复合铆钉

2024-07-29

复合铆钉（精选6篇）

复合铆钉篇1

1 引言

Ag是导电性最好的金属材料,具有优良的化学稳定性,因此,作为电触点中起导电作用的基体组分,Ag得到十分广泛的应用。通常在银基体中需加入Me O制备出Ag Me O触点材料,以满足电触头耐电弧、抗熔焊等要求。堵永国等[1]在分析燃弧电接触的失效机理和影响因素的基础上,提出了Ag Me O触头材料的成分和组织优化设计原则,对该类触头的发展具有重要的指导意义。

Ag Sn O2触点在使用中表现出优良的耐电弧侵蚀性和抗熔焊性等独特性能,成为Ag Me O领域的研发热点,并被认为是最有希望取代“万能触点”Ag Cd O的新型触点材料[2]。实际使用中,为了节约贵金属,通常采用冷镦技术将Ag Sn O2与Cu制成复合铆钉[3],考虑到界面结合特性对复合铆钉触点性能的重要影响,生产中采用压扁法来检验界面强度[4]。

造成触点失效的最重要原因是电弧侵蚀,界面则是多种损伤的起源。大量研究表明,电弧侵蚀引起的触点损伤主要有开裂、喷溅、蒸发、成分偏聚、材料转移等[5]。Ag Sn O2触点材料中,Ag与Sn O2颗粒之间的界面以及银基体的晶界是材料中结构不连续的部位,并富集缺陷和杂质,常常成为触点开裂的起源部位[6,7];而Ag与Sn O2颗粒界面润湿性的不足则是高温下两者分离导致熔融Ag喷溅、流动以及成分偏聚的重要原因,为此相关研究者在改善界面润湿性方面开展了大量工作[8]。对复合铆钉而言,Ag Sn O2与Cu之间的相界面对其导电和导热性能也有显著作用,从而影响触点的性能和失效机理,这方面的研究尚未得到足够重视。笔者对粉末冶金法制备的Ag Sn O2铆钉触点使用后的开裂现象进行了大量分析,发现其主要有两种形式,一是Ag Sn O2层的开裂,二是Ag Sn O2与Cu之间的界面开裂,本文分析两种开裂的原因,探讨了裂纹与界面结合特性的关系,并指出了改进的方向。

2 Ag/Sn O2相界相关开裂

2.1 Ag Sn O2触点材料组织特征

Ag与Sn O2完全不互溶,后者以分散颗粒的形式存在于银基体中构成弥散强化型复合材料。为了改善界面润湿性,通常需要加入各种添加剂,常见的有Cu O、Bi2O3、WO3、In2O3、Ti O2和稀土氧化物等[9~12]。近期还有研究人员添加纳米Sn O2颗粒来改善触点材料的性能[13]。事实上,添加剂的种类、添加量以及添加方式等属于企业的技术机密,这些技术细节方面的差异也是造成产品性能和用途差异的重要原因。

随着生产设备和技术的改进,采用等静压和挤压等技术制备的Ag Sn O2触点材料已经基本达到理论密度,Sn O2颗粒的分布也十分均匀,无明显的宏观和微观缺陷。图1显示了Ag Sn O2触点材料的典型金相组织。

2.2 复合铆钉 Ag Sn O2层的开裂

Ag Sn O2触点层的开裂是常见现象,对触点性能的影响也很大,因此得到较为广泛的关注。已有的研究表明,从裂纹在材料中的扩展途径来看,大致可以分为空穴裂纹和晶界(相界)滑移裂纹[6,7]两类。前者产生于触点材料表面或内部的微孔、微裂纹、夹杂物等缺陷,以及工作过程中材料受电弧高温作用熔融吸气而造成的气泡;后者主要是电弧对晶界(相界)产生选择性优先侵蚀所致。

前已述及,现有生产技术水平下,触点材料的内在质量已经有了很大的提高,微孔、微裂纹和夹杂物等缺陷大大减少,产生空穴裂纹的风险相应降低。但是与Ag/Sn O2界面结合相关的裂纹仍然常常发生。

图2显示了典型的触点表面裂纹,图3和图4则是常见的空穴形貌。实际上,很多情况下,并未发现裂纹附近存在明显的空穴等缺陷,而产生大量孔洞的部位也并不一定出现裂纹。从形貌特征来看,触点表面的空穴有的是熔融的Ag大量吸气而形成的气泡,由于气体从凝固的Ag中逸出,所以气泡有较为明显的张开特征(图3),这种气泡的尺寸通常较小,约数微米;有的空穴则是由于熔融Ag的不均匀流动而引起,当不同方向的熔融Ag流动到相互接近但未能融合时,就会留下空穴(图4),这种空穴的尺寸则会达到数十微米甚至毫米级别。

从触点截面对裂纹的扩展路径以及裂纹两侧的成分进行观察和分析可以更有效地揭示裂纹的形成和扩展机制。图5显示了裂纹头部的微观形貌,其中虚、实箭头分别指出Ag与Sn O2颗粒界面分离和裂纹沿界面扩展的特征。从图5可知,裂纹头部附近组织仍然是均匀的,并未因电弧的侵蚀而发生明显的成分偏聚,但可以看到裂纹的匹配面边缘有大量颗粒暴露(实线箭头),在裂纹附近未开裂区域还有颗粒与基体界面发生分离的现象(虚线箭头)。图6显示了裂纹尾部形貌,从图6可知,裂纹出现大量分支,并沿Ag与Sn O2的界面扩展。由此可见,Ag Sn O2触点层裂纹的主要发生发展路径是Ag与Sn O2颗粒的界面。

