碎裂原因（精选7篇）
碎裂原因 篇1
1 概述
挤压筒是挤压机的工作组件, 由于长时间工作在高温、高压的状态下, 大多数挤压筒组件均采用了将两层以上的衬套、以大过盈的配合形式热装组合在一起组合结构。采用这种多层结构可以有效改善受力条件, 使挤压筒中的应力分布均匀, 增加承载能力, 提高其使用寿命。而且这种结构还可以满足在磨损或变形后, 只需要将损坏的内衬去除并配换新的内衬, 这样也可以更好地利用材料, 有效地降低了制造成本和使用成本。
一般情况下, 挤压筒的内衬会在使用寿命达到后的继续使用过程中损坏, 外套和中衬则一般不易损坏。而在生产制造某型35MN有色金属液压机的挤压筒在加工制造过程中, 突然发生挤压筒外套碎裂事故, 直接导致整个挤压筒报废, 造成了重大的经济损失 (如图1) 。本文主要对其碎裂的原因进行分析和探讨。
2 挤压筒的结构特征
挤压筒的内衬、中衬与外套采用过盈装配连接结构, 过盈量决定热装应力, 决定着挤压筒内衬的工作寿命, 通过理论计算, 得出装配合理的过盈量, 并根据蠕变结果增加补偿量, 不但使内衬应力分布均匀, 也可对外套实行补偿修配, 提高了挤压筒外套的利用率和可靠性。
1.挤压筒外套2.压筒中衬3.挤压筒内衬
该型挤压筒组件的结构如图2所示。其外轮廓尺寸为准640h10/准150H8×700, 设计重量为600kg。挤压筒外套与中衬装配配合尺寸准360, 其直径方向过盈量为0.6mm;中衬与内衬的装配尺寸为准220mm, 直径方向过盈量为0.8mm。
该挤压筒组件中挤压筒外套和挤压筒中衬均采用H13材料制造。挤压筒外套和挤压筒中衬热处理硬度均为HRC47-50, σb=1300~1400N/mm (参照值) 。要求超声波探伤检查, 验收标准为JB/T5000.15《锻钢件无损探伤》Ⅳ组。其具体结构如图3及图4所示。
挤压筒内衬的材质为3Cr2W8V, 要求热处理硬度HRC44~48, σb=1300~1400N/mm2 (参照值) ;并满足超声波探伤检查, 验收标准为JB/T5000.15《锻钢件无损探伤》Ⅳ组。其具体结构如图5所示。
3 挤压筒的制造工艺
按照常规的工艺路线, 在挤压筒的制造工艺中一般遵循以下工艺流程:首先分别加工挤压筒内衬、中衬外套, 在加工过程中穿插热处理工序和探伤以及性能试验等辅助检查工序, 待完全达到设计性能要求并且无任何可见性缺陷时, 根据实际加工的外套内孔直径配车中衬外径, 保证设计过盈量, 然后将中衬热装入外套内, 待冷却至常温后, 加工中衬内孔, 并根据中衬内孔实际尺寸配车内衬外圆, 保证中衬和内衬的过盈量, 然后将内衬热装入中衬内孔, 待冷却至常温后加工内衬内孔及外套各键槽等。
各零件的工艺路线为:锻造→热处理→冷加工→热处理→冷加工→热处理→冷加工→装配。
加工外套的工艺流程为:划线→粗车→钻深孔→超声波探伤→粗车→调质→半精车→超声波探伤→半精车→淬火→性能试验→半精车→磁粉探伤→半精车→消除应力→精车→珩磨内孔→热装→精车。
加工中衬、内衬的工艺流程为:粗车→钻深孔→超声波探伤→粗车→调质→半精车→超声波探伤→半精车→淬火→性能试验→半精车→磁粉探伤→半精车→消除应力→精车磨外圆→着色探伤→热装。
挤压筒组件的整体工艺路线为:热装中衬→精车中衬内孔→珩磨中衬内孔→热装内衬→精车内衬及外套→铣外套定位键槽→珩磨内衬内孔。
在车削加工各工序中对工件各棱边均按照相关制造规范进行了圆整处理, 保证了在淬火过程中不发生应力集中而产生淬火裂纹。在各道热处理工序间均穿插有探伤工序, 确保工件没有热处理缺陷。
按照上述工艺流程在对挤压筒内衬、中衬、外套各零件的加工过程中, 均质量良好, 无任何缺陷产生。但是在中衬以及内衬全部装入外套后的最终加工过程中, 加工键槽时外套发生碎裂。
外套碎裂前的所有工序均在ISO2000质量体系的监控下, 其中超声波探伤报告中均显示为合格, 且性能试验报告显示材料热处理满足设计提出的性能要求。着色探伤报告中也未发现有表面微裂纹现象。为确定外套碎裂的性质及其产生原因, 首先应对其进行了全面的力学分析计算。
4 力学分析
由于在该挤压筒组件中仅仅是外套发生了脆性崩裂现象, 所以本文仅对挤压筒外套进行相关力学分析和计算。
已知挤压筒工作状态时作用力P=35MN, 且由图中设计尺寸可知挤压筒内孔直径为a=150mm, 挤压筒外径d=640mm, 挤压筒外套与挤压筒中衬配合直径c=360mm, 过盈量δ2=0.6mm, 挤压筒中衬与挤压筒内衬配合直径b=220mm, 过盈量δ1=0.8mm。
4.1 由内压产生的应力
4.2 由过盈量δ2产生的应力
(1) 对于挤压筒中衬:
(2) 对于挤压筒外套:
4.3 由过盈量δ1产生的应力
(1) 对于挤压筒内衬:
(2) 对于挤压筒中衬外套:
(3) 挤压筒外套内径处应力:
(4) 挤压筒外套外径处应力:
总应力为σv=姨σt2+σr2-σt×σr
外套内径处总应力:σv=36.73MPa
外套外径处总应力:σv=20.3MPa
在上述力学计算中, 设计过盈量选择适当, 材料性能完全满足力学要求。所以要进一步指出材料崩裂的原因就需要对挤压筒外套进行全面的金相分析试验。
5 材料分析
5.1 宏观断口分析
挤压筒外套在机床上受到切削力的影响, 瞬间碎裂成若干块。如图6所示, 在碎裂的每块上均可见不同方向的裂纹, 可见裂源为多处, 且为从内表面向外或由外表面向内扩展。断裂为快速脆性崩裂。
5.2 低倍试验分析
对崩裂材料进行径向截面热酸浸试验, 结果为一般疏松2.5级, 中心疏松1.5级, 区域偏析1.0级, 在壁厚2/3以内区域均有粗大完整枝晶, 内壁最为严重且有明显选择性腐蚀倾向, 内壁距端部170mm处有断续裂纹深约20mm, 如图7所示。由此证明锻件组织致密性不良, 锻造变形不足。内壁裂纹性质有待进一步分析。
试片中部开断口, 试片呈明显脆性, 断口上有呈弱金属光泽的亮点或小平面, 即萘状断口, 材料组织结构中出现萘状将导致材料力学性能变坏。如图8所示。
5.3 化学成分分析
对基体材料进行化学成分检测, 使用的仪器设备为CS-901B型碳硫分析仪、iCAP6300 ICP发射光谱仪、AB204-S电子天平。结果见表1。
分析结果中Cr的含量略低于标准值, 其余各元素化学成分基本符合国标中规定的数值。
5.4 截面硬度检测结果
试验结果表明, 挤压筒外套不同部位的截面硬度基本均匀, 硬度值符合技术要求。详细检测数值见表2。
5.5 显微组织分析
对外套从外表面至内表面进行纯净度、显微组织、晶粒度试验, 结果如表3。
试验结果表明, 钢中纯净度符合要求, 但有单颗粒粗大夹杂和较多的TiN夹杂, 如图9所示。
工件表面至心部显微组织为粗大回火马氏体+颗粒状碳化物, 马氏体晶粒等级为6级, 晶粒度4.0~4.5级, 通常热作模具钢马氏体组织晶粒等级应以2-4级为宜, 晶粒度为10~7级为宜。由此可以看出该工件的显微组织和晶粒度不合格。由图10所示, 说明工件在热处理过程中存在明显的过热。
内表面裂纹显微分析表明, 裂纹断续曲折, 裂纹旁边组织无变化, 裂纹明显沿着晶界发展, 如图11所示, 说明此裂纹为过热产生的淬火裂纹。
6 综合分析
根据实验数据, 挤压筒外套材料成分符合国标规定的成分要求。钢中纯净度合格, 但是钢中有单颗粒大型夹杂和较多的TiN夹杂, 且脆性TiN沿着晶界分布, 这对材料的性能产生了不利的影响。
工件表面和截面硬度符合要求, 工件截面低倍组织合格, 但是试面上大部分区域存在粗大完整枝晶, 且锻件致密度不佳, 说明锻件变形量不足, 这降低了钢的塑性和韧性指标, 也会导致钢的化学成分不均匀, 影响后续热处理效果。
挤压筒外套试片断口为萘状度断口, 出现萘状将使钢的力学性能变坏, 材料塑性、韧性下降, 脆性增加, 萘状断口产生的原因通常是由钢材过热引起的, 或者工具钢反复淬火, 中间不进行退火也会出现萘状。同时, 各部位显微组织中粗大马氏体和粗大晶粒均不合格, 粗大马氏体是因为热处理淬火温度过高、保温时间过长, 即过热造成的, 晶粒粗大也是过热造成的结果。
锻件变形不足, 晶粒未有效细化, 终锻温度过高, 也是造成晶粒粗大的原因之一。由于锻件内表面区域不致密, 且有粗大枝晶偏析现象, 在热处理淬火时, 过热造成组织粗大, 塑性、韧性降低, 且淬火应力沿晶界集中增大, 由此导致产生淬火微裂纹, 破坏了基体的连续性。
7 结论
挤压筒外套碎裂属于多源、多块、不同方向的脆性崩裂。造成其碎裂的原因主要有两个方面:一是热处理工艺或操作控制不当, 造成萘状断口, 和粗大组织、晶粒, 导致材料塑性、韧性降低, 脆性增大, 淬火应力沿枝晶边界集中而产生微裂纹, 这些淬火裂纹又破坏了基体的连续性, 是外套碎裂的主要原因。二是材料的锻造变形不足, 存在粗大枝晶偏析, 造成材料塑性、韧性下降, 并且在材料组织中造成化学成分不均匀, 减低了材料的热处理工艺适应性, 这也进一步增大了淬火裂纹产生和发展的趋向, 所以锻造变形不足也是挤压筒外套脆性崩裂的原因之一。
此次研究也表明, 在冷加工工艺流程中的两次超声波探伤并不能完全排除锻造和热处理过程中的微观缺陷和组织缺陷。需要在热工艺的制定过程中增加相关的控制工序来进一步保证材料的综合性能及组织要求。
参考文献
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[2]森永卓一.合金の押出加工[M].轻金属协会出版部, 1970.
