断裂原因

断裂原因（共12篇）

断裂原因 篇1

1 问题分析

某厂生产了一批用于重型载货汽车轮毂上的高强度螺栓,该螺栓在安装时发生断裂。螺栓规格为M22×1.5×85 mm,头部标记10.9 级,表面电镀锌,材质为35Cr Mo,制造工艺为材料拉拔—下料—镦制—车头部—调质处理—磨外圆及螺纹径—滚螺纹—镀锌—烘烤—包装。为了查找断裂原因,将螺栓断裂残件带回进行试验分析,断裂螺栓见图1。

2 理化检验

2.1 宏观检查

螺栓断裂发生在第5 扣与第6 扣之间,表面没有明显的塑性变形,断口整体比较平整,无锈蚀痕迹。螺栓断口左侧边缘存在黄亮色物质,结合能谱分析及现场观察,黄亮色物质为螺栓残件拆卸时铜顶杆的铜屑残留。

将螺栓断口置于体视镜下观察,断口表面呈灰色且较为粗糙,有明显的撕裂脊,呈放射状花样,放射线从中心向四周发散,这种断口特征说明该螺栓的断裂是瞬间发生的[1],如图2 所示。根据螺栓的断口宏观形貌,可以判断螺栓断裂的起源在螺栓芯部,由内向外扩展断裂。

2.2 微观断口分析

将螺栓断口使用超声波清洗后置于电子扫描电镜下观察其微观形貌,断口上没有明显的源区、扩展区、终断区,根据发射条纹的收敛方向判断,螺栓的断裂起始于芯部位置[2,3]。断口整体形貌为解理断裂形貌,部分区域伴有少量的舌状花样和二次裂纹,如图3 所示。

2.3 化学成分分析

采用直读光谱仪对断裂件进行化学成分分析,螺栓化学成分符合GB/3077-1999 标准要求,如表1 所示。

%

2.4 金相分析

将螺栓断件横截面制成金相试样腐蚀后,在低倍下进行观察,可见螺栓中心存在明显的偏析和疏松缺陷,放大中心区域可见大量疏松缺陷(图4),螺栓金相组织为回火索氏体(图5)。

将断裂试样纵向剖开,研磨抛光后使用硝酸酒精腐蚀,可见严重的带状偏析(图6a),同时在偏析处存在显微裂纹(图6b)。

2.5 硬度检验

将螺栓断件进行维氏硬度试验,其结果符合GB/T3098.1-2010 标准对于10.9 级螺栓的要求,螺栓硬度检测结果见表2。

3 综合分析

断裂螺栓材质符合35Cr Mo钢的要求,硬度符合相关标准要求。金相检查发现螺栓存在严重的(碳)偏析,这种偏析是材料冶炼过程中形成的,在材料冶炼(结晶)时因为中心部分是最后凝固的部分,碳、锰及一些夹杂元素会在芯部集中,导致材料中心碳、锰正偏析,螺栓的这种偏析降低螺栓的韧性[4]。

螺栓的宏观断面平齐,无塑性变形,断口电镜扫描发现整个断面为解理形貌并伴有二次裂纹,螺栓属于脆性断裂[5,6]。断裂螺栓中心存在严重的偏析和疏松缺陷,割裂了芯部基体的连续性,在螺栓制造时又对原材料进行了拉拔和镦制工艺,由于螺栓材料芯部存在有严重的增碳现象,导致冷拔过程中材料芯部发生了竹节状冷拔开裂[7],并在后续的杆部缩颈和滚丝的过程中裂纹进一步扩展,这些裂纹从螺栓内部开始起源和扩展,螺栓使用前很难发现,在安装使用时由于裂纹的存在降低了螺栓的承载力导致了最终的断裂。

4 结论

a.螺栓的断裂为脆性断裂;

b.螺栓的材料芯部存在有明显的增碳现象,导致冷拔过程中发生了芯部的竹节状冷拔开裂,并在后续的杆部缩颈和滚丝的过程中裂纹进一步扩展,降低螺栓的承载力,致使在安装过程中发生断裂。

c.建议加强原材料化学成分和金相检查[8],保证材料质量。

摘要：35CrMo材料轮毂螺栓在安装过程中发生断裂,为了分析其断裂原因,采用化学成分分析、宏观微观检查、金相分析、硬度测试、断口扫描等方法对断裂螺栓进行失效分析。结果表明螺栓的化学成分和硬度符合技术要求;螺栓断口形貌呈放射状花样,微观形态主要为解理花样,表明螺栓属于脆性断裂;金相检查发现螺栓材料心部存在明显的增碳现象,导致冷拔过程中心部发生竹节状冷拔开裂,并在后续的杆部缩颈和滚丝的过程中裂纹进一步扩展,引起螺栓承载力下降导致最终断裂。

关键词：放射状花样,脆性断裂,碳偏析,断裂

参考文献

[1]陈康敏,罗新民,徐红兵.4Cr9Si2钢中富硅区引起的脆性断裂研究[J].金属热处理.2008,33(12):93-96.

[2]孙宜强,吴超,鲁修宇,桂江兵.55SiCr汽车悬挂弹簧早期失效分析[J].物理测试.2014,32(4):44-46.

[3]曾振鹏.高强度螺栓断裂分析[J].理化检验-物理分册.2002,38(12):559-561.

[4]余兆新,蒋佩华,姚志江,等.42CrMo钢螺栓断裂分析[J].金属热处理,2012,37(4):128-130.

[5]曾振鹏,曹力军,张惠娟,等.穿缸螺栓断裂分析[J].理化检验(物理分册),2003,39(10):532-534.

[6]陆刚.关注汽车轮毂螺栓断损失效及其防范措施[J].重型汽车,2013,3:46-47.

[7]刘柯军,李莹娜,于关来,等.竹节裂纹的探伤方法[J].汽车工艺与材料,2006,05:20-21.

[8]冯琴.轮毂车轮高强度螺栓选材[J].金属制品,2012,38(1):53-56.

断裂原因 篇2

建议不要选择砂质颗粒大的指甲锉，这样会伤害指甲纹理，最好选择砂质较细的指甲锉，可以从两个方向来回锉。

2涂祛角质层油

将富含维生素的去死皮软化产品涂抹在指尖部位，轻轻揉搓直到指尖部分的死皮完全软化脱落。

3浸泡

将双手手指浸泡在一碗温热的全脂牛奶三到五分钟。如果想让效果更好,就在牛奶中再滴加几滴维生素E油，最后用热毛巾擦干。

4将角质去除

在死皮完全变软后用去死皮剪将指甲周边变软的死皮推掉。大家一定要注意力道，不要用力过度损伤到皮肤。

5清洁

用不含丙酮的棉球将指甲周围多余的油和清洗剂擦干净。

6涂抹护手霜

断裂原因 篇3

摘 要 随着美国次贷危机的影响,全球金融市场出现了剧烈震动。在经济领域出现的“资金链”断裂导致企业破产的现象已经引起了各方面的关注。本文将围绕企业资金链断裂的原因及防范措施等相关内容进行阐述,以求能够找到缓解企业资金链断裂的有效途径。

关键词 企业资金链 断裂 防范

资金是企业经营活动的血液,资金链是维系企业生存和发展的命脉。只有保证资金链的安全、健康、顺畅,企业才能不断地创造出更多的价值。因此,加强对资金链的管理是非常有必要的。

一、企业资金链断裂的原因

资金链断裂会导致企业发生债务危机,进而不能偿还到期债务。分析其原因,主要有以下几种:

1.投资过度,自有资金不足,过度依赖贷款发展

企业在对周围的市场环境、经济背景以及国家政策没有清醒的认识,对企业的融资能力没有足够把握的情况下盲目扩大规模,过度投资。由于没有充分的预测经营风险,也没有实行财务预警系统,大量举借外债,进行负债经营,虽然企业的规模虽然扩大了,但只依赖贷款经营,自有资金减少,商品减少,相应的收入也减少,最终导致企业各部门运转停滞,“资金链”断裂,出现严重的债务危机甚至破产。