Ag/Sn O2界面开裂有多方面原因。众所周知,Ag与Sn O2的润湿性不良,尽管添加了多种改善界面润湿性的添加剂,但是这些添加剂是否能够很好地发挥作用与其分布有很大关系。笔者在进行微观组织分析时,曾发现Cu O颗粒独立分散在银基体中的现象,这种独立存在的添加剂很难真正起到改善界面润湿性的作用,较差的界面润湿妨碍界面有效传递载荷,是复合材料中裂纹易于由界面生成的重要原因,因此有必要采用适当的工艺措施改善界面润湿性,特别是在高温下的润湿性。触点在使用过程中,会经受反复的高低温循环,Ag与Sn O2膨胀系数的差异导致的界面应力是诱发界面裂纹的重要因素。电弧对界面的选择性优先侵蚀,导致界面区域的高韧性Ag大量损失是界面开裂的又一重要原因[6]。裂纹在扩展过程中,总是力图沿阻力最小的路径发展,当其遇到Sn O2颗粒富集区或者界面缺陷(杂质富集等原因)时,就会选择性地沿这些途径扩展。作为粉末冶金材料,Ag Sn O2触点中总是随机地存在着这样的缺陷,因此裂纹出现了大量转折和分支。

Ag Sn O2触点层产生裂纹后,会增大触点表面粗糙度,减少有效接触面积,增加接触电阻,并由于熔融的Ag流入裂缝而导致触点材料表面成分不均匀,还会加剧裂纹处的材料侵蚀[7],成为触点早期失效的重要原因。

3 Ag Sn O2电接触层/铜基体界面开裂

Ag Sn O2/Cu界面虽然不直接参与电接触,但该界面对电流和热量的传输具有至关重要的作用,因此极大地影响复合铆钉触点的服役性能和寿命。当该界面结合不良、界面电阻偏大时,就有可能在界面区域产生过高的温升导致其发生破坏;另一方面,当Ag Sn O2触点层的裂纹扩展至该界面时,裂纹也有可能沿界面扩展。分析发现,Ag Sn O2/Cu界面开裂后又可能发生两种情况,一是触点层剥落,二是裂纹向铜基体扩展。

图7是复合铆钉界面开裂导致触点层剥落的典型特征,图8是界面区域的放大。触点层剥落后,界面暴露出来,并承受电弧侵蚀,有大量触点层材料颗粒粘附于暴露出来的Cu表面,这些颗粒有明显的重熔特征。

表1是图8中相应区域的成分分析结果。铜层暴露后,由于其抗氧化性能较低,在电流和电弧造成的温升作用下,发生了明显的氧化,在Cu表面形成了与内部组织有明显差别的氧化层(见图8)。粘附在Cu表面的触点层材料则产生了显著的成分偏聚,其中的Sn O2消失殆尽;Sn O2颗粒的密度较Ag低,且熔点高、不易分解、与Ag的润湿性差,当Ag熔化后,Sn O2颗粒会上浮与Ag分离[14],而高温下Cu和Ag有较大的互溶度,因此有富Ag颗粒残留在暴露出的Cu层表面。

%(质量分数)

图9所示为复合铆钉触点中出现的两种触点层与铜基体的界面开裂现象。图中上部的裂纹直接产生于触点层与基体界面之间,并起源于触点边缘,高倍下可以看到该裂纹继续沿界面扩展的特征(图略),这种界面裂纹可能与边缘部分的界面结合不良有关。由于结合不良,界面电阻较大,导热性偏低,电流作用下界面温升较高。Cu与Ag Sn O2层的膨胀系数差异必然导致界面应力,加之温升引起的材料强度下降,成为裂纹萌生的原因。裂纹的扩展致使触点层和铜基体剥离,高倍下也可以观察到暴露出的Cu表面氧化及残留银颗粒等现象。图9所示触点中间部位的界面开裂实际上是Ag Sn O2层裂纹后期沿界面扩展所致,其暴露出的裂纹匹配面特征与前述界面裂纹相同。

图10所示裂纹起源于Ag Sn O2触点层,扩展至Ag Sn O2/Cu界面后,其一方面沿界面扩展,另一方面向铜基体内部扩展。裂纹产生后,空气中的O可以沿裂纹向材料内部扩散,因此尽管裂纹面并未直接暴露于空气中,但在界面和铜基体的裂纹区也均出现了氧化特征。

Ag Sn O2/Cu界面产生裂纹后,结合面积减小,加之Cu的氧化,必然导致界面电阻持续增大,温升提高,因此界面容易发生加速破坏;界面裂纹大幅度扩展会导致Ag Sn O2剥落,直接减少了触点的有效工作面积,甚至可能使耦合触点的贵金属工作层不能产生有效接触,这就有可能因触点接触电阻显著增大而无法导通;另一方面也可能由于电弧能量过于集中而产生动熔焊或接触面温升过高而产生静熔焊,从而加速触点失效。由此可见,提高Ag Sn O2/Cu界面结合强度,抑制使用过程中裂纹的形成是提高触点使用寿命的重要措施。

4 结论

(1)从形成部位来看,Ag Sn O2复合铆钉触点的裂纹可以分为两类,即Ag Sn O2触点层的裂纹和Ag Sn O2/Cu界面裂纹。两类裂纹均严重降低复合铆钉触点的使用寿命,其中Ag Sn O2/Cu界面裂纹的影响更为显著。

