环焊缝缺陷论文（共8篇）
环焊缝缺陷论文 篇1
陕西金泰氯碱化工有限公司1#汽包 (HG130/9.8-YM22锅炉) 经过现场检测, 发现在汽包环焊缝 (编号56-57) 的中心有一超标缺陷缺陷深度90-91mm, 指标长度25mm左右, 估判该缺陷为未熔合带夹渣。
汽包材料:19Mn6, 内直径:Dn=1600mm, 壁厚:δ=100mm, 内半径:Rn=800mm, 外半径:Rw=900mm, 运行压力:P=11.303MPa, 运行温度:t=321℃, 水压试验压力:Ps=17MPa。根据上述参数, 我们对该汽包环焊缝缺陷进行安全评定, 评定依据为《压力容器缺陷安全评定规范CVDA-84》, 原劳动部锅炉监察局1987年认可, 电力行业标准DL/T654-1998也予以认可。
1 计算取值
计算方法是将缺陷区域简化为长26mm、高2mm、宽2mm的裂纹, 裂纹为距外表面90mm、距内表面8mm的埋藏裂纹。在内压应力 (包括弯曲应力) 、温差热应力、焊缝焊接残余应力等联合作用下, 计算裂纹尖端的应力强度因子K1, 如果K1值低于该材料的断裂韧性K1C, 则该裂纹是稳定的, 不会造成裂纹尖端扩展, 即脆性断裂。另外再根据该锅炉材料的疲劳特性, 考虑该锅炉设计寿命期间 (30年) 裂纹是否有可能沿厚度方向扩展。
1.1 断裂韧性取值
汽包选用材料19Mn6为德国钢种, 低合金钢, 现统一到欧洲标准DIN-EN系列, 称P335GH。高温力学性能优于碳素钢, 是锅炉、化工容器行业中教成熟的钢种。
由我公司材料研究所测定19Mn6断裂力学临界张开位移δcr的最小值δcr=0.12mm, 按CVDA原则换算成材料321℃时断裂韧性KIC=86.46MPaundefined。采用此值计算偏于保守, 根据电力行业标准DL/T654-1998推荐, 与19Mn6同类国产钢种16MnR在高温下的断裂韧性KIC=138.4—155.9MPaundefined。我们计算值只相当于电力行业标准推荐值的一半。
1.2 内压应力取值
裂纹位于环焊缝的深处, 其走向与环焊缝走向一致。垂直于裂纹尖端, 对裂纹尖端扩展起作用的应力只有径向应力分量和轴向应力分量。
径向应力分量σr: 按厚壁圆筒体由内压产生的径向应力公式:undefined。
其中r为沿筒体壁厚半径方向任意位置, (Rn≤r≤Rw)
undefined
由上式可知σr≤0。即筒体由内压应力引起的径向应力分量为压应力, 在筒体内外表面处, r= Rn时, σr=-P;r= Rw 时, σr=0。
压应力对裂纹扩展不起任何作用, 甚至反而还有保护作用, 因此由内压产生的径向应力分量不予考虑, 取σr=0。
轴向应力分量σz: 按厚壁圆筒体受内压轴向应力公式:
undefined。
理论上此值应是对裂纹尖端扩展起作用。由内压引起的周向应力分量, 其值最大, 约为:2σz=42.56×2=85.2MPa
但该应力分量平行裂纹尖端, 对裂纹扩展不起作用。考虑到水压超压及裂纹的复杂性, 以及裂纹靠近内表面, 可能存在弯曲应力的影响, 为保守起见, 就取85.2 MPa为作用在尖端的应力。
1.3 焊接残余应力取值
汽包在制造出厂时已经按工艺规范进行了热处理, 消除了焊接残余应力, 焊接残余应力理论上应为零, 也为保守考虑, 我们认为尚有30%的最高焊接残余应力 (屈服限) 遗留在焊缝裂纹区域, 对裂纹尖端扩展起作用, 19Mn6的屈服限σs321℃=195.8MPa, 0.3σs321℃=0.3×195.8=58.74MPa它是平均作用应力, 无论启动或停炉都存在于该区域, 没有波动性, 对裂纹脆性断裂起作用, 但对疲劳不起作用。
1.4 热应力取值
汽包在启停过程中会产生内外壁温差 (径向温差) 以及上下壁温差 (周向温差) , 温差产生的应力也会叠加到裂纹尖端, 促进脆性断裂和疲劳断裂。
径向温差与周向温差产生的热应力同样也只有周向分量和径向分量对裂纹尖端扩展起作用, 根据国标GB9222-88附录D中的D3.3.3规定:周向热应力分量与径向热应力分量在汽包壁厚内均为零。因此该项不存在, 热应力值取为零。
1.5 由焊缝增高、错边、角变形产生的应力集中
本裂纹为埋藏裂纹, 非表面裂纹, 裂纹区域对接焊缝不存在增高、错边、角变形而产生的应力集中, 因此该项也不存在。
1.6 总应力
综合上述各应力影响分析, 只有内压力的周向应力分量和焊缝的焊接残余应力对裂纹尖端扩展起作用, 裂纹尖端区域总应力取值为:σ=85.2+58.74=143.94 MPa。
2 裂纹脆性断裂评定
2.1 应力强度因子法
裂纹属埋藏裂纹, 长度:l=26mm, 距上表面距离:p1=90mm;距下表面距离:p2=8mm, 高宽各为2mm, 按CVDA规定:
2C=26mm C=13mm
2a=2mm a=1mm
a/c=1/13=0.077
undefined
它远远低于19Mn6在321℃时的断裂韧性undefined。
2.2 COD法
材料19Mn6在321℃时的屈服应变:
undefined
在各种载荷作用下, 缺陷部位应变量:
undefined
允许裂纹的当量尺寸:
undefined
它远高于目前的裂纹当量尺寸:a=1.0mm。
因此, COD方法也证明该裂纹允许存在, 它不会引起裂纹脆性断裂。
3 疲劳寿命计算
DL/T654-1998推荐19Mn5 (与19Mn6同类型) 钢母材电渣焊焊缝材料试验测定疲劳裂纹扩展速率为:
undefined
CVDA-1984 (4.4.3) 推荐通常铁素体钢的疲劳裂纹扩展速率为:undefined
偏于安全考虑, undefined选后者。
有效应力强度因子变化幅:ΔKe=Δσundefined
Δσ为应力波动范围, 无论启停、负荷变动, 焊接残余应力都不会波动, 因此它只包括内压应力, Δσ=85MPa
ΔKe=85MPa×undefined=85N/mm2×undefinedundefined
每次波动由零到满负荷:p=11.303MPa时, 有效应力强度因子变化幅为undefined。
根据订货合同, 锅炉技术协议3.1.14锅炉性能章要求在设计寿命30年期间, 锅炉必须至少经受:冷态启动:500次;温态启动:4000次;热态启动:5000次;总次数为:500+4000+5000≈1万次。