2.内部控制不完善,管理存在漏洞

集团企业在资金、管理上存在方式落后,手段欠缺的问题,下属企业多头开户,资金管理不严,投资随意性大,整个企业资金管理松散,预算管理困难,集团管理力度及实效性不足,财务信息准确性不高,如企业的应收帐款拖欠严重的主要原因在于企业的销售管理,很多问题是因为企业的销售政策偏离和过程管理的懈怠、疏漏造成的。例如,华能集团旗下8家上市公司的应收账款、其他应收款、预付账款合计高达73.36亿元,即这些上市公司的净资产几乎已被掏空。据财政部2005年会计信息质量检查公报披露:中国华源集团财务管理混乱,内部控制薄弱,部分下属子公司为达到融资和完成考核指标等目的,大量采用虚计收入、少计费用、不良资产巨额挂账等手段蓄意进行会计造假,导致报表虚盈实亏,会计信息严重失真。华能集团财务管理的混乱也是造成华能集团“资金链”断裂的一个重要原因。

3.违规运做获取非法资金

企业在金融市场和资本市场中进行违规操作,如某些银行和企业勾结,对企业签发无真实贸易背景的汇票给予承兑和贴现,由于有承兑行做担保,使企业具有非常高的信用,企业因而可以利用该汇票在其他银行进行贴现,套取现金。某些上市公司片面追求直接通过资本市场的运做寻求资本的增殖,ST组公司不惜违规操作采取重组手段制造题材,造成ST公司股价居高不下的局面,而真正重组成功的公司风毛麟角,部分上市公司自认为是资本运营行家里手的企业,通过兼并、并购或直接投资等手段来制造题材,竭力表现出企业蒸蒸日上的发展势头,并通过炒做这些题材使企业的股票价格飘升,从中谋取暴利。事实上,企业在上市后如果没有规范经营,那么他的机会成本和现实成本会变的非常高,企业在进行这些操作的过程中,只要其中一个环节出现了问题,整个资金链就会断裂。

二、企业资金链断裂的防范措施

1.保持财务弹性,合理安排预算

财务弹性就是一个企业在面临突发事项而产生现金需求时,做出有关反应的能力。企业要保持财务弹性,就要从分析会计报表、表外项目、不确定性与风险因素等方面着手。正确分析和评价企业的现金支付能力,对偿债能力指标进行全面分析,如企业是否有准备变现的长期资产,是否具备增发新股、配股或发行债券的权利。一些降低企业未来偿债能力的因素如尚未完成的投资项目、未记录的或有负债等,也需要进行分析。充分利用现代科技手段,打好现金预算。简单地说就是“支出打足,收入留余地”。建立科学的预测体系,确保预测数据的可靠性,严格考核,防止出现资金短缺

2.完善内部控制制度,防止道德风险

要完善内部控制制度,就要建立严格的信用政策。首先要严格审批制度。在审批过程中,制定规范严格的销售管理制度和申请审批流程,销售部门从市场开发、市场竞争的角度权衡业绩与风险,并做出判断,财务部门则从资产存量、流量以及客户的资信情况去判定其风险。其次为预防事后的信息不对称会造成道德风险,应加强对员工忠诚度的培养,完善内部审计、举报制度。

3.树立资金链管理与日常管理相结合的科学理念

企业一方面要着眼于保障持续经营,使财务战略给予经营决策提供较高层次的支持,侧重体现财务部门对企业战略实施的主动参与。另一方面要着眼于屏蔽破产风险,建立资金管理和内部控制制度,向经营决策者提供日常经营的支持,侧重体现财务部门对企业规避风险管理的直接参与。此外,还要健全资产重组管理体系。

4.盘活资产存量,及时收回应账款

存货和应收账款变现的风险直接导致企业现金流的短缺。积压产品和多余的设备占据企业大量资金,而欠款越来越多已成为一种普遍的企业现象。对此企业应及时清库查库,尽快处理积压和闲置物料,腾出资金以利周转,同时也要加大应收账款的回收力度,重新检查往来单位的信用,对恶意拖欠货款的客户要立即与其终止业务关系。为降低应收账款形成坏账的风险,可以成立专门的信用风险控制部门管理应收账款,做好应收账款的事前、事中及事后管理。

参考文献:

球罐支座断裂原因分析 篇4

肉眼观察支座未断裂一侧根部, 为尖锐直角过渡, 一定尺寸的过渡圆角能够有效降低应力集中, 而断裂处基本是尖锐的直角过渡, 因此会产生较为严重的应力集中。

1 宏观断口分析

图2为从断口上取下的断口扫描电镜分析试样。断口表现出典型的萘状断口特征。这种断口, 一般是由于材料过热或者过烧、组织粗大、材料韧性降低所致[1,2]。

2 成分分析

失效支座材料的化学成分如表1所示。该支座材料的碳和锰含量远低于Q235的要求。对于中低碳钢, 碳元素和锰元素都可以提高钢的强度[3], 而所使用的材料中这2种元素的含量都大大低于标准值, 对材料强度会有很大影响。

3 微观组织分析

从失效断裂支座上取金相试样 (编号1#) , 为便于比较, 在该单位提供的一个未断裂的支座上也取一个金相试样 (编号2#) , 分别进行微观组织分析, 结果如图3、图4所示。

图3表明, 发生断裂的支座, 微观组织虽然是铁素体+珠光体, 但珠光体含量极少且晶粒粗大。珠光体含量少, 与成分分析发现的其碳含量仅为正常值的30%是一致的。晶粒粗大, 与断口表现出萘状断口也是一致的。金相组织表明, 发生断裂的支座在制造过程中, 材质本身不合格, 而且加工工艺控制不当, 造成材料不但强度低而且塑韧性差, 导致在安装过程中出现突然的脆性断裂失效。

从图4可以看出, 2#试样的微观组织也是铁素体+珠光体, 但是与1#试样相比, 珠光体含量要多一些, 晶粒也小了很多, 另外, 还观察到珠光体分布呈现出条带状特征。

比较2个支座的金相组织可以看出, 2#试样的组织明显要优于1#, 机械性能也会优于1#试样, 因此在安装过程中未发生断裂。

4 断口SEM分析

在断口位置用线切割切取电镜分析的断口试样, 经过多次超声波清洗后, 对断口进行电镜分析。分析结果显示, 断裂为穿晶和沿晶混合开裂, 如图5所示, 断口遍布扇形花样, 如图6所示, 仅在极少的位置上观察到有少量的韧窝出现, 如图7所示。根据断口扫描电镜分析结果, 可以确定断裂属于穿晶+沿晶的脆性断裂。

5 机械性能实验

为了进一步分析支座材料发生断裂的原因, 在常温下, 对发生断裂 (1#支座) 和未发生断裂 (2#支座) 的2个支座材料的抗拉强度以及冲击功进行了测试, 结果如表2和表3所示。

2个支座材料的抗拉强度σb都达不到标准[4]之规定 (表2) 。尤其要注意的是冲击功 (表3) , 2个支座材料的冲击功都远低于标准值。其中发生断裂失效的支座的冲击功仅达到标准值下限的40%, 即使是未断裂支座材料的冲击功, 也只有下限值的70%左右。

6 结语

根据以上分析, 可以确定球罐支座失效的原因是由于材料中碳和锰 (尤其是碳) 元素含量偏低, 并且在制造过程中工艺控制不严格, 造成组织粗大, 导致材料的强度和韧性都达不到要求, 所以安装过程中受到冲击载荷作用后, 在应力集中严重的支座根部发生了断裂。

摘要：采用化学成分分析、金相组织、断口扫描电镜分析以及机械性能测试等方法, 对球罐支座在安装中突然断裂的原因进行了分析, 结果表明, 材质不合格、组织粗大导致材料机械性能降低造成了该支座在安装中的突然断裂失效。

关键词：球罐支座,Q235,断裂,失效分析

参考文献

[1]《兵器材料与力学》编辑部.断口学译文集[M].毛晓禹译.兵器材料与力学编辑部出版社, 1980

[2]吴望周.化工设备断裂失效分析基础[M].东南大学出版社, 1991

[3]周顺深.低合金耐热钢[M].上海人民出版社, 1976

路虎发动机曲轴断裂的原因及预防 篇5

北京博睿通达了解汽车曲轴断裂困扰着许多车主，其中大部分车主不清楚为什么汽车会发生曲轴断裂。路虎曲轴断裂的原因，不仅仅是汽车本身的曲轴有问题，还跟车主日常行车的习惯有着一定的关系。为了能够让车主们对曲轴断裂有个更深的认识，下面将为车主们解析导致汽车曲轴断裂的原因以及预防措施。

