壁厚检测

壁厚检测（精选7篇）

壁厚检测 篇1

对于灭火器的筒体壁厚进行测量的传统方法是将灭火器锯开,用游标卡尺进行测量,在检测中需要大量的人力和时间。随着超声波测厚技术的发展和成熟,采用超声波测厚仪对灭火器筒体壁厚进行测试成为改进消防检测手段的重要途径。但采用超声波测厚仪测量灭火器筒体壁厚的影响因素众多,主要有灭火器所用钢材种类、测厚仪、耦合剂、探头和使用环境等,研究这些影响因素将为改进传统检测方法、提高测量精度、制定测量标准提供可靠的依据。

1 测试原理

超声波测厚仪主要由主机和探头两部分组成,主机电路包括发射电路、接收电路、计数显示电路三部分。超声波测厚仪发射超声波经过探头,探头产生脉冲通过所检测物体后由接受电路接受,通过计算器精确测量并按式(1)计算超声波在材料中的传播时间,由显示器显示出被测物体厚度值。

式中:t为超声波发射和接收的时间,s;H为物体的壁厚,mm;v为物体的声速,m/s。

2 影响因素

从超声波测厚仪的工作原理中可以看出,超声波测厚仪测得的厚度与输入的材料声速有关。通过查阅相关资料和以往研究,对超声波测厚仪测量钢板厚度产生影响的因素可以归结为以下9个方面。根据灭火器筒体钢板的具体情况,作者对这些因素对超声波测量灭火器筒体壁厚中的影响进行了具体分析,如表1所示。

通过以上分析可以发现,对超声波测厚仪测量灭火器筒体厚度的重点影响因素为:钢铁种类、测量精度误差、筒体表面油漆、探头。

2.1 钢铁种类的影响

灭火器的筒体常用材料为碳素钢、不锈钢和冲压钢。固体中声速可由式(2)计算。

式中:E为物体的杨氏弹性模量;M为物体的泊松比;P为物体的密度,g/m3。

碳素钢、不锈钢和冲压钢的密度、杨氏弹性模量、泊松比和计算所得的声速范围,如表2所示。

由表2可以看出,不同种类的钢板,声速范围差距较大。因此,钢铁种类对用超声波测厚仪测量灭火器筒体壁厚有较大影响。国外资料给出的具体钢种的参考声速也表明不同牌号的钢铁间声速确实存在差异。参考声速如表3所示。对于灭火器常用钢板的声速测量要按牌号进行区分,以提高测量精度。

2.2 测厚仪本身的影响

测厚仪本身对于测量灭火器筒体壁厚的影响主要有两部分:测厚仪显示值和测厚仪示值误差校准的影响。影响原因如表4所示。

测厚仪显示值的影响引入的不确定度可以根据测厚仪说明书给出的精度范围进行估计,测厚仪示值误差校准结果影响引入的不确定度可以根据国家计量技术规范JJF 1126-2004《超声波测厚仪校准规范》、国家标准GB/T 11344-2008《接触式超声脉冲回波测厚方法》进行评定和量化。

2.3 筒体表面油漆的影响

在1~8kg灭火器中随机抽取10具,将每具灭火器在筒体中部去除一部分油漆,将用测厚仪以同一声速v=6.105 0m/s分别测量每具灭火器的除漆位置和未除漆位置。测量位置如图1所示,测量结果如表5所示。

对于同一具灭火器,除漆位置与未除漆位置的壁厚结果完全一致。因此,在选用此款测厚仪的除漆测量模式后,灭火器表面的油漆对测量结果的影响可以忽略。

2.4 探头对测厚的影响

超声波频率越高,其发射的波长越短,检测的精度越高。为了提高检测薄壁容器壁厚的精度,应采用频率较高的探头。在能与Model 25 Multi-plus型超声波测厚仪配套使用进行薄壁测量的探头中,V260-RM型和M208型探头频率最高,都为20 MHz。但是,探头横截面积差异明显。由于灭火器筒体曲率较大,需要对探头的截面积的影响进行研究。

从2~8kg灭火器中随机选择10具,用这两款探头选择同一声速v=6.105 0对这10具灭火器的筒体壁厚进行测量,测量结果如表6所示。

以上数据按正态分布估计,对以上数据运用SPSS软件进行假设性检验,如表7所示。

表7中B表示样本回归系数;t表示用t检验法对方程进行假设检验以说明其有无统计学意义的t值,Sig.表示差异的显著性。应用SPSS软件得到回归方程为y=0.982x+0.025,对该回归方程进行检验得到r=0.995,P值=0。因为P值小于0.05,所以可以拒绝原假设,回归方程是显著的,两种探头的测量结果可以近似用一个回归方程进行估计,两种探头的测量精度相似。因此,尽管灭火器筒体曲率较大,探头的截面积对测量精度的影响可以忽略。测量灭火器筒体壁厚应尽可能选择频率高的探头,探头的截面积对测量精度无影响。

2.5 影响因素总结

从以上分析可以看出,灭火器筒体进行测量的主要影响因素来源于钢铁的种类和测厚仪本身的影响。因此,超声波测厚仪检测灭火器筒体壁厚应按钢铁牌号进行区分,分别输入每种牌号钢材的标准声速进行测量。为了确定测厚仪检测精度能否满足灭火器筒体检测要求,作者对测量中的主要不确定度进行了评定和量化。

3 不确定度的评定

3.1 测量步骤

灭火器常用钢板牌号为St12、SPCC、DC01、DC02、Q195、Q235等。作者选用牌号为St12的钢板为样板进行测试分析。首先测量标准板的声速,然后对测试板的测量不确定度进行分析和量化。具体测试方法为:

