塔吊螺栓断裂原因分析（精选7篇）
塔吊螺栓断裂原因分析 篇1
1 工程及施工塔吊简介
某工程位于白鹭洲路与厦禾路交叉路口, 由2栋高层塔楼 (99.5M) 、地下室2层 (-10.5米) 组成, 总建筑面积为77410.75㎡。
本工程按施工方案要求设置一台QTZ80塔吊, 该塔吊最大起重力矩850k N·m (额定起重力矩800k N·m) , 最大起重量/最大起重量时工作幅度:6t/14.19m, 自重 (不包括平衡重) 35t, 平衡重13.5t;平衡臂总长12608㎜, 标准节尺寸 (长*宽*高) 1700*1700*2800㎜。塔吊基础位于地下室底板后浇带处, 采用6000mm×6000mm×2200mm钢筋混凝土承台基础 (承台下为四根混凝土灌注桩) 。
2 塔吊地脚螺栓断裂现象及施工应急措施
该塔吊安装完成后, 经有资质的专业单位检测合格和四方 (施工、监理、安装和租赁单位) 验收通过后投入使用。正常使用约5个月后, 工地机管员在日常巡查中发现位于塔吊东南方向的两根高强度地脚螺栓于底座加强节支座与钢筋混凝土承台面处断裂, 如图1。为此施工单位启动了应急预案:立即停止塔吊的工作, 将塔吊的起重臂置于西北方向, 平衡臂置于东南方向, 采用钢丝绳将塔身与2#楼框架柱临时拉锚, 以减少西南方向的2根地脚螺栓的附加弯矩。
3 责任的原因分析及处理中存在的问题
3.1 施工与监理单位对事故的原因分析意见
施工单位与监理单位根据地脚螺栓断裂位置及形状, 结合现场勘验进行分析, 判定地脚螺栓断裂原因是塔吊钢筋混凝土承台面刚好位于地下水位干湿交替部位, 在地下室后浇带尚未施工的情况下, 进入地下室底板的地下水对地脚螺栓存在微腐蚀性;由于地下室施工作业任务重, 经常抽水, 加速对地脚螺栓的腐蚀, 再加上西南方向的2根螺栓实际工作受力最大, 最终导致塔吊地脚螺栓断裂。
3.2 现场已采取加固处理措施
⑴在西南方向的4根地脚螺栓周边植筋, 用4根HRB335直径为22的钢筋锚入砼承台600㎜代替原地脚螺栓的抗拉;⑵植筋前宜凿出承台钢筋保护层, 钻孔位必须保持干燥状态;⑶植筋后对其中两根进行抗拔试验;⑷加固大样图 (如图2) ;⑸为防止地下水对钢筋的再次腐蚀, 对塔机底座加强节的4根立杆浇捣1M高的柱墩。
3.3 存在问题的提出
我们在例行工地监督检查时了解到这一事故后, 通过现场检查、调阅其过程的相关技术及影像资料后, 发现施工、监理单位对断裂原因的分析过于草率, 加固处理方案也存在严重错误, 主要有以下几点:⑴螺栓断裂的部位为螺栓螺杆螺纹处, 断口与螺栓的轴线成90°, 断口表面呈比较平滑的细瓷状特征, 没有明显的塑形变形的迹象, 该断裂应属于脆性断裂;⑵西南角方向的底座加强节支承法兰面下用圆钢并塞满砂浆进行调整, 砂浆已存在裂缝, 可见砂浆强度不足;⑶螺栓表面存在锈蚀现象, 但腐蚀程度不高。假设事故原因初步分析成立, 也就是说地下水的水位变化 (干湿交替) 对地脚螺栓的腐蚀性是螺栓断裂的主要原因, 加固至少应考虑以下两点:⑷塔吊底座加强节钢结构及其焊缝同样可能被腐蚀, 因此, 采取任何加固方式都是徒劳的。⑸在无法判定其他3个方向支座下的12根螺栓同样受损情况下, 现场已采取的加固措施中, 仅对西南方向的4根高强度地脚螺栓进行加固的做法是同样存在严重错误的, 其他3个支座下的地脚螺栓是不是也应进行加固。原因分析的错误, 导致了对事故处理方法的错误。
4 事故的真正原因分析及其对应的处理措施
4.1 事故的真正原因分析
⑴高强度地脚螺栓的制造加工工艺达不到要求:断裂地脚螺栓的材质为Q235C, 其制造工艺过程是一个复杂的过程, 所以价格上也比较贵。再加上由于塔吊租赁市场竞争剧烈, 个别租赁企业为了减少经济支出, 可能会在不知情的情况使用一些没有生产资质的厂家生产的地脚螺栓。这些厂家由于自身技术的原因, 无法消除加工后螺栓表面特别是螺栓的螺纹段由于粗加工而留下的切削加工刀痕;当塔吊工作时, 地脚螺栓螺杆切削加工刀痕处在连续交变单向拉压载荷反复作用下形成了局部应力集中, 产生了疲劳裂纹 (裂纹扩展至整个截面的破坏是很突然的, 其破坏时构件所受应力不用很高, 有时仅需钢材屈服强度的0.2倍[4]) , 最终导致了地脚螺栓应力疲劳脆性断裂。
⑵塔吊基础承台钢筋安装与高强度地脚螺栓安装不同步:一般来说, 塔吊基础承台的钢筋安装和砼浇筑是由施工总承包单位负责;在施工过程中, 经常会出现塔吊承台钢筋安装完成后, 总承包单位才通知塔吊安装单位进行地脚螺栓的定位和安装, 而在预埋地脚螺栓的过程中, 由于钢筋已经安装完毕, 操作工人无法采用钢丝对高强度地脚螺栓进行绑扎定位, 为了操作方便, 而采用点焊对地脚螺栓 (与承台面筋位置) 进行固定, 而该位置是严禁点焊的, 因为点焊会导致了受到点焊的位置产生了应力应变, 其相当受到了淬火处理, 使得该位置强度得到一定的提高, 相对的该位置的应力集中, 在交变荷载的作用下, 容易引起地脚螺栓应力疲劳脆性断裂;