（北京博睿通达大型二类维修企业,比4S店便宜30%-50% ,原厂配件质量保证）众所周知曲轴是发动机重要回转零件，发动机功率要靠曲轴输出，有机器的“主心骨。之称。曲轴在工作中承受不断变化的气体压力、惯性力和扭矩的作用。为了保证发动机正常工作，曲轴必须具有高的强度和刚度，各工作表面耐磨。曲轴制造工艺复杂，所需材质较好，尺寸精度与光洁度要求较高。曲轴材料主要是球墨铸铁和中碳钢，国外进口机型上则有采用合金钢的。

曲轴在设计中虽有较大的安全系数，但由于制造或修理的质量问题及使用中疲劳或故障，出现裂纹导致断裂，主要原因有：

（1）使用尺寸超限，包括经喷涂修复的曲轴，虽恢复了尺寸，但由于在工艺上采用了拉毛、车螺纹等表面粗糙处理，引起疲劳寿命降低，强度并未增加。

（2）各缸工作不平衡，活塞连杆组组合重量偏差过大，飞轮偏摆过大等，都能引起曲轴受力不均。

（3）工作超负荷及事故性损坏，如飞车、捣缸、烧瓦、顶气门等。

（4）曲轴制造中的金相组织缺陷、重皮、裂纹等，制造或修理后的曲轴过渡圆角半径过小，引起过大的应力集中。

（5）机体主轴瓦座不同心度过大或轴瓦间隙过大，使曲轴受过大的交变载荷。

曲轴断裂的预防措施

（1）避免发动机在超负荷条件下工作，并防止突爆的发生；机车重载时，应平稳起步，不可抬脚过快，遇到障碍物时，不要加大油门猛松离合器硬冲；机车行驶中，一般应先踏离合器脱档后制动；正确控制油门，切勿忽大忽小。

（2）保持发动机润滑系统中油路畅通。润滑油充足，使润滑良好，以免造成轴瓦与轴颈发生干摩擦。

（3）在安装曲轴之前对其主要技术要求进行严格检验，应符合标准规定。

（4）按规定的顺序和扭力矩紧固飞轮与曲轴的连按螺栓，并加以锁紧，以防松动。

断裂原因 篇6

翻车机是一种用来翻卸铁路敞车散料的大型机械设备，可将有轨车辆翻转并使之卸料，目前广泛适用于运输量大的港口、冶金和煤炭等工业部门。双车翻车机可同时翻卸两节敞车，在翻卸过程中，由于受载荷工况复杂，翻卸次数频繁，工作环境恶劣等因素的影响，其主体钢结构经常出现局部开裂或开焊，直接影响了正常工作。为保证机械设备的正常运行，可利用先进的计算机技术对其整体钢结构进行有限元仿真及优化，查找设备开裂原因，提供合理优化建议。本文针对某钢铁焦化厂翻车机前梁开裂问题，给出了详细计算结果及改进方案。

二、力学模型、载荷工况及边界条件

该C型翻车机主要用于翻卸C70车型，由端环、前梁、后梁及平台组成主体钢结构部分，并采用了液压夹紧方式。主体钢结构均由钢板焊接而成，采用壳单元进行模拟，夹紧机构则采用梁单元进行简化，整体力学模型共生成40347个节点，44360个单元，如图1所示。

翻车机所受载荷主要包括：（1）自重和配重；（2）车厢和物料自重；（3）夹紧机构载荷；（4）靠车机构载荷。除结构自重外，其他载荷均按实际位置施加到结构上。有限元分析共分为3种工况，并根据长期计算经验，对于每种工况计算较危险的倾翻角度，其中对于重载冻车工况，倾翻90°时后梁受力最大，主要工况列表如表1所示。

翻车机主要依靠底部托辊进行支撑，在该位置约束了径向移动自由度，并在端环驱动位置约束了水平方向（x向）、竖直方向（y向）移动自由度。

三、疲劳校核方法

金属疲劳是在当构件受到交变载荷作用下发生的，当载荷循环次数大于2×10⁴时，需要验算疲劳强度。目前常用的疲劳验算方法主要有应力比法和应力幅法。本文依据JB8849-2005移动式连续散料搬运设备结构设计规范，采用应力比法进行疲劳校核，极限应力比值为最小极限应力与最大极限应力的比值，此值作为极限应力的函数。许用疲劳强度受钢结构连接形式及载荷循环次数的影响，翻车机的翻卸循环次数大于6×105，属于C级结构件。

四、计算结果

根据现场反馈，开裂位置处于前梁中段，靠近压车臂四个支座的中间两个支座位置，共两个断裂处，如图2所示，A区为箱型梁整体四面开裂，B区顶部及外侧面共两个面发生断裂，与其对应的力学模型如图3所示。有限元分析将重点关注发生断裂的区域。

1.强度与变形计算结果

在上述载荷工况条件下，整机结构强度和刚度均满足规范要求。在正常卸料工况下，整机倾翻l35°时，翻车机产生最大应力为2IOMPa，在靠近端环处的前梁夹紧铰点位置，如图4所示；最大垂直变形出现在倾翻l65°时前梁中段位置，值为25.47mm，如图5所示。由于空车返回时，物料倾泻完毕，整机外载减小，在正常卸料工况整机强度和刚度满足规范要求前提下，空车返回时整机一定能满足标准要求。倾翻90°的重载冻车工况，最大应力为209MPa，出现在后梁靠近端环的夹紧铰点处；最大垂直变形为19.84mm，出现在后梁中部，应力及变形云图如图6所示。不同载荷工况下开裂位置最大应力计算结果如表2所示。

根据上述计算结果，在静载荷作用下，整机强度均满足规范要求，前梁不会发生开裂。

2.开裂处疲劳分析

由于翻车机长期承受交变载荷作用，翻卸次数多，利用有限元数值计算方法，对翻车机进行疲劳验证，对避免疲劳裂纹扩展，保证整机正常运行具有重要的意义。选定现场开裂区域作为应力输出区域，如图7所示。

所选的四个断裂区域疲劳分析评估结果如表3-6所示。评估结果显示，对于原设计图样，断裂处不满足疲劳要求，这是造成前梁中部断裂的主要原因。

3.改进后开裂处疲劳分析

该翻车机若要长期翻卸C70车型，其前梁中部必须进行局部补强，即增加其中部箱型梁板厚，优化改进将上下盖板及腹板由原设计板厚12mm改为30mm，补强范围如图8所示，箱型梁内部隔板与上下盖板及腹板之间的焊缝要考虑开坡口，避免全部角焊缝。经改进后断裂区域疲劳分析评估结果如表7-10所示。疲劳评估结果显示，经优化改进后，断裂处疲劳满足要求，实物补强示意图如图9所示。

五、结语

该翻车机翻卸C70车时，其主体钢结构中的端环、平台、后梁是满足强度、刚度、疲劳要求的，但其前梁不满足疲劳要求。这是造成前梁中部开裂的主要原因。

高压电机轴头断裂原因浅探 篇7

某化工厂有三台煤气压缩机, 参数为:型号, DW-35/0.8。配套电机:YB800S2-14。电机功率280Kw, 电压10000V, 定子电流28.7A, 转速422转/分。电机自重9800kg。该机组于1996年安装使用。2004年8月和12月, 其中的2号压缩机电机转子轴断裂两次。

本文将通过几种从而确定实际原因, 并进行验证

2 可能的原因进行分析、比较

当电机转子断裂后, 检查电机基础时, 发现该电机的4只地脚螺栓都发生不同程度的变形。地脚经过处理矫正后, 继续使用。电机转子轴经更换后, 继续使用。使用至12月, 又发生同样的事———电机轴断裂。

发生转子断裂, 经分析, 一部分人认为:材料原因, 即材料内部缺陷引起。另一部分人认为:是由于电机地脚螺栓松动, 导致电机震动加剧, 和基础形成共振, 由于电机和煤气压缩机的曲轴飞轮通过10根45#钢制成的直径?46的柱销连接而成, 柱销中心距400mm。联轴器中心孔内径140mm。压缩机的地脚螺栓和基础连接较好, 而形成两部分震动不一致, 从而发生转子轴头断裂或柱销断裂。