取两块牌号为St12的灭火器厂家提供的标准钢板,编号St1201和St1202。将编号为St1201的钢板作为标准板,将编号为St1202的钢板作为测试钢板。

对编号为St1201的钢板进行声速测量,获得标准声速值。

以编号为St1201的钢板所测得声速作为标准声速,对编号为St1202的钢板的厚度进行测量。

对厚度测量结果进行不确定度计算和分析,比较所测钢板测量不确定度是否在0.02mm内。

3.2 不确定度分量表

通过以上过程的测量和计算,作者做出不确定分量表,如表8所示。

3.3 合成不确定度

根据国家计量技术规范JJF 1126-2004《超声波测厚仪校准规范》、国家标准GB/T 11344-2008《接触式超声脉冲回波测厚方法》和国家计量技术规范JJF 1059-1999《测量不确定度评定与表示》,以编号为St1201的钢板作为标准钢板,并以所测得声速v=6.105 0m/s作为标准声速,对编号为St1202的钢板厚度示值进行不确定度分析。按照标准和相关资料给出的方法进行分析可以发现,不确定度分量主要来源于测厚仪显示值引入的不确度分量μ′和测厚仪示值误差校准结果引入的不确定度分量μ两个方面。

数学模型如式(3)所示。

式中:T为样品厚度测量结果,mm;T′为测厚仪进行厚度测量的显示值,mm;δ 为测厚仪校准后相应厚度的示值误差,mm。

方差关系如式(4)所示。

根据式(4),合成后总的不确定度为0.005 23mm。

3.4 扩展不确定度

根据表8中不确定度分量的分布情况,矩形分布的不确定度分量比例最高,对合成的不确定度分量以矩形分布进行估计。置信度为p=95% 时,置信因子为。

Model 25 Multi-plus超声波测厚仪测定牌号为St12的灭火器标准钢板厚度为T=(1.17±0.008 63)mm。扩展不确定度为0.008 63 mm,被测结果以矩形分布估计。测量不确定度0.008 63mm<0.02mm,所以在测定同一种牌号标准钢板的标准声速后,对于同牌号的钢板加工的灭火器筒体壁厚进行检测,测量的不确定度在可以接受的范围内。

4 结论

以上研究表明,灭火器筒体进行测量的主要影响因素来源于钢铁的种类和测厚仪本身的影响。超声波测厚仪检测灭火器筒体壁厚可以按钢铁牌号进行区分,分别输入每种牌号钢材的标准声速进行测量。

摘要：分析超声波测厚仪测量灭火器筒体厚度的影响因素,对测量过程中的主要影响因素进行研究。根据超声波测试原理和灭火器筒体的特点,选用Model 25 Multi-plus型超声波测厚仪对灭火器筒体壁厚进行测量。研究表明,影响超声波测厚仪检测灭火器筒体壁厚的主要因素为钢铁种类和测厚仪仪器本身精度。通过对不确定度分量的评定和量化,得到超声波测厚仪测量灭火器筒体常用钢板厚度的合成不确定度和扩展不确定度。测试结果表明,超声波测厚仪对同种牌号灭火器筒体钢板的检测精度可以满足检测标准的精度要求。

关键词：灭火器筒体壁厚,超声波测厚仪,影响因素,不确定度,杨氏弹性模量,泊松比

参考文献

[1]杜裕平.超声波测厚仪精确测量钢板厚度的方法[J].中国高新技术企业,2013,(9):52-54.

[2]杨钧强,叶子明.用超声波检测薄壁缸套结构缸体的缸筒壁厚[J].现代铸铁,2007,27(6):75-79.

[3]韩真,张志成.手提贮压式干粉灭火器筒体材料及壁厚的确定[J].消防科学与技术,1989,8(2):28-29.

[4]王健庭.手提式灭火器钢制筒体材料选择[J].消防科学与技术,1987,6(3):46-47.

[5]Fredericks J R.Ultrasonic engineering[M].New York:John Wiley&Sons,Inc.:1965.

[6]JJF 1059-1999,测量不确定度的评定与表示[S].

[7]JJF 1126-2004,超声波测厚仪校准规范[S].

[8]GB/T 11344-2008,接触式超声脉冲回波测厚方法[S].

构件制作的壁厚处理 篇2

在化工行业中, 制作构件应用范围广泛, 多为中低压管线的三通、马鞍、弯头, 风道管的虾米腰弯头及风机出入口的方圆连接管 (以下称天圆地方) , 体积庞大储罐的罐顶板、罐底板、盘梯预制等等。

许多施工者在放样展开过程中往往忽视壁厚处理, 因构件壁厚较薄、体积不大, 组对过程中稍稍做些研磨处理并未发觉有太大的影响, 但对体积较大、壁厚较厚的构件如出现这种情况处理起来就不那么容易了, 本文以MLE油气地面项目的成品管制作马鞍及天圆地方为例, 剖析构件展开放样原理, 总结出构件壁厚的处理方法。

1 成品管制作马鞍的壁厚处理

400#压缩机区工艺配管, VH-高压火炬气线, 支管与主管连接形式为开90°直接马鞍, 马鞍口为斜上45°放置 (见图1) , 主管规格为:Ф610mm×17.48mm, 支管规格为:Ф457 mm×14.27mm, 主、支管的材质匀为A333GR.6无缝管。

根据实物投影法绘制大样图 (使用CAD软件绘制) , 支管展开放样16等份, 主管开马鞍可为骑坐式或承插式, 依据图纸要求马鞍为骑坐式, 且外坡口角度为65-75°, 焊接型式为对接焊缝。骑坐式马鞍主管开孔与支管内径对齐, 展开时只需以支管内径为基准放样即可, 所以这里不进行详细叙述和分析主管开孔, 下面主要讨论支管展开时壁厚对放样的影响, 同时如何处理和解决支管的壁厚问题。

1.1 展开料分析

高压火炬气管线开马鞍施工过程中, 展开放样时下料线长以管外径为基准忽略了构件的壁厚, 造成主管和支管局部连接接点间隙大, 无法正常组对、焊接 (偏差最大的位置为主管与支管中心连接处) , 最终通过重新划线多次研口的方法消除了制作偏差。