按1万天要求该锅炉基本上每天启动一次, 或冷态启动、或温态启动、或热态启动, 现用此疲劳次数来估算经过30年后改裂纹在壁厚方向会发展到什么程度。冷态启动属于由零开始到满负荷的全动幅度波动, 温态与热态启动不是由零开始, 而是由某个中间压力与温度到满负荷的波动。温态与热态启动的波动幅度远不及冷态启动的应力波动幅度。
目前欧盟标准换算法, 10次温态启动的损耗率相当于1次冷态启动, 20次热态启动的损耗率相当于1次冷态启动, 该锅炉的总启动次数都折算成冷态启动的全幅度启动:undefined次。
按美国ASME规定, 疲劳循环次数应取20倍安全系数, 即:N=1150×20=23000次。
经过这么多次启停后, 埋藏裂纹在汽包壁厚方向的尺寸:
undefined
undefined
undefined
按20倍安全系数计算后, 理论上只扩展0.41mm, 也就是说在30年后改缺陷在壁厚方向基本不扩展。
4 结论
综合上述计算分析, 经将该缺陷简化为裂纹模型进行安全评定计算, 计算结果表明该缺陷不影响汽包安全运行。本汽包完全可以在原设计参数下安全运行, 可以长期使用并保证原设计寿命。
环焊缝缺陷论文 篇2
关键词：管材 焊缝 超声波检测 缺陷定位
中图分类号：TK223.3 文献标识码：A 文章编号1672-3791（2014）10（b）-0067-01
1 我国超声波检测的现状及与发达国家的差距
1.1 超声波检测的现状
我国的铁路、管道等各类焊接类钢铁的应用及其广泛，用量极大，在世界上都处于前列。以管道为例，管道是我国几类运输中运输量极大的运输方式，在液体、气体等能源资源的运输中都占有极大的比重，特别是在南气北输完工以后，我国管道的运输比重继续增大。而管道焊缝却存在着各种安全隐患，在焊接过程中焊缝会产生各种类型的缺陷，这种缺陷极大的影响了管道的运输能力及安全。我国在管道焊缝检测研究方面的起步较各发达国家来说比较晚。其中超声波焊缝检测具有其他检测方式所不具有的优势，是各个国家重点研究的方向。现在我国已经实现超声波无损检测，虽然说与发达国家相比还有较大差距。但是也已经迈入正轨。我国制定了无损检测的标准和规范，促进了无损检测在中国的发展。
1.2 我国超声波检测与发达国家的差距
我国超声波检测与发达国家的差距主要表现在几个方面，一方面是高级技术开发人员的缺少，有经验的技术开发员大多年纪较大没有将经验转化为科技的能力，而具有转化能力的新一代技术开发人员又没有足够的经验，这就导致了我国开发的各种检测仪器总是具有这样那样的缺陷。另一方面高级检测技术人员缺少，由于我国焊缝检测的起始开发较晚，没有足够多的高级检测人员，是我国焊缝检测的结果有较大的误差。最后就是缺乏对焊缝检测的重视程度，没有足够的国家专项基金来研究开发这一方面的器材。
2 管材焊缝超声波检测缺陷的原理及干扰因素
2.1 管材焊缝超声波检测缺陷的原理
通过使用超声波在管材焊缝中的传播，以及回程的发射波型，我们能对管材焊缝的缺陷做出一定的判断，可以确定其大小、形状和位置。对管材焊缝缺陷定位的主要判断依据是声程、反射波波形等。由于超声波在管材焊缝中的传播是一定的，所以我们能确定超声波在焊缝中的反射点。通过缺陷在焊缝上的相对位置等我们能确定管材焊缝缺陷的基本形式。
对管材焊缝缺陷的判定是比较复杂的，现在的技术人员多是通过回程反射波的时间及其波形来判断管材焊缝的位置、大小以及缺陷的类型。
2.2 管材焊缝超声波检测缺陷的干扰因素
在管材焊缝超声波检测缺陷中的干扰因素主要包括噪音和杂波。
噪音在管材焊缝超声波检测中有很多的来源，检测仪器运行不稳定震动产生的噪音，检测环境中产生的噪音。各类噪音对管材焊缝超声波检测缺陷的准确性造成了极大的干扰，各类技术人员都在努力研究以期排出噪音对管材焊缝超声波检测缺陷的影响。
杂波超声波在管材焊缝中传播的过程中遇到粗大颗粒是会造成超声波的散乱从而产生杂波。而现在社会中也容易产生各类杂波对管材焊缝超声波检测造成影响，使其检测的准确性得不到保障。
3 探头的选择及不同缺陷的波形判定
3.1 探头的选择
在探头选择时需要考虑许多的因素，其中包括检测厚度、检测面曲率、探头频率。
在检测厚度较薄的焊缝时要选择K值较小并且探头的类型为短前沿，一次的超声波检测能够扫过较大的探测面。而检测厚度较大的焊缝时就要灵敏度较高、且K值合适的探头。
在检测面曲率较小时要选择接触面较小的探头，以保证探头等于检测面更好的耦合在一起，确保检测的准确率。而当检测面的曲率较大时，应该采用接触面较大的探头，可以提高检测的效率。
在管道焊缝探伤的过程中要采用频率较大的超声波，能够提供更好的穿透性。
3.2 不同缺陷的波形判定
笔者根据自己总结的经验提出几种较为常见的缺陷的波形判定。
裂纹：裂纹属于平面性的缺陷，平面型缺陷在不同的探测面进行探测时有不同的波形，在探测面垂直于缺陷时，回波较高，而平行是却发现回波较低或几乎为零。裂纹类缺陷中大多含有较多的气体。折射率较高，造成了在适当的面探测时回波的高度较高。
未熔合：这种缺陷的回波类型与裂纹相似，较难判定，但由于其缺陷的表面比裂纹类缺陷表面光滑，以侧面作为探测面时两侧的反射幅度是不同的。
未焊透：此类缺陷类型的波形比较稳定，在探头平行移动时波形基本保持不变，但是当探头在做旋转移动时波形却又会极快的消失，是一类比较有规则的缺陷。
夹渣：这一类缺陷是指缺陷中包含了非金属的杂质，由于其质地不同且不规则，波形的形状不一，显著特点是随着探头的各向移动，波形随时会产生较大的改变，甚至突变。是一类及其不规则的缺陷。
气孔：缺陷里面为气体，为光滑的小气孔，每个气孔由于其大小不同产生的波形也不行同，但是总体来说有一定的规律，当一簇小气泡同时出现是会出现一连串的高度不同的波峰波谷，是判定这一缺陷类型的表现。
焊缝缺陷的判定需要多做实践，一方面需要足够先进的技术器材，另一方面也需要高科技的技术人员，需要具有丰富的经验，在众多的实践中总结缺陷波形判断的经验，以及正确选择探头的经验。只有将科技与经验相结合才能在管材焊缝超声波检测缺陷做到尽可能准确。
4 结语
管材焊缝超声波检测缺陷对于节约资源，促进国家资源运输方面的发展具有重大的意义。在中国超声波检测的发展还不是十分完善，需要经过更好的发展才能得到更加完备的超声波检测仪器，而在人工检测方面，技术人员需要掌握的技能以及经验也具有严格的要求，要想正确的对缺陷进行判断，必须选择适当的探头，正确的对波形做出判断。
参考文献
[1]蒋承君，巨西民，毛学莲.钢管对接焊缝超声波检测中缺陷的定性[J].内蒙古石油化工，2010（21）：52-53.
[2]程茂.焊缝超声波检测中缺陷指示长度的测定[J].无损检测，2002（3）：129-131.