3 验算

以下笔者将通过一系列的公式进行分析。

以转子为例, 转子轴承为6330。联轴器中心孔内径140mm。及转子小头的轴径为140mm.电机产生的电磁扭距公式:力偶矩公式mn=60P/2n

根据材料力学计算力矩法则:一个截面上的扭矩等于该截面以左 (或以0) 部分各外力偶矩的代数和。

mn=60P/2 n=60×280×103/2×3.14×422=6339 (N·m)

圆截面上任一点的剪应力公式τmax=Mnr/Jp

τmax代表圆轴截面上最大的剪应力,

r为圆轴的半径。

Jp为截面的极惯矩, 是表示截面几何性质的一个量。圆轴的Jp=D4/32, D为圆轴的直径。圆截面上任一点的剪应力τm=32×6339×75×10-3/ (150×10-3) 4=9.57Mpa (忽略转子及联轴器重量) 根据材料力学有关规定及实验, 材料的许用剪应力为20～25 Mpa, 通过剪应力分析知:转子在运行过程中所受剪应力小于转子材料的许用剪应力。也就是说, 在电机正常运转时, 转子轴的强度满足要求。

如果不忽略转子及电机联轴器的重量, 那么, 转子轴受力变形为扭转与弯曲的组合变形。

图1为该电机安装简图。

对于一般的杆件由于剪力而发生的剪切变形常较小, 可略去不计, 这样就是一扭转与弯曲的组合变形。

根据实际情况, 假设电机转子重60kN, 联轴器重3KN, 由于扭转, 截面上发生剪应力, 是沿半径按直线规律变化的。在圆周上剪应力最大, 它的数值是:

式中Wn=d3/16, 是圆截面的抗弯截面矩量。

由于弯曲, 横截面上发生正应力, 沿截面高度按直线规律变化, 在圆周上、下两点的正应力的绝对值最大, 为δ=M/W, (2)

式中W为抗弯截面矩量。W=d3/32。

如用第三强度理论, 强度条件为 (δ2+4τn2) 1/2≤[δ], (3)

将上式 (1) 、 (2) 代入 (3) , 可得

以上各力都在同一垂直平面内。下面计算扭矩和弯矩。

在计算扭矩时, 可利用材料力学的这一法则:一个截面上的扭矩等于该截面以左 (或以右) 部分各外力偶矩的代数和。

对A截面以右:

3 KN×2300+60KN×1000=NB×2000得NB=33.45KN

同样

NA×2000+3KN×300=60KN×1000得NA=25.5KN

MB=60KN*1.0m-NA*2.0m-3KN*0.3m=60KN*1m-25.5KN*2m-3KN*.0.3m=8.1KN·m

MC=NA*1.0m=25.5KN·m

有弯矩图可知:C点是弯矩最大点, 即是最危险点, D为次危险点。

下面根据第三强度理论:取转子材料许用应力[δ]=80MPa, 取转子轴径d=150mm

将M、Mn、W代入 (4) 式:

(25.52+6.3392) 1/2/3.14 (150*10-3) 3/32≤[δ]

左边=6.87MPa≤[δ], 因此, 在此扭矩和弯矩作用下, 材料符合要求。即;该电机转子传递电磁扭力和自身重力弯矩作用, 所需的轴径小于实际轴径。电机转子轴断的原因, 经过多次观察研究, 笔者认为这种破坏属于交变应力作用下的材料破坏。交变应力是:构件所受的载荷是有规律的改变着它的大小, 或者拉、压交替改变着, 这种载荷称为交变载荷或重复载荷。在交变载荷作用下, 构件的应力也随之经常有规律地改变着它的大小或连同符号交替改变着, 这种应力称为交变应力。对于文中讨论的电机转子, 当相当大的交变应力发生许多次以后, 材料就开始有极细的裂缝出现, 这个裂缝通常发生在应力为最大或有疵点的地方。然后, 裂缝逐渐发展, 伸入构件内部, 使构件的有用截面积逐渐减少。最后, 到截面削弱得很小, 在一个偶然的冲击下而整个破环。在最后破环之前, 裂缝两边的面因应力交替变化而相互磨檫, 所以在断裂面上这一区域是平滑磨光的。裂缝是一个很尖的横向切口, 在裂缝尖端处材料处于三向受拉的应力状态, 使材料处于脆性状态, 所以这一区域呈脆性破坏的粗粒状。

依照实际切口情况分析: (1) 切口处于负载端轴承与连轴器之间, 虽然不是处于应力最大或次大处, 是因为联轴器安装在应力次大处, 起保护作用, 应力最大处的转子轴径远大于联轴器与负载端轴承之间的有效内径, 故, 断裂发生在负载端轴承与连轴器之间。 (2) 切口形状呈上文所说的有平滑和粗粒状区域。

4 交变应力产生的原因分析及措施

笔者认为是由于电机转子不平衡, 或基础下沉不一致、地脚螺栓紧固力下降, 电机在运转中振幅逐渐变大, 使电机偏离中心。电机转子中心线和压缩机曲轴旋转的中心线不在同一条直线上, 转子要传递动力, 转子受剪切力, 而该剪切力随振幅变化而同时变化。随振幅变大而变大。从而形成交变剪应力。进而导致轴断裂或弹性联轴器柱销断裂。经过事实验证, 确实如此。验证如下:对该电机的地脚螺栓进行检查, 发现, 螺栓严重弯曲, 螺栓和基础连接部分松动。处理程序:为了缩短工期只对电机基础进行局部处理, 用钻孔机具将电机地脚螺栓取出, 更换;严格清洗所钻出的孔, 除干水分;高强快凝混凝土浇注;浇注后即刻调整螺栓, 符合电机安装的相对位置;新浇表面固化后, 安装垫铁锲块。紧固地脚螺栓, 保证电机转子中心线和煤气压缩机曲轴旋转中心线在同一直线上。填实电机底版和基础间的间隙;试车运转。

结论:自2003年1月25日运转以来, 未再发生断轴或断联轴器柱销的情况。所以, 克服交变应力或消除交变应力形成的条件, 可以消除类似情况的材料破环。

参考文献

球铁曲轴断裂原因分析 篇8

该曲轴材料为QT800-2,毛坯正火处理,加工表面经软氮化处理,基体硬度为HB240～320,氮化硬度要求≥HV 420,硬化层深度要求≥0.1 mm。该球铁曲轴加工工艺流程为:铸造→正火→粗加工→精加工→软氮化(570±10℃保温6～6.5 h)→抛光→探伤→动平衡。

1 理化检验分析

分别从三根断裂曲轴上取样,进行机械性能试验和金相组织、基体硬度及氮化质量检测分析,结果见表1、表2。

2 断轴宏观检测分析

三根曲轴共十二个连杆轴颈,其中有六个连杆颈下止点圆角处发生疲劳断裂,还有六个未断裂的连杆颈下止点圆角经探伤,1#曲轴未断裂的第二、第三、第四连杆颈下止点圆角处均已产生了疲劳裂纹,见图8。2#曲轴未断裂的第三连杆颈下止点圆角处已产生了疲劳裂纹,裂纹起源于圆角与轴肩相连处,未断裂的第四连杆颈下止点圆角未发现疲劳裂纹。3#曲轴未断裂的第四连杆轴颈下止点圆角未发现疲劳裂纹。

注:氮化层深度测量部位为连杆颈下止点处

2#,3#曲轴连杆颈断裂处圆角R小于3 mm,R规测量结果为圆角R1.75 mm,圆角与轴肩相连处为一割线,另一侧(即朝向大头一侧)圆角R大于3 mm(应该是成型砂轮的两圆角尺寸修磨不一样所致)。1#曲轴断裂处圆角大于3 mm应符合技术要求(技术要求为轴颈圆角R3.5±0.25)。

3 综合分析

正常使用情况下曲轴连杆颈下止点圆角是曲轴受力最大的部位,因此曲轴该处的材料强度、热处理表面强化质量及冷加工尺寸对曲轴的寿命、可靠性起决定性的作用。三根曲轴断裂源均在连杆轴颈下止点圆角处也说明了这一点。

1#断轴检测结果材料强度远低于标准要求且断裂源处无氮化层深,这就严重降低了曲轴的使用寿命。

表面氮化质量达到技术要求,是曲轴疲劳强度满足使用要求的重要保证。检测结果2#,3#断裂曲轴断裂源处无氮化层,这将降低曲轴的承载能力,容易造成早期疲劳断裂。2#,3#断裂曲轴断裂源处加工圆角尺寸小于技术要求,使用中将造成应力集中,使该处受力增大,也是导致曲轴断裂的重要因素。

4 结论

1#曲轴断裂原因为材料强度低和断裂源处无氮化层所致,2#,3#曲轴的断裂原因与断裂源处无氮化层和圆角尺寸小于技术要求有关。因此为防止曲轴断裂,除了用户使用造成外,作为曲轴本身质量应从材料强度、热处理工艺、加工圆角等方面进行重点控制。

摘要：针对三根典型的断裂球铁曲轴旧件分别进行了细致的宏观检测分析和理化检验分析,找出了导致曲轴断裂的原因及潜在因素,提出了曲轴生产过程中的质量控制重点。

关键词：曲轴,断裂,分析

参考文献

[1]JB/T 6727-2000,内燃机曲轴技术条件[S].