原因分析:支管外坡口, 与主管连接时, 支管内壁先接触到主管外壁, 阻碍了支管外壁与主管外壁的连接, 致使主、支管的接点出现间隙, 从而让我们认识构件放样壁厚处理的重要性, 如想两个构件紧密连接, 必须对支管进行相应的处理, 方法一是将内壁打磨出内弧, 弧度要与主管的外径弧度一致, 打磨量的垂直高度恰是内、外径放样曲线的各个接点差, 最大理论处理量为15.07mm。这种方法效率低不利于施工, 而且打磨时不好掌控各个点的坡角, 再则图纸要求外坡口, 所以通过处理内壁的方法不可行, 在上图我们发现外坡口型式马鞍三通的实际接点为支管内壁与主管外壁, 故此放样必须以管内径为准。

1.2 壁厚处理方法

考虑施工方便下料必须在外壁划线, 所以下料样板长以外壁为基准, 根据几何图解法, 将圆周等角度支管内壁点1'影射到外壁点1作为参照线 (见图2) , 1'-1两点在贯穿圆心的一条直线上, 同理也就完成了其他各点在内、外壁的位置, 并根据各点连接得出曲线 (见图3) , 实际就得出了在实物上的内径下料线。最终得出制作原理即:以支管外壁周长16等份展开, 竖线 (下料线) 长为支管内壁各等分点到主管外壁各接点的线段长。

根据CAD制图软件1:1绘制得出平、立面图, 测得16等份点到主管各接点的竖线长, 根据竖线长绘制出马鞍的曲线图 (见图4) , 通过曲线图可以发现因壁厚影响, 导致两条曲线的产生。曲线1为支管外壁与主管外壁展开线, 曲线2为支管内壁与主管外壁展开线, 根据上述分析骑坐式马鞍外坡口时接点为支管内壁, 所以曲线2各个接点连接紧密, 曲线1接点偏差较大。综合所述, 曲线2即为马鞍的下料曲线, 由此可见壁厚处理对构件制作有非常大的影响, 忽视壁厚处理必造成制作偏差大。

2 天圆地方的壁厚处理

500#焚烧炉出口与烟囱之间连接的天圆地方制作, 圆的规格为:Ф928 mm×8mm, 方 (外壁) 规格为:1796 mm×8mm, 高度为800mm, 材质为Q235B。

2.1 计算基准

顶圆的板料长计算以壁厚中心计, 展开料长为πD。高按圆端壁厚中心至方端内壁顶点间垂直距离。方端板料的计算主要考虑到板折弯, 折弯计算按板的内壁, 采用手工折弯, 手工折弯很难达到设计要求的清角, 此时应按板折弯厚度加个补偿值 (见图6) 。

2.2 壁厚处理与计算

构件手工折弯内径按r=δ计算, 补偿值根据中性层位置按照规律大约在板厚的2/5处, 构件板料计算为减去内壁折弯处弧长加上板厚2/5处折弯的弧长。

折弯板厚2/5处的弧长:K=2π* (r+2/5δ) *a/360

折弯板补偿量:K1=2π* (r+2/5δ) *a/360-2πr*a/360=π*2/5δ*a/180

折弯板的总长:L=l1+l2+π*2/5δ*a/180

式中r:内壁弯曲半径;l1、l2:板内壁长 (折弯处以弧长计) ;

a:板折弯角角度;2/5δ:中性层位置 (参见《实用钣金展开计算法》)

下面根据公式天圆地方底侧方端的实料长

一个折角加量K1=π*2/5δ*a/180≈5mm

料全长L=4l+4K1=7106+4*5=7126mm式中l为方的内壁长 (折弯处以弧长计)

2.3 加工制作

施工作业班组制作时, 为便于施工将构件分为两半, 单边 (按内壁长) 加10mm的余量, 现场焊接两道焊缝, 焊缝形式为对接焊, 依据图纸尺寸折弯, 打磨掉多余量, 单边加量实际为4.5mm, 与上述公式计算出的理论数值基本吻合, 所以针对板材折弯的构件制作, 可通过理论计算的方法完成壁厚处理。

简画1/4构件展开料

在实际工作中, 经常遇到不需要切开而只需折成弯角的构件, 下料基准为内壁, 但手工成型后的尺寸总是小一些, 板厚越厚其误差越大, 通过实践总结得出以上公式 (含任意角) 。

3 结束语

以上两个实例只是总结了两种规则构件的壁厚处理方法, 对于较复杂不规则的构件制作原理和壁厚处理方法各有不同, 展开放样本身就是一种近似求法, 在实际操作中受多种因素的影响, 如放样利用的基准面平整度, 绘制时的视觉误差和手工制作时各种角度及弧度偏差、施工者气割或是砂轮切割的偏差, 都会对整个构件制作的质量造成一定的影响, 同时构件的壁厚处理更是不可忽视的影响因素, 构件的壁厚越厚其误差越大, 而且由于材料的材质不同、加工方法不同, 其壁厚处理的方式、方法、经验公式也尽不相同, 但只要我们采取合适的处理方法就能最大程度的减少构件制作的误差。

摘要：建筑行业中的构件制作, 可通过计算法、实物投影法等, 绘制出下料样板, 根据下料样板确认构件各个几何接点, 但不可忽略的一点是无论采用哪种方法, 构件制作过程中壁厚必须做相应的处理, 从而避免构件制作时出现较大误差, 下面通过阿尔及利亚MLE油气地面项目构件制作的全过程, 结合两个实例进行分析和总结, 得出构件制作的壁厚处理在实际应用中的重要性。

关键词：展开放样,壁厚处理,马鞍,天圆地方

参考文献

[1]翟洪绪, 翟纯雷.实用钣金展开计算法[M].化学工业出版社.

[2]胡忆沩.实用铆工手册[M].化学工业出版社.