⑶联接预紧力矩不足:高强度地脚螺栓联接中预紧力矩非常重要, 由于塔身回转时将产生扭矩, 如果高强度地脚支座螺栓副预紧力矩达不到设计要求, 螺栓会因此受到剪力, 造成螺栓同时受剪、受拉而且受力不均匀, 使螺栓受力状况更加复杂而危险。从图1可以看出, 西南方向的底座加强节支承座法兰面下由于塔吊基础承台平整度不足而填充的圆钢, 因为其容易跑动而造成上述状态, 从而导致地脚螺栓断裂;
⑷其他方面:如塔吊工作中司机误操作或者是斜拉、超吊等使得地脚螺栓受力超过设计要求, 在长期的交变应力作用下而使得螺栓出现应力疲劳直至断裂。
综合以上分析, 地下水对地脚螺栓确实存在一定的腐蚀, 但是从螺栓表面锈蚀程度来看, 腐蚀对高强度地脚螺栓强度[6]的降低是有限的, 不至于导致其最后的断裂;其断裂的真正的原因应是以上多方面作用下的结果, 主要是其制造工艺、安装操作及工作条件等, 不能把它简单地归结于地下水对钢筋的腐蚀。
4.2 事故正确的处理措施
4.2.1 原加固处理中存在的问题
首先, 采用HRB335直径为22的钢筋锚入砼承台内600㎜代替原高强地脚螺栓的受力, 第一未考虑高强度地脚螺栓 (M36、Q235C级锚栓) 与HRB335钢筋 (直径22) 两种材质的力学性能不一样, 分析如下:
⑴查GB50017∶Q235C级锚栓的抗拉强度设计值ft=140N/㎜2;其公称面积A=362π/4=1018㎜2;锚栓在正常工作状态下可以允许的拉力;P1=ft*A=140*1018=142.5KN;
⑵查GB50010-2002表4.2.3-1∶HRB335钢筋的抗拉强度设计值fy=300N/㎜2;HRB335钢筋在正常工作状态下可以允许的拉力P2=ft*A=300*222π/4=114.3KN;显然P1>P2;其次, 未考虑植筋后的实际工作状况, 钢筋锚固长度不足, 计算如下:根据GB50010
式中a———钢筋的外形系数, 查表9.3.1, 取0.14;
fy———钢筋的抗拉强度设计值, 查表4.2.3-1, 取300N/㎜2;ft———混凝土的轴心抗拉强度设计值, 查表4.1.4, 取1.57N/㎜2;d———钢筋的公称直径, 取22㎜。
从上式可以得出在充分利用钢筋的抗拉强度时, 钢筋锚固长度la≥588㎜;考虑植筋后的实际效果和钢筋的未来工作状态, 按一级抗震设防要求进行修正, 其锚固长度应乘以1.15, 因此该钢筋的锚固长度la≥677㎜。
显然, 加固的钢筋锚固长度是不足的, 也就是说当作用于钢筋的拉力达到一定值时, 钢筋会从混凝土中脱落。另外, 在不考虑其他因素的情况下, 显然采用4根HRB335钢筋直径22锚入砼承台内600㎜代替原来4根高强度地脚螺栓 (考虑到其他2根未断裂的地脚螺栓受损情况未知, 应扣除) 是不能满足其正常工况下的抗拉要求;
第三, 对塔机底座加强节的4根立杆浇捣1M高的柱墩反而成为设备的一重大安全隐患:
塔吊在极限工作状态下, 高强地脚螺栓的将承受吊重的弯矩、塔身回转时产生的水平扭矩、水平剪力及塔吊自重, 其过程是一种长期交变拉压的负荷状态。从图1可以看出, 西南角方向的底座加强节支承法兰面下的圆钢可能跑动, 而导致地脚螺栓联接螺母松动, 浇筑柱墩后, 将无法实时检查塔吊地脚螺栓预紧力及标准节焊缝的情况, 此加固措施反而成为塔吊的一个重大安全隐患。
综合以上分析, 采用4根HRB335钢筋 (直径22) 锚入承台600㎜代替原地脚螺栓的抗拉, 并对4根塔吊立杆浇筑1M高的砼柱是不可行的, 在塔吊超负荷工作状态下极可能发生重大安全事故。
4.2.2 正确的处理措施
第一种方案:拆除该塔吊包括混凝土承台, 重新选择位置制作混凝土承台并重新安装一台塔吊;第二种方案:提前进行附着, 做法是在建筑物第一层结构柱位置安装附着装置, 以减轻塔机倾覆力矩对塔机基础地脚螺栓动态载荷影响;并采用同等级的高强度地脚螺栓 (M36-6g、Q235C级锚栓) 锚入承台混凝土内1000㎜对4个方向的地脚螺栓周边植筋进行加固, 具体做法如下:⑴提前进行附着, 做法是在建筑物第一层结构柱位置安装附着装置, 以减轻塔机倾覆力矩对塔机基础地脚螺栓动态载荷影响;⑵将1m高的砼柱墩拆除, 在塔吊基础承台周围砌筑围挡, 防止地下水对钢结构的进一步腐蚀, 并增加抽水频率, 以便于实时检查地脚螺栓的预紧力及标准节焊缝情况。⑶植20根高强度地脚螺栓 (其中西南方向8根) , 每2根螺栓采用板厚为20㎜的特质钢板和200×200㎜的特制方钢管进行连接, 预埋长度1000mm。具体如图3:由塔吊设计说明书可知算出, 立杆最大的倾覆力矩为570KN/㎜2, 在混凝土承台其他位置进行植筋后对其中两根进行抗拔试验, 抗拔力不得低于100KN (利用其原有高强度地脚螺栓, 此抗拔力可满足塔吊的正常使用工况) , 方可采取此加固方案;⑷将西南方向底座加强节支承座法兰面下由于塔吊基础承台平整度不足而填充的圆钢更换为钢板, 并用强度等级较高的砂浆填塞, 以防止钢板跑动;检查其他方向, 存在同样情况的一并更换。