环焊缝缺陷论文 篇3
X80管线钢是目前国际上输气管道的主导钢材,它属于控轧控冷的低碳微合金钢,具有高强度和良好的抗延性断裂能力[2]。X80管线钢在制造、安装、使用过程中不可避免地会存在各种缺陷, 有可能使管道发生泄漏或爆炸事故, 而环焊缝缺陷是导致事故发生的重要因素之一。因此有必要对日益普及的X80钢管进行环焊缝缺陷安全评定 , 既能保障管道运行安全, 还能使大量含缺陷管道避免不必要的返厂维修和更换。
1 常用管道环焊缝缺陷安全评定规范 概述
随着现代工业和力学、数学等基础学科的快速发展, 特别是计算机技术在安全评价中的应用日益广泛,在高强度钢材的大量使用、设计压力的逐步提高、焊接技术的不断机械化以及工艺操作严格化等因素的影响下, 各国都不断修订和完善评定规范及标准,使得评定过程更为成熟,评定方法更加普及。常用管道环焊缝缺陷安全评定规范主要有以下几种:
1)英国含缺陷结构完整性评定标准。含缺陷结构完整性评定标准简称为R6,是目前含缺陷压力容器安全评定广泛采用的方法[3]。
2)美国EPRI评定规程。EPRI评定规程是“含缺陷压力容器及管道的完整性评定规程”的简称,该规程分为两部分: 较简单的用于典型的核级压力容器评定,另一种用于其他钢材,并能适用于更薄截面的部件[4]。
3) 欧洲工业结构完整性评定方法 (SINTAP)。该规范在压力容器评定规范领域内具有代表意义, 它涉及塑性破坏、脆断领域以及二者间的相互作用, 并提出一种估算缺陷形状变化的新方法[5]。
4)ASME管道缺陷评定规范。该规范先对含缺陷管道的失效模式进行筛选, 然后根据不同的失效模式分别进行评定。此规范考虑了材料撕裂后抗力增加,能完成韧性撕裂失稳极限载荷分析[6]。
5)美国石油学会标准API 579。该标准采用逐级推进的评定形式, 更多反映了承压设备安全评估的需要, 在较大范围内给出了在役设备及其材料裂化损伤的安全评估方法[7]。
6)以断裂力学J积分为判据的评定方法。含缺陷压力管道使用该评定方法一方面可以评定管道所含裂纹的启裂,另一方面能够计算裂纹的扩展趋势, 得到的分析结果较为全面。
7)我国在用压力管道缺陷评定规范GB/T 19624 -2004《在用含缺陷压力容器安全评定》[8],这一规范中的评定方法较适合我国含缺陷管道的安全评定。
2 常用管道环焊缝缺陷安全评定方法
由于各国管道可能在多个方面都存在着差异, 如管材材料、设计原理、输送介质、敷设方式、焊接方法等, 从而压力管道安全评定的规范或标准中对环焊缝缺陷安全评定方法也各不相同, 常用安全评定方法有[9]:失效评定图法(FAD)、U因子安全评定法、局部减薄缺陷的塑性失效评定法、ASMEIWB-3650压力管道缺陷评定法以及焊缝质量等级评定方法等。随着计算机的广泛应用以及编程人员技能的提高, 也相应地研发出对含缺陷压力管道进行安全评定的专家系统。常用管道安全评定方法对比见表1。
由表1可见,失效评定图法和U因子评定法具有评定过程简便、评定结果精确的优点,因此笔者分别采用这两种方法对某X80管道进行安全评定。
3 管道环焊缝缺陷评定
X80是高强度管线钢的美国分类型号, 其最小屈服值为551MPa。该钢属于高度的洁净钢,通过形变强化使材料具有较高的强韧性, 因而对焊接加工提出了特殊的要求。X80管线钢在焊接时容易出现的缺陷是裂纹, 其他焊接缺陷和其他钢种的焊接类似,有未焊透、夹渣、气孔和焊缝外观缺欠等[10]。
以西气东输某X80管道为例,此管道某一段上存在环焊缝缺陷,为了使管道的运行更加安全,需要对其进行安全评定。管道原始数据:管道材料为X80钢材,管道内介质为天然气,管道工作压力为12MPa, 设计压力为18MPa,管道腐蚀余量C2为1mm,管道公称直径D为1 219mm,壁厚t为18.4mm。查得材料性能参数为:屈服强度σs=550MPa,抗拉强度σb=610 MPa,弹性模量E=2.06×105MPa,泊松比μ=0.3。
经检测得到管道的缺陷参数: 实测管道最小厚度δn=15mm, 管道存在一焊缝缺陷, 缺陷最大深度a=7mm,沿轴向长度为20mm。
3.1 U 因子评定方法
国家标准《在用含缺陷压力容器安全评定》[8](GB/T 19624-2004) 中对压力管道平面缺陷采用了U因子工程评定方法。此评定方法适用于任意应力应变关系材料、任意材料断裂韧度,而且评定过程简便,评定精度高。针对西气东输某X80管道存在的环焊缝缺陷情况,采用此标准中的U因子评定方法对该缺陷进行评定。
3.1.1 U 因子评定法评定步骤
1)材料性能数据的确定。
2)应力的确定。
3)管道材料断裂韧度的确定。
4)起裂时载荷比和许可流变应力比的确定。
5)U因子评定法。
6)安全性评价。
3.1.2 管道材料断裂韧度的确定
根据文献[8]附录G.4.1中材料性能数据确定的特殊规定,未焊透缺陷的断裂韧度的下限值JC可取2.2Akv。由于缺乏在役材料夏比V型缺口冲击功Akv 的具体数据,但能判断该材料适用于压力管道,且在使用状况下无脆化倾向, 使用温度不低于韧脆转变温度,因此可取压力管道材料容许的最低值27J,则JC=2.2Akv=59.4N/mm。
评定计算用断裂韧度Kc值,可按文献[8]中公式进行估算:
计算得Kc=3 666.95N/mm3/2
3.1.3 应力计算
根据管系应力分析确定缺陷处管道横截面的弯矩MB为10.5×107N·mm, 拉力F为8×105N, 内压为12MPa。按文献[8]G.4.2.1中的公式(2)、(3)分别计算评定所需的轴向膜应力及弯曲应力:
其中R为管道中间面半径,R=600.3mm;Ri为管道内半径,Ri=591.1mm;B为管道有效厚度 ,B=δnC2=14mm。
将各值代入式(2)和式(3)得:σm=264.6MPa,σB= 6.63MPa。
3.1.4 起裂时载荷比和许可流变应力比的确定
管道缺陷深度a=7mm,管道有效厚度B=14mm, 则a/B=0.5;缺陷半包角为θ=π/5,则θ/π=0.2;无量纲系数
根据a/B和Y由文献[8]表G.1查得管道起裂时载荷比Lr=1.71;根据a/B和θ/π由文献[8]表G.2查得许可流变应力比
3.1.5 安全性评价
按式(4)计算U因子值:
(当U<1时,取U=1)计算得U=0.617,故取U=1。
按式(5)计算含缺陷管道当量许用应力[σ]
其中n为安全系数,按文献[8]表5.1规定,取n=1.5,计算得[σ]=414.12MPa。
当地当量总应力σ=σm+σB=271.23MPa。
文献[8]附录G规定平面缺陷安全性评价条件为σ≤[σ],若能满足此条件,则评定结果为安全或可以接受;否则,为不能保证安全或不可接受。
评定结果:由于σ<[σ],该X80管道环焊缝缺陷安全,该缺陷可以接受。
3.2 失效评定图法
失效评定图法(FAD)具有评价过程简便,评价结果又不失安全的性能而广泛应用于工程界。在评定含缺陷压力管道时,首先选择相应的失效评定图, 然后将计算出的评定点(Kr,Lr)绘制在图中 ,根据评定点和评定曲线的位置关系判定管道是否失效。若评定点位于评定曲线(FAC)的下方(安全区),那么可以判定此管道缺陷是安全的; 若评定点处于失效评定曲线的上方(失效区),那么可以判定此管道缺陷将失效,需要对管道进行维修或更换。
3.2.1 失效评定图法评定步骤
失效评定图法评定步骤如图1所示。
3.2.2 确定缺陷参数
平面缺陷的表征。缺陷的实际情况如图2(a)所示,对管道进行缺陷规则化表征处理,将其表征为规则的裂纹状表面缺陷, 表征后裂纹的形状为半椭圆形,表征裂纹尺寸由缺陷外接矩形的长和高确定。缺陷的表征尺寸如图2(b)所示。
为使评定结果更为可靠, 安全系数选为1.1,计算用缺陷尺寸,计算方法为:缺陷表征尺寸乘以安全系数,得表征裂纹高度h=7.7mm,裂纹沿壳体方向的半长c=11mm