多瓣磨机端盖壁厚控制技术 篇3

(1) 在磨机的应用过程中, 端盖是重要的应用零件, 在磨机端盖加工过程中, 内外锥面的壁厚是非常必要的, 其是非常必要的控制环节, 壁厚的不均匀性很可能导致磨机回转过程中的偏载情况, 从而不利于磨机的有效运转, 不利于其寿命及其精度的提升, 不利于其整体结构形式的设计。针对这个环节, 我们需要做好内外锥面的加工应用, 进行数控车床的有效加工方式的应用, 保证端盖内外锥面壁厚的良好控制。随着冶金业及其采矿业的不断发展, 磨机的大型化逐渐成为趋势。

正是因为大型磨机规格的不断加大, 并且受到产品制造。运输、安装等的多因素限制, 才导致其大型磨机关键零件的多瓣结构形式的应用。这就导致磨机端盖出现了不同的多瓣结构形式。受到其设计结构形式的影响, 分瓣结构的磨机端盖出现了不同的反应形式, 比如其非加工毛坯面的外锥面。除了受到这个因素的影响, 分体端盖的铸造、应力变形、加工误差情况也会影响其运作情况。这就需要进行分瓣端盖的内外锥面壁厚的控制, 当然, 其控制难度是非常大的。通过对传统工艺手法的应用是很难保证多瓣端盖的良好制作效果的。因此, 我们需要进行多瓣端盖内外锥面壁厚尺寸均匀性的分析, 保证大型磨机的分瓣端盖的良好应用。

在多瓣磨机端盖的应用过程中, 其被分为了不同的等分, 不同的多瓣端盖的结合面进行了法兰的联接, 通过对联接法兰的螺孔、销孔等的应用, 可以更好的实现多瓣端盖的相互连接性, 保证大型磨机的良好组合应用。在多瓣端盖的应用过程中, 其加工部位涉及到外圆、内孔、内孔端面等的应用, 受到其两侧连接法兰的影响, 外锥面非加工毛坯表面居多。

(2) 通过对多瓣磨机端盖制作形式的分析, 可以得知, 影响多瓣端盖内外锥面壁厚的因素是非常多的, 因此, 需要进行毛坯铸造误差的分析。进行多瓣端盖的直径的分析, 进行整体铸造模式的应用, 从而满足分体铸造工作的需要。在铸造过程中, 我们需要铸造浇筑过程中的型内冷却收缩性, 从而避免较大的造型误差的出现, 更好的进行多瓣端盖毛坯的圆锥面平面度的分析, 进行非加工外锥面角度误差的分析。

这不得不让我们重视热处理变形情况。正是由于多瓣端盖的外形不规范性, 其体积是非常大的, 壁厚比较薄, 这也说明其刚性及其稳定性比较差。毛坯在铸造过程中经过一系列的热处理, 很可能会出现一系列的变形情况, 为了保证铸造误差的消除, 进行多瓣端盖加工部位的加工余量的应用是必要的, 从而进行加工及其调整借量的分析。多瓣端盖的铸造余量相对于其他的铸件毛坯余量来说是比较大的, 比如进行了浇筑冒口的内锥面的应用, 如果铸造余量太大, 其余量太不均匀性, 就会出现机加工过程中的变形情况。

在实践应用中, 需要注重多瓣端盖锥面那些非加工表面, 还要进行内外锥面的壁厚尺寸的控制, 进行外锥面的加工操作, 外锥面的形状是比较复杂的, 需要以面为加工基准, 再进行划线的增加, 保证找正及其加工环节的协调, 当然, 其中也存在一系列的制作误差, 需要进行多瓣端盖内外锥面壁厚均匀性的分析。

2 工艺措施体系的优化

(1) 为了提升工作效益, 需要进行冷铁的有效防止, 实现其内部治理的提升, 满足探伤的工作需要, 进行返修补焊区域的减少, 按照其实际需要, 进行铸造余量的有效制定, 特别是进行变形量的较大地方余量的分析。在冒口及其焊补缺陷应用过程中, 需要注意到对称位置的切割、预热等情况, 避免因为局部过热情况而导致的变形。这就需要我们进行非加工外锥面及其结合面的应用, 保证工艺补增量的增加, 进行铸造保温冒口的合理防治, 满足补缩工作的要求。

严格控制外锥面为基准的划线精度。依据锥面的形成原理, 采用母线回转法, 使用专用端盖划线工具, 通过测量多条母线至外锥不加工表面的距离, 分析数据, 调整单件多瓣端盖在最佳位置姿态, 确定端盖的大、小端面的水平基准线以及内、外圆线。由于工件为半圆锥面体, 划线难度比较大, 内孔、外径、锥面三者关系紧密, 任何一个环节控制不好, 都会影响划线精度, 最终导致加工后的内外锥面壁厚不均。所以, 为了保证多瓣端盖内外锥面壁厚的均匀性, 一定要严格控制毛坯划线的精度。

(2) 通过对加工基准的确定, 更有利于小非加工外锥面的分析, 保证进行毛坯均匀性整体的划线, 保证加工表面余量的有效分配, 保证单件的多瓣端盖的统一划线标准, 再进行其内锥面的有效加工, 这需要进行其壁厚的修正控制。做好内外锥面壁厚的测量检查工作, 进行锥面不同壁厚尺寸的分析, 进行壁厚尺寸数据的分析, 保证多瓣端盖的水平调整量的分析。

这需要进行粗加工的内孔及其小端面的分析, 更新多瓣端盖的水平调整量, 实现不同多瓣端盖的结合面的控制, 做好积极的修正及其调整工作, 保证其非加工外锥面尺寸的一致性, 进行加工过程中的累积误差的消除, 保证多瓣端盖壁厚满足日常工作的需要。