鉴于塔吊如出现安全事故将产生重大的社会影响, 笔者建议采用第一种方案, 将塔吊拆除;最终施工单位听取笔者的建议, 将该塔吊拆除后重新安装了新的塔吊, 从而避免一起可能发生的重大事故。
5 结语
从技术层面上分析, 塔吊地脚螺栓断裂的原因是多方面综合因素而导致的, 从管理角度来看, 我认为做好以下几点, 是可以避免或减少事故的发生: (1) 专业单位 (塔吊安装、产权或者租赁单位) 应建立完整的技术档案, 其中最重要的是针对塔吊的主要受力杆件和连接件建立必要的维修保养制度保证其按设计规定的用途、荷载和工作条件下使用, 不得超越;尤其是使用过程出现各种状况必须记录在案; (2) 施工、监理单位应配备专业技术人员, 以便指导现场工作, 经常检查承受动力荷载的主要受力结构杆件发生裂纹或者损坏的情况, 及时处理安全隐患。
轮毂螺栓断裂原因分析 篇2
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。
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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
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[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.
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[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.
汽车连杆螺栓断裂原因分析 篇3
1 理化检验
1.1 化学成分分析
在螺栓上取样进行化学成分分析, 依据GB/T 4336-2002, 使用Foudry-Master Pro直读光谱仪对试样进行化学分析试验, 试验温度21℃, 湿度52%。试验结果见表1, 可见断裂螺栓的化学成分符合标准GB/T 3077-1999对40Cr钢的要求。
1.2 硬度测试
去除螺栓头部镀层按照标准GB/T 230.1-2009方法对螺栓头部进行硬度测试, 得到螺栓的硬度值为22~24 HRC远低于设计要求。
1.3 非金属夹杂物评定
按照标准GB/T10561-2005的A法, 使用评级图评定螺栓的夹杂物级别为:A类0.5级, B类0级, C类0.5级, D类1.0级[1];螺栓技术要求为A, B, C, D各类夹杂物级别均不超过1.5级, 总级别不超过3.5级, 由此可见螺栓夹杂物级别符合技术要求。
1.4 金相检验
1.4.1 螺纹金相检验
将断裂的螺栓沿轴向剖开制成金相试样, 用体积分数为4%的硝酸酒精溶液侵蚀后, 置于Axio Imager A1m光学显微镜下观察, 可见螺纹表面组织:无脱碳现象, 如图1所示, 即螺纹未脱碳层的最小高E=螺纹高度, 螺纹全脱碳层的最大深度G=0, 螺栓技术要求为:螺纹未脱碳层的最小高度E≥2/3螺纹高度, 螺纹全脱碳层的最大深度G≤0.015mm, 由此可见螺纹金相组织符合技术要求。
1.4.2 螺栓基体组织金相检验
将断裂的螺栓沿轴向剖开制成金相试样, 用体积分数为4%的硝酸酒精溶液侵蚀后, 置于Axio Imager A1m光学显微镜下观察, 可见螺栓基体组织为回火索氏体+块状铁素体, 如图2所示, 这种组织不是40Cr钢正常调质状态组织, 即连杆螺栓 (40Cr钢) 未按技术条件规定进行调质热处理;40Cr钢经调质热处理后基体组织应为均匀分布的回火索氏体, 不允许有块状铁素体出现, 否则会降低强度、韧性和疲劳寿命[2]。
2 分析与讨论
综合上述分析结果可见, 连杆螺栓的化学成分符合要求, 螺栓夹杂物级别符合技术要求, 螺纹金相组织符合技术要求, 硬度值远低于设计要求, 螺栓基体组织属不良调质组织, 材料内有较多未溶解的块状铁素体组织, 铁素体出现在调质40Cr钢的基体组织中, 是由于淬火温度低或保温时间短, 铁素体未完全溶入奥氏体中, 即组织还未完全奥氏体化, 在随后的淬火冷却过程中铁素体被保留下来。块状铁素体的存在使螺栓的硬度值远低于设计要求, 同时还降低了材料韧性和疲劳寿命, 是造成螺栓断裂的根本原因。
3 结论与建议
连杆螺栓未按技术条件规定进行调质处理是造成螺栓断裂的根本原因。所以建议企业严格按技术条件规定进行调质处理, 并在调质处理后增加硬度检验和金相组织检验工序, 确保调质处理符合技术要求, 提高连杆螺栓的质量。
参考文献
[1]GB/T10561-2005钢中非金属夹杂物含量的测定标准评级图显微检验法[S].