(2)Ag Sn O2触点层裂纹主要产生于Ag与Sn O2颗粒界面,其中的Sn O2偏聚区是有利于裂纹扩展的有效途径,也是裂纹扩展过程中产生转折和分支的主要原因。Ag Sn O2/Cu界面裂纹既可以直接产生于Ag Sn O2与Cu之间的界面,也可以由Ag Sn O2触点层的裂纹扩展至界面而形成。

(3)Ag Sn O2/Cu界面产生裂纹后,若裂纹沿界面持续扩展,则会导致Ag Sn O2触点层剥落,若其向铜基体扩展,则引起Cu层开裂。两种情况下,Cu的裂纹面均会发生氧化现象。

(4)为了有效防止在早期产生裂纹,提高触点使用寿命,一方面应采取适当措施改善Ag与Sn O2颗粒在高温下的界面润湿性,另一方面还需要提高AgSnO2/Cu的界面结合强度。

汽车手制动臂铆钉失效分析篇2

手制动臂铆钉的非线性问题分析

典型的手制动臂总成由盖板、操纵臂、铆钉、销轴、传动板等20多个零部件构成, 如图1所示。其中涉及多种材料的使用, 当部件发生塑性变形时, 结构呈现典型的材料非线性。而手制动臂在侧向力工况下, 操纵臂和盖板可能发生大的绕动, 结构呈现几何非线性。同时, 手制动臂结构中的零部件接触也较为复杂, 并在受力与变形中发生变化, 结构呈现状态非线性。

手制动臂铆钉的失效是由弹性应变与塑性应变共同作用的结果, 模型基于经典塑性理论, 因此采用各向同性硬化材料模型进行仿真计算。采用Ductile Criteria定义失效准则。在计算材料失效时, 需要各部件的真实应力和塑性应变值, 这时, 必须应用公式将塑性材料的名义应力 (变) 转换为真实应力 (变) 。

当制动臂结构经受大变形时, 它变化的几何形状就有可能引起结构的非线性响应。在制动臂端开始受力时, 端部绕动较小, 分析时可以近似认为是线性的。但当端部绕度较大时, 载荷可以分解为一个垂直于制动臂的分量和另一个沿制动臂长度方向作用的分量。随着载荷的持续, 制动臂不断弯曲以至于动力臂明显减少, 导致对结构承载方式的影响。

手制动臂各零部件间的接触较为复杂, 有些零件处在常接触状态, 如手制动臂铆钉与其连接件之间的接触。而有些零件是在手制动臂受到一定载荷后才发生接触, 如操纵臂限位凸块与齿板基座之间。在手制动臂各部件的接触表面的相互作用包括两部分:垂直于接触面的相互作用和切向于接触面的相互作用, 非线性计算中接触模拟的目的就是为了确定接触面和接触压力。而此类接触均可用NewtonRaphson算法进行迭代求解。

手制动臂铆钉失效的计算过程属于高度非线性问题。因此, 在建立有限元几何模型时要注意模型的质量, 从而保证网格的质量与部件间的良好接触关系。在进行网格划分时, 为了保证计算的收敛, 在关键部件采用线性六面体单元, 其余部件采用线性四面体单元, 并通过控制网格的密度来保证计算时间、规模以及精度的协调。在接触方面, 采用有限滑移定义接触对。

根据具体工况定义约束和施加载荷之后即可进行求解, 注意求解参数的设置, 以保证计算的收敛性。最后根据结果对设计进行评价。具体计算过程如图2所示。

有限元计算模型建立

1.几何模型建立和网格划分

在建立手制动臂总成模型时, 为了控制计算规模, 应对模型进行适当的简化。简化原则是既要准确地反映部件间的相互运动关系, 又要保证各部件的力学特征。因此, 省略在侧向力作用下具有自由端特征且对变形贡献很小的零部件, 如拉杆、齿板等零件, 最终建立包括操纵臂、盖板、铆钉及销轴等10个零件在内的总成模型。

理论分析和相关试验表明, 在计算此类高度非线性问题时, 应当采用线性单元进行网格划分, 这样可保证模型的规模以及计算的收敛。而对手制动臂铆钉采用精度较高的六面体单元, 其余部件采用精度较差的四面体单元。由于手制动臂铆钉的失效分析是基于手制动臂总成的非线性计算基础上的, 规模较大, 计算时间较长, 因此仅在关键部位细化网格密度。最终单元数量为550 561, 节点数量为475 656。手制动臂总成及关键铆钉有限元网格局部放大如图3。

2.设置材料属性及接触

典型的手制动臂总成产生的接触有铆钉及其连接件的接触, 盖板、操纵臂限位凸块与齿板基座间的接触等。而在计算铆钉失效时, 失效单元将被移除, 零件的内部单元将继续与连接件产生新的接触, 因此在定义接触时要将零件的内部单元也定义在接触对中。而操纵臂和盖板限位凸块与齿板基座的接触设定为可滑移的接触对。为了模拟真实情况, 销轴与其连接件除定义接触外, 还要定义铰接连接。而为了保证在合理的计算时间内非线性计算的收敛性, 限位铆钉、小铆钉与其连接件之间的接触可以采用绑定约束简化。大量实验表明, 这类简化方式与全部接触对定义可滑移接触相比对结果的影响不大, 而且可以节省大量的计算时间。另外, 固定座和齿板基座的刚度较大, 并对手制动臂的变形贡献较小, 因此对其采用刚体约束, 以减少模型的计算规模。