碎裂原因 篇2
图1所示零件是浪形保持架切环凹凸模,材料为GC15,工艺要求需经锻打,热处理硬度为55-58HRC。该规格尺寸的冲制保持架型号为6206。在一次冲压生产中连续出现凹凸模破碎,平均冲压件数不足千件。通过在现场分析、检测中,从相关零件中找到了破碎原因,经过修复取得满意的效果。
1 模具损坏的形式
模具的失效形式有两种,一是磨损,二是破损;其中破损又分为裂纹和破碎两种情况,生产中以裂纹为多,如图2所示。从模具制造来讲,此件采用多年成熟的工艺,不存在制造问题,其他类似型号很少出现此类问题。
2 对破碎件进行鉴定分析
经过对碎裂零件进行了硬度检测和金相鉴定,结果均符合技术及工艺要求。仔细观察零件底面,在三螺孔处可见明显的亮环,说明凹凸模底面在冲压过程中不是整个面接触。经测量凹凸模底面的平面度在规定的公差范围内,符合要求。
3 从相关件入手找原因
图3是与凹凸模相关零件的局部示意图。由图3可看出,凸凹模4是通过紧固内六角螺钉6与下模座5固定在一起的。工作时凹凸模所受的冲裁力传给下模座止口内端K,致使该面反复受到冲击力的作用。下模座材料为灰口铸铁,牌号HT200,该零件使用硬度为170-241HB,最高只相当于23HRC,而凹凸模的硬度为55-58 HRC,因而在反复长时间冲压下,下模座K面产生磨损和变形。
在对下模座的检验测试中发现两个问题,一是下模座止口内端面磨损塌斜一个M值,图四所示。M值为0.40～0.50mm。产生塌斜的原因是模具长时间使用,造成磨损。正因为有了这样一个M值的存在,使凹凸模在冲压中不仅要承受冲击力,还要承受弯曲力、摩擦力、弹性力等多种交变载荷,因而加速了凹凸模的破损。二是发现下模座的落料孔径D比凹凸模的切环外径大,如图3所示;也就是说凹凸模在受力时,底部承载力面是悬空的,没有支撑,导致凹凸模底面不仅受到冲裁压力还受到一个弯矩的作用,最终导致凹凸模在交变载荷的作用下发生破损。
4 改进措施
针对以上两个问题,采取的改进办法是:1)修复下模座,使止口内端面与底部平行差0.02mm。2)在凹凸模与模座之间增加一个垫板,厚度为5 mm,硬度40～45HRC。3)减小下模座的落料孔径D尺寸,使其略大于等于D1尺寸,目的是支撑凹凸模在冲压时的冲裁力。
5 结束语
碎裂结构围岩塌方控制因素分析 篇3
1 塌方破坏分析
对围岩塌方机理的认识是防治塌方的前提, 关键块体理论[2]比较适合对碎裂岩体的塌方进行评价, 对于软岩类及层状介质以致于散体结构, 还有各类的数值分析方法[3,4]。
受岩体结构面空间分布及软弱夹层和地形造成的偏压影响, 都有可能发生塌方[5]。引起隧道塌方的原因归纳起来有以下几个方面:地质条件不良、设计定位不合理、施工方法不当等, 对隧道塌方的统计结果表明, 由断层破碎带、降水、隧道偏压、勘察设计、施工进度不合理及爆破振动等所造成的塌方所占比例为27%～5%。勘察设计及施工方法的不当导致的塌方占较大比例[6]。
2 塌方影响因素
各类不同结构围岩, 都有可能发生塌方破坏, 围岩塌方的影响因素包括如下几个方面。
(1) 岩体破碎程度。
根据隧道走向, 则开挖掌子面围岩被节理分割成的块体模型如图1 (a) 所示。从节理切割围岩后与隧道的空间相对关系发现, 隧道拱顶及拱墙部位的碎块岩体为不稳定块体, 如果超强支护控制不利, 或施工时各道工序衔接不好, 极有可能发生块体掉落, 导致碎裂结构岩体块体掉落的连锁反应, 产生塌方, 埋深浅时塌腔延续到地表。水平层状泥岩夹砂岩是成岩作用差的岩体, 其强度与硬塑的粘性土相当, 当有地下水活动时, 结构强度会大幅度降低, 水平层状泥岩在隧道开挖后, 拱顶岩层容易产生弯折破坏, 破坏区向上发展。
(2) 地下水影响。
由于围岩破碎, 结构面强度对岩体稳定性起控制作用。充填物的成分含有大量粘土矿物, 或者说结构面是泥质胶结的, 泥质胶结的强度受水影响强度会大幅降低。结构面的粘结强度降低, 岩体沿结构面发抗滑力下降。泥岩夹砂岩地段岩体强度受水的影响更明显, 泥岩遇水软化作用导致岩体强度降低。
(3) 设计方案。
目前设计支护参数的确定是按照围岩分级进行的。由于节理发育, 岩体破碎, 节理间充填松散物, 如果有地下水的作用, 在结构面强度降低的条件下, 隧道不同部位块体会产生不同失稳模式, 如侧边墙的块体滑移、拱顶及拱腰的碎块掉落等。对于泥岩拱顶产生弯折掉落及掌子面挤出塌方等。
(4) 施工方法。
施工方法的确定在很大程度上受设计方案及围岩级别的影响。当施工围岩级别与设计阶段有明显不同时, 会因为初支及二衬没有及时跟进, 导致无支护隧道围岩暴露时间过长超过其自稳时间而失稳。
3 结语
(1) 影响隧道围岩塌方失稳的因素主要是岩体破碎程度、胶结面强度及地下水的影响。因施工揭露围岩级别与设计围岩级别有差异, 导致超前支护强度偏弱, 客观上增加了塌方的频率和规模。
