏会直接影响到产品整机的使用性能和工作稳定性, 尤其是对工作条件要求较高的机器, 其对壳体的加工质量要求则更高。所以, 壳体零件加工工艺的先进与否直接影响产品的质量, 合理的工艺也会对提高产品的生产率和合格率起到决定性的作用。
1 壳体零件加工工艺
随着生产技术的进步, 数控技术已成为车削加工的主流, 下面仅以数控加工壳体零件为例来说明工序是如何划分的。数控加工的最大特点就是一次加工工序较多, 可以省去换刀、拆卸夹具的时间, 一般壳体零件采用数控加工时的工艺划分方式为:一道工序尽量选择一次安装来完成, 避免多次拆装工件;尽量按刀具的加工范围划分工序, 避免多次更换刀具;根据工件的特点按加工内容的不同进行分类, 按类别进行工序划分。
工序的划分要以确保工件的加工精度为前提, 以提高产品的生产率为目的, 不能随意的对工件进行加工工序划分。在实际的生产加工中, 工序的划分还要根据具体零件的特点和加工难度进行综合分析后才能最终确定。
2 典型壳体零件的加工工艺设计
2.1 壳体零件的加工
根据壳体零件的功能、使用环境不同, 对工件的选材、加工方法及加工工艺的要求也不同。在确定切削量时, 不能忽略壳体零件的材料特性, 只有综合考虑以上方面才能最终确定合理的进给量及切削速度。
刀具的选用通常根据下述原则:1) 粗加工对加工精度要求较低, 一般进给量的选择越大, 对刀具的要求就越高, 所以要适当选择高强度、高耐磨性的刀具;2) 精加工对加工精度要求较高, 加工过程也较精细, 一般采用小进给量多次加工的方法进行, 所用要适当选择高精度、高耐磨性的刀具。
2.2 零件技术要求剖析
图1所示结构为典型的壳体零件, 主要结构为:上表面有φ40H6的通孔以及φ10、φ12的小孔;下表面有孔φ55H6与主体上的φ40H6相通, 底面上还有4个阶梯孔φ12和φ8。左侧是一个凸起结构, 上面还有一个阶梯孔φ11和φ7, 该孔与φ12的通孔相连通;对表面精度的加工要求:圆柱孔φ40H6、φ55H6为Ra6.3, 加工表面多数是Ra25, 还有少数的Ra12.5, 其他的不需加工。
2.3 选择合理的毛坯件
1) 毛坯的确定。
以上零件由于工作的环境属于高温环境, 且工作条件腐蚀性较强、工况较恶劣, 所以毛坯材料选用ZG40Cr28Ni15, 通常壳体零件毛坯的成型有两种方式, 对于大型的工件一般选用焊接成型, 对于小件一般选用铸造的方法。通过以上的技术要求分析, 该壳体零件最终选择铸造成型的方法来制作毛坯件。另外考虑到零件的加工需求、成本和加工时间等因素, 该件宜选用砂型机器造型的方法, 且铸件的分型面应选择φ40 mm和φ55 mm孔的中心线, 要求分型面与上下面相互垂直。
2) 确定毛坯的尺寸和加工余量。
经过查阅相关的机械加工手册, 最终确定的加工余量如表1。零件的尺寸加上所查得的余量尺寸就是最终的毛坯件尺寸。
2.4 设计工艺加工过程
1) 选择定位的基准。
通过分析壳体零件的结构特点, 选择毛坯件的下底面作为粗基准。这样选择的目的是为了在下底面加工完成后可以作为后一道工序的加工精基准。
壳体零件的上下底面既可以作为设计的基准, 也可以作为装配的基准, 选择上下底面作为精基准, 这样也符合加工基准重合的原则。不但能为零件的定位提供好的方法, 也可以给其余各个小孔的加工起到定位的作用, 这样也符合工艺路线基准统一的原则。
2) 确定壳体零件的加工方法。