通过对粗、精加工模式的分开, 更有利于进行加工应力变形情况的分析, 从而满足加工制作过程中的加工误差控制。在多瓣端盖的应用过程中, 可以进行装配式粗细加工分开模式的应用, 保证粗加工、精加工等工序的协调, 实现工件加工余量的减少, 进行前道工序的加工制作误差的分析, 保证不同单件粗、精加工分开。为减少加工应力变形和加工制造过程中的加工误差, 多瓣端盖采用装配式整体粗、精加工分开的工艺措施, 通过粗加工、半精加工、精加工等多道工序, 逐渐减少工件的加工余量, 消除前道工序的加工制造误差, 保证各单件多瓣端盖之间壁厚的均匀一致性。

在精加工调整应用中, 需要保证精加工的多瓣端盖的工作涉及, 保证精加工复检过程中的内外锥面的壁厚尺寸的分析, 再进行壁厚的测量数据的应用, 保证多瓣端盖的加工表面的良好精加工余量, 做好相关的微量精调工作, 保证其有效的调整及其应用。这也需要做好图纸尺寸的符合, 满足端盖局部内外锥面壁厚尺寸, 保证其端盖的的良好制作。经过实践检验, 文中所阐述的控制多瓣端盖壁厚的冷、热工艺措施, 已成功地应用大型多瓣结构的磨机端盖的加工中, 其加工制造精度能够较好地满足图纸要求。为大型磨机多瓣端盖的加工提供了宝贵的经验, 具有较好的经济和社会效益。

3 结束语

多壁厚半圆型零件加工工艺的改进 篇4

1 多壁厚半圆型零件加工中遇到的问题

图1所示为多璧厚半园件。零件材料为45钢, 调质处理HB235-255, 精度要求较高, 若单件加工, 则比较困难。因为该件不是一个整园, 在车床上不是连续车削的, 定位卡紧都很难, 需要复杂的卡具。如果采用两件合在一起车削, 即加工一个整园, 然后再分开的方法, 可以解决断续车削及装卡的问题。根据这一方案, 制定的工艺流程为粗车整园→热处理 (调质) →精车整园→铣 (切开) →磨 (剖切断面) 。按照该工艺流程加工零件时发现, 合格的整园零件切开, 分成两个薄璧半圆件后, 在零件的两端口部向内缩, 收缩有时达到0.5mm。这样的零件要么不合格废掉, 要么在装配时, 零件必须

经过修整, 但修整后的零件也很难符合技术要求的。追述其原因, 是零件变形所致。

2 结构及工艺分析

产生这种误差的原因主要是零件的内应力所致, 而内应力是热处理、车削造成的。在热处理中, 零件经加热, 升温至780℃左右, 在经快速冷却550~600℃。再加高温回火, 完成对零件的调质。由此可见, 在调质过程中, 热→冷→热→冷, 零件受热膨胀, 遇冷收缩。若零件结构不规则、薄厚不一, 则受到的冷热程度、热胀冷缩的程度及受热和冷却速度不一。壁薄处热涨快, 冷却也快;壁厚处热涨慢, 冷却也慢。这种温度差就会在零件厚处与薄处的过度区域内形成相互作用的内应力。内应力在整园零件内部是相互平衡的。当零件被切开以后, 内应力就要寻求新的平衡。这样, 零件就会发生变形, 而变形的大小, 与其刚度有关。刚度大的则变形小。对于薄璧件变形就比较大。该零件由于期间有一段后壁, 在热处理冷却后, 中间部分冷却速度慢, 在其两端壁薄处, 温度已降低了, 而中间部分还在冷却收缩, 则在两端壁薄处产生压应力。

精车和铣削也会产生内因力, 是切削热引起的, 相对来说较小, 对零件变形影响不大。至于夹紧力, 也会产生变形, 但主要是圆度精度受影响, 对零件开口影响不大。所以, 当零件被铣开后, 其压应力就寻求新的平衡时, 使零件开口处产生缩口现象。产生这种缩口变形误差的主要原因就是热处理产生的内应力。

3 加工工艺的改进

要想解决这个问题, 就要从消除内应力着手。一种办法是工件在热处理后进行人工时效处理。另一种办法是先切开, 在热处理, 然后将两件电焊在一起加工。这两种办法, 前一种工艺流程不变, 只是加一道时效工序, 由于时效处理内应力不能完全被消除, 故只能减少变形, 但不能完全消除变形。后一种工艺流程要进行比较大的改变。但这种方法能更有效地消除变形误差。现详述后一种办法:整园粗车 (留有较多的余量) →铣 (切开) →热处理→电焊→ (两件合一) →精车→钳工 (分开) →磨。这里关建在于先切开, 再热处理。一方面, 留有较多的余量, 可以有效地减小热处理时产生的内应力, 又加上热处理时, 工件可以充分变形。这是由于其形状是半圆, 而不是整园, 在这里内应力因零件已变形而会减少很多。而且, 在后续加工时, 只是将其余量去除, 本身结构不作大的变动 (不像原来整园切开) , 故其内应力的平衡也不会被打破, 不会再因内应力而引起明显的变形。热处理后, 再两件在自由状态下电焊在一起 (合成一个圆) , 如图4所示。在电焊后, 焊接点处会有焊接应力。由于焊后都是收缩, 故在焊点处存在有拉应力。而零件的两端薄壁部分还会存在一定的压应力, 两者可以抵消一些, 从而使焊接应力对零件不会有什么影响。焊好的零件经车削加工后, 焊接处仅剩很少一点焊缝, 零件用手一掰, 即可分开, 再将剖分面磨光, 便可得到完全合格 (开口处基本无变形) 的零件。如果要更精细些, 则可在点焊后再加一道时效工序, 效果会更好。即:粗车整园→铣→热处理→电焊→时效→精车→钳工→磨。

综上所述, 对于该零件, 在工艺上主要采用了两件合一和先分开后热处理的办法, 解决了问题和变形问题。因此, 解决薄璧件、半圆件的加工问题, 需根据不同情况加以分析, 都会找到一条合适的工艺流程的。当然, 所介绍的工艺流程比较复杂, 如果零件技术要求不高, 就不用采用时效工序, 可以经济实用。