汽车U形螺栓断裂分析 篇4
问题及现象
现有U形螺栓材料为40Cr, 端头螺纹为M10×1, 在汽车运行800k m时, 在U形螺栓的螺纹处断裂, 如图1所示 (在该螺栓的杆身处做了物理试验) 。在断口附近测量其硬度为28HRC, 而技术要求为26～32HRC;在U形螺栓的杆身部位取样做化学分析, ωC为0.37, 其化学成分符合国家标准;将断裂后的U形螺栓完整螺纹的一端做拉力试验, 58 100N时, 螺栓完好 (按国家标准G B/T3098.1-2000) 。
螺纹断裂面, 如图2 (断裂面的一半) , 外形呈杯突状, 外圆周向下倾斜45°, 有放射状花纹, 中间圆形部分断口平齐, 呈现细瓷状, 具有金属光泽, 宏观断面与螺栓轴线相垂直, 从其断口分析:它具有脆性断裂的特征。
在断口处取一纵向试样做金相分析, 先在抛光的试样上观察, 在螺纹根部发现一条长约0.6m m的裂纹 (见图3、图4) , 后经腐蚀其组织为回火马氏体 (见图5) , 而按要求应为回火索氏体。
原因分析
螺纹根部裂纹开口处较宽, 裂纹向零件心部延伸并逐渐变得细小, 具有淬火裂纹的特征。螺纹根部的外观尺寸变化较大, 较易产生应力集中, 致使工件在淬火时在此处出现淬火裂纹。
钢中的淬火裂纹来源于奥氏体向马氏体转变时体积增大所产生的应力。淬火状态下的马氏体很硬, 几乎没有延性。钢件进行淬火时, 在首先达到Ms温度的最外层率先形成马氏体, 由于马氏体的膨胀向下面较软的奥氏体“做功”, 而且马氏体在外表面的膨胀几乎不受限制, 继续冷却至靠近心部的材料达到Ms温度时, 新生马氏体的膨胀受到早已形成的外层马氏体限制, 产生使表面张开的内应力。当马氏体大量形成所产生的内应力大于零件外层淬火状态下的马氏体拉伸极限强度时, 便出现开裂。在实践工作中发现, 具有截面急剧变化的工件或尖锐槽口的工件, 都易于产生淬火裂纹。淬火裂纹的破断面上无氧化色, 裂纹的四周也没有脱碳现象, 该螺栓的裂纹四周也无脱碳现象 (见图6) 。
淬火裂纹的存在, 破坏了零件材料的完整性及钢材基体组织的连续性, 严重影响了钢材的质量。它是材料断裂的裂纹源, 同时也促进了裂纹的进一部扩展。从图2可以看到, 断口的起源在螺栓螺纹的根部, 其上的放射状花纹也指向螺纹根部。
从图6中我们可将断口大致分为三个区:一区是裂纹源区;二区是裂纹快速扩展区 (即紧挨着裂纹源区的具有放射状花纹的一小部分区域) , 三区指最后瞬间断裂区。三区断口平齐, 表面是由颇多小颗粒的晶面所组成, 具有金属光泽。
从三个区在断面所占的比例看:一区所占比例较小, 裂纹起源于应力集中处, 同时也可能存在淬火裂纹, 因此在外力作用下, 很容易开裂。车在路况不好时, U形螺栓将受到较大的冲击力, 裂纹进一部扩展, 达到一定的临界尺寸后, 开始快速扩展, 这是二区, 也是一种快速低能量的撕裂区, 该区是有少量塑性变形的脆性断裂区。第三区是最后断裂区, 约占断口面积的90%, 零件的有效面积不断减少, 在其有效面积不能承受其所受到的拉力时, 零件瞬时断裂。该区域为脆性断裂, 脆性断裂区占U形螺栓断面的90%以上, 因此, 该材料亦为脆性材料。
U形螺栓断口处的基体组织为回火马氏体。回火马氏体保留了淬火马氏体的方向性 (如图5) , 固溶体中碳聚集, 形成了弥散度极高亚稳定的与基体共格的碳化物质点。回火马氏体硬度、拉伸强度、屈服极限等强度指标较高, 延伸率、断面收缩率等塑性指标较低。当零件受到较大冲击力时, 在几乎没有塑性变形的情况下, 会立即发生脆性断裂。
另外, 在回火马氏体的回火温度范围250～400℃, 将出现第一类回火脆性, 第一类回火脆性导致钢的冲击韧性下降, 所有淬火钢回火时在这一温度范围都将不同程度的出现第一类回火脆性。根据目前研究得出的结论, 在结构钢中, Cr元素增大了回火脆性的敏感性, 因此, U形螺栓的40C r材料, 在回火得到回火马氏体的同时, 也带来了第一类回火脆性。
综合以上分析可知:U形螺栓的断裂主要是由淬火裂纹引起的, 但是塑性较低的马氏体组织以及回火时产生第一类回火脆性, 导致该零件服役早期断裂, 属于脆性断裂。