按式(6)计算纵截面上应力σφ:
由应力分解得到一次薄膜应力Pm=596.25MPa, 一次弯曲应力Pb=0。
考虑焊接 残余应力 , 二次薄膜 应力为Qm=0.3σ Rmax, 焊接残余应力在截面上的最大值σ Rmax取管道材料的屈服强度σs,故Qm为165MPa,二次弯曲应力Qb为0。
考虑失效后果严重性, 各类应力均乘以分安全系数,一次应力的分安全系数为1.5,二次应力的分安全系数为1.0,并作为评定计算的应力:Pm=894.37 MPa,Pb=0,Qm=165MPa,Qb=0。
3.2.3 应力强度因子的计算
按式(7)和(8)分别计算应力强度因子和的值:
式中 : fm、fb分别为计 算由薄膜 应力和弯 曲应力引起的裂纹尖端处应力强度因子所用的裂纹构形因 子 , fm、fb依据附录D计算分别 为0.877和0.254,故一次应力引起的应力强度因子,二次应力引起的应力强度因子
3.2.4 断裂比的计算
断裂比的计算式为:
评定用材料断裂韧度计算式为:
载荷比的计算式为:
鼓胀效应计算式为:
根据式(11)和式(12)计算,结果为:Mg=1.00, Lr=0.044。
查材料性能数据手册, 此管材平面应变断裂韧度KIC取3 548MPa·mm1/2,考虑断裂后果严重性 ,分安全系数n1取1.2,故Kp=93 498.67N/mm3/2。不考虑裂纹群影响,裂纹干涉效应因子G取1,又因为载荷比Lr<1.1,根据文献[8]得塑性修正因子ρ=0.02,将数据代入式(9)后得Kr=0.27。
常规评定通用失效评定图已知评定曲线, 计算得到的Kr=0.27和Lr=0.24确定失效评定点 (Lr,Kr), 并将其描绘在图中相应的位置,如图3所示。由图中评定点与评定曲线的位置关系可以看出, 评定点在曲线的下方,属于安全区域,表示该缺陷对管道正常运行的危害性较小,无需进行管道更换或返修。
4 分析与比较
U因子工程评定方法可适用于任意材料断裂韧度、任意应力应变关系的材料,此方法能够自由选择安全系数,并且评定过程简单,评定精度高,适用于周向面型缺陷压力管道的评定, 但只适用于扭矩载荷不大的情况[11]。相比之下,失效评定图评定过程中需要大量的缺陷及管材参数, 并且需要针对不同材料建立失效评定曲线,评定过程较为复杂。
由于X80管道环焊缝缺陷较小, 扭矩载荷不大,针对本管道具有事先编制的应力应变关系表,参数容易获得, 因此更适合采用U因子工程评定方法,评定过程简单且结果更为精确。采用失效评定图评定此管道环焊缝缺陷时, 需要根据规范选择特定的失效评定曲线,由于没有考虑每种材料的特性,本文所选曲线对应的管材参数与实际存在偏差, 评定结果具有一定的保守性,评定结果相对较为直观。
5 结论
1)对国内外常用压力管道缺陷评定规范及方法进行了总结及对比分析。
2)选择《在用含缺陷压力容器安全评定》(GB/T 19624-2004) 这一符合我国管道使用情况的规范 , 采用其中的失效评定图法和U因子工程评定法对某X80管道环焊缝平面缺陷进行安全评定,详细地呈现出评定步骤及计算过程, 并对2种方法进行比较,得出适合评价此管道的方法为U因子法。
3)2种评定方法得出的结论都为缺陷可以接受,因此不需要更换管道或修补,节省了人力和物力资源。
摘要：管道环焊缝缺陷是影响管道正常运行的重要因素之一,通过对国际上常用的焊缝缺陷安全评定规范和方法的对比分析,选择《在用含缺陷压力容器安全评定》(GB/T 19624-2004)这一符合我国管道使用情况的规范:采用其中的失效评定图法和U因子工程评定法对某X80管道环焊缝进行安全评定,并对两种方法进行对比分析,得出适合评价此管道的方法为U因子法。根据评定结果确定是否有必要对管道进行维修或更换,节省了人力和物力资源。
钢管连接节点焊缝质量缺陷分析 篇4
近年来, 钢管桁架结构在我国建筑业得到迅猛发展。在其结构焊接接头中, 焊缝和热影响区是最容易产生各种缺陷的地方, 而表面缺陷和埋藏缺陷是焊接结构中常见的缺陷形式, 也常常是结构失稳断裂的起源, 故研究钢管连接节点焊缝质量缺陷对于保证结构质量具有重要现实意义。
2. 钢管直接相贯节点概述
钢管相贯节点又被称为简单节点、无加劲节点或直接焊接节点。这种节点不同于焊接球节点、螺栓球节点等节点形式。它的较粗的杆件即主管在杆件相交处是连续贯通的, 其余杆件即支管通过端部相贯线直接焊接在贯通的主管上。相贯节点因为支管的数量、角度、尺寸的不同使得各支管端部的相贯线成为形态各异的三维曲线, 因而相贯线的加工要求高的切割精度和焊接技术。近年来随着多维数控切割技术的发展, 加工技术的进步使得钢管相贯节点的优点更趋明显。一般来说, 钢管相贯节点具有传力路线明确, 受力性能好, 承载能力强, 构造简单, 无附加外凸的节点构件, 次要构件连接简便, 建筑外表美观, 在实际工程中不仅节省钢材和焊接工作量, 而且更易于维护保养。
3. 直接相贯节点焊缝分析
由于空间钢管桁架多为大型构件, 工厂加工后运输及吊装不方便, 故多为现场拼装制作, 节点焊缝也多为现场焊缝。由于节点焊缝为一条连续封闭的相贯线, 较难垫内衬管, 为保证焊缝质量, 现场焊时一般采用二氧化碳气体保护焊进行打底, 之后再进行手工电弧焊, 分层焊接成活。因直接相贯节点焊缝是一条三维空间曲线, 又因现场焊时所在位置的多样性, 对于其焊缝的焊接, 并不等同于普通构件的单一焊接方式, 它是一种在同一焊缝上要同时经历平焊、立焊甚至仰焊和府焊的几种焊接方式组合的混合体, 这无疑就对焊接操作者提出了更高的要求。直接相贯节点焊缝部位根据主管与支管的夹角不同, 分为趾部区、侧部区、跟部区和过渡区。直接相贯节点焊缝可以采用全焊透对接焊缝及对接与角接组合焊缝;开坡口的部分焊透对接焊缝及对接与角接组合焊缝;也可全部采用角焊缝焊接。对接和角接组合焊缝要求过渡部分连续光滑。
4. 直接相贯节点焊缝质量缺陷分析
采用现代焊接技术, 完全可以获得高质量的焊接接头。但是, 一个焊接产品从备料到制造完成整个生产过程, 要经过许多生产环节, 只要有一个环节出问题, 就可能出现各类缺陷, 因而影响焊接质量。而直接相贯节点焊缝因其复杂性和特殊性, 全过程只要稍稍控制不严, 更容易产生焊接缺陷, 从而影响焊接质量。直接相贯节点焊接过程中常见的缺陷大致分为两大类, 即外部缺陷和内部缺陷。外部缺陷是可用肉眼观察到或可用无损检测方法检测到的焊缝外部缺陷, 包括焊缝形状、尺寸、焊接接头外部成型方面的缺陷。内部缺陷指焊缝和焊接接头内部的工艺缺陷。
4.1 外部缺陷的类型及特点
(1) 坡口缺陷。坡口缺陷主要是坡口的角度、间隙、钝边不符合要求及沿长度方向高度、宽度发生变化, 以及坡口表面有深的切痕, 龟裂或有熔渣、锈等污物。此类缺陷更容易发生在具有复杂相贯线的直接相贯节点焊缝中。为避免此类缺陷, 对于不同的焊接方法, 坡口与焊缝的形状、尺寸大小及加工装配要求, 应严格遵循有关国家标准。
(2) 焊瘤。熔化金属流淌到焊缝以外未熔化的母材上, 堆积形成焊瘤。在焊瘤处, 常伴有局部未熔合。焊瘤是由填充金属过多引起的, 与间隙和坡口尺寸大小、焊速高低等有关。在相贯线焊接时, 由于重力作用或平焊时由于电流太大, 造成后半根焊条过热, 熔化过快, 使熔池铁水猛增而造成焊瘤。只要电流大小适当, 操作速度配合恰当, 是不会产生这种缺陷的。
(3) 咬边。沿着焊缝与母材交界部位烧熔形成凹陷或沟槽的现象, 称之为咬边。由于焊缝与母材交界处被熔去一定深度, 而填充金属又未能及时补充, 即形成咬边, 焊接时电流过大且焊速高时, 以及焊条角度不当时, 都可能产生这种缺陷。
(4) 火口凹坑。火口凹坑亦称弧坑, 是指在焊缝末端所形成的椭圆形凹坑。它是由操作者在即将焊完收弧时, 电弧突然撤离所造成。电弧焊时, 弧坑是在电弧断掉的情况下进行凝固的, 一方面弧坑中心温度低, 另一方面弧坑未填满, 这里凝固很快, 大量杂质来不及逸出, 此外该处由于电弧突然撤离, 气、渣保护极差, 常常产生裂纹、气孔和夹渣等缺陷, 焊缝表面除上述缺陷外, 还有面气孔、表面裂纹等。