(2) 根据上述影响因素, 增加围岩结构强度, 改善泥岩力学性质是控制围岩稳定的关键措施。通过超前加固围岩, 加长、加密超前支护锚杆, 增加超前支护锚索可以有效改善围岩开挖后的自稳能力, 控制变形塌方的发生。
摘要：碎裂结构围岩在隧道施工中经常发生塌方及掌子面涌出、坍塌事故。通过对现场隧道围岩塌方特征进行分析, 提出了碎裂结构隧道塌方的控制因素是围岩的结构强度, 指出改善围岩的物理力学特性, 增加围岩的自承能力及其整体性是控制碎裂结构隧道塌方的主要因素。
关键词：碎裂结构,隧道,塌方,结构强度
参考文献
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柴油机射流碎裂的影响因素 篇4
在燃油喷射式的内燃机中,燃烧是最重要的一个环节,当燃料雾化的非常好的时候才能提高燃烧效率,进而使发动机的动力性和经济性得以改善,达到降低排放的指标;在非燃烧设备上,喷雾质量的优劣将会影响配套设备和相关产业的生产效率及其产品的质量和成本[1]。燃料的燃烧过程是当今学术界研究的主要课题之一,如果要从根本上提高发动机的动力性和经济性而且更有效地控制排放,只有通过有效地控制燃烧过程。燃烧技术的进步与喷雾技术的发展相关,两者相互促进,所以对喷雾进行深入的研究相当关键。雾化可以认为是在内、外力的作用下,液体的碎裂过程。研究液体的碎裂过程必须首先了解影响液膜碎裂的因素。
1、物理因素对液膜碎裂的影响
1.1 粘度对液膜碎裂的影响
粘性是最重要的液体性质。低粘度的液膜非常容易碎裂成液片,而高粘度液膜则更易碎裂成液线。低粘度液膜碎裂形成的小颗粒液滴多。虽然粘度对喷雾影响程度不如表面张力,但是它的影响不仅体现在雾化液滴的尺寸分布,而且还有液体在喷嘴内部的流动速率和雾化的模式。液体粘度的增加将使雷诺数Re减小,减缓湍流的发展,阻止喷雾圆射流或液膜射流的碎裂,使雾化液滴的尺寸增大。液体粘度降低将使雷诺数Re增大,加快湍流的发展,促进喷雾圆射流或液膜射流的碎裂,使雾化液滴的尺寸减小。
除此之外,液体粘性对喷嘴内部流动的影响是非常复杂的。对于粘度低的液体,粘度的增大会使流动速率增加,在这种情况下,喷嘴流通面积对流动速率的影响是很大的。不过,对于粘度高的液体,流动速率通常会随着液体粘度的增大而减小。液体粘度的增大会使压力旋转喷嘴的喷雾锥角变窄,当液体粘度很高时,锥形液束可能演变成一条长长的直线。对于燃油来讲,液体的粘性通常会影响雾化的质量,使之变差。
1.2 表面张力对液膜碎裂的影响
喷雾使连续的液体碎裂成为细小的液滴,液滴的稳定将取决于液体的表面张力,它阻止液滴表面的变形,雾化所需要的最小能量就等于表面张力乘以液体表面积的增加量。因此,无论喷雾发生在何种条件下,表面张力都是雾化过程中十分重要的液体物理性质。
1.3 雷诺数对液膜碎裂的影响
Ohnesorge[2]提出了圆柱液体碎裂与雷诺数Re有关的三种模式:当低雷诺数低时,圆柱液体碎裂成几乎同样大小的球形液滴。这种模式被称为圆柱液体碎裂的瑞利模式。中雷诺数下,圆柱液体的振动随空气阻力的增大而增大,直到振动使圆柱液体完全碎裂,这种模式成为圆柱液体碎裂的断续模式。当雷诺数高时,圆柱液体在喷嘴出口附近碎裂,雾化成大量的细小液滴,这种模式称为雾化模式
1.4 密度对液膜碎裂的影响
压力喷嘴的质量流动率将随着液体密度的变化而改变,但是如果没有液体其他的物理性质和外部环境的影响,它的密度将很难改变。由于液体的可压缩性极小,密度变化不大,所以在大多数情况下液体密度本身对雾化的影响很小。由于气体的可压缩性较大,所以气液密度比对雾化过程的影响就不能忽略了。
2、外界因素对液膜碎裂的影响
2.1 温度对液膜碎裂的影响[3]
温度越高,燃油的表面张力和粘性下降,We主要受射流液体的表面张力和射流速度的影响,雷诺数主要受射流液体的粘度和射流速度的影响。在非加热条件下的射流碎裂机理中,不考虑液体表面张力和粘度的变化。而在加热条件下,射流液体表面张力和粘度的变化就不能忽视了。因此当温度升高时,燃油的表面粘力和粘性下降,因此韦伯数We减少和雷诺数Re增大,导致喷雾射流扰动波的增长。环境介质温度增高,喷雾射流表面温度就增高,扰动波的增长率就增大,喷雾就越容易破碎和雾化。
2.2 速度对液膜碎裂的影响
液体的速度增高,周围气体对液体的扰动作用越大,碎裂长度和碎裂时间越短,液体的细小颗粒会越多。液体的碎裂长度和时间与液体的速度密切相关。随着喷射速度的增大,当液体处于层流状态时,液体的碎裂长度随喷射速度的增大而呈直线增大;当液体处于湍流状态和雾化状态时,液体的碎裂长度极小,而且随着速度的增加,碎裂长度会越来越小。
2.3 喷嘴几何形状对液膜碎裂的影响