通过以上对零件的工艺性分析, 并考虑零件各表面的加工要求和实际加工情况可确定零件主要表面加工方法如表2。
3) 编订加工工艺路线。
工艺路线的编订要参考以下原则:先加工零件表面后加工孔;先粗加工后精加工;先加工主要表面后加工次要表面。根据这个原则该壳体零件应首先粗加工下底面和φ40H6的孔, 其次再对它们进行精加工, 最后以精加工后的面为基准对其它孔和次要表面进行加工。假设该壳体零件的生产类型属于大批量生产, 为了提高生产的效率可选择数控车床或铣床, 因为数控设备工序较集中、操作方便、效率高。根据以上内容可初步拟定零件加工工艺路线为:毛坯铸造→时效处理→清刷内腔→粗铣零件下表面→粗铣零件上表面→精铣零件下表面保证零件高度到100 mm→粗镗φ40 mm孔, 粗镗φ55 mm孔→精镗φ40 mm孔, 粗镗φ55 mm孔, 并将孔的两端倒角→钻2-φ8 mm孔并扩到准10 mm→钻φ12 mm孔→钻底面上4-φ8 mm孔→铣4-φ12 mm孔的端面→粗铣零件的凹槽部位52 mm×38 mm, 然后再精铣到要求尺寸→钻φ7 mm孔→铣φ11 mm孔和它的端面→零件尺寸检验→零件入库。
3 结语
在拟定壳体零件加工工艺路线时, 一定要注意零件的切削量、切削刀具、零件的加工定位等一系列因素的影响。开始工艺设计之前, 必须要对零件设计图纸和技术要求进行详细的工艺分析, 以最终确定哪些是零件的关键部位, 哪些是加工的难点, 对零件的结构特点要做到心中有数, 只有这样才能够拟定合理的加工工艺方案, 最终满足零件设计图纸的技术要求。本文通过介绍零件的工艺划分、工艺安排的方法, 并结合典型壳体零件的工艺分析和技术要求, 拟定了合理的加工工艺路线。该壳体零件的加工工艺操作较方便, 有利于提高产品的生产效率, 对同类型壳体零件的工艺拟定有很好的指导意义和应用价值。
参考文献
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[2]申东东, 付保英.矿车轮加工的液塑夹具设计[J].煤矿机械, 2011 (8) :106-107.
[3]南文虎, 肖根先, 王宏.一种自动定心夹具的设计[J].机床与液压, 2011, 39 (18) :32-33.
滑油箱壳体修复技术研究 第7篇
发动机上安装的滑油箱及安装座由不锈钢材料制造, 承受油箱增压与发动机振动产生的应力, 以及因油箱内外压力变化产生的周期性交变应力, 不发生永久变形。油箱应能承受工作温度下工作时环境压力和内部压力变化引起的交变载荷而没有残余变形和密封性破坏。
滑油箱壳体的材料为0.8mm厚的1Cr18Ni9Ti不锈钢, 由于不锈钢导热系数小、线膨胀系数大, 所以薄板在焊接过程中因热收缩而引起工件横向位移、连接时对接缝间隙过大或过小, 难以保证焊接质量, 且焊接中最易产生的缺陷是烧穿, 探索0.8mm厚1Cr18Ni9Ti不锈钢薄板钨极氩弧焊的最佳工艺参数, 分析焊接组织和性能特征, 实现滑油箱壳体的修复, 对提高发动机的使用可靠性具有重要意义。
1 焊接试验及焊接参数的确定
1.1 清洗烘干滑油箱
先用温度为80℃~90℃的洗涤液清洗滑油箱壳体内腔30分钟, 洗涤液成分为 (1%~10%) 741金属洗涤液;再用80℃~90℃的热水清洗滑油箱壳体内腔, 反复清洗5~6次, 然后将清洗合格的滑油箱放入烘干箱中, 把烘干箱温度调至100℃, 烘干15分钟~20分钟。注意检查滑油箱壳体内部是否完全烘干, 若没有, 可适当延长烘干时间, 直至壳体完全没有水分残留。