采用各向同性硬化材料模型计算手制动臂铆钉的失效, 需根据公式得到手制动臂铆钉材料的真实应力—塑性应变参数。附表为手制动臂铆钉材料1018的应力和应变名义值与真实值的对比。另外, 大量的试验表明, 在非线性计算过程中, 显示算法将判断单元的弹塑性。因此, 非关键部件可不设置塑性参数, 以提高计算速度。

3.约束和载荷的定义

约束固定座和齿板基座的刚体参考点, 以模拟手制动臂总成通过三个螺钉的紧固连接。

结合设计要求以及实际操作情况, 施加600N的侧向力在操纵臂端, 为了避免计算中出现局部塑性变形过大导致收敛困难的情况, 故根据实际情况采用面载荷的方式施加侧向力。

有限元计算、结果分析及改进建议

根据所建立的手制动臂总成的有限元模型, 对侧向力工况进行了非线性分析, 得到了手制动臂铆钉的失效变形及应力分布。手制动臂铆钉与操纵臂接触的铆钉帽发生失效, 手制动臂铆钉的最大应力为508.4MPa, 最大应变为0.213, 均符合失效定义。手制动臂铆钉的失效时的应力及变形局部放大图如图4所示。

通过手制动臂铆钉失效后的应力分布可知, 与操纵臂和盖板接触的位置应力较大, 而拐角处应力最大, 即失效发生位置。另外, 仿真结果显示手制动臂端部的最大位移为30.68mm。

设计中, 手制动臂的操纵臂与盖板间是以铆钉连接, 并通过操纵臂与盖板间的接触以及两者与铆钉之间的接触传递载荷。此设计方法虽能够在一定工况下满足使用要求, 但在手制动臂一端受到较大横向载荷时, 易造成手制动臂铆钉的局部塑性应变过大, 甚至失效。建议在操纵臂与盖板间除铆钉连接外, 采用焊接方法, 如图5所示, 将两者的上下边缘连接在一起, 起到分散载荷的作用。

对操纵臂与盖板上下缘进行焊接模拟并进行仿真计算, 结果表明在相同工况下, 手制动臂端部的最大位移为23.23m m, 铆钉未发生失效。计算表明, 对操纵臂与盖板上下缘进行焊接可有效减少手制动臂端部的变形, 并可防止手制动臂铆钉发生失效。

结语

仿真计算表明, 利用非线性有限元方法分析手制动臂铆钉的失效是可行的。但手制动臂部件较多, 计算量较大, 因此应根据研究重点, 调整各部件的网格密度。

此次仿真计算, 是在基于手制动臂总成, 充分考虑材料非线性、几何非线性及状态非线性的情况下进行的。因此, 利用非线性有限元方法分析同类型问题也是可行的。

摘要：在手制动臂总成的设计中, 必须将手制动臂端部的横向残余变形控制在规定范围内。在试验和使用过程中发现手制动臂铆钉的变形对手制动臂端部的残余变形影响较大, 甚至出现过铆钉开裂失效的情况。因此如何在设计之初对基于总成的手制动臂铆钉进行仿真分析, 防止其在使用中发生失效或开裂, 就显得比较迫切。计算铆钉的残余变形及开裂涉及到材料非线性、几何非线性和状态非线性, 属于高度非线性问题, 是手制动臂设计中的一个难点。

复合铆钉篇3

铆接是一种不可拆卸的连接,它是依靠铆钉钉杆镦粗形成镦头将构件连接在一起。由于其价格低廉,可靠性及强度较高,便于携带和便于使用自动钻铆设备等优点而成为一种应用广泛的永久性连接方法[1]。

基于以上优点,一些航空航天的高质量接头也是用其连接的,这就必须同时考虑拉压下的超静定问题中的装配应力,来校核铆钉和构件的许用应力,而且经计算可知铆钉的排列形式也对构件的许用应力有一定的要求。如果构件和铆钉所受到的应力超过极限应力时就会导致连接部分的变形破坏,发生工程事故,千里之堤,溃于蚁穴,所以防患于未然很重要(本文以四个铆钉为例研究)。

2计算分析

2.1破坏形式

实际工程结构中的连接部分经常存在装配应力,以铆钉为例,装配后,铆钉对其四周产生挤压,造成结构中产生一定的附加应力,对结构稳定性和强度产生影响,如果不加以预测和控制,会造成结构的破坏。

2.2装配应力

以板件与铆钉作为研究对象,假设板件1的厚度为d1,宽x1,线胀系数[α11],弹性模量[E1],许用切应力[τ1],许用挤压应力[σbs1],许用拉应力[σ1]。板2厚度为d2,宽x2,线胀系数[α1 2],弹性模量[E2],板2许用切应力为[τ2],许用挤压应力为[σbs2],许用拉应力为[σ2]。铆钉直径d,线胀系数[α13],弹性模量[E3],许用切应力为[τ3],铆钉许用挤压应力为[σbs3],铆钉许用拉应力为[σ3]。

设板1中圆孔直径为[R1],板2中圆孔直径为[R2],铆钉直径为d。

2.2.1当πd≤πR1且πd≤πR2时,可以直接装配,装配后铆钉与两板间不存在挤压应力作用。

2.2.2当πd>πR1且πd≤πR2时,此时可以通过升高板1的温度或降低铆钉的温度,或两者同时进行来完成装配,装配后温度恢复室温过程中铆钉与板1间存在装配应力作用,渐增大。温度恢复到室温后,此时

板1圆孔的周长:

铆钉:

两者相等

2.2.3当πd≤πR1且πd>πR2时,此时可以通过升高板2的温度或降低铆钉的温度,或两者同时进行来完成装配,装配后温度恢复室温过程中铆钉与板2间存在挤压应力作用,且逐渐增大。温度恢复到室温后,此时

板2圆孔的周长:

铆钉:

两者相等

2.2.4当πd>πR1且πd>πR2时,此时可以通过升高板1,2的温度或降低铆钉的温度,或两者同时进行来完成装配,装配后温度恢复室温过程中铆钉与板1,2间存在挤压应力作用,且逐渐增大。温度恢复到室温后,此时

⑴、板1圆孔的周长:

铆钉:

两者相等

⑵、板2圆孔的周长:

铆钉:

两者相等

由于板件圆孔的直径与铆钉的直径不同而导致装配后可能会出现装配应力,上述公式可以用来校核装配后板件跟铆钉的许用挤压应力,如果板件跟铆钉的许用挤压应力达不到要求,那么板件跟铆钉将会发生塑性变形或断裂。

3结论

由于板件圆孔的直径与铆钉的直径不同而导致装配后可能会出现装配应力,通过计算分析可以校核装配后板件跟铆钉的许用挤压应力,如果板件跟铆钉的许用挤压应力达不到要求,那么板件跟铆钉将会发生塑性变形或断裂。通过对板件连接部分装配应力的分析,对其大小有了比较准确的认识,可以提前加以预测和控制,减少工程事故的发生,确保连接件的安全。

摘要：本文以铆钉为例,从连接部分所受到的装配应力角度进行理论计算分析,校核板件与铆钉的许用应力,分析结构的稳定性,并预测连接部分的破坏部位。

关键词：铆钉,装配应力,连接部分,拉伸强度,许用应力

参考文献

[1]尤建兵.螺柱焊接技术的发展趋势[J].电焊机.2006,36(1):9~10.

[2]卢振洋,黄鹏飞,蒋观军等.高速熔化极气体保护焊机理及工艺研究现状.焊接.2006,(6):16~20.

[3] Tseng C F,Savage W F. The effect of arc oscillation in either the transverse or longitudinal direction has a beneficial effect on the fusion zone microstructure and tends to reduce Sensitivity to hot cracking[J]. Welding Journal.1971,50(12):777~785.

复合铆钉篇4

基于以上优点,一些航空航天的高质量接头也是用其连接的,这就必须同时考虑拉压下的超静定问题中的温度应力,来校核铆钉和构件的许用应力,而且经计算可知铆钉的排列形式也对构件的许用应力有一定的要求。如果构件和铆钉所受到的应力超过极限应力时就会导致连接部分的变形破坏,发生工程事故,千里之堤,溃于蚁穴,所以防患于未然很重要(本文以四个铆钉为例研究)。

2 计算分析

2.1破坏形式

实际工程结构中的连接部分经常存在温度应力,以铆钉为例,装配后,当环境温度发生变化时,铆钉变形,进而对其四周产生挤压,造成结构中产生一定的附加应力,对结构稳定性和强度产生影响,如果不加以预测和控制,当环境温度发生变化时,会造成结构的破坏。

2.2温度应力

以板件与铆钉作为研究对象,假设板件1的厚度为d1,宽x1,线胀系数[α11],弹性模量[E1],许用切应力[τ1],许用挤压应力[σbs1],许用拉应力[σ1]。板2厚度为d2,宽x2,线胀系数[α12],弹性模量[E2],板2许用切应力为[τ2],许用挤压应力为[σbs2],许用拉应力为[σ2]。铆钉直径d,线胀系数[α13],弹性模量[E3],许用切应力为[τ3],铆钉许用挤压应力为[σbs3],铆钉许用拉应力为[σ3]。

当环境温度发生改变时,由于板件跟铆钉的线胀系数不同而有可能在两者间产生挤压应力。

2.2.1温度升高时

2.2.1.1当αl3=αl1,αl3=αl2时,两者间不存在挤压应力

2.2.1.2当αl3≠αl1,αl3≠αl2时,板1、板2与铆钉存在温度应力。由于材料受热都是均匀膨胀,所以两者均受均布载荷。

2.2.1.3当αl3≠αl1,αl3=αl2时,板1与铆钉间存在温度应力,板2与铆钉间不存在。

2.2.1.4当αl3=αl1,αl3≠αl2时,板2与铆钉间存在温度应力,板1与铆钉间不存在。

2.2.2温度降低时

2.2.2.1当αl3≥αl1,αl3≥αl2时,板1与铆钉间温度应力不存在;

2.2.2.2当αl3<αl1,αl3>αl2时,板1与铆钉间存在温度应力。

铆钉周长变为:

板1圆孔周长变为:

2.2.2.3当αl3>αl1,αl3<αl2时,板2与铆钉间有温度应力。

铆钉周长变为:

板2圆孔周长变为:

2.2.2.4当αl3<αl1,αl3<αl2时,同时成立,

由上述各情况可看出,不同情况下对板件跟铆钉的许用挤压应力要求不同,上述公式可用来校核不同温度下,铆钉与板件的许用挤压应力,如果应力要求达不到,那么板件跟铆钉会发生塑性变形或断裂。

3 结论

在结构处于温度发生变化的环境时,由于对板件跟铆钉的许用挤压应力要求不同,通过计算分析公式可以校核不同温度下,铆钉与板件的许用挤压应力,如果应力要求达不到,那么板件跟铆钉会发生塑性变形或断裂。通过对板件连接部分温度应力的分析,对其大小有了比较准确的认识,可以提前加以预测和控制,减少工程事故的发生,确保连接件的安全。