[2]GB/T9441-1988,球墨铸铁金相检验[S].

[3]GB/T11354-1989,钢铁零件、湖氮层深度测定和金相组织检验[S].

[4]JB/T6729-1993,内燃机曲轴、凸轮轴磁粉探伤[S].

45钢驱动轴断裂原因分析 篇9

某公司电机设备的驱动轴使用3个月左右出现断裂,该驱动轴用45钢制造,技术要求调质处理200~220HB。断裂部位为准52台阶过渡处(见图1箭头A所指)。该驱动轴工作时受扭转以及循环应力,轴断裂的部位是台级过渡处。该台阶是与传动齿轮紧固配合部位,工作时是一个受力点,而尖角处是应力集中的地方。45钢属于中碳钢范围。在此含碳量范围内,钢经过调质处理(淬火后高温回火,获得回火索氏体组织)作为预先热处理或最终热处理。经调质处理后,组织为回火索氏体,获得一定的强度、硬度的基础上,能保持较好的综合力学性能。本研究通过对失效件进行取样,包括断口宏观分析、化学成分分析、综合力学性能分析、金相分析、电镜分析的一系列失效分析的实验,分析驱动轴断裂的原因,提出改进的建议。

2 检验分析

2.1 宏观分析

失效构件包括能收集到的全部残片在内,要在清洗前进行全面的观察。这包括肉眼观察、低倍率的放大或显微镜宏观检查,还有高倍率显微镜的微观观察。对断裂的断口,腐蚀的局部区做低倍率的宏观观察能为微观机制分析提供选点观察做好准备。如断口宏观观察能判别断裂顺序、裂纹源、扩展方向,则微观观察可在确定的裂纹源区、裂纹扩展区及断裂区分别观察不同的特征,寻找异常的信息,为判别失效原因及机理提供有力的证据。断口形貌呈现多裂源疲劳断裂形貌特征,见图2。在轴的边缘产生裂纹(裂源),然后向心部扩展,最后于心部断开。图2中B、C、D分别表示裂源、扩展区和瞬断区。根据瞬断区细小特征,可知断轴所受疲劳应力较小。在扭转、弯曲循环应力作用下,轴开裂过程中裂纹的张合间隙小,其断面相互摩擦严重,因此断口显得光滑,疲劳贝纹花样不明显。

2.2 化学成分分析试验

本次实验采用的是光电直读法光谱分析,省去了对感光板的暗室处理,以及在测微光计上进行的谱线刻度测量这两个工序。该仪器采用光电接收元件,将光信号转变为电信号,并经过放大及记录装置的作用,仪器随即自动绘出指示分析线(含何种元素)及强度比的度数(元素含量),大大加快了分析速度。

化学成分分析结果见表1。成分与GB标准优质碳素结构钢(GB699-88)45钢相符。

2.3 硬度检测试验和力学性能检测

本次采用的是布氏硬度试验。布氏硬度试验是用一定直径D(mm)的钢球或硬质合金为压头,施以一定的试验力F(N),将其压入试验表面,经规定保持时间t(s)后卸除试验力,试样表面将残留压痕。测量压痕平均直径d(mm),求得压痕球形面积A(mm2)。布氏硬度值HB就是试验力F除以压痕球形表面积A所得的商,其计算公式为:

通常,布氏硬度值不标出单位[1]。

布氏硬度试验的优点是压痕面积较大,能反映较大体积范围的各组成物的平均性能,代表性较全面,试验结果也比较稳定,和材料的抗拉强度有近似的关系。硬度检测结果为220HB。

力学性能检测结果见表2。

实验中,新试样是送检单位最近新下料的样品,检测的结果显示,新试样和旧试样力学性能差别不明显。

2.4 金相检验

(1)非金属夹杂物

钢中非金属夹杂物主要是氧化物和硫化物,如图3所示。拉长变形状的是硫化物,呈点状的是氧化物。依照GB10561-89《钢中非金属夹杂物显微评定方法》JK标准评级图,评定为A2D3级,不合格。

(2)表层组织和心部组织

表层为回火索氏体,如图4所示。高温回火时,铁素体开始发生再结晶,由针片状转变为多边形,渗碳体的聚集长大,形成由颗粒状渗碳体与多边形铁素体组成的组织——回火索氏体[2]。但是,照片中所显示,有部分铁素体依然保留针片状的特征,这是部分结构钢常见的情况。

心部为回火索氏体+铁素体,如图5所示。值得注意的是,有部分由铁素体晶界向晶内并排生长的铁素体的存在,出现了魏氏组织的特征。可以推断得到,这是由于加热不足,造成铁素体未能充分溶解。

2.5 刀痕形貌分析

痕迹分析也是失效分析中最重要的分析方法之一,对判断失效性质、失效顺序、找出最早失效件、提供分析线索方面有着极为重要的意义。在断口残体部位可见粗糙加工刀痕,如图6所示。

2.6 电子显微分析试验

应用电子显微镜,能确定晶体的结构类型以及析出相与母相之间的取向关系,做到形貌与结构的统一。图7为电镜观察的刀痕形貌。

试样经超声波清洗及AC纸溶敷拉拔处理。在电镜观察发现断口边缘疲劳辉纹,如图8所示。有不同方向扩展的疲劳辉纹,如图9所示。断口有多个裂纹源。断裂显微组织是韧窝为主及二次裂纹,如图10所示,由于韧窝的撕裂棱已被断面之间摩擦、压平,其特征不清晰。

3 分析和讨论

驱动轴断口形貌呈现多裂纹源疲劳断裂形貌特征,轴的边缘产生裂纹(裂源),然后向心部断开。在交变应力作用下,疲劳裂纹从原来与拉伸轴呈45°角的滑移面,发展到与拉伸轴呈90°角,即由平面应力状态转变为平面应变状态,这一阶段中最突出的显微特征是存在着大量的、相互平行的条纹,称为“疲劳辉纹”。疲劳裂纹扩展到一定深度后,由于剩余工作截面减少,应力逐渐增加,裂纹加速扩展。当剩余面积小到不足以承受负荷时,在交变应力作用下,即发生突然的瞬时断裂。根据瞬断区细小特征,可知断轴所受疲劳应力较小[3]。在扭转、弯曲循环应力作用下,轴开裂过程中裂纹的张合间隙小,其断面相互摩擦严重,因此断口显得光滑,疲劳贝纹花样不明显。

从金相组织来看,表层为回火索氏体,这是调质钢的正常组织。这种组织有比较好的综合机械性能。心部为回火索氏体+铁素体。有部分由铁素体晶界向晶内并排生长的铁素体的存在,出现了魏氏组织的特征。可以推断得到,这是由于加热不足,造成铁素体未能充分溶解。在安排零件的加工工艺路线时,应考虑淬透性的影响。如对有效淬硬深度浅的大尺寸工件,应在粗加工后再调质,以免把淬透层车去而起不到热处理应有的作用。就本金相组织检验结果可知:非金属夹杂物较多;热处理工艺恰当,组织尚算正常。