摘要：多壁厚半圆形零件加工时, 由于壁厚不均匀, 调质后产生的内应力对加工精度造成严重影响, 经分析其变形原因, 改进工艺后解决了这一难题。

中空吹塑型坯壁厚多点控制研究 篇5

制造中空的塑料瓶常使用吹塑成型技术,尤其是中空吹塑成型法可获得较低的制造成本。在成品功能需求上,人们希望成品外型能够有均匀的厚度以避免应力在薄壁区产生破坏。中空吹塑的全过程一般包括3个阶段,即型坯的成型、型坯在模具内吹胀并形成制品以及制品的冷却[1]。型坯成型是中空吹塑全过程的一个重要阶段,此阶段对吹塑制品的尺寸和性能有很大影响,型坯过厚使制品过重并造成不必要的原料浪费,太薄又可能造成在吹胀过程中型坯被吹破或者造成制品强度不足。根据中空制品的成型工艺特点,型坯在制取过程中,塑料型坯离开口模后,随着型坯长度的增加和重量的不断增大,由于型坯本身自重的影响将产生上薄下厚,即出现“下坠”现象。对于大型形状复杂的制品原材料的下坠现象更为明显加之某些塑料制品其直径尺寸变化较大,若型坯形状没有得到很好的控制,必然会产生壁厚不均匀现象。

另外,由中空吹塑机器结构可知,塑胚中空流率为固定值,并且与控制点时间一起影响控制点的位置,所以也会影响塑胚厚度的分布。因此,在吹塑中常使用设定控制点的时间与开量大小的方式达到目标厚度,并减少壁厚差异。但如果成品外型较为复杂时,不易以人工方式调整控制点,在塑胚中空的过程中塑胚会因重力影响而有下垂的现象,下垂的现象将使控制点的设定更加困难,所以必须依赖优化计算方法以获得理想的壁厚输出。因此,控制型坯形状就成为提高吹塑成型产品质量的一个重要手段,对大型塑料中空成型型坯壁厚控制方式进行研究势在必行。

本研究主要探讨中空吹塑型坯壁厚多点控制的研究。

1 多点型坯壁厚控制器工作原理

多点型坯壁厚控制器工作原理如图1所示。在储料工作期间,位移传感器随时检测储料缸内储料位置,当储料量达到预选储料时,控制系统发出“储料到位”信号,系统就转入“注射”工作程序[2,3]。

注射型坯时,位移传感器2继续检测注射量,控制系统将整个注射量均匀地等分为多等分,并对其与型坯上的各等分区所需厚度进行相应编码,每等分区域都配备有可变电位器,根据其制品要求任意改变多只电位器的旋钮。预选开口的间隙如图2所示。随着一级等分物料的注射结束,控制器将发出指令,作为下一级液压闭环位置系统的指令信号,经比例放大器放大后送到比例阀5的线圈上以改变阀的流量,其结果是液压缸带动芯棒的位置发生改变,从而改变模口处开口间隙8。间隙大则型坯壁较厚,反之则较薄[4]。模口间隙8的大小是由传感器来检测的。位置传感器检测的信号是作为负反馈信号与对应接点的指令信号进行比较的,经放大再驱动高性能电液比例阀5改变流量,直到位移传感器所测得的开口量等于预选值时,其电流偏差为零,比例阀停止流量输出,芯模停止移动为止。此时的型坯厚度即为该位置时控制器预选厚度。这样,控制器根据所设定的指令,将型坯纵向多等分,由高精度电液比例阀5带动口模芯棒作轴向位移,从而保证开口间隙8(即型坯壁厚)的精度[5,6,7]。

2 多点控制壁厚的控制技术

影响壁厚的参数层面很广泛,并且关系复杂,大致上可分为制造参数与产品几何参数:

(1)制造参数:(1)模具开口的控制时间点与点数;(2)模具开口控制量(%);(3)塑胚中空流量(mm 3/s);(4)高分子材料特性;(5)加压压力;(6)工作模温。

(2)几何参数:(1)模具直径大小;(2)产品外形曲线(在不同高度时的曲率变化)。

本研究主要探讨制造参数的调整,所以设计方式是模具外形固定,借助于制造参数的调整以达到理想的厚度分布。虽然控制点数较多可以使整个塑胚厚度的控制更加容易,但计算与设定的时间会增加。

在吹塑成型过程中,控制点的开量决定了塑胚的壁厚大小。开量决定中空厚度,所以程控点的开量大小是本研究所探讨的重要参数。

另外,由中空吹塑机器结构可知,塑胚中空流率为固定值,并且与控制点时间一起影响控制点的位置,所以也会影响塑胚厚度的分布,因此在本研究中作为调整控制点坐标的参数。其余的材料特性、加压压力与工作模温虽然对成品也有影响,但为了简化问题,在此设计中设为固定值,其中高分子材料使用高密度聚乙烯。

因此,在吹塑中常使用设定控制点的时间与开量大小的方式达到目标厚度,并减少壁厚差异。但如果成品外型较为复杂时,不易以人工方式调整控制点;另外在塑胚中空的过程中塑胚会因重力影响而有下垂的现象,下垂的现象将使控制点的设定更加困难,所以必须依赖优化搜寻方法以获得理想的输出。

本研究设计的成品属于径向对称的中空塑料瓶,因径向对称所以横向的厚度变异较小,因此调整控制点的目的在于减少纵向厚度变异。由于本研究的目标是得到厚度均匀的成品,所以使用变异函数f来做为本研究的目标函数:

式中ti—成品(移除废料后)第i点的厚度;t—平均值,一共有n点;T—目标厚度。

经由式(2)的推导可将平均损失函数分为两部分:

(1),成品厚度与目标厚度的差异;