在研究圆射流时,采用喷口的长径比来定义不同喷嘴的几何形状。在水射流进入常压空气的实验中,发现湍流速度在50m/s以下时,碎裂长度在20-60mm的范围内随流速的增大而增大,而在50-200m/s的流速下,碎裂长度则随流速的增加而减小。当喷口的长径比从4增大到20时,碎裂长度逐渐减小;而当长径比从20增大到50时,碎裂长度又逐渐增大。
3、总结
本文主要对影响液膜碎裂物理和其他环境因素进行了阐述。这些因素对喷雾的研究至关重要,要想研究喷雾碎裂机理,首先必须了解这些因素是如何影响液膜碎裂的。本篇论文为喷雾的研究提供了一些理论基础。
摘要：液体射流雾化质量对改善内燃机缸内的燃烧过程非常重要,因此柴油喷雾射流碎裂影响因素的研究在内燃机领域中具有重要的使用价值和学术意义。液膜碎裂的影响因素除了自身的物理因素(如粘度、表面张力、雷诺数)外,还有一些其他因素,如液体射流的温度、射流速度和喷孔几何形状等,因此研究液体碎裂过程应全面考虑这些因素对它的影响。
关键词：雾化,射流碎裂,影响因素
参考文献
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[2]Ohnesorge W.Formation of drops by nozzles and the breakup of liquid jets.Z.Angew.Math.Mech.1936,16:355-358.
[3]丁宁,杜清,等加热条件下液膜射流破碎尺度影响因素研究.内燃机学报.2003,1:53-56.
第四代髋关节陶瓷内衬碎裂后翻修 篇5
1资料与方法
1. 1一般资料患者,男性,26岁,2013年因双侧股骨头坏死于我院行双侧全髋关节置换手术,假体为生物型第四代全陶关节。术后自觉右髋关节周围有异响,但下地功能锻炼时髋关节均无明显不适,关节无明显活动受限。6个月后无明显诱因出现右髋关节疼痛,异响较前加重,右髋关节逐渐出现活动受限并伴有疼痛感。髋关节CT可见右侧髋臼陶瓷内衬破裂,关节周围有大量金属颗粒影。
1. 2方法排除手术禁忌后给予右侧全髋关节翻修手术, 术中可见关节囊周围滑膜组织及髋关节假体周围有散布或团块状聚集的黑色团块粉末状物,髋臼内衬碎裂成两大块, 髋臼假体及陶瓷球头部分磨损,股骨柄假体和髋臼假体未见松动。术中彻底清除滑膜组织,清理陶瓷碎屑,保留原股骨假体,用弧形骨刀沿髋臼及假体之间截骨取出髋臼假体。髋臼锉打磨由52 mm扩大至58 mm,反复冲洗后更换为58 mm金属臼杯,安放58 mm陶瓷内衬和36 mm陶瓷球头,高压冲洗枪反复冲洗。
2结果
术后2周拆线,切口愈合良好,右髋关节弹响及疼痛均消失,患者主动屈伸活动未见异常。术后12个月复查骨盆正位,假体位置正常,未见明显松动,关节内未见高密度金属影。典型病例影像学资料见图1 ~ 4。
图1 陶瓷假体碎裂后 CT
图2 陶瓷假体周围散布或团块状聚集的黑色粉末状物
3讨论
国内外许多学者均报道了陶瓷对陶瓷界面的全髋关节置换术后的异响问题[4]。对异响产生的原因普遍认为是多因素综合的结果,包括: 髋臼杯的外展角和前倾角度不佳、第三体磨损、短颈假体的使用等等。髋关节的异响可表现为局部轻微的 “ 咔哒声 ” ,无明显的关节疼痛或仅有轻微的疼痛 。 陶瓷内衬碎裂时部分患者可听到明显的碎裂声或伴有明显的疼痛感 。Sexton等 [ 5 ] 均认为异响与假体碎裂无明显直接相关性,但异响为内衬破裂和碎片或股骨头斑纹磨损的早期征象 。 我们遇到的本例患者在出现关节异响后多次复查X线未发现关节碎裂,但明确关节碎裂行髋关节翻修手术时发现髋臼假体及陶瓷球头的部分磨损,故我们认为对于偶尔出现的关节异响且无关节疼痛应持续严密观察,对于持续存在的异响应行髋关节CT检查明确关节是否破裂或存在陶瓷碎片的可能 。
图3 髋臼内衬碎裂 、 球头部分磨损
图4 术后 12 个月骨盆正位 X 线片示假体完好 、 位置正常
陶瓷假体碎裂后应尽早行髋关节翻修手术[6,7,8]。由于大量的陶瓷碎屑残留在髋关节周围的滑膜组织,残留的陶瓷碎屑如不彻底清除将造成假体磨损严重影响翻修假体的寿命,故彻底清除关节周围的滑膜和陶瓷碎屑是手术的关键[9,10]。本例患者股骨柄与股骨结合紧密并没有松动,股骨柄无明显磨损,在手术中仅重新更换股骨头陶瓷假体,并没有翻修股骨柄。结合陶瓷假体产生异响和碎裂的原因分析得出在翻修手术时应注意: 减少臼杯的外展角度( 40° ~45°) ;适当增加髋臼的前倾角度( 15° ~ 20°) ; 放置内衬时应确保陶瓷内衬与金属髋臼结合紧密,同心圆到位; 彻底清除假体表面的异物; 术中屈曲活动髋关节检查有无股骨柄与髋臼之间的撞击。
综上所述,陶瓷 - 陶瓷在全髋关节置换中是最理想的界面,但术后异响及陶瓷碎裂问题仍有待解决,在选择陶瓷假体时应充分考虑上述问题。出现异响后应及时密切观察,必要时行髋关节CT检查。明确陶瓷假体碎裂后应尽早行髋关节翻修手术。