在循环载荷作用下,金属的不均匀滑移主要集中在金属表面,疲劳裂纹也常常产生在表面上,所以机件的表面状态对疲劳强度影响很大。表面的微观几何形状如刀痕、擦伤和磨裂等,都能像微小而锋利的缺口一样,引起应力集中,使疲劳极限降低。机件尺寸对疲劳强度也有较大的影响,在弯曲、扭转载荷作用下其影响更大。一般来说,随着机件尺寸的增大,其疲劳强度下降,这种现象称为疲劳强度尺寸效应。缺口试样比光滑试样的尺寸效应更为显著。实际上,本驱动轴断裂部位的台级过渡处为直角,加工刀痕粗糙。台级与传动齿轮紧固配合部位工作时是一个受力点,刀痕及无倒圆的尖角成为应力集中的地方,该处便成为裂源。疲劳强度尺寸效应的原因在于:(1)尺寸增大会增加机件表面的各种缺陷,增大疲劳裂纹的萌生几率;(2)机件尺寸增大会降低弯曲、扭转机件截面的应力梯度,增大表层高应力的体积,增加萌生疲劳裂纹的几率,因而其疲劳强度降低。

4 结论及建议

轴的材料化学成分符合45钢,但非金属夹杂物较多。金相组织检验结果显示,热处理工艺恰当,组织正常。

轴断裂部位的台阶过渡处,图纸上标明有R2的倒圆,实际上该处是直角,而且加工刀痕粗糙。从装配结构来看,该台阶是与传动齿轮紧固配合部位,工作时是一个受力点。由于刀痕及无倒圆的尖角,成为应力集中的地方,该处便成为裂源。通常,在疲劳断裂过程中,疲劳源形成的阶段占据整个断裂过程的大部分。刀痕本身可视为人工裂纹源,扶手驱动轴在疲劳断裂过程中,无须形成裂源阶段而直接进入裂纹扩展阶段,因此出现仅3个月就断裂的过早失效现象。也因为存在人工裂源,轴的断口没有呈现出典型的疲劳断口三区组织形貌特征。

该驱动轴的断裂属于疲劳断裂。引起断裂的主要原因是轴台级过渡无倒圆以及加工刀痕粗糙,这些加工缺陷造成使用中应力集中,成为疲劳裂源。

建议在加工时注意断口处的台阶过渡倒圆,不要出现明显的加工刀痕。由于断口处台级作用力较大,为免应力集中,设计图纸可改R2为R5。

摘要：某电机设备的驱动轴在使用三个月后,出现断裂,断裂部位为一台级过渡处。该钢种为45钢,采用调质处理。从调质钢的最基本性质和热处理工艺出发,建立金属构件失效及失效分析的最基本的方法,通过多方面的实验,对驱动轴断裂原因作详细报告。综合运用失效分析的各种方法的同时,联系材料性能及热处理工艺的各种性质,分析驱动轴断裂的原因——疲劳断裂,并对改进提出建议。

关键词：疲劳辉纹,魏氏组织

参考文献

[1]廖景娱.金属构件失效分析[M].北京:化学工业出版社,2003.

[2]梁耀能.机械工程材料[M].广州:华南理工大学出版社,2002.

过滤器滤芯断裂原因分析 篇10

2012年6月5日,煤气化装置气化炉点火投用。6月7日,发现排放气体在燎烧火炬放空中出现夹带灰尘严重的现象。由于过滤器内介质温度高且工艺置换困难,在线处理难度较大。 6月9日,装置停车后发现过滤器管板上表面积灰严重;滤芯之间架桥严重;滤芯折断脱落和有裂纹的数量达86支,其余80多支虽无明显裂纹,但大都严重变形弯曲;滤芯内部灌满了灰尘,难以排出。见图1～图3所示。

9月11日装置再次开车,9月12日发现过滤器排放气中仍有灰尘排出。经过调整泄压程序,减缓排气速率后,排气时无明显灰尘。9月16日装置再次停车检查,发现过滤器管板上又出现明显积灰,但未发现滤芯架桥。拆出滤芯进行检查后发现,有8支滤芯断裂脱落,其余54支虽无明显裂纹缺陷但都已严重弯曲变形,滤芯内部灌满了灰且无法排出。

由于飞灰过滤器的滤芯故障已严重影响了煤气化装置的正常运行,因此找出过滤器滤芯损坏的原因,对保证装置的正常、稳定运行有着非常重要的意义。

1 过滤器结构及工艺参数

1.1 过滤器的过滤机理

飞灰排放罐的排放气体含固体飞灰,从底部进入过滤器,由下往上流向烧结金属滤芯的外壁;粗合成气通过过滤膜上的微孔进入滤芯内部,粗合成气中夹带的固体飞灰则被过滤膜过滤截留下来附着在滤芯外表面形成滤饼;经过滤净化后的粗合成气进入滤芯内部,由下而上进入过滤器上部净气腔。捕集在滤芯外壁的灰尘需通过一个定期的反向脉冲清洁热高压氮气将其除去,这个定期清洁脉冲装置称为反吹系统。反吹气体逆流而下, 进入过滤器滤芯内,通过滤芯壁上的微孔反向流以吹去过滤滤芯外壁的滤饼。最后,飞灰滤饼在自重和粗合成气反流的双重作用下落入过滤器下部锥体[1]。正向气流(过滤)和反向气流(清洁)对过滤系统的作用见图4[1]所示。

1.2 过滤器的结构

过虑器主要由壳体、过滤滤芯元件、管板及反吹清洁系统等组成。过滤系统配置175只滤芯元件,其材质为金属粉末烧结滤芯,滤芯型号为A3-60-750。每只滤芯外径为60 mm,滤芯壁厚为2.5 mm,长度为750 mm,滤芯间距110 mm。滤芯排列方式按正方形排列,滤芯通过滤芯管座上螺纹部分用螺母固定在管板上,滤芯本体垂直悬挂在管板下方,其连接结构如图5所示。

过滤器主要设计参数见表1所示。

2 滤芯损坏原因分析

过滤器使用一段时间后,飞灰在过滤器滤芯之间的空隙内形成搭桥现象。

飞灰逐渐累积到一定程度后,就能够产生足够的横向剪切力,这种剪切力极易将过滤器的滤芯撑断。滤芯断裂之后,大量未经过滤的飞灰就会直接进入过滤器净气腔,使输送到撩烧火炬燃烧排放的气体含尘量超标。 此外,由于滤芯断裂之后,含尘气体进入过滤器净气腔,反吹清洁气体将飞灰吹入滤芯内部,污染堵塞滤孔,使滤芯过滤面积不足,导致滤芯过滤失效,直至整个气化装置难以为继而被迫停车。现从以下几方面来分析造成滤芯损坏原因。

2.1 过滤器积灰架桥

由于清洁过滤后的飞灰从底部排出,可能出现底部锥体部位积灰架桥的情况。当积灰料位涨至滤芯底部,或者掩埋滤芯,就可能导致滤芯折断,进而引起系统停车。因此,如果过滤器中的飞灰出现架桥时,必须将其消除,以确保过滤器锥体部位不积灰。

2.2 气化炉燃烧温度控制

根据要求,气化炉的操作温度应控制在1500～1600℃范围内,目的是保证碳转化率在99%以上。气化炉操作炉温是根据氧煤比来调控的,氧煤比过低会导致煤粉燃烧不完全,氧煤比过高导致烧坏气化炉耐火衬里,甚至烧坏气化炉。开车初期,氧煤比是按理论计算值来操作的。从气化炉渣和飞灰分析结果来看,首次开车时气化炉炉温偏低,造成煤粉在气化炉内燃烧不完全。因而飞灰混合大量未反应的煤粉,被合成气携带进入过滤器。煤粉及高含碳量的飞灰的粘性偏高, 很容易粘附在滤芯表面,生成不易反吹掉的滤饼,从而增加飞灰搭桥的机率。飞灰一旦发生搭桥,滤芯就会因为横向剪切力的存在而发生断裂损坏。因此,气化炉系统燃烧温度控制偏低是导致滤芯架桥断裂的原因之一。

2.3 反吹氮气压力

在反吹清洁期间,若反吹氮气压力过低,则无法保证对滤芯的有效反吹,从而导致滤芯损坏。因此,应严格监控反吹氮气的压力,若出现氮气供应不足或压力过低时应及时处理。

2.4 反吹氮气温度

若反吹气保温不够,没有达到225℃的要求,则过滤器滤饼会受潮,反吹气无法吹掉滤饼。根据开车记录,本装置的反吹气体温度在39～230℃范围内反复波动,且在较长时间内温度只维持在100℃左右,没有达到反吹气体的设计温度要求。