1.2 焊接试片取样
先用风钻和砂轮将清洗完的滑油箱壳体较为平整的部分切割成大片, 将切割下来的大片试片再用激光切割成25mm×75mm室温拉伸焊接试片和25mm×150mm标准室温拉伸母材试片, 共切取焊接试片24片, 母材拉伸试片2片。同时检查滑油箱壳体内壁和试片背面除油清理情况, 经目视检查经过清洗烘干后的滑油箱壳体内壁滑油及油污去除较为彻底, 符合焊接和补焊的焊前清理要求。
1.3 焊接试片和滑油箱壳体的焊接
1.3.1 焊前清理
激光切割后的焊接试片和滑油箱壳体上的补焊处表面抛光、去除氧化皮及污物, 再用丙酮擦洗, 去除油脂和污物。
1.3.2 焊接和补焊
分别对室温拉伸焊接试片和滑油箱壳体进行焊接试验。
所有焊接试片在平板对接夹具上施焊, 背面通氩气保护。24片试片两两对接, 进行第一次焊接。第一次焊接在本试验中视为未补焊。焊完的12片试片中3片试片补焊1次, 3片补焊2次, 3片补焊3次, 剩余3片不作处理, 总计12片室温拉伸焊接试片。补焊之前, 先把焊缝打磨到与母材齐平, 然后模仿照滑油箱上的缺陷, 用薄砂轮在焊缝上人为打磨一条深0.4mm左右, 宽1mm左右, 长为整个焊缝长度的沟, 接着将人造缺陷补焊好, 整个过程即为补焊1次。
滑油箱壳体焊接主要是模拟实际零件的补焊状态, 分别在壳体表面制造点缺陷和线缺陷, 用丙酮清理缺陷部位, 去除油脂和污物。之后对缺陷部位施焊, 滑油箱壳体内壁采用焊接拖斗通氩气保护, 拖斗里有多重不锈钢丝网, 保证氩气平缓流出。补焊工艺参数为:焊丝H0Cr20Ni10Ti, 直径Ф1.6;氩气流量:焊枪8-10, 背面6-8, 拖斗6-8;电流种类:直流30-50A。
1.3.3 焊后检验
焊后对试片焊缝和滑油箱壳体的补焊部位进行目视检查, 填充金属与基体熔合良好, 焊缝成形优良, 波纹清晰, 未发现未熔合、未焊透、夹杂、咬边、气孔以及裂纹等缺陷。仅发现部分焊接试片由于切割尺寸精度不高, 导致局部间隙过大, 焊后出现错位, 错位在允许范围之内。其产生的影响可通过力学性能测试判别。把补焊完的试片加工成标准拉伸试片。
补焊滑油箱壳体不会出现错位问题, 焊后对将焊缝余高进行修磨, 保证与原始型面齐平或在允许公差范围之内。恢复型面后对补焊部位进行外观检验和X光射线检验, 未发现任何缺陷。
1.3.4 力学性能测试与分析
将4组共计12片焊接试片和2片母材试片加工成室温拉伸标准试片, 并将所有焊接试片的焊缝余高都打磨至与基体齐平, 进行室温拉伸测试。
在焊接1次和补焊1次的拉伸试片中分别有2片和1片断裂于焊缝边缘, 通过断裂试片分析应该与焊接试片的错位过大有关。在拉伸时, 由于错位, 在对焊缝对接处产生了剪切力, 导致焊缝受力集中, 错位越大, 对焊缝处作用的扭矩越大, 此时剪切力产生的扭矩对焊缝的破坏效果比拉力破坏效果更为明显, 最终在焊缝薄弱处发生了断裂, 由此可知焊缝薄弱处为焊缝边缘。断裂于焊缝边缘的焊接试片拉伸强度的实测值与断于主体的基本一致, 表明焊缝区强度不低于主体强度, 而远远高于1Cr18Ni9Ti不锈钢材料标准要求的拉伸强度值, 满足技术要求。