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碎裂原因 篇6
关键词：碎裂QRS波,病理性Q波,急性心肌梗死,急诊PCI
病理性Q波被大家认识较早, 且目前被认为是陈旧性心肌梗死的重要特征之一, 但相当比例的患者随着心梗时间的延长, Q波将逐渐减小甚至消失, 尤其在目前的再灌注治疗时代, 心肌梗死后病理性Q波的消失率明显增高, 由原来的6%上升到25%~63%[1,2]。急诊溶栓或冠脉内介入治疗特别是急诊介入手段的出现使得Q波型心肌梗死的发生率由66.6%下降至37.5%, 却使得非Q波型心肌梗死比例明显增加[3,4]。从而使得病理性Q波对陈旧性心肌梗死的诊断敏感性下降。目前对于非ST段抬高型即既往所说的非Q波型心肌梗死, 尚缺乏特征性体表心电图诊断指标, 碎裂QRS波 (fragmented QRS complexes, f QRS) 是由Abdulla等[5]2006年提出的一个新的无创心电学指标, 并受到诸多学者关注, Abdulla等[5]指出, f QRS波对心肌梗死的诊断价值与Q波相比具有更好的敏感性及阳性性预测值。本文对笔者所在医院105例急性心肌梗死患者进行分析, 探讨f QRS对急性心肌梗死诊断中的价值。
1 资料与方法
1.1 一般资料
选取笔者所在医院2012年8月-2014年6月收治的210例患者。明确诊断为急性心肌梗死 (AMI组) 患者105例, 男62例, 女43例, 年龄34~85岁, 平均 (62.2±7.5) 岁。急性ST段抬高型心肌梗死 (STEMI) 患者84例, 急性非ST段抬高型心肌梗死 (NSTEMI) 患者21例;AMI患者中行急诊PCI者38例, 其中STEMI29例, NSTEMI9例;非冠心病患者105例 (对照组) , 男68例, 女37例, 年龄30~83岁, 平均 (61.5±6.9) 岁。两组性别、年龄等一般资料比较差异均无统计学意义 (P>0.05) , 具有可比性。
1.2 心电图检查
所有患者入院后行常规心电图检查, 采用美国GE公司生产的MAC1200ST心电图机, 设置心电图机参数为 (filter range0.15~100 Hz;AC filter, 60 Hz, 25 mm/s, 10 mm/mv) , 碎裂QRS波定义为:相邻的两个或以上导联存在多相的QRS波, 包括>1个R波或R、S波存在多个顿挫或切迹, S波切迹多发生在S波底部, 经典的f-QRS波的心电图特征还包括: (1) QRS时限<120 ms; (2) 伴或不伴有Q波, Q波可能存在单个或多个切迹或顿挫, 可形成Qr或QR型QRS波; (3) 除外完全性或不完全行束支传导阻滞[6]。
1.3 观察指标
计算单纯f QRS波、单纯病理性Q波、f QRS波合并病理性Q波对AMI诊断的敏感性、特异性、阳性预测值及阴性预测值;比较f QRS波、病理性Q波在STEMI及NSTEMI中的检出率以及在急诊PCI术后两者检出率的差异。
1.4 统计学处理
采用SPSS 18.0软件对所得数据进行统计分析, 计量资料用均数±标准差 (±s) 表示, 比较采用t检验, 偏态分布数据采用非参数检验, 两组分类数据的比较采用X2检验, P<0.05为差异有统计学意义。
2 结果
2.1 两组患者f QRS波及病理性Q波的检出率
AMI组中, 单纯f QRS波患者31例 (29.52%) , 单纯病理性Q波患者21例 (20.00%) , f QRS波并病理性Q波患者42例 (40.00%) 。对照组中, 单纯f QRS波患者4例 (3.81%) , 单纯病理性Q波患者6例 (5.71%) , f QRS波合并病理性Q波患者3例 (2.86%) 。AMI组患者中单纯f QRS波、单纯病理性Q波及f QRS波合并病理性Q波检出率均高于对照组, 两组比较差异均有统计学意义 (P<0.01) 。详见表1。
例
2.2 f QRS波及病理性Q波在AMI中的诊断价值
f QRS波并病理性Q波在AMI中的诊断的敏感性、阳性预测值高于单纯f QRS波及单纯病理性Q波, 比较差异均有统计学意义 (P<0.05) 。单纯f QRS波对AMI诊断的敏感性、特异性及阳性预测值、阴性预测值均高于单纯病理性Q波, 比较差异均有统计学意义 (P<0.05) 。详见表2。
%
2.3 f QRS波在STEMI与NSTEMI中的差别