4.2 内部缺陷的类型及特点
内部缺陷发生在焊缝内部和母材热影响区中, 主要以未焊透、未熔合、夹渣、夹杂、偏析、气孔、裂纹等形式表现出来。
(1) 未焊透。熔焊时, 焊接接头根部未完全焊透的现象, 称为未焊透。未焊透意味着焊接接头受力截面减少, 严重影响焊接接头强度, 而且, 它是应力最容易集中的地方。在钢管相贯节点焊缝中, 是不允许有未焊透缺陷存在的。这种缺陷无法用肉眼发现, 一般要经X光、超声波等探伤才能发现。形成未焊透的主要原因, 是焊接电流太小, 焊速过高或坡口角度太小, 钝边太厚以及焊条直径过大等。
(2) 未熔合。熔焊时, 焊道与母材之间或焊道与焊道之间, 未能完全熔化的部分称为未熔合。熔池金属在电弧力作用下被排向尾部而形成沟槽, 当电弧向前移动时, 沟槽中又填以熔池金属, 如果这时槽壁处的液态金属层已凝固, 填入的熔池金属的热量又不能使之再次熔化, 就形成未熔合。另外, 当焊件坡口表面没有很好地清除氧化膜、油污等, 或者焊接时该处流入熔渣, 妨碍了金属间的熔合, 或由于运条手法不当, 电弧偏在坡口一边等, 都会造成边缘未熔合。
(3) 夹渣。焊接时, 电流过小, 焊速过快, 致使焊缝金属冷却太快, 夹渣来不及浮出;运条不正确, 熔渣不易浮出, 多层焊时前层焊缝的熔渣未清除干净等都能造成夹渣。
(4) 偏析。熔池金属进行结晶的过程中, 由于冷却速度很快, 已凝固的焊缝金属中, 化学成分来不及扩散, 合金元素分布不均匀, 即造成所谓偏析现象, 而焊接熔池凝固结晶过程中形成的化学成分不均匀, 叫结晶偏析。此外, 在焊缝的边界处即熔合区, 也易出现更为明显的成分不均匀, 常成为焊接接头的薄弱地区。偏析导致熔合区存在严重的化学不均匀性, 也将导致组织、性能上的不均匀性和物理性能上的不均匀性。
(5) 夹杂。夹杂是焊接生产中经常遇到的一种缺陷。它对焊缝金属的性能有显著的影响。其影响程度取决于它的形状、尺寸和分布。影响最坏的是沿削弱金属联系的薄膜状分布的夹杂, 这种尖角夹杂易产生应力集中, 且能促使微裂纹的萌生, 夹杂产生的主要原因是有害氧化物的存在。
焊接金属时, 氧化物夹杂是普遍存在的。手工电弧焊及埋弧自动焊低碳钢时, 氧化物夹杂数量越多越有害。当这些夹杂物密集地以块状或片状分布时, 会导致在焊缝中产生热裂纹, 在母材中产生层状撕裂。氧化物夹杂主要是熔池进行冶金反应的产物, 如SiO2、MnO等, 只有少量夹杂物是由于操作不当等原因而混入焊缝中的。焊接时, 熔池脱氧越完全, 则焊缝中氧化物夹杂就越少。
硫化物夹杂主要来自焊条药皮或焊剂, 冶金反应后转入熔池。此外, 当母材或焊丝中含硫量偏高时, 也会形成硫化物夹杂, 硫在铁中的溶解度随温度而有较大的变化。高温时, 能溶解较多的硫, 在冷却过程硫便从过饱和固溶体中析出而成为硫化物夹杂。焊缝中的硫化物夹杂几乎不溶于钢水中, 在冶金过程中它可以浮到渣中, 即使有少量夹杂物的形式存在于焊缝中, 也因其熔点较高, 并多以孤立点状形式分布在晶界局部位置, 割裂晶粒的联系作用比较小, 抗裂性较好, 所以其危害较小。当硫以FeS的形式存在, 其危害较大。因为它与铁在液态可以无限互溶, 而在固态其溶解度急剧下降, 因此, 熔池结晶时它极易发生偏析, 并以链状或薄膜形式连续渗透到晶界各处, 从而产生了割裂晶粒之间联系的作用, 所以它是引起热裂纹的重要原因之一。
(6) 裂纹。生产中由于各钢种和焊接结构本身特点的不同, 可能出现各种裂纹, 按产生裂纹的本质, 大致可分为五大类。第一类裂纹为焊接热裂纹, 在焊接接头的冷却过程中, 且温度处在固相线附近的高温阶段产生的, 多生在焊缝部位, 多在近缝区。第二类裂纹为再热裂纹, 裂纹大体是沿熔合线方向在边界发展, 而且裂纹不一定是连续的, 热裂纹的产生, 与加热温度和加热时间有密切关系。第三类裂纹为焊接冷裂纹, 它的形成时期是在焊后, 冷至较低温度下, 由于约束应力、淬硬组织和氢的共同作用下产生的。冷裂纹主要发生在低合金钢, 中合金钢, 中碳钢和高碳钢的焊接热影响区, 个别情况下如焊接超高强度钢或某些钦合金时, 在焊缝中也会出现冷裂纹。第四种裂纹为层状撕裂裂纹, 大多发生在大厚度的焊接结构中, 常发生在焊接接头的热影响区, 或远离热影响区的母材中, 其原因是, 轧制钢材内部存在程度不同的分层夹杂物, 特别是硫化物、氧化物夹杂、焊接时产生的垂直于轧制方向的应力, 导致热影响区附近或稍远的母材内产生具有阶梯特征的层状开裂。第五种裂纹为应力腐蚀裂纹, 形态如同干枯的树枝, 从表面向深处发展, 断口属典型的脆性断口, 应力腐蚀裂纹产生的影响因素较多, 如焊接结构的材质、腐蚀介质的种类、结构的受力状态、制造和焊接工艺、焊接材料的选用以及消除应力的程度等。
5. 结语
焊接缺陷会对焊接结构或焊件造成不能满足使用要求, 或造成破坏事故, 它们总是在一定的内因或外因的条件下形成。内因是指选材不当、设计不当、制造不良等, 外因主要指外界荷载、温度、气候等工作条件的变化以及操作工艺和操作过程的适当与否等。为免除或尽量减少焊接缺陷的产生, 我们首先应在充分了解母材及所用焊条的材料性能的基础上, 再根据现场情况进行正确匹配设计和工艺设计, 严格按照国家有关规范、规程的要求进行焊接操作, 以生产出优良的焊接产品。
摘要：钢管直接相贯节点焊接质量是钢管桁架结构安全的关键因素, 本文总结了在钢管直接相贯节点的焊接内、外质量缺陷类型, 深入地分析了缺陷产生的机理与特点。
关键词：钢管焊接,直接相贯点,质量缺陷
参考文献
[1]刘建平.钢管相贯节点的研究现状和动向[J].钢结构, 2003.4.
[2]田怀连.影响埋弧焊焊接质量的焊剂因素[J].现代焊接, 2007.9.
如何避免与气体有关的焊缝缺陷 篇5
氩气是低碳钢焊接保护气体的主要成分。根据焊件的厚度、材料的化学成分、焊接位置、沉积速率及熔深要求等因素, 可增加氧气、氦气或二氧化碳等成分。辅助气体可通过预混合的高压气瓶提供, 如果经济条件允许, 现场可采用一种保护气体混合装置。常见的混合机有2种, 最简单的是均衡混合装置, 如图1所示, 它通过入口处的气源调节阀将气体成分引入并供至焊接点, 以保持混合器内的压力平衡。均衡混合装置的主要优点是低成本和无电设计。
压差气体混合装置 (见图2) , 通过添加一个恒压箱、电动压力开关和电磁阀来控制气体混合腔内的压力降幅。电磁阀可防止在使用率低时混合腔内的气体外泄, 也可防止恒压箱及管道间的气体混合不良。电动压力开关使恒压箱的压力保持在399.62 kPa～496.08 kPa。该开关控制电磁阀的开启与关闭, 使气体从混合腔进入恒压箱。恒压箱有一个缓冲阀, 供混合气体腔在补充消耗的混合气体时使用。由于日常磨损, 压力开关和电磁阀需要定期保养。
混合保护气体的累积特性直接影响焊缝质量。因为保护气体从工件到电极释放等离子或自由电子流 (直流反接DCEP) 使引弧减弱而影响焊缝质量。气体的离子电位差影响引弧, 在去除分子最外层的电子时需要能量, 对于分子量较高的气体, 例如氩气和氧气, 去除电子则只需较少的能量, 这是因为外层电子离原子核距离更远的缘故。相反, 为了克服较小的氦原子的引力, 电源必须增加电弧电压以提供更大的能量。
不精确的混合装置可能会导致混合气体的富氩气化, 产生咬边。由于氩气的比例增加, 电弧延长, 从而增加了电极头到接头的电压, 加大了熔池的流动性, 由于母材的流动, 在焊缝边缘出现了咬边。某些情况下, 可在氩气中加入1%～5%的氧气, 以提高电弧的稳定性并获得无咬边的更好的焊缝。