建议
1.提高热处理工艺
淬火裂纹的出现, 与淬火前原始组织的状态有关, 淬火前进行球化退火处理, 可有效减少淬火裂纹的出现;其次, 淬火冷却速度过快, 也是出现淬火裂纹的原因, 因此通过降低冷却速度, 可有效减少淬火裂纹的出现, 如采用油冷法或油淬水冷法等。
2.加强热处理工艺检查
一种高强度螺栓断裂失效分析 篇5
关键词：螺栓,断裂,摩擦系数,预紧力
1 引言
螺栓在机器各部件的联接中应用广泛, 起着举足轻重的作用。螺栓在使用中如果发生断裂, 会给生产、设备及安全造成极大的危害。某公司风电设备中使用的10.9级高强度螺栓在半年内发生了多次断裂现象。断裂大多发生在设备装配旋拧过程中及设备试运行重拧过程中。
2 失效原因分析
2.1 金相检测与分析
根据对现场环境和工作过程的观察分析, 首先对断裂螺栓屈服强度、抗拉强度及冲击吸收功等力学性能进行试验, 结果表明其各项性能指标均合格。
对断裂螺栓取样进行化学成分检查分析, 经检测其C、S、Mn、Si、P、Cr等成分含量均达到相关国家标准的要求。
对断裂螺栓进行金相检查发现:螺栓外圆无明显脱碳现象, 螺栓回火表面为索氏体, 支撑面横向检验断裂面有多处存在非金属夹杂物, 夹杂物等级为2级, 周围无脱碳现象。
分析认为:螺栓材料内部有夹杂物导致成形时产生夹杂物滑移, 经热处理后内部产生裂纹, 最终受力产生裂纹以致断裂。另外, 追求过高的强度和硬度也极大地提高了螺栓内部裂纹的敏感性, 也会造成螺栓脆性断裂。
2.2 预紧应力分析
螺纹联接在装配时, 一般都要拧紧螺纹, 以增强联接的可靠性、紧密性和防松能力。使联接螺纹在承受工作载荷之前就预先作用的力称为预紧力。如果预紧力过小, 则会使联接不可靠;如果预紧力过大, 又会导致联接过载甚至联接件被拉断的后果。
预紧力的控制方法有多种。对于一般的普通螺栓联接, 预紧力凭装配经验控制;对于较重要的普通螺栓联接, 可用测力矩扳手或者定力矩扳手来控制预紧力大小;对于预紧力控制有精确要求的螺栓联接, 可采用测量螺栓伸长的变形量来控制预紧力大小;而对于高强度螺栓联接, 可以采用测量螺母转角的方法来控制预紧力大小。
根据设计手册要求要严格控制螺栓的预紧力。在本例中, 螺栓的拧紧力矩是按一定的扭矩系数计算得到的。而扭矩系数与螺纹副和螺纹头处的摩擦系数有关, 这两个摩擦系数又与两处的表面处理及采用的润滑剂有关。不同润滑剂的摩擦系数是不同的, 因此计算出的扭矩系数也就不同。本例设备中的联接螺栓拧紧力矩是按热镀锌螺栓涂固体润滑剂组合计算出来的。而该公司近年来一直采用达克罗螺栓涂轴承润滑脂的组合。两者的摩擦性能不同, 计算出的扭矩系数也不一致。
控制螺栓的预紧应力约为螺栓材料屈服极限的70%。即σpre=0.7σs。拧紧力矩的计算公式为:Tpre=k F0d, 其中k为扭矩系数, F0为螺栓预紧力, d为螺栓外径。
因为扭矩系数k与螺纹副和螺纹头处两处的表面处理及采用的润滑剂有关。如果依据某种润滑剂设计计算出拧紧螺栓所应施加的拧紧力矩, 而在实际现场安装中又采用了其它牌号的润滑剂, 根据计算公式, 由于采用新的润滑剂使得扭矩系数k减小, 而没有重新核算拧紧力矩, 在螺栓直径不变的情况下, 螺栓预紧力将增大, 预紧应力将有可能超过螺栓材料屈服极限的70%, 最终导致拧紧时螺栓损坏。
3 结论与建议
(1) 该型高强度螺栓断裂的主要原因是拧紧力矩过大, 致使螺栓预紧力过大, 进而导致预紧应力超过螺栓材料的屈服极限造成的。
(2) 应根据现场螺栓表面处理特性及润滑剂牌号重新计算各螺栓的拧紧力矩。同时现场操作时严格控制好施加的预紧力, 规范操作方法, 定期标定扭矩扳手以减少误差值, 确保扭矩扳手的准确性和稳定性。
(3) 加强螺栓材料的热处理综合力学性能, 追求高强度和高硬度的同时, 要保证螺栓具有相应的塑性和断裂韧性。螺栓是机械零件中常用的紧固件, 要求中等硬度并且有一定的韧性。热处理后螺栓不需要加工, 因此螺纹不得有脱碳现象, 这样才能起到紧固作用, 也不容易断裂。
参考文献
[1]吴宗泽.机械零件设计手册[M].北京:机械工业出版社, 2004.