105例AMI病例中, 单纯f QRS波者31例, 其中STEMI20例, NSTEMI 11例;单纯病理性Q波者21例, 其中STEMI18例, NSTEMI 3例;f QRS波并病理性Q波者42例, 其中STEMI 40例, NSTEMI 2例;STEMI中f QRS波的检出率为71.43% (60/84) , 病理性Q波的检出率为69.05% (58/84) , 比较差异无统计学意义 (P>0.05) 。NSTEMI中f QRS波的检出率为61.90% (13/21) , 病理性Q波的检出率为23.81% (5/21) , 比较差异有统计学意义 (P<0.05) 。
2.4 f QRS波在急诊PCI患者与非急诊PCI患者的差别
在所有AMI中行急诊PCI的共例38例, 其中STEMI例29例, f QRS波者25例, NSTEMI 9例, f QRS波者5例;非急诊PCI例67例, 其中STEMI 55例, f QRS波者35例, NSTEMI12例, f QRS波者8例;急诊PCI患者f QRS波检出率为78.95% (30/38) , 非急诊PCI患者f QRS波检出率为64.19 (43/67) , 比较差异有统计学意义 (P<0.05) 。
3 讨论
f QRS波的产生机制较为复杂, 存在多种假说, 主要包括:梗死区内阻滞、梗死区周围阻滞、多灶性梗死、局部心肌瘢痕理论、细胞间阻抗的变化等。研究表明f QRS波产生与局部心肌瘢痕有关, 心肌瘢痕或缺血心肌除极不均匀致心肌除极电活动延迟、不完全, 传导能力下降[6,7]。心电图不仅表现出心室除极的QRS波振幅降低, 而且瘢痕组织完全丧失除极能力, 致使心室内除极的方向不断变化, 从而形成心电图上多个顿挫或切迹, 形成f QRS波, 形态不同的f QRS波表示心肌除极方向的不同在心电图上的综合反应[8,9]。QRS波终末传导延缓及碎裂程度取决于心肌内大小不等、部位不同的瘢痕组织的大小, 心肌瘢痕是引起心肌内非同源性除极的主要原因, 最终使面向心肌疤痕或纤维化组织的心电图上产生QRS波的碎裂[10,11]。另外Maskoun等[12]通过心脏核磁共振成像研究表明f QRS波出现的导联数目的多少与心肌梗死面积或心肌疤痕大小有关, 提示心肌瘢痕或纤维化与f QRS波产生有关。目前发现f QRS波常存在于心肌梗死患者中, 如果心肌梗死区的心肌组织坏死彻底且均匀, 也即是坏死区内没有存活心肌, 心电图上常记录到Q波或QS波, 且波形较光滑、规整, 没有任何QRS的碎裂, 原因是透壁性心肌梗死的坏死区丧失除极能力, 仅有电传导作用。但非均质性坏死或多灶性梗死者, 心肌坏死不彻底, 坏死的心肌组织中存在残存的心肌组织或有部分冬眠或缺血心肌。虽然这些心肌组织存在除极活动, 但由于被纤维化心肌组织包绕或缺血使其传导缓慢和延迟, 并在病理性Q波或QS波中形成振幅低、时限窄波形, 从而形成S波的顿挫或切迹, 表现为形态不规整的f QRS波[13]。另有研究对既往伴有f QRS的心肌梗死的左室室壁瘤患者进行尸检, 同样证实在坏死区域周围存在存活的岛状心肌组织, 且和体表心电图的f QRS波相对应[14,15]。上述研究均说明f QRS波是由局部心肌瘢痕或纤维化导致心肌激动传导缓慢和延迟所致。
AMI组与对照组中单纯f QRS波、单纯病理性Q波、f QRS波并病理性Q波检出率比较AMI组显著高于对照组, 与上述所述机制有关, 即透壁型心肌梗死因坏死心肌组织中没有存活心肌即产生Q波或呈QS型, 如果坏死组织中存在岛状存活心肌或因心肌缺血导致心肌纤维化或疤痕形成, 即产生电传导延迟, 心电图可表现为f QRS波, 而对照组无上述相关因素。同样道理NSTEMI多为非透壁型心肌梗死, 病理性Q波的检出率会明显降低, 但因局灶或多灶性梗死、心肌纤维化或疤痕形成, f QRS波检出率会明显增高, 显示出f QRS波在NSTEMI诊断中的优越性。另外本研究发现因急诊PCI术及时让心肌得到再灌注治疗, 让部分缺血或冬眠心肌得以恢复, 存活心肌岛增多, 病理性Q波检出率会明显降低, 而f QRS波检出率较非急诊PCI组增加。
碎裂原因 篇7
1资料与方法
1.1一般资料
方便选取该院经冠脉造影确诊的急性心肌梗死患者(AMI组)90例,其中男65例,女25例,年龄50~72岁,平均(63.0±6.1)岁,STEMI 69例,NSTEMI 21例,又根据患者是否存在f QRS或病理性Q波分组:AMI组中,f QRS 19例,病理性Q波23例,f QRS合并病理性Q波37例,单纯ST段改变11例。非AMI冠心病患者90例为对照组,其中男62例,女28例,年龄51~71岁,平均(60.0±3.1)岁,f QRS 4例,病理性Q波10例,f QRS合并病性理Q波3例,两组的性别、年龄、体重、吸烟情况差异均无统计学意义(P>0.05)。临床表现为胸部剧烈疼痛呈压榨感、呼吸困难、乏力、恶心呕吐,排除束支阻滞、心室预激、心室起搏者。