气体密度是每个单位体积的气体质量, 密度越大, 凝固时保护气体替代焊接熔池周围气体的有效性越大。气体越重, 在室温下覆盖熔池所需要的气流越小, 从而减少了消耗, 降低了成本。
气体混合不准确将会导致焊接接头未焊透。导热性是影响保护气体性能的另一个因素, 热导系数描述了分子的导热能力。由于氩气的热分布较其他混合气体少, 氩气保护气体产生较窄的熔深。对比二氧化碳, 氧气可提供较宽但较浅的熔深, 因为氧气离子作用小且具有较高的热传导性能。由于与二氧化碳混合气体有关的碳的缺失, 使添加的氧趋于更好的韧性和屈服强度。例如, 具有低热传导性的二氧化碳压缩能量向电弧扩散, 从而形成驱动力并随之获得熔深。氦气具有最高的热导性能, 氦分子能够带走等离子的绝大部分热量, 会产生熔透性差的更宽更热的电弧。
熔化极气体保护焊 (GMAW) , 含8%～15%的二氧化碳混合气体, 对于喷涂和短距离电路输送模式具有足够的灵活性。保护气体的发展促使制造商设计了三元气体混合装置。在氩基低碳钢熔化极气体保护焊应用中, 这种装置吸取了二氧化碳和氧气两者的有利因素。
供气装置尺寸太小也可在焊接时产生咬边和接头未焊透。现场用的气体混合装置可用大容积的储气罐、超小型储气罐、液体钢瓶、高压钢瓶供气。从高压钢瓶到现场混合装置的气体最小用量一般为每周62.30 ～84.95 m3。其优点是生产效率高, 气体成本低。大容积的储气罐需要外加一个汽化器, 以便将液体转化成气体。超小型储气罐和液体气瓶均可以液态和气态方式提取。当混合装置需要的输入比气罐内由气化线圈所产生的输入更大时, 在液态气瓶的阀及边缘会出现结冰, 其结果就是气化线圈开始饱和, 在混合阀设计温度范围内气体的温度将降至0～37.8℃。此时气体密度增加, 进而导致混合不均匀, 混合气体密度的增加就导致咬边和接头未焊透。
气体的消耗方式也将影响现场用的混合装置。对生产能力低于28.32 m3/h的混合装置而言, 由于需求的增加, 压差式混合装置的循环阀在14.16 m3/h后就会停止开启而关闭。该部件需要保持689 kPa～861.25 kPa的压力连续供给混合装置。如果其中有一种气体低于该范围, 混合就会有差异。当使用液体气瓶时, 需要将混合器的最大流量与液体气瓶的正确数值相匹配。一个标准液体气瓶在1～2 h内连续供气可达9.91～11.33 m3/h。此后, 气瓶至混合器的输出压力开始下降。由一根连接多个气瓶的集气管给混合器供气, 但是, 每个气瓶的压力不同, 于是便用一个阀来控制其他止回阀的关闭, 将出气孔口连接在一起能使孔口压力均衡, 并可提高集气管50%～80%的排气能力。
为了持续供气, 采用一种全自动的IntelliSwitch转换器, 如图3所示。它以2个独立的230、 350气罐或3 445 kPa的液态罐或高压气瓶向混合器供气。液态氩最初以罐装存放, 具有最低的成本和最少的残留物。从经济实惠角度而言, 因微量气体的流动性较低, 使用二氧化碳气瓶更为适用, 故以4个高压二氧化碳气瓶作为备用。
环焊缝缺陷论文 篇6
1 激光钎焊原理
激光钎焊是利用高能量密度的激光束作为热源, 照射在填充焊丝表面, 焊丝在光束能量持续加热下熔化形成高温液态金属, 液态金属浸润到被焊零件连接处, 在适当外部条件下, 使之与工件间形成良好的冶金结合。需要注意工件间连接是通过钎料熔融金属实现的, 且母材本身不应被激光严重熔蚀损伤。
2 激光钎焊系统
激光钎焊系统主要由激光发生器及冷却系统、激光钎焊头、送丝机构、机器人、控制系统等构成。
a.激光发生器及冷却系统。激光发生器是产生激光的装置, 是激光钎焊系统中提供焊接能源的装备。目前常用的激光器有CO2激光器、固体激光器和光纤激光器;在汽车车身制造领域, 4~6 k W的光纤激光器应用较为普及。
b.激光钎焊头。本文使用的激光钎焊头主要由准直模块、控制模块、聚焦模块、焊缝跟踪模块、气帘模块等部分组成。
c.送丝系统。送丝系统担负着在焊接时稳定送出焊丝的职责。采用推拉式送丝机构, 以保证焊丝良好的准直性及稳定的送丝速度。如需预热, 则增加热丝电源。
d.机器人。运动系统, 实现焊接轨迹的行走, 同时承载激光钎焊头及附属装置、水、气、电路等。机器人负责执行焊接工艺并与自动化系统对话, 调用系统中的焊接工艺参数。
e.控制系统。自主工艺柜通过工业总线控制机器人、激光器、钎焊头、送丝机及预热系统的时序动作, 以完成焊接工作。生产主线PLC通过工业总线与机器人进行信号交换。
3 激光钎焊参数
激光钎焊系统复杂, 影响激光钎焊质量的参数很多, 这些参数需要很好地匹配才能得到优良的焊缝, 使得激光钎焊工艺调试周期长、缺陷分析困难。影响激光钎焊焊接质量的主要参数:
a.激光功率。激光焊接中存在一个激光能量密度阈值, 低于此值, 钎丝熔化质量差, 金属溶液流动性差, 导致焊缝很差;超过此值, 金属溶液流动性加强, 容易形成优良焊缝, 但如果超出过多, 容易造成母材过烧或烧穿的缺陷。
b.光束焦斑。光束斑点大小是激光焊接最重要变量之一, 因为它决定功率密度。但对光斑大小的测量比较困难, 在汽车行业中, 简单的方法是通过在试板上打一个激光斑点快速对其进行测量。
c.材料吸收率。材料对激光的吸收取决于材料的一些重要性能, 如吸收率、反射率、热导率、熔化温度、蒸发温度等, 其中最重要的是吸收率。材料吸收率对焊缝质量有很大影响。
d.焊接速度。焊接速度对熔深影响较大, 提高速度会使熔深变浅, 但速度过低又会导致材料过度熔化, 工件被焊穿。所以, 需要根据焊缝截面形状和母材厚度选择一个合适的焊接速度。
e.保护气体。激光焊接过程常使用惰性气体保护熔池, 避免熔池表面氧化。
f.焦点位置。焊接时, 为保持足够功率密度, 焦点位置至关重要。焦点与工件表面相对位置的变化直接影响焊缝宽度与深度。汽车顶盖激光钎焊焊缝位置一般位于焦点下方1/3处, 焊接表面的光斑直径一般为焊缝直径的2倍, 如图1所示。
h.焊接起始、终止时间点与激光开关点的时间关系。在焊缝起弧和收弧时, 要匹配好出光、送丝、机器人运动之间的协作关系, 否则容易出现缺料、多料、夹料、烧穿和粘丝等缺陷。
4 激光钎焊焊缝缺陷分析
激光钎焊经常出现的焊接质量缺陷:
a.焊缝表面不平整。焊缝表面较粗糙, 并且整条焊缝宽度或高度不够均匀、塌陷或者凸起等, 影响了焊缝外形的美观。可能引起焊缝表面不平整的原因有很多, 包括焊丝与光斑位置不合适、焊丝预热不足、激光功率不合适、出丝抖动等等。要逐一进行排查。应尽量使用较大的焊接角度 (前后倾角) , 使光束与零件的夹角减小, 可以得到较光滑的焊缝表面。由于车顶盖与侧围的搭接面为曲面, 在焊接轨迹的示教过程中一定要注意整条焊接轨迹中各个轨迹点的焊接头姿态应尽量与车身角度保持相对一致。
b.焊缝偏移。焊接中钎料未填充到缝隙里而是偏到侧围上 (图2) 。这种缺陷在调试过程中经常出现。产生焊偏缺陷的原因有很多, 如设备、零件、工艺等。出现缺陷时需要逐一排查。需要注意的是, 焊缝的y向位置偏移过多会使钎焊光头的力学跟踪摆动部件偏出焊缝, 所以应保证焊缝的y向尺寸偏移在合适范围内。另一方面, 焊偏缺陷与焊缝跟踪力的设置也有关系。实践证明, 向侧围施加一个0.5~1N的偏向力比较合适。同时要定期校核钎焊光头力学跟踪部件的平衡力。
c.气孔。气孔为比较常见的缺陷 (图3) 。在焊接工艺参数设置合理的情况下, 如果仍然存在气孔, 则需注意零件表面清洁情况。如果存在焊接之前存在未清洁零件表面油污或前期工位留下焊接飞溅和胶等问题, 则很容易导致外部气孔缺陷。
d.起弧及收弧的焊丝填充不足或过剩。在零件边缘焊接起弧和收弧处很容易出现焊料填充不足或堆积过剩等缺陷。要保证起弧和收弧的质量, 一方面要合理控制出光、送丝、机器人运动之间的协作时序, 另一方面要控制零件在车身各方向上的偏差。