参考文献

[1]汪清.C/SiC复合材料连接接头应力与破坏形式数值分析[D].西北工业大学.2005

复合铆钉篇5

1 L-B型组合式制动梁结构特点

L-B型制动梁是为提高制动梁的疲劳强度和使用可靠性, 借鉴美国AAR技术标准开发的新型制动梁。它与槽钢制动梁完全可以互换, 可用于转8A, 转8G, 转8AG, 转K1, 转K2, 转K4, 转K5, 转K6, 控制型转向架等大多数型号的转向架。它采用了模块化的组合式结构, 整个制动梁由制动梁架、制动梁立柱和两个闸瓦托四大件构成。其中, 制动梁架是采用轧制异型钢Q460D经切分拉制而成的一体式结构, 闸瓦托装在制动梁架两端, 制动梁架采用压力装配方式装入闸瓦托的止孔内, 整个制动梁为无焊缝结构, 采用轧制工艺, 其疲劳试验次数达270万次。目前, L-B型制动梁在全路货车的使用率达到70%以上。

2 问题发现

2011年2月5日, 成都北运用车间下到列检作业场二班检车员李论武接49021次, 检查发现机后15位, C64K 4883204, 该车2位制动梁4位闸瓦托组装铆钉折断。据统计, 成都北运用车间自2010年4月以来, 共处理L-B型制动梁故障47件, 其中闸瓦托组装铆钉折断故障18件, 占故障数的38.3% (图1) 。

3 原因分析

L-B制动梁主要由制动梁架、制动梁立柱和两个闸瓦托四大件构成。制动梁架从结构上可分为制动梁架前杆部、制动梁架后杆部和二者连接部三部分。运用中L-B型制动梁闸瓦托铆钉折断故障发生比较频繁, 主要原因是在发生制动作用时, 制动梁、闸瓦托受到车辆制动力作用而引起梁体扭曲、制动梁上下频繁振动, 使得闸瓦托与制动梁梁体受到不同方向的扭力而形成对闸瓦托铆钉的剪切力及扭力。

3.1 受力分析

下面分析一下制动梁架的受力情况。在忽略其本身重力及支持力的情况下, 当车辆处于缓解状态时, 制动梁架基本不受外力作用。当车辆处于制动状态时, 后杆中部受到制动梁支柱的拉力F1, 前杆中部受到来自制动梁支柱的推力F2, 同时由于车轮踏面与闸瓦的摩擦而在制动梁架端部产生扭N1、N2。基础制动装置本身的反扭力f1、f2。由于制动梁两端的闸瓦托是采用铆钉与后杆铆接, 经过运行中的振动后, 闸瓦托与制动梁架之间的铆接产生松动, 由于铆钉孔和铆钉配合存在间隙, 则闸瓦托与制动梁架之间在制动力的作用下存在一定的相对剪切运动, 此运动对铆钉产生较大的剪切力 (图2) 。

当列车发生制动作用时, 闸瓦压力N作用于车轮踏面, 假设闸瓦与车轮踏面的摩擦系数为f, 则摩擦力F=f gN。制动梁闸瓦托受摩擦反力F=f gN, 方向向上 (图3) 。

假设忽略制动梁自重, 梁体端滑块受侧架滑槽上部的压力为N, 制动梁支柱受基础制动杠杆向下的压力为N’, 制动作用时作用于闸瓦托上的向上的摩擦力为反力F1, F2, 则作用于制动梁上的力如 (图4) 。

针对上述受力作弯矩图 (图5) 。

显然, 闸瓦托所在位置A点为剪力最大位置。且由于制动梁架是采用压力装配方式装入闸瓦托的止孔内, 经过运行中的振动后, 配合间隙相应增大, 从过盈配合转变为间隙配合, 则闸瓦托与制动梁架之间在外力的作用下存在一定的相对位移, 而在闸瓦托组装铆钉上表现出的是对称剪切荷载 (如图6) 。长期受剪切荷载和车辆运行中的振动, 铆钉与铆钉孔的配合间隙将增加, 使铆钉发生变形。当剪切力大于铆钉的抗剪临界力时, 铆钉被剪断。另外, 由于闸瓦托与制动梁架长期受外力和振动, 使之间的配合逐步转变为间隙配合, 则铆钉两断头部可能受到对称拉应力N1 (N2) 。当拉力N1 (N2) 作用于铆钉产生的屈服强度大于铆钉的屈服极限时, 铆钉被拉断。

此图是铆钉受剪切折断, 受到的剪切力为与摩擦力, 其中, 铆钉杆长度) 大小相等, 方向相反的力, 在长期的受载过程中受到的剪切力是从0——之间变化, 是一个交替循环过程, 容易产生疲劳断裂, 而且铆钉和铆钉孔在使用一段时间之后产生间隙, 这样的间隙使得在制动的过程中铆钉和铆钉孔将会产生冲击载荷, 这样的冲击载荷远远大于摩擦力的反力F=f gN, 这样可能会使得铆钉受到的剪切应力大于铆钉本身的剪切屈服强度τs, 从而产生折断 (图7) 。

此图是铆钉头折断受力, 钉受到制动梁后架的拉力N1 (N2) 作用, 其值为N1 (N2) , 铆钉头部也是受到的从0-N1 (N2) 交替循环过程拉力作用, 容易产生疲劳断裂。铆钉在长期受拉过程中, 由于残余应力的存在使得铆钉纵向长度变长, 使得铆钉和制动梁之间产生松动, 以至于产生间隙, 在制动过程中, 铆钉头部和制动梁产生冲击载荷, 使得铆钉受到的拉应力大于铆钉本身的屈服极限σs, 使得铆钉被拉断。