[2]杨建伟, 等.机械设备联接螺栓的失效分析[J].机械强度, 2008, 30 (4) :683-686.
双动滑阀固定螺栓断裂现象及分析 篇6
1 事故过程及现象
××年×月×日,某公司一催化裂化装置操作人员在DCS监控系统上发现再生器压力由0.170 MPa突然下降,最低降至0.126 MPa。操作人员通过切除2号烟机和关小3号烟机高温蝶阀开度的办法,维持再生器压力,但发现双动滑阀已经不能进行远程自动调节;改现场手轮操作后,北侧阀板只能在很小的范围内活动,同时在开关手轮时感觉较吃力;南侧阀板处于全关位置,开关手轮时无动作,出现卡死现象。
2 事故分析
针对所出现的故障和现象,全面考虑各种可能性,初步分析认为:1)双动滑阀控制系统可能存在故障导致不能远程自动调节;2)双动滑阀后路降压挡板若失效,会增加双动滑阀阀板移动时的阻力,但不会导致阀板无法移动的现象,需要进行现场确认;3)双动滑阀阀板导轨变形、下沉、脱落等造成的移位会导致阀板卡死。
2.1 双动滑阀控制系统确认
在双动滑阀出现故障后,操作人员及时联系仪表相关人员对运行趋势进行分析,在投远程自动控制状态下没有出现仪表异常的情况。出于安全考虑,仪表人员仍然对双动滑阀控制系统进行了现场测试,没有发现异常情况。综合操作趋势记录和现场诊断2个方面进行判断,排除双动滑阀控制系统故障的可能。
2.2 双动滑阀后路降压挡板确认
双动滑阀后路烟气管线上安装有一组降压挡板,其主要作用是维持双动滑阀前后的压力差不至于过大,有利于双动滑阀阀板的轻载动作。一旦降压挡板损坏,失去降压作用,会增大双动滑阀阀板移动时的阻力,导致滑阀手轮开关时较吃力,但不致于造成阀板卡死的现象。同时根据现场双动滑阀后与降压档板前的压力表,其指示与双动滑阀前压力接近,但远大于后路大烟道的压力。综合以上两点分析确认双动滑阀后路降压档板无故障。
2.3 双动滑阀阀板导轨变形、下沉、脱落等造成移位故障分析
针对双动滑阀主体结构的特点以及易损部位等进行分析,阀板变形的可能性较小,而阀板导轨倾斜、下沉、脱落等问题的可能性较大。导致这种现象的因素主要有两种:一是导轨连接螺栓断裂,造成阀板导轨倾斜、下沉或脱落;二是阀座圈连接螺栓断裂,造成阀板导轨倾斜、下沉或脱落。
参考双动滑阀现场的实际阀位,根据原设计提供的正常滑阀压降,从双动滑阀余隙通过的烟气流量应该在200 Nm3/min左右,但经过工艺计算得到实际流过的烟气量约为1 500 Nm3/min,两者相差数倍,此结果验证了烟气除了通过南北两块阀板间泄放外,还存在其他不正常空隙导致大量烟气泄放。
结合事故经过,从以下3种可能性来解释现场现象:一是临近南侧的导轨螺栓或阀座圈螺栓断裂,导致南侧阀板下沉,烟气沿南侧阀板后部及临近端部的两侧缝隙泄漏;二是临近南侧的单侧导轨螺栓或阀座圈螺栓断裂,导致南侧阀板单面倾斜,烟气沿阀座圈和导流锥之间的楔型缝隙泄漏。三是导轨螺栓或阀座圈螺栓全部断裂。由于现场状况是逐渐恶化的,所以数条螺栓在同一时间断裂的可能性几乎不存在。当螺栓不断出现断裂后,阀板及导轨产生倾斜,最后导致南侧阀板卡死,北侧阀板能在很小的范围内移动。
无论上述的哪一种情况,均可能导致南侧阀杆弯曲,这符合南侧阀板卡死不能动作的现象。另外,假设螺栓目前没有全部断裂,其余的螺栓将承受比原来更大的应力,而加剧应力腐蚀,同时由于高温硫腐蚀和疲劳腐蚀等相互作用下而不断出现断裂,当剩余螺栓所受的应力超过其极限应力时产生强度失效而拉断。即最终演化结果为第3种可能性。此时阀板及导轨不存在约束,随时都会产生预想不到的结果,从而加剧目前的状况。因此必须进行停工检修,避免重大事故发生。