e.焊接变形。焊接后顶盖上的焊缝边缘处有少量波浪形状变形或者压痕, 影响顶盖外观。产生变形的主要原因是爪形焊接夹具上的弹簧压块压力过大, 导致焊接中产生的残余应力没有足够的释放空间而发生变形。可在保证间隙的同时通过适当调小弹簧压块压力来控制变形。
f.锯齿状缺陷。该段激光焊接存在锯齿状缺陷 (图4a) , 具体表现为激光焊缝在其与侧围接触面有未熔合的类似于小孔洞的缺陷。研究发现, 侧围外板在该区域与激光焊的接触面有大面积的亮带 (图4b) , 同时存在不均匀的竖痕, 触感明显。其它位置无此现象。
侧围外板在该区域的亮带可能是冲压时模具挤压造成的, 亮带部分金属已没有镀锌层, 呈现金属亮色。激光焊缝的z向位置距离侧围顶部9 mm, 恰好在亮带中间。竖纹产生的方向即为模具挤压方向。在激光焊接方向上, 存在此种不均匀的竖痕, 代表不稳定的材料表面状态。该段激光焊缝在浸润侧围面时, 由于侧围表面对激光的吸收率下降 (镀锌层缺失) , 侧围表面温度不能上升到与钎料形成良好的冶金结合。同时, 焊缝方向上的凸起竖纹代表了侧围表面在焊缝方向上不同的镀锌层厚度。在熔池冷却过程中, 凸起竖纹部分有锌层挥发, 侧围表面温度相对不高且冷却较快, 锌蒸汽来不及从熔池逃逸, 形成一个孔洞。
由于激光钎焊参数多, 相关的设备数量多, 很多焊缝缺陷不是单一原因导致的, 表1为根据参与车型调试经验得出的结果。
注:单元格中“√”表示相关焊缝缺陷与其对应的激光钎焊参数存在对应关系
5 结论
激光钎焊工艺参数多, 质量缺陷产生原因分析复杂, 须根据现场实际情况灵活判断。随顶盖激光钎焊工艺应用日益广泛, 本研究可为今后提高激光钎焊质量, 提高工艺水平提供参考。
摘要：简要介绍激光钎焊的基本原理及设备系统构成, 基于本公司C4l及新爱丽舍/标致301等车型顶盖激光钎焊工艺的应用, 对轿车顶盖激光钎焊焊缝常见缺陷产生的原因进行了分析研究。
环焊缝缺陷论文 篇7
关键词：大型管桁架结构,焊缝缺陷分析,破坏模式
1 前言
近年来建筑结构越来越多采用管桁架结构, 在现代工业厂房、体育馆、展览馆、航站楼、车站等建筑中得到广泛应用。管桁架结构是由桁架主钢管和节点相连接组成的高次超静定结构, 具有造型优美, 结构轻巧, 节点形式简单, 刚度大, 几何特性好, 施工简单, 节省材料等优点[1]。管桁架结构在节点处采用杆件直接焊接的相贯节点焊缝, 相贯节点焊缝因其复杂性和特殊性, 因此要求全周连续焊接并平滑过渡。本文以漳州某工程检测的节点焊缝缺陷, 分析节点焊缝缺陷引起的危害性及节点破坏模式。
2 工程概况
漳州某莲花造型建筑工程设计为空间管桁架结构体系, 立面为莲花造型, 佛坛平面布置呈圆形, 直径为40m, 由钢管混凝土柱承重, 基础形式为钻孔灌注桩, 现佛坛楼面钢管桁架部分 (标高11.2m结构平面) 已施工完成, 未浇筑混凝土楼板, 已建成佛坛部分管桁架结构布置的主要构件为:径向桁架HJ1、HJ2各8榀, 环向桁架HJ3、HJ5各8榀, HJ4为1榀。其中HJ1、HJ2、HJ4、HJ5为整体桁架, HJ3分为HJ3-1、HJ3-2二段桁架。主桁架为径向桁架HJ1、HJ2, 环向桁架HJ3, 径向桁架HJ1、HJ2的上、下弦杆规格分别为Φ219×8、Φ351×12;环向桁架HJ3的上、下弦杆规格分别为Φ219×8、Φ273×10。已建钢管桁架现状详图1, 径向桁架HJ1、HJ2, 环向桁架HJ3、HJ4、HJ5及系杆 (XG1-XG9) 示意图详图2, 桁架HJ1、HJ2、HJ3、HJ5示意图详图3。
3 传力途径及薄弱环节识别
该结构传力途径主要为:系杆 (XG1-XG9) →HJ1、HJ2, 环向桁架HJ3、HJ4→HJ1, 径向桁架HJ2→HJ3、HJ5, 径向桁架HJ1、环向桁架HJ5→钢管混凝土柱→基础。主桁架为径向桁架HJ1、HJ2, 环向桁架HJ3。各桁架弦杆与腹杆间的角焊缝为工厂预制拼装焊接焊缝, 各桁架弦杆间采用现场拼装焊接, 为焊接节点, 对于直接焊接的钢管结构, 在节点处是空间封闭的薄壳结构, 其传力特点是支管将荷载直接传给主管, 节点是钢桁架传力的重要构件, 焊缝连接是确保节点传力的重要构造。
在各种形式的管桁架结构中, 直接焊接相贯节点是由几个支管汇交而成的三维空间薄壁结构, 应力分布十分复杂, 相贯节点是最为重要的环节, 因为节点的破坏往往导致与之相连的若干杆件的失效, 从而使整个结构破坏[2]。
4 节点焊缝检查
空间管节点焊缝是空间管桁架结构中的主要焊缝, 根据设计规定坡口焊缝为二级焊缝等级, 其余角焊缝为三级焊缝等级;根据管桁架结构的传力途径和施工工艺条件, 对8榀径向桁架HJ1下弦杆与环向桁架HJ4下弦杆、支座节点域间连接的坡口焊缝进行全数超声波探伤检测, 对径向桁架HJ2下弦杆与环向桁架HJ3下弦杆两侧、HJ5下弦杆连接的坡口焊缝抽4榀进行超声波探伤检测, 采用超声波探伤检测的坡口焊缝均未达到二级焊缝质量等级要求;对桁架HJ1、HJ2、HJ3、HJ5弦杆节点现场拼装焊接焊缝进行全数外观检查, 部分节点焊缝均存在采用钢管接长的焊缝、漏焊、焊瘤、夹渣、气孔等缺陷[3]。外观检查节点焊缝缺陷照片见图4, 超声波探伤检查结果见表1, 外观检查结果见表2, 外观检查节点焊缝缺陷比例示意图见图5。
5 节点焊缝缺陷危害性分析
本工程检测的相贯节点焊缝缺陷主要发现四种:焊瘤、夹渣、气孔、漏焊等焊缝缺陷对管桁架结构中的相贯节点受力产生明显的危害。
漏焊的危害性属于一种面状缺陷, 通常视为裂纹类缺陷, 漏焊的存在会焊缝的有效截面减少, 从而降低焊缝的强度, 在漏焊的缺口处会发生应力集中和脆化现象, 在应力主作用下很容易扩展裂纹导致构件破坏。气孔的危害性属于体积性缺陷, 它主要是削弱焊缝的有效截面积, 降低焊缝的机械性能和强度, 尤其是焊缝的弯曲强度和冲击韧性, 同时也破坏了焊缝金属的致密性, 在交变应力的作用下焊缝的疲劳强度显著下降。夹渣的危害性属于体积性缺陷, 在交变应力的作用下, 很容易扩展形成裂纹而成脆性断裂, 同时也会以减少焊缝的有效截面积而降低焊缝机械强度、塑性、韧性和耐腐蚀的能力以及疲劳极限。焊瘤对焊接接头的强度和应力水平有不利的影响, 焊瘤常伴有未熔合、夹渣缺陷, 易导致裂纹, 同时焊瘤改变了焊缝的实际尺寸, 会带来应力集中。
6 节点破坏模式
直接焊接的圆管结构, 其特点是支管将荷载直接传给主管, 因支管的轴向刚度较大, 横向刚度很小, 在支管拉力或压力作用下, 主管将出现多种破坏形式。在保证支管轴向力强度、连接焊缝强度、主管局部稳定、主管壁不发生层状撕裂的前提下, 节点的主要破坏模式有几种:主管局部压溃或主管壁拉断;主管壁出现裂缝导致冲剪破坏;K形节点可能在支管间主管剪切破坏[4], 节点的破坏模式如图6所示。
7 预防处理措施
现场拼装焊接焊缝都是采用手工电弧焊, 焊接质量除了工厂对构件的加工精度及对焊口进行适当的处理外, 与工人的技术水平和工作责任心、现场提供的焊接条件有很大的关系。因此, 根据现有条件, 管端切割及坡口加工应尽量使用计算机数控自动切管机, 不得采用支管接长的不合理处理措施;现场应尽量提供好的焊接条件;由于断续焊接易产生焊缝缺陷, 以及不均匀热影响区的材质缺陷, 恶化焊缝的性能, 因此主管和支管的连接焊缝应采用全周连续焊接。以充分发挥节点强度, 保证现场装配和焊接质量, 防此发生脆性破坏[5]。
8 结语
管桁架结构的相贯节点焊缝缺陷会导致与之相连的若干杆件的失效, 不能满足安全使用要求, 从而使整个结构破坏。因此对圆管结构现场拼装的相贯节点焊缝采用超声波探伤检测及全数外观检测两种方法相结合, 使得焊缝表面缺陷得以检出, 更有效的控制焊缝质量。对后期焊缝缺陷的补强与加固提供真实可靠的检测数据, 资料越完整, 焊缝缺陷的补强与加固越能做到经济合理、安全可靠[6]。
参考文献
[1]朱可.钢管相贯节点的研究现状和趋势[J].四川建筑, 2011.08.