本装置的反吹气预热器出口到过滤器的反吹气进口管道大约100 m,而反吹气预热器出口气体温度控制只在225℃左右。并且反吹气管道较大,设计采用单根蒸汽伴管伴热,伴热效果很差,使得进入过滤器的反吹气温度达不到设计要求的225℃。由于反吹气温度低于合成气排放的露点温度,导致过滤器在过滤和反吹工作过程中金属滤芯表面因低温气体冷却产生结露,使得灰尘黏附于金属滤芯外部形成滤饼。滤饼反复受潮后堵塞滤孔,并越积越厚,最终导致滤芯之间架桥。由于滤芯之间架桥结成硬块状,滤孔被堵塞,在反吹气的作用下,就产生一定的横向剪切力,这种剪切力极易将滤芯撑断或者开裂损坏。因此,反吹气温度偏低是导致飞灰架桥滤芯断裂的原因之一。

2.5 滤芯表面受潮

由于系统安装、调试期间,过滤器内部环境湿度较大,使得滤芯表面受潮。含飞灰的初合成气流向滤芯表面时,被滤芯拦截的飞灰在滤芯表面粘接凝固,反吹气无法吹掉滤饼,最终也会导致滤芯损坏。

2.6 滤芯原因

金属烧结滤芯结构由过滤滤芯本体及滤芯管座组成,如图6所示。

滤芯本体与滤芯管座通过承插焊接而成,承插深度10 mm左右。由于滤芯本体采用金属粉末烧结而成多孔金属材料,其结构致密性较差。当滤芯本体架桥形成横向剪力或由于制造滤芯本体与滤芯管座垂直度偏差较大或运输原因使得滤芯弯曲时,反吹气将导致金属滤芯从管座与多孔过滤材料之间的焊缝处产生较大的弯矩,进而在焊缝处产生裂纹或断裂脱落。

2.7 过滤器超负荷

由于卸压排气速度流速过快,过滤器进口气量超过设计值0.29 m3/s时,导致过滤面积不足,大量飞灰滤饼就会在滤芯间发生累积搭桥,在反吹气载荷作用下,使得滤芯发生撑断损坏。

3 改进措施

根据上述分析,采取以下措施进行改进。

1)重新调整氧煤比,进而使气化炉炉温达到合理的温度。

2)增加反吹气入口管道伴热,将反吹气管线由有一根蒸汽伴管伴热改为两根蒸汽伴管伴热。改善伴热效果,确保反吹气的温度高于烟气露点温度,以达到设计要求。

3)降低泄压速率。通过计算,将排放管线的节流孔孔板开孔面积进行适当调整,使飞灰排放的速率适当降低。延长飞灰排放时间,确保飞灰排放处理负荷不超过设计负荷。

4)确保滤芯质量。整改更换新滤芯,对滤芯管座与滤芯本体承插深度适当加长,同时为提高滤芯管座与滤芯本体之间的连接强度,在滤芯管座与滤芯本体的焊缝处增加加强保护套。同时,在安装中对滤芯的弯曲度、垂直度等进行检查,以确保滤芯的安装质量,

5)安装时新旧滤芯采用交叉混装,均匀分布。过滤器滤芯配置175只,如果每次更换都采用新滤芯,会造成不必要的浪费。根据使用经验,清洗过的旧滤芯在性能上没有问题,但通透性比新滤芯略差,如果新旧分装合成气会优先通过新滤芯,造成新滤芯负荷过载断裂损坏。因此,安装时新旧滤芯采用交叉混装,均匀分布。

4 结语

经过改进后,过滤器从2012年9月投用至今正常运行。本文对过滤器滤芯损坏原因的分析, 为今后解决壳牌粉煤气化装置滤芯故障分析提供一定的参考,对提高过滤器滤芯的运行可靠性,对保证煤气化装置的长周期稳定运行有一定的作用。

参考文献

断裂原因 篇11

关键词：地线；复合绝缘子；线路覆冰；绝缘子断裂；输电线路 文献标识码：A

中图分类号：TM75 文章编号：1009-2374（2016）18-0028-02 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2016.18.015

为了通过融冰全面提高输电线路的抗冰能力，2012年对500kV施贤线进行了地线融冰改造工作，将融冰段地线悬垂串更换为单联双串复合绝缘子串型，实现地线全线绝缘，使施贤线地线具备了融冰功能。在随后的2013年和2014年冬季线路覆冰期间，施贤线多次进行了地线融冰，保证了线路的安全稳定运行。但在2013年冰期过后的巡视中发现施黎甲线77#左相小号侧地线悬垂复合绝缘子断裂，后面又陆续发现类似情况。截至2014年5月，在施黎、黎桂线上共发现6支地线悬垂复合绝缘子断裂。

1 断裂原因分析

1.1 断裂绝缘子特征

1.1.1 断裂绝缘子塔型均为直线塔，绝缘子串型为悬垂串（如图1所示），耐张串型未发现断裂情况。

1.1.2 绝缘子断裂位置均在绝缘子上端第一片伞裙靠近芯棒与端部金具连接处（如图2所示），绝缘子外观完好、清洁，表面无劣化现象。

1.1.3 双联串绝缘子均只断了其中一串，并未发生地线掉线情况，地线有不同程度的滑移。

1.1.4 所在塔位两侧高差相对较大，事故杆塔前后高差情况见表1：

1.2 绝缘子检测情况

施黎、黎桂双线融冰改造绝缘子均为同一批次、同一厂家，在发生断裂情况后将断裂绝缘子进行了送检试验，试验项目包括：（1）验证金属附件和伞套间界面的渗透性试验；（2）验证额定机械负荷SML及破坏试验；（3）端部金具口部芯棒切片渗透试验；（4）探索性研究地线绝缘子的弯曲强度。试验所进行的试验项目全部合格，排除了绝缘子本身质量原因导致断裂的可能。

1.3 绝缘子串受力分析

2012年地线融冰改造时线路融冰段地线绝缘子悬垂串串图如图3所示：

改造后的串型为二联板L-1240下方直接与地线直流融冰复合绝缘子头部U型槽钢帽相连，连接后二联板与该U型槽钢帽间的间隔距离较小，导致地线复合绝缘子串无法灵活的偏转，当遇到地线悬垂串前后档内出现不均匀覆冰或局部大风等特殊气象条件变化导致地线串偏移时，二联板下端挂孔外缘与复合绝缘子U型槽钢帽接触并相抵，产生很大的弯矩进而损坏地线复合绝缘子，如图4所示。

对联板金具和复合绝缘子U型槽钢帽连接方式进行计算分析，发现：当地线复合绝缘子上端U型槽直接与二联板相连后，两者间距离仅为4mm，其偏转后，与垂线的角度超过13.5°以上时，二联板下端挂孔外缘与U型槽钢帽接触并相抵，复合绝缘子绝缘体与钢帽的连接部位即可发生断裂。本次事故发生的原因很有可能是在冬季覆冰情况下，线路地线悬垂串两侧档距的不均匀覆冰，尤其是脱冰跳跃造成顺线路张力差，导致绝缘子串偏斜收弯，其钢帽端受损产生裂隙，运行人员在巡线过程中难以发现；到了非覆冰季节，在大风舞动等外力荷载作用下发生绝缘子断裂。

因此，为了避免二联板下端挂孔外缘与地线复合绝缘子钢帽相抵，需对地线悬垂绝缘子串进行改造。

2 改造方案

2.1 原改造方案

2012年施贤线地线融冰改造工程完成后，就对个别大高差地形区段的地线悬垂串进行了改造，当时采用的绝缘子串图如图5所示：

如图5所示，当时采取的地线悬垂绝缘子串在联板和每个复合绝缘子串之间增加了2个ZS-7挂板（即一个绝缘子串中增加4个ZS-7挂板）。增加ZS-7挂板后，ZS-7与联板、联板与复合绝缘子联接金具均能灵活转动，避免了地线悬垂串由于外部环境变化发生偏移时在复合绝缘子上产生扭矩进而损坏地线复合绝缘子。