3 事故处理
针对事故原因,一催化裂化装置按照装置停运方案实施停工,对双动滑阀进行开盖检查及抢修。从双动滑阀解体检查中发现,固定导轨座圈的连接螺栓全部从根部断裂,导轨从阀座上脱落,南侧阀杆在阀板的重力和烟气施加的压力下已弯曲。相关图片见图1、图2、图3、图4。
从检查情况表明,故障情况比较符合故障3.3中分析的第三种可能性。为此,停工抢修按照相关的检修预案进行。将断裂沉没在孔里的螺栓用手钻全部提取出来,更换全部20套螺栓,螺栓材料为SA-193-B8(相当于国内的1Cr18Ni9Ti)。抢修工作完毕后,通过技术人员验收合格并投入使用。在运行两年后全厂装置大检修时进行复查,所有螺栓完好无损,说明材质为SA-193-B8的螺栓完全满足生产工艺的技术要求。
4 技术分析
为了深入了解螺栓断裂的原因,对断裂螺栓进行了检查。从目视螺栓断面来看,在20条螺栓中,其中南、北两侧中间各有2条螺栓断面有明显的缩径现象,应属塑性变形。此种情况是因为强度不够而被拉断。而其它螺栓断面没有明显的缩径现象,断面有些较平整,有些相对粗糙。考虑到螺栓处于高温、含硫和CO、交变应力的环境中,因此比较符合应力腐蚀断裂。
另外,从螺栓材料1Cr18Ni9Ti的金相组织性能来讲,奥氏体不锈钢在耐蚀性方面整体性能优良,但这类钢材对晶间腐蚀及应力腐蚀比较敏感[1]。
因此,综合分析并复原事故演变过程:由于介质温度一般在630 ℃以上,螺栓在此环境中产生高温蠕变现象,同时螺栓长期受到高温硫和CO等物质的侵蚀,加上烟气压力和烟气流量处于不断变化的情况下,螺栓受到交变应力,致使螺栓承载应力腐蚀和腐蚀疲劳,最终导致螺栓断裂,在宏观上裂纹断口的形貌呈现出脆性断裂特征。一般来讲,应力腐蚀断面较平整,腐蚀疲劳破裂的断面较粗糙,南北两侧带有缩径现象的4条螺栓主要是因为承受巨大的拉应力而造成塑性变形断裂[2]。
从时间的先后顺序来讲,由于螺栓长期在高温下服役,产生高温蠕变现象,同时受到应力腐蚀和腐蚀疲劳,螺栓不断出现微裂纹,然后裂纹不断扩展,最后导致大部分螺栓先后出现脆性断裂。当剩余螺栓承受的拉应力大于其屈服强度时发生塑性变形,最终在超过其极限强度时被拉断。因此现场存在有4条带有缩径断口的螺栓。
5 结 语
根据以上分析,导轨座圈连接螺栓断裂是由多种因素联合造成的。为了避免再次出现此种现象,应考虑连接螺栓的材质选用并定期更换,提高设备的本质安全。
由于双动滑阀内部介质为高温含硫烟气,介质温度在630 ℃以上,故连接螺栓处于一个具有高温硫腐蚀、应力腐蚀和腐蚀疲劳等苛刻的环境中,在选用螺栓材质时必须考虑综合耐蚀性,同时也要考虑螺栓的制造工艺必须成熟合理,避免制造缺陷,尤其是螺栓不得有微裂纹存在。在此,选用SA-193-B8(国内的1Cr18Ni9Ti)材质的螺栓能够较好地满足这两点要求,同时具有较高的经济性。
同时为了尽可能降低因应力腐蚀和腐蚀疲劳等因素造成此处螺栓断裂的概率,从生产管理上提出以下三点具体要求:一是避免再生器的超温和超压。在工艺指标方面要求再生器温度不大于700 ℃,再生器压力不大于0.175 MPa;二是避免再生器压力和温度的大幅度波动,减少对双动滑阀的冲击;三是为了保证双动滑阀的安全运行,在每周期(三年为一周期)大检修时均将在用螺栓进行更新,从而降低因螺栓断裂导致滑阀故障的概率[3]。
参考文献
[1]史美堂.金属材料及热处理[M].上海:上海科学技术出版社.1998.
[2]陈匡民.化工机械材料腐蚀与防护[M].北京:化工工业出版社.1995.