[2]中国建筑科学研究院.GB50017-2003钢结构设计规范[S].北京:中国计划出版社, 2003.
[3]中国建筑科学研究院.GB50205-2001钢结构工程施工质量验收规范[S].北京:中国计划出版社, 2002.
[4]戚豹, 康文梅.管桁架结构设计与施工[M].北京:中国建筑工业出版社, 2012.
[5]李斌.节点焊缝缺陷引起的空间圆管桁架的失效模式分析[J].钢结构, 2010 (2) .
环焊缝缺陷论文 篇8
1 两种检验标准区别及其各自缺陷分析
1.1 定级标准不同
射线检测技术SY4109检测标准没有设定检测定级, 而JB4730检测标准根据厂家对接焊接、安装、使用将检测技术分为A、AB、B三个级别, 大体而言SY4109检测标准从技术上可以归类于JB4730中的AB级同级。
1.2 对透照要求不同
(1) 按射线源、工件和胶片之间的相互位置, 对于透照方式两标准都规定了可采用三种方法:单壁单影透照、双壁单影透照和双壁双影, 同时也规定了在实际可行的情况下优先采用单壁透照22的方式。
(2) 对于管径在一定范围内的钢管, 一般都采用双壁单影的透照工艺, 如管径值在1 0 0 m m<D 0≤4 0 0 m m这个区间内。JB4730的检验标准规定管径值在此情况下的A级、AB级允许K值取1.2, 其能透照次数也可以通过计算得出, 这样来讲对我们的实际操作而言会比较方便快捷。但SY4109检验标准的规定相对应比较繁杂一些, 如规定当管径值D0≥250mm, 那么相对应的K值应取1.1, 通过相对应的K值可以计算得出最少透照次数;当管径值D0﹤250mm时, 相对应的K值和一次透照长度则可以适当的放宽限度;当出现射线源距钢管外表面大于15mm这种情况时, 可分为不少于四段透照并且其检验操作中没有壁厚的限制, 这也是SY4109检验标准中的一个较大的漏洞。据实际例子来说, 如采用双壁单影对∮108×8mm的钢管进行透照时, 根据其标准可以分4次透照, 后期经计算此时K值为1.3;而采用双壁单影对于∮377×8mm的钢管进行透照是, 实际上却要进行5次透照, 数据之间的差异从中可以看出其在检验上的漏洞, 且不为人为控制的。
1.3 在焊缝检测质量分级上不同
(1) 焊缝检测质量缺陷类型。
在长输油气管道对接焊缝射线检测中, JB4730检验标准从性质上对接焊接接头在管道缺陷为裂纹、缺乏融合、不完全渗透、条形缺陷、圆形缺陷、根部内陷和根部错边共有7个这样的缺陷;SY4109检验标准则是在这7类缺陷基础上还增加一个“烧穿”底部的缺陷本源。
(2) 在不需要焊透上的分级区别。
未焊透缺陷当使用JB/T4730检测标准时, 只允许单面焊接板存在, 对其不完整的穿透深度的用沟槽对比试块测量试样;而SY/T4109检验标准却允许不完全焊透在任何焊接缺陷的过程。SY/T4109检验标准不会渗透到不完全焊透中间, 形成根部未焊透不是单边开放结果错误的未焊透, 它的评估未焊透有一个长度, 长度300mm不是任何连续焊透的累积长度和不完整的渗透直径管的总长度三个方面评分, 以此来划分其未焊透的等级。JB4730检验标准未焊透的形成理由不做规定, 不是根据他们的最大穿透深度评估, 而是根据一个单一的缺陷长度、总长度的间歇性缺陷和不完整的渗透直径管总长度这些方面来评分分级来规定未指明的未焊透的最大允许的大小。
1.4 其他缺陷及不足
JB/T4730检验标准在Ⅱ、Ⅲ级焊缝不允许存在任何形式的未完全熔合;但SY/T4109检验标准将槽未溶化的熔融层之间并不是定义为一个三明治不融合, 以此增加融合的概念, 表面不会融化定义不完全融化原金属之间的焊接。焊缝金属和继续表面的不融合, 定义为外表面未溶化的外表面, 内表面的定义的根部不完整的融合。SY/T4109检验标准Ⅱ、Ⅲ级焊缝融合允许存在一个三明治不融合和根部未完整融合。另外烧穿技术更对焊接质量有着重要的的影响, 不小心的话容易导致泄漏等问题。一般焊接中出现的比较少, 但在焊接过程中如果其焊接速度过快就很容易出现这样的缺陷。因此, SY/T4109检验标准对烧穿缺陷深度和长度的相关方面做了规定, 当然JB/T4730检验标准则不需要考虑这方面的问题。
2 如何改进长输油气管道对接焊缝射线检测缺陷
在实际应用中, 长输油气管道对接焊缝射线检测的2种检测方式各有利弊, 这需要现场操作人员结合施工环境、管道直径、管道材质以及焊接手法等实际情况来判定, 结合每个单元每个环节的具体情况, 分门别类的采用检测方法, 采用灵活多变的标准, 以此达到检测的准确性及贴近事实性。
3 结语
总之, 由于中国目前的工业管道设计、安装和施工标准在许多不同的设计和安装标准无损检测标准中的要求是不一样的, 与压力容器制造统一“钢压力容器”标准和“压力容器安全监察”实现结合无损检测执行标准不同, 在长输油气管道对接焊缝射线检测中, JB/T4730《压力容器无损检测》标准, 很容易在检验、安装和验收测试过程中出现质量等级结果评定上面的差异。因此, 应该具体问题具体分析, 要理论结合实际。在实际操作的每个测试单元中应根据具体情况, 灵活地多变的使用各种标准, 以便后期得出的数据更加贴合实际, 同时也能更好地确保长输油气管道在试验压力方面的检验质量。
摘要：目前长输油气管道对接焊缝射线检测大多数用《承压设备无损检测》和《石油天然气钢质管道无损检测》两种检测方式, 在长输油气管道对接焊缝射线检测中其各自在应用时应该考虑在特定的应用程序环境下, 根据两个检测标准的特点, 区别运用。该文阐述在长输油气管道对接焊缝射线检测实际应用中二者之间区别, 针对其检验标准射线部分不同进行比较, 细化分析长输油气管道对接焊缝射线检测中存在的不足, 其目的是促进无损检测人员更好地理解其检验标准, 更准确地使用检测技术, 以确保后期开展工作的质量和焊接质量。
关键词：长输油气管道,对接焊缝射线,检测缺陷
参考文献
[1]赵琦.X射线实时成像检测管外扫查器研究[D].大庆:东北石油大学, 2013.
[2]贾涛, 李洪杰.SY/T4109标准在川气东输管道射线检测中的应用及改进建议[J].无损检测, 2013 (3) .