(2)(n-1)s2/n,成品各点厚度之间的差异。

因此,选用变异函数做为目标的优点在于可以减少与目标值的差异及同时降低输出变异。

利用多个固定位置的控制点(P(t0),P(t1),…,P(tn))的开量大小来调整塑胚厚度分布,使得成品厚度为目标值,并期望成品厚度变异愈小愈好。目标函数使用式(1)的变异函数,各控制点的开量范围为0%～100%。

另外需要控制点位置校正。在优化过程中,各个控制点的开量设定势必会随着不同的迭代而改变设定值,然而在控制点开量改变的同时会造成新的控制点坐标与原来上一代的坐标不同。

如图3所示,因为在整个制程中的体积流率为固定值,所以在相同时间内(Δt1=Δt2)会有固定的体积。若两个设计之间控制点的开量不同,则会因两者的塑胚厚度不同而造成两者的塑胚长度也会有所差异(L1≠L2)。所以新设计的控制点位置若不调回原位,就会使塑胚厚度分布与塑胚长度发生改变,以致于目标函数值产生振荡而无法收敛[8]。

假设参数之间为线性关系,利用新设计与原始设计之间的开量差异,以线性的方式调整体积流率与控制点时间。使用线性方式来调整参数,因此若开量差异较大时,其非线性因素会影响计算的准确度以致于仍与实际位置有所偏差。为了减少控制点位置偏移所产生的误差,本研究调整后的参数作为初始设计,再微调控制点的时间与体积流率将位置误差降到最低。

调整控制点时间的方式如图4所示,下降长度ΔL与注射流量Q值(Q=ΔL×ΔA/Δt)固定,由新的开量算出新的型坯剖面的截面积SL,Sn为变化前的面积。计算新的迭代q+1的Δt:

式中Δt(n)—新的控制点时间值;Δt(L)—上一点的控制点时间值。

重新计算时间Δt与流量Q:

由于新的Δt造成控制点之间的Δl有所变化,而且要将总长度及全部时间控制在某一固定值,所以在计算过程中其长度必须固定,这样容易达到厚度均匀的要求。每一段Δt加起来不大于固定值,所以要将Δt做比例放大或缩小调整到固定值。在调整Δt之后也会影响到流量的大小,其也要做比例调整,以免造成塑坯长度过长(浪费成本)或过短(成品长度不足)。

3 实验

3.1 实验设备

本研究选择YF-40B电脑全自动中空吹塑机,试验生产某种容积为50L的塑料容器,其实际生产时的控制曲线如图5所示。

3.2 实验结果

在实验中,实际生产125件,合格125件,合格率100%。据对产品重量进行抽样检查表明,使用型坯壁厚优化后,可以节约约10%的材料,其控制精度可以达到±1mm。其壁厚优化以后的产品图如图6所示。从中随机抽取5件与未经过多点控制计算的样品重量进行对比,其抽样检测结果如表1所示。

4 结束语

在模具外形固定情况下,本研究通过采用多点控制的方法,在吹塑过程中设定控制点的时间与开量大小以达到目标厚度并减少壁厚之间的差异实验结果表明,本研究提出的算法和控制方式能够很好地满足生产要求,其精度为±1mm左右,达到了提高效率和节约成本的目的。

摘要：中空吹塑成型突出的缺点是中空吹塑成型产品壁厚均匀性不易控制,尤其是形状复杂的大型制品,其受型坯自重的影响,导致在型坯上发生减薄和缩颈现象。为了实现对大型中空吹塑件的壁厚进行均匀控制,设计了以多点控制来控制壁厚的计算方法,并借助于制造参数的调整,得到壁厚的理想厚度分布;设计了多点控制曲线,通过控制机头套与模芯构成的模唇间隙,达到最终控制中空吹塑产品壁厚的目的。研究结果表明,中空吹塑型坯壁厚控制精度为±1 mm左右,能够满足实际生产要求。

关键词：中空吹塑,壁厚,多点控制

参考文献

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[7]王勇亮,卢颖.基于Matlab的电液位置伺服系统仿真分析[J].机床与液压,2005(6):56-59.

弯梁冲压成形极限和壁厚分布研究 篇6

城市轨道车辆上弯梁零件属于复杂薄壁件冲压成形件, 其成形过程难于控制, 成形过程中容易产生起皱、破裂、局部壁厚变化过大等成形缺陷, 严重影响制品品质。成形极限是板材成形领域中重要的性能指标和工艺参数, 反映了板材在塑性失稳前所能取得的最大变形程度[1,2]。成形极限图 (forming limit diagram, FLD) 为方便地研究板材成形极限、评价板材成形性能及解决板材成形领域中众多难题提供了技术基础和实用判据[3]。为了研究工艺参数对某城市轨道车辆上弯梁零件成形极限和壁厚变化的影响, 减小起皱、破裂、局部壁厚变化过大等成形缺陷, 本文采用板料冲压成形仿真软件Dynaform研究了工艺参数对弯梁成形极限和壁厚变化的影响, 预测缺陷部位, 以期为大型薄壁冲压件的工业生产提供有效的理论指导。

1 有限元模型

研究对象为某型号城市轨道车辆车厢弯梁零件, 成形工艺采用模具冲压成形。弯梁成形板料厚度为2mm的Q355GNH高耐侯结构钢板材, Q355GNH的弹性模量E=2.05×105MPa, 泊松比ν=0.29, 密度7.8×103kg/m3, 下屈服强度σs=355MPa, 抗拉强度σb≥600MPa, 强化系数k=320, 硬化指数n=0.21, 应变率参数c=40, p=5。

弯梁的成形分析几何模型是在Pro/E中建立, 几何模型包括模具和小弯梁零件两个部分。在弯梁冲压成形有限元仿真分析中采用Belyt SChko—Wong—Chiang薄壳单元[4]。根据成形分析要求, 有限元模型中模具模型定义为刚性板, 弯梁模型为实体模型。综合考虑计算精度和计算时间, 弯梁成形用毛坯板料采用精细的网格划分, 冲压模具采用刚体材料模型, 其网格划分采用细密网格。网格划分后的弯梁成形分析有限元模型如图1所示。