但是这种地线悬垂绝缘子串增加了两个ZS-7挂板，地线串整体长度增加了160mm，因此在大风情况下可能导致地线与杆塔之间的绝缘要求的空气间隙不够。

鉴于以上原因，地线融冰改造工程完成后，只针对个别大高差地形区段的地线悬垂串按照上述方法进行了改造。

2.2 优化改造方案

以原地线悬垂绝缘子串改造方案为基础，提出优化地线悬垂绝缘子串的改造方案如下：

在二联板L-1240与地线复合绝缘子间增加一个PS-7金具（见图6），使其能灵活摆动，在地线悬垂串出现偏移时，亦能保证地线复合绝缘子不受到额外的荷载。

PS-7与复合绝缘子联接金具连接示意图见图7，从图中可以看出，PS-7与复合绝缘子U型槽钢帽连接部分能够灵活转动，不会发生接触或相抵的情况。

增加PS-7的优化地线悬垂绝缘子串图见图8。采用这种优化方案的悬垂串增加串长仅为90mm，对地线与杆塔之间的空气间隙影响较小。

3 结语

地线绝缘子串发生断裂的主要原因为覆冰后绝缘子串两侧地线张力不平衡，使绝缘子串产生偏斜，U型槽钢帽与联板下端挂孔外缘接触并相抵，产生的弯矩超过了芯棒的承载范围。消除该隐患可以通过绝缘子串加装PS-7挂板改造，使绝缘端部能够灵活转动，并且对地线与杆塔之间的空气间隙影响较小，该方法简单、有效、经济可靠，在今后的地线融冰建设、改造中可借鉴

实施。

参考文献

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[3] 中南电力设计院.施黎甲乙线、黎桂甲乙线（贵阳局段）地线悬垂绝缘子损坏分析和建议报告[R].2014.

[4] 苗红璞.500kV线路覆冰段地线合成绝缘子断裂原因分析及對策[J].电子制作，2014，（23）.

[5] 广州市迈克林电力有限公司质量检测中心.施黎甲乙线、黎桂甲乙线（贵阳局段）地线绝缘子（悬垂）RCRE100CN-2产品抽样试验报告[R].2014.

作者简介：程孟（1987-），男，贵州遵义人，中国南方电网超高压输电公司贵阳局助理工程师，研究方向：送电线路。

50CrVA扭杆断裂原因分析 篇12

1 实验

1.1 宏观观察

扭杆在工作段1/3长度处断裂, 断杆平直, 没有发现明显弯曲变形, 其宏观照片如图2所示。较长一侧断杆断口上有尖状突起, 与其匹配的断口在体视显微镜下的宏观形貌如图3所示, 由图3可见断口表面螺旋状放射花样明显, 断口附近无塑性变形, 凹陷顶点距断面中心0.5mm左右。

1.2 断口微观观察

1.2.1 扫描电镜分析

将扭杆断口清洗后放在扫描电镜下观察, 断口及源区形貌如图4所示, 可以看到断口上有两个疲劳源, 每个源区在近表面都有一个凹坑, 凹坑中都含有10μm左右夹杂物。同时在断口内部也发现了一些凹坑和夹杂物, 多数夹杂物尺寸在5～25μm之间, 如图5所示。

1.2.2 能谱分析

将扭杆断口重新清洗后进行能谱分析, 在不同位置进行测定, 结果如表1所示。可以看出在夹杂物中Zn含量比较多, 这里称其为富Zn夹杂物 (可能是冶金过程中残留下来的) 。

1.3 材质分析

1.3.1 金相检测

在扭杆断口附近沿垂直轴向截取金相试样, 用光学显微镜进行观察, 如图6所示, 显微组织正常, 为回火索氏体加少量弥散碳化物。

分别自扭杆断口两侧取轴向截面制成金相试样, 用光学显微镜进行观察, 显微组织没有异常, 只在较短断杆一侧的腐蚀前金相样上发现了少量线状MnS夹杂物, 如图7所示。

1.3.2 硬度及强度检测

在扭杆断口附近沿垂直轴向截取硬度试样, 测量其洛氏硬度为HRC44, 根据GB1172—1999将其换算, 维氏硬度值为HV428, 基本符合试样加工要求 (HV372～423) 。

从断裂的扭杆上取拉伸试样进行非标准拉伸试验, 测得其抗拉强度为1342MPa。

2 结果与讨论

2.1 扭杆中夹杂物的影响

扭杆中存在两类夹杂物:富Zn夹杂物和MnS夹杂物。MnS夹杂物变形率较高, 能在钢加工的各个阶段与周围基体保持同样方式的变形, 使MnS与钢基体之间界面的结合力不被破坏, 因而在一般载荷情况下MnS与钢基体之间不会产生微裂纹, 也不会对钢的疲劳性能产生有害影响[2]。富Zn夹杂物变形率较低, 不能传递钢基体中存在的应力, 所以容易诱发钢中的微裂纹。但是, 并不是所有尺寸的低变形率夹杂物都能诱发疲劳裂纹萌生, 而是存在一个临界夹杂物尺寸。文献[3]在假定夹杂物为球形的条件下推导出一个临界夹杂物尺寸ϕc, in公式:

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式中:HV是材料维氏硬度;C是一个与夹杂物位置有关的常数。将扭杆实测硬度值代入式 (1) , 即可推算出不同位置的临界夹杂物尺寸, 如表2所示。断口观测到的夹杂物尺寸基本在5～25μm, 大于表2列出的材料临界夹杂物尺寸, 所以扭杆的疲劳裂纹必然萌生于这些夹杂物位置。如果扭杆中此类夹杂物不能完全消除的话, 可以通过降低夹杂物尺寸来延长疲劳寿命[3]。另外, Melander等[4]对高强度弹簧钢的疲劳测试结果说明:裂纹萌生于表面或极接近表面夹杂物的试样疲劳寿命较短, 裂纹萌生于次表面夹杂物位置的试样疲劳寿命较长, 即夹杂物越靠近表面, 疲劳寿命越短。因此除去扭杆表面及近表面夹杂物, 也可以在一定程度上延长其疲劳寿命。

2.2 扭杆的疲劳强度校核

已知扭杆剪切应力τ=T/W, 其中T为扭矩, W为抗扭截面系数。将扭转角计算公式φ=Tl/GIP变换形式可得T=φGIP/l, 其中φ为两截面间的扭转角度, G为切变模量, IP为极惯性矩, l为两截面间距离。

将试样扭转角度φ=0.122rad, 扭杆工作段长度l<68mm, 扭杆实测直径d=5.13mm弹簧钢[5]的切变模量G=E/2 (1+μ) =7.92×104MPa代入剪切应力计算公式可得试样扭转疲劳试验过程中实际扭矩T>9.66N·m, 剪切应力τ>364.7MPa。

对于钢来说, 剪切疲劳极限τ-1与抗拉强度σb之间的经验公式[6]为:

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式中σ-1为材料的对称弯曲疲劳极限。

无限寿命设计中, 对称扭转疲劳的安全系数nτ公式[7]为:

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式中:Kτ为扭转时的有效应力集中系数;ε为尺寸系数;β为表面系数;τa为扭杆实际所受剪切应力。

本实验分析的扭杆为表面抛光的标准圆截面试样, Kτ=1.0, ε=1.0, β=1.0, 所以式 (2) 可以简化为:

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将τa>364.7MPa, σb=1342MPa代入式 (2) 和式 (4) 得扭杆nτ<0.607～1.012。一般轧制与锻造钢件以疲劳极限为基准的许用安全系数[n]-1=1.5～2.5, 文献[8,9]对汽车扭杆的优化设计中都取n=1.25, 对比说明实验设计的安全系数偏小, 扭杆实际所受剪应力超过了其许用应力值, 致使疲劳寿命降低。所以扭转疲劳试验不能达到预期疲劳寿命最主要的原因是疲劳试验时所选的扭转角度过大。适当降低扭转角度或者重新设计扭杆尺寸, 使疲劳实验中扭杆所受剪切应力降低到合理水平, 即可得到满意的扭杆疲劳寿命。

3 结论

(1) 显微组织、硬度及金相夹杂物检测说明扭杆的材质基本没有问题。

(2) 扭杆断裂主要由过大的疲劳扭转载荷造成, 在上述疲劳实验条件下50CrVA扭杆达不到规定的疲劳寿命。

(3) 扭杆中含有的富Zn夹杂物在一定程度上加速疲劳裂纹的萌生和扩展, 促进疲劳总寿命的降低。

参考文献

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