减速机盖连接螺栓断裂失效分析 篇7
某型号减速机在装配过程中多次出现减速机盖连接螺栓Q150B1050TF3与Q40310垫圈配合使用时杆径断裂现象。该断裂螺栓的设计材料为ML40Cr, 螺栓规格为M10×1.25×50, 表面经过镀锌处理, 强度等级为10.9级;该螺栓的要求安装扭矩为 (80±10) N.m, 现场设定力矩90 N.m。本文对减速机盖连接螺栓Q150B1050TF3与Q1421050螺栓组合件进行对比分析, 确定螺栓断裂原因并提出改进措施。
2 试验分析
(1) 断口分析。螺栓断裂试样如图1所示。从图l可见螺栓断面与轴向垂直, 断口附近无明显宏观夹杂物, 起裂处位于螺纹上中部, 呈韧窝状, 有明显拉长塑性变形, 开裂源处未发现有明显的宏观映陷存在。
(2) 显微组织分析。分别对减速机盖连接螺栓Q150B1050TF3与Q1421050螺栓组合件进行显微组织分析, 图2、图3分别为断裂螺栓与Q1421050的显微组织, 均为回火索氏体。
(3) 硬度检测。分别取两件断裂螺栓及Q1421050螺栓组合件, 对其进行硬度检测, 结果见表1。从表1看出断裂螺栓的表面硬度略低于完好螺栓, 但无明显差异, 均在GB/T 3098.1-2010规定的范围内。
(4) 成分分析。采用直读光谱法对断裂件和Q1421050螺栓进行化学成分分析, 结果见表2, 其化学成分均符合GB/T4336-2002标准中对ML40Cr的要求。
(5) 室温力学性能。取同批次完好未经使用的螺栓样件和Q1421050样件, 分别进行室温极限拉力载荷和抗拉强度试验。环境条件19.6℃, 其力学性能结果见表3、表4, 结果符合GB/T 3098.1-2010要求。
(6) 氢含量检测。利用ONH836氧氮氢分析仪对螺栓断口附近取样进行氢含量检测, 测试结果见表4。由测试结果表明, 虽然断裂螺栓的氢质量分数在5×10-6以下, 但螺栓内部均含有一定量的氢, 加之该螺栓预紧力过大, 易产生应力集中区, 氢原子便持续向裂纹尖端扩散聚集[1], 当裂纹扩展到一定程度后, 螺栓由于承力面积减小而最终断裂。
(7) 摩擦系数试验。分别对同批次完好螺栓Q150B1050TF3与Q1421050螺栓组合件进行摩擦因数分析。结果如表5所示, 其中, T为总扭矩, F为轴力, μtot为总摩擦系数, μth为螺纹摩擦系数, μb为支承面摩擦系数, Tth为螺纹扭矩, Tb为支承面扭矩, K为扭矩系数, θ为转角;由表可见同规格的螺栓, 同样的材质及表面处理方式, 其摩擦因数未见明显差异, 但要注意螺栓在长期保存或装配使用过程中受到污染而影响摩擦系数。
(8) 装配现场试验。通过上述项目检测, 螺栓各项参数在合格范围内, 对比试验也无明显差异, 对此我们在装配过程进行以下对比试验:
试验一:取Q150B1050TF3螺栓单独使用不加垫片, 在装配力矩在90N.m时, 螺栓未出现断裂;试验二:取Q150B1050TF3螺栓与Q40310垫圈配合使用, 在装配力矩在80N.m时, 螺栓出现断裂;试验三:取Q1421050螺栓组合件进行装配, 装配力矩在90N.m, 螺栓未出现断裂。
3 综合分析
Q1421050是Q150B1050TF3与Q40610垫圈组合件, 其生产工艺为螺栓未滚丝前穿入Q40610垫圈, 滚丝完成后螺纹外径大于Q40610垫圈内径, 保证垫圈不能掉落[2], 所以装配现场在使用Q150B1050TF3螺栓Q40610与配合装配时, 由于Q40610孔径较小无法穿入螺栓而使用了孔径较大的Q40310垫圈;由于Q40310内径较大与Q150B1050TF3螺栓支承面接触面积小, 从而支承面摩擦力变小, 在装配过程中螺栓接受纵向装配力矩过大, 导致螺栓断裂。同时装配现场定扭扳手设置值为上线, 未留足够安全预度存在超差风险, 影响螺栓预紧效果。氢元素可导致金属韧性降低, 该螺栓电镀后虽然经过驱氢处理, 但不能完全排除氢残留风险[3]。
4 结论和措施
(1) 装配过程中使用Q150B1050TF3与Q40610的组合件Q1421050, 能有效避免螺栓断裂;螺栓Q150B1050TF3与垫圈配合使用不当且安装预紧力过大是导致螺栓断裂的主要原因, 在采购环节或装配环节使用时要采购或使用组合件, 尽量不要现场组合使用, 如必须现场组合, 必须要展开有效评估方可使用。
(2) 尽量下调螺栓预紧力, 在保证设计要求预紧力的情况下, 将定扭扳手力矩调至80N.m, 这对保证螺栓的安全服役有重要意义, 同时严格按照工艺装配顺序拧紧。
(3) 建议10.9级的螺栓采用达克罗、粉末渗锌表面处理方式, 降低氢脆风险。
(4) 应保持螺栓的存放及装配现场清洁, 防止螺栓受污染而影响螺栓的摩擦系数。
采取以上措施后, 通过现场批量验证, 未发现过螺栓断裂现象, 该螺栓断裂问题得到解决;同时上述分析过程能对其他类似问题有参考借鉴作用。随着对螺栓断裂原因研究的深入和检测数据的积累, 对螺栓断裂的特点、机理及断裂因素有了更清楚地认识, 可采取有针对性地预防措施, 防止螺栓断裂。
摘要：为确定某减速机上使用的Q150B1050TF3螺栓的断裂原因, 对该螺栓进行了断口分析、显微组织分析、硬度检测、化学成分分析、金相组织检查、力学性能测试、氢含量检测和摩擦系数试验, 并通过装配现场对比试验, 分析螺栓断裂的主要原因是垫圈选配不当导致断裂, 最后针对该螺栓断裂原因提出了相应改进措施。
关键词：减速机,螺栓断裂,失效分析,对比试验
参考文献
[1]商红武, 安茂忠, 杨培霞.电镀过程中氢脆的产生及其抑制措施[J].电镀与涂饰, 2008, 27 (12) :4-7.
[2]维荣.常用紧固件产品手册.北京:中国标准出版社, 2002.