从以上的材料受力分析可以看出, 作用于制动梁架的各种力的作用部位不同和制动梁架端部的异型结构导致了制动梁架内部的应力集中于制动梁架与闸瓦托配合部位, 加上车辆在长期快速运行中的振动车辆频繁制动造成的冲击, 以及车辆常用制动和紧急制动闸瓦压力的不同、空重车制动力的不同等原因, 使制动梁架承受的力变化频繁。由于长期承受频繁变化的外力影响, 导致了制动梁架与闸瓦托结合处及组装铆钉内应力的不断变化, 最终导致闸瓦托铆钉产生疲劳折断。

3.2 材质及工艺原因

闸瓦托铆钉的材质及铆接工艺对铆钉在运用中的抗剪切有很大影响。铆钉的材质及尺寸将决定其抗剪切临界力, 然而在铆钉尺寸固定的前提下, 只有选用抗剪力大的材质的铆钉, 才能提高其使用寿命。铆接工艺也是影响其抗剪力的一个重要因素。目前新型专用拉铆钉铆接工艺能大大提高铆钉的抗剪切临界值。

4 存在危害

闸瓦托铆钉折断后, 对车辆的运行安全构成威胁, 铆钉折断后, 在车辆发生制动作用时, 铆钉折断一端闸瓦托与制动梁体在外力作用下可能发生相对位移, 从而该位置制动力下降。另外, 闸瓦托与制动梁体的相对位移可能导致未折断端铆钉受力增加, 从而存在折断另一端铆钉的可能性, 而引起闸瓦托脱落等危及行车安全的故障。因此, 在运用中发现闸瓦托铆钉折断故障须对制动梁进行更换处理。

5 改进建议

通过分析, 为了尽量避免闸瓦托铆钉折断, 可以建议厂家或车辆设计部门采用新型的高强度铆钉及转变铆接方式。另外, 可在货车车辆段配备制动梁闸瓦托铆钉相应的专用铆接设备, 对因闸瓦托铆钉折断而更换的制动梁进行铆接再利用, 以节约成本。

摘要：L-B型组合式制动梁在运用中发现多起闸瓦托铆钉折断故障, 本文通过对制动梁在车辆发生制动作用时的受力及材质工艺方面的原因进行分析, 查找闸瓦托铆钉折断的原因。

关键词：L-B组合制动梁,闸瓦托铆钉,受力分析,建议

参考文献

[1]张军, 贺思勤, 宋伟华.货车L-B型组合式制动梁切口圆弧处裂纹问题的原因分析与建议[J].铁道技术监督, 2006, 6.

[2]张俊琴.货车制动梁运用故障分析及对策[J].铁道机车车辆, 2007, 6.

复合铆钉篇6

关键词：化学着色,着色膜,铝合金小零件,耐腐蚀性

0 前言

化学着色可以很好地解决批量铝合金小零件的装饰性和保护性问题。利用KMnO4、HNO3、Cu(NO3)2在常温下对铝合金零件表面着黑色后可以用于仪器仪表、汽车部件,能获得色泽纯正均匀、具有一定耐蚀性能的装饰性色膜[1],满足其使用要求。着色零件使用场合不相同,着色质量标准也不同。而装饰性着色,色泽纯正、抗潮湿空气氧化腐蚀就是其主要指标。为此有必要研发新的化学着色配方,既能获得色泽纯黑的着色膜,又能进一步提高着色膜的耐腐蚀性能。

本工作通过正交试验,优选出了耐蚀性能较佳的工艺配方;所得着色膜耐酸、耐碱和耐盐雾腐蚀能力均有显著提高;该法操作方便,所需设备简单,便于大批量生产,具有较好的应用价值。

1 试验

1.1 着色处理

1.1.1 基材前处理

着色基材为LF2铝合金铆钉,其成分符合GB/T 3190-1996要求,尺寸见图1。其前处理[2,3]如下:

脱脂除油:20 g/L NaOH,45 g/L Na2CO3;温度60～80 ℃,不断搅拌下处理1 min。

酸蚀:质量分数40%的HNO3;室温,处理时间1 min。

活化:质量分数3%的NaOH,室温,时间2 min,其作用是去除表面氧化膜,提高表面的结合强度。

水洗:先用自来水洗,再用蒸馏水洗;每次水洗1～2 min,以去除表面附着的杂质和残留的处理液。

1.1.2 着色工艺

化学着色:将(NH4)2MoO4,NH4Cl,H3BO3和KNO3按一定比例配制成水溶液,并加热至60～90 ℃。将零件按一定的装载量放入着色液中,保持温度下不断缓慢搅动零件20～60 min。

着色后,将工件置入蒸馏水中漂洗,以去除其表面残留的着色液,最后烘干保存。

为了进行对比,按常温置换氧化配方在铆钉表面制备着黑色膜,具体的工艺:15 g/L KMnO4,4 mL HNO3(ρ=1.40 g/cm3),25 g/L Cu(NO3)2,在室温下反应12 h,期间间隔搅拌。

1.2 正交试验设计

选取影响着色膜性能的4个主因素:(NH4)2MoO4浓度、NH4Cl浓度、着色温度、着色时间进行考察,固定H3BO3浓度为8 g/L、KNO3浓度为8 g/L。采用L9(34)正交试验进行优化,其因素水平见表1。