所有测试的试片的延伸率结果:断于焊缝边缘的试片延伸率与断于母材的也没有本质差别, 这与断裂于焊缝边缘试片的数量较少有一定关系。但断于焊缝边缘的试片延伸率也均大于1Cr18Ni9Ti不锈钢材料标准要求的延伸率值 (42%) 。对于补焊2次和补焊3次的焊接试片, 由于拉伸试验均断于主体, 无法判定焊缝区的延伸率情况。多次补焊后, 焊缝熔合比也相应增大, 而填充材料0Cr20Ni10Ti比1Cr18Ni9Ti含碳量更低, 合金成分更多, 塑性更好, 不会产生延伸率突变情况。
2 滑油箱补焊修理工艺的制定
2.1 滑油箱补焊修复工艺路线
清洗烘干滑油箱→氩气保护→补焊→焊后打磨→目视检查→X光检查
2.2 滑油箱补焊工艺要求
2.2.1 清洗烘干滑油箱
先用温度为80~90℃的洗涤液清洗滑油箱壳体内腔30分钟, 洗涤液成分为 (1%~10%) 741金属洗涤液;再用80~90℃的热水清洗滑油箱壳体内腔, 反复清洗5~6次, 然后将清洗合格的滑油箱放入烘干箱中, 把烘干箱温度调至100℃, 烘干15~20分钟。注意检查滑油箱壳体内部是否完全烘干, 若没有, 可适当延长烘干时间, 直至壳体完全没有水分残留。
2.2.2 氩气保护
将整个滑油箱壳体内腔应通入氩气, 保证一定的氩气流量, 确保内腔空气完全排尽。充氩保护的注意事项如下:
①氩弧焊时焊缝背面应提前送气, 流量适当加大, 空气排出后, 流量逐渐减小。焊接过程中应不间断地向壳体内充氩。停焊时滞后停气, 使焊缝得到充分的保护。另外应特别注意的是, 空气排净后才能进行焊接, 否则影响充氩的保护效果。
②氩气流量应适当。流量过小, 保护不好, 焊缝背面容易氧化。流量过大, 焊接时产生涡流带人空气, 保护效果也会变坏, 同时会引起焊缝根部内凹等缺陷, 影响焊接质量。
③氩气入口应置于封闭段尽可能低的位置, 空气排出孔应置于封闭段最高位置。因为氩气比空气重, 从较低位置充人氩气容易保证获得更高的浓度, 充氩保护效果也就更好。
④为了减少壳体内氩气从焊口间隙处流失, 影响保护效果, 增加成本, 焊接前可沿焊口间隙贴上胶带, 焊接时揭去胶带。
2.3 补焊
①焊前清理:用风钻和砂轮对滑油箱壳体上的补焊处表面进行抛光、去除氧化皮及污物, 再用丙酮擦洗, 去除油脂和污物。
②焊接:试验确定的焊接参数对滑油箱壳体进行焊接。
③打磨:焊后对焊缝余高进行打磨, 保证与原始型面齐平。
④目视检查:对补焊部位进行外观检查, 不允许有未融合、未焊透、夹杂、咬边、气孔以及裂纹等缺陷。
⑤X光检查:对补焊处进行X光检查, 不允许有焊接缺陷。
3 效果验证
将补焊合格的滑油箱装配到发动机上进行发动机试车考核, 进行质量可靠性验证, 对经过试车后的滑油箱进行了补焊处焊缝着色检查, 符合检验标准, 对滑油箱进一步进行密封性实验, 焊缝处无泄漏。零件参加发动机试车考核合格后可知, 补焊修理的滑油箱能够满足发动机使用技术参数要求, 按给定的工艺参数和方法能够保证滑油箱的使用性能要求。
4 结论
制定的补焊滑油箱壳体零件工艺以及通入氩气保护措施及方法完全保证了焊缝成形良好, 采用的补焊滑油箱壳体焊接工艺可行, 焊接参数设置合理, 补焊质量能够得到可靠保证。
参考文献
[1]陈祝年编著.焊接工程师手册[M].2版.北京:机械工业出版社, 2009.
[2]赵勇桃, 赵莉萍, 麻永林, 装晓兵.薄壁1Cr18Ni9Ti奥氏体不锈钢的焊接试验[J].内蒙古科技大学学报, 2008, 27 (3) .