1.2方法
采用日本光电9020P心电图仪,根据患者入院3天内同步心电图检查,以两位有经验的心电图医师独立分析,诊断一致。f QRS波诊断标准[1]:1呈三相或多相的QRS波;2伴有或不伴有Q波,Q波可存在单个或多个切迹或顿挫;3QRS波时限多数﹤120 ms;4出现在冠脉供血区域对应的2个或2个以上的导联;5排除束支及室内传导阻滞;6同一患者同次心电图的不同导联f QRS波表现为不同形态。病理性Q波诊断标准:Q波宽钝≥0.04 S,Q波>同导联R波的1/4,并且在相邻的两个导联出现。心肌梗死定位:Ⅱ、Ⅲ、a VF为下壁,V2、V3、V4、V5为前壁,I、a VL、V5、V6为侧壁。
1.3观察指标
以冠脉造影结果为对照,1观察f QRS波在下壁、前壁、侧壁的分布情况;2观察3组心电图指标对急性心肌梗死诊断的特性及价值性;3观察STEMI及NSTEMI中f QRS波者的发生率。
1.4统计方法
采用SPSS 12.0统计学软件统计分析数据,计数资料用[n(%)]表示,采用χ2检验,以P<0.05为差异有统计学意义。利用四格表计算敏感性、特异性、阳性预测值、阴性预测值。
2结果
2.1 3组心电图指标在不同部位的发生率
AMI组f QRS波发生率为21.11%明显高于对照组的4.44%,(χ2=82.13,P<0.05),AMI组下壁出现f QRS的机率(12.22%)较前壁、侧壁(5.6%)、3.3%)高。见表1。
2.2 3组心电图指标对急性心肌梗死的诊断价值
病理性Q波(25.56%)敏感性略高于f QRS波者(21.11%),但病理性Q波者(88.89%和69.70%)均低于f QRS波者特异性(95.56%)及阳性预测值(82.60%);当两者结合应用时,敏感性和特异性、阳性预测值、阴性性预测值均较高。见表2。
2.3 STEMI及NSTEMI者f QRS发生率
在NSTEMI患者中f QRS(38.10%)发生率明显高于病理Q波(14.29%),f QRS与f QRS合并病理性Q波对比有统计学意义(χ2=5.562,P<0.05)。见表3。
3讨论
AMI患者心电图f QRS波形一直是临床与心电图领域关注的问题,该研究显示,急性心肌梗死下壁出现f QRS的机率(12.22%)较前壁、侧壁(5.6%)、3.3%)高,其可能机制是下壁为多支病变供血重叠区域,患者长期冠脉缺血、坏死致心肌纤维化形成,导致心肌细胞向量改变等,这表明II、III、a VF导联出现f QRS波对诊断急性心肌梗死有预测的价值,这与文献报道一致。
f QRS波其发生机制目前主要有以下几种学说:多灶性梗死、心肌瘢痕、梗死区内阻滞、梗死区周围阻滞、细胞间阻抗的变化等相关。有研究表明心肌梗死区呈多灶性、有存活的岛样心肌组织,被纤维组织包裹,除极时由于缺血导致传导缓慢而延迟,使心室肌非同源性除极,心室电活动不同步,整个除极受到影响,而形成QRS波终末传导的延缓或出现不规则的碎裂QRS[4]。有学者曾研究了Q波型心肌梗死大多数为STEMI,冠脉造影87%多为冠脉动脉完全闭塞;非Q波型心肌梗死(相当于NSTEMI)者,冠脉造影结果发现冠脉动脉仅为26%完全闭塞。表明STEMI患者相关血管多为完全闭塞病变,出现病理性Q波,而NSTEMI患者产生原因多为存在不规则狭窄病变的,呈非均质缺血坏死,易有岛状存活心肌,而出现f QRS[5,6]。该研究表明,急性心肌梗死的敏感性病理性Q波略高于f QRS波者,但特异性及阳性预测值病理性Q波者均低于f QRS波者;病理性Q波和f QRS波两者联合应用时,敏感性和特异性、阳性预测值、阴性性预测值均较高,这与孟令波等[7]研究110例AMI结果一致,其病理性Q波合并f QRS波诊断AMI时敏感性(40.00%)、阳性预测值(90.63%)更高。且在NSTEMI患者中f QRS发生率明显高于病理Q波,f QRS与f QRS合并病理性Q波对比差异有统计学意义(χ2=5.562,P<0.05)。与梁丽等[8]125例报道相似,其结果表明NSTEMI患者f QRS波62.5%发生率明显高于病理Q波12.50%对诊断急性心肌梗死有一定价值,这可见f QRS波在急性心肌梗死的诊断领悟内应用价值高,确实具有广阔的应用前景。
综上所述,fQRS波可作为一种诊断急性心肌梗死的无创性心电学新指标,特别对NSTEMI有一定的诊断价值,减少漏诊,提高急性心肌梗死的诊断率。同时f QRS波测量简单为无创检查,快速实时采集图片,及时准确提供数据,可重复检查,医生容易判断,无任何并发症,是快速早期诊断的首选,应用潜力大,可在基层医院容易普及,可作常规检查方法,可推广应用。
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