1.3 膜层主要性能评价指标

确定正交检验标准:耐酸腐蚀性、耐碱腐蚀性、耐盐雾腐蚀性分别为S,J,Y指标,采用5 mm×5 mm方格划分,以无腐蚀点方格的比率来评价抗蚀能力的大小:(1)耐酸腐蚀性检验试剂为25 mL 37%HCl,3 g K2CrO7,75 mL 蒸馏水,常温下浸泡;以反应10 min后色膜未被腐蚀方格的百分数评定腐蚀程度;(2)耐碱腐蚀性检验试剂:5%(质量分数)NaOH溶液,温度50～60 ℃,以浸泡3 min后未被腐蚀方格的百分数评定;(3) 耐盐雾腐蚀性:按照GB 6458-86进行中性盐雾(NSS)试验,采用5%(质量分数)NaCl溶液,溶液pH值为中性(6～7);试验温度均取35 ℃,盐雾的沉降率测定为1.7 mL/(80 cm2·h),符合GB 6458-86中沉积率1.0～2.0 mL/(80 cm2·h)的要求,试验时间为8 h,用未被腐蚀方格的百分数评定耐腐蚀性。

2 结果与分析

2.1 4因素对色膜耐蚀性的影响

4因素正交试验的极差分析见图2。由图2可知,(NH4)2MoO4浓度对各耐腐蚀指标影响的显著性最大,最佳值为15 g/L; NH4Cl浓度对耐碱和耐盐腐蚀的影响很不显著,耐酸性在NH4Cl浓度为60 g/L时最佳,但当浓度为30 g/L以上时对性能改善不大;温度和时间的提高对各指标影响较显著,但温度达85 ℃后影响较小;反应时间超过40 min后对抗腐蚀性能的提高作用有限。

由以上得到着色最佳配方及工艺条件:15 g/L (NH4)2MoO4,30 g/L NH4Cl,8 g/L H3BO3,8 g/L KNO3,85 ℃,40 min。

2.2 膜层外观

以最佳工艺条件处理铝合金表面,得到了纯黑、表面平整光滑、附着力强的黑色膜,图3为铝合金铆钉经本工艺化学着色前后的对比。

着色膜表面仅有少量分布的白色针孔,图4是铆钉着色后的圆柱体某区域放大10倍的状态,椭圆内的白点即为针孔,是由成膜过程中铝合金表面不同部位构成电极发生电极反应所产生的。

电极反应式如下[4]:

阳极: Al→Al3++3e

阴极: 2H++2e→H2

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由上式和文献[4]的分析可知,铝的表面形成了由铝的氧化物、氢氧化物和钼的氧化物组成的钼酸盐转化膜。着色膜上的针孔口有析出的白色粉状固体物质,分析发现含有Al,O等元素,是化学反应通道内生成的白色氧化物。着色膜如果经过封闭处理,可获得相当好的保护性能。

2.3 膜层耐腐蚀性

2.3.1 腐蚀宏观形貌

图5是3组铝合金铆钉试样在常温置换氧化配方与本配方下着色后,膜的耐酸性、碱性、盐雾腐蚀结果。

在耐酸试验中:常温置换氧化试样上可见较多的灰白色区域,说明着色膜已经成片脱落;而本工艺试样分布白色的小圆斑,且数量较少,可见本配方着色膜的耐酸性较好。

在耐碱试验中:常规氧化试验上仅小部分区域残存着色膜,大部分已经被腐蚀露出基体;而本工艺着色膜基本完整,但颜色稍淡,也分布有局部的小直径腐蚀点。在相同的试验时间下,通过测定铆钉表面着色膜未腐蚀方格的百分数,得到前者的腐蚀面积是后者的3倍,可见前者耐碱腐蚀能力很差,后者的耐碱性优势十分明显,是前者的3倍。

在耐盐雾试验中:常规氧化试样的耐蚀性也明显差于本工艺试样,在同一试验时间下,常规氧化试样着色膜的腐蚀面积是本工艺试样的1.5倍,后者耐盐雾腐蚀能力明显强于前者。

综上可见,本工艺制备的着色膜具有良好的抗各种腐蚀介质的性能。

2.3.2 耐蚀机理

(1)耐酸试验中,常温置换氧化着色的着色膜主要成分为CuO,与HCl作用而发生溶解腐蚀:

CuO+2HCl=CuCl2+H2O

本配方着色膜主要由钼和铝的氧化物或氢氧化物构成,在膜的形成过程中出现不同的颜色,可见是致密光干涉膜Al2O3,而Al,Mo的氧化物电极电位均高于CuO,与HCl的反应非常微弱。因此,本工艺着色膜的耐酸腐蚀性能优于常温置换氧化着色膜。

(2)耐碱腐蚀试验中,常温置换氧化着色膜中的主要成分CuO在NaOH水溶液中会少量离解出Cu2+,与NaOH发生反应生成疏松的Cu(OH)2而成片脱落:

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而本工艺着色膜以钼的氧化物为主,膜的惰性较高,总体的抗碱腐蚀能力强于氧化铜膜,又由于气密性较好,在碱性腐蚀试验中表现良好的抗蚀能力。

(3)耐盐雾性方面,在5%NaCl溶液中,氧化钼的腐蚀电位高于氧化铜的,更不容易发生点腐蚀。因此,本工艺得到的着色膜更加耐盐腐蚀。

3 结论

(1)优选出的铝合金铆钉着色最佳工艺:15 g/L (NH4)2MoO4,30 g/L NH4Cl,8 g/L H3BO3,8 g/L KNO3,85 ℃,40 min。