根据相关理论可知, 模具与成形零件之间的摩擦系数、冲压速度是影响成形的最主要工艺参数[5], 本文针对弯梁零件成形的实际工艺条件, 数值模拟中摩擦系数μ选择0.1, 0.13, 0.15, 冲压速度v选择200mm/min, 1000mm/min, 2000mm/min。

2 弯梁成形极限和壁厚分布

2.1 摩擦系数的影响

板料成形的成品质量与接触面摩擦力大小有关[6], 接触面摩擦力与接触面间的接触形式和润滑状态有关。分析模型采用面面接触, 主要有三个接触面:凸模与板料接触面、凹模与板料接触面、压边圈与板料接触面。摩擦系数μ是指这三个接触面之间的摩擦系数, 不同的润滑方式会使得μ值发生改变。

成形极限图和壁厚变化是工程界最为关心的两个物理量[7], 数值模拟可以显示各时刻板料的成形极限和壁厚分布。图2是摩擦系数μ为0.1, 0.13, 0.15时的成形极限图 (FLD) 。从FLD可以看出弯梁板材成形面绝大部分区域都落在安全区内, 对应位置的板材不会产生破坏。上圆弧曲面、压延边与侧面筋板上极少数区域出现褶皱趋势, 对这些部位需要采取增加压边力等工艺措施来消除褶皱。

图3分别是摩擦系数μ为0.1, 0.13, 0.15时的壁厚分布图, 总体上侧面筋板变薄, 最大变薄的位置在压延边与侧面筋板交界位置。根据图3得到这三个摩擦系数下的最大增厚率和最大减薄率如表1所示。从表1中可以看出, 随着摩擦系数μ的不断增大, 板料最大增厚率和最大减薄率逐渐增大, 使冲压时板料起皱和破裂的趋势增大。工艺上通过加强润滑, 可以降低摩擦系数, 降低最大拉应力, 减少破裂缺陷, 提高成形品质。

2.2 冲压速度的影响

从微观上看, 金属的塑性变形主要是由位错运动引发的晶体滑移造成的, 冲压速度越快, 位错运动越不充分, 导致塑性变形越不充分。从宏观上看, 冲压速度过快, 极易造成变形剧烈区域的最大拉应力在瞬间超过材料的强度极限, 造成材料拉裂[8]。冲压速度过慢, 影响弯梁的生产速率, 但是冲压速度过快, 可能导致板料塑性变形不充分和变形内部应力的快速集中, 增加板料的破裂趋势。

图4是冲压速度v为200mm/min, 1000mm/min, 2000mm/min时的成形极限图 (FLD) 。数值模拟采用的三个速度下弯梁板材成形面内应变值基本都落在安全区, 对应位置板材不会产生破坏, 只有上圆弧曲面、压延边与侧面筋板极少数区域有褶皱的趋势。

图5是冲压速度v为200mm/min, 1000mm/min, 2000mm/min时的壁厚分布图, 总体上侧面筋板变薄, 最大变薄的位置在压延边与侧面筋板交界位置。上圆弧曲面和压延边厚度增加, 厚度增加的区域面积和厚度增加量随着速度的增大而增大, 厚度增加最大的位置在上圆弧曲面的中部。

根据图5的壁厚分布图, 得到这三个冲压速度下的最大增厚率和最大减薄率如表2所示。从表2中可以看出, 随着冲压速度v的不断增大, 板料最大增厚率和最大减薄率逐渐增大, 使板料冲压时起皱和破裂趋势增大。通过降低冲压速度, 可以降低最大拉应力, 减少破裂缺陷, 提高成形品质。

3 结语

采用有限元法可以预测板料成形过程中的成形极限和壁厚变化规律, 模拟成形过程中的起皱、破裂, 能够比较准确地分析工艺参数对成形过程的影响。利用有限元软件对某型号城市轨道车辆弯梁成形过程进行了数值模拟, 获得了弯梁成形极限图和厚度分布图。研究结果可为城市轨道车辆弯梁零件设计及其冲压成形工艺开发提供重要的参考。

参考文献

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[7]黄强, 程培元, 张福芳, 等.摩擦系数对尾灯外座板冲压成形的影响[J].装备制造技术, 2010 (4) :20-22.

壁厚检测 篇7

制定锅炉的定期检验工艺对锅炉检验工作质量的全面管理起到了一定的推动作用, 同时也提升了锅炉检验的质量。但随着时间的不断推移, 在锅炉的使用过程中占据大量台数的整装锅炉, 其检验难度也在不断增大。就现如今的状况而言, 很明显检验工艺在这方面所进行的考虑还不够。当然, 对使用时间较长并且管理比较差的锅炉而言, 要想使它们的检验质量得到提升, 就必须采取各式各样的检验手段。但通常状况下, 要想将常规检验工作做好, 非常重要的一个手段便是在检验工作中增加壁厚测定这项工作。由于锅炉的使用状况, 不仅会有裂纹情况以及其他缺陷来决定, 同时还要受到受压元件壁厚的影响。一旦壁厚减薄的情况变得严重, 便不能再满足压力强度的相关要求, 此时锅炉也就不能再行使用。所以, 文章就整装锅炉的内部检验过程中的壁厚测定问题进行了大致分析, 以期为我国整装锅炉的内部检验提供可供参考的意见和建议。

2 锅炉检验具体的方法

锅炉使用寿命的长短是不同的, 某些具有缺陷的锅炉经过不良商人的粉刷之后便被当做新产品流传到市面上。即便将这一因素排除, 新锅炉在运行中也会出现程度不同的安全隐患, 从而对人民的生命和财产安全造成威胁, 下面就锅炉检验过程中的具体方式作了大致论述。

2.1 锤击检验法

此种检验形式是一种比较简单的方式。使用小锤在检查部位进行敲击, 按照锤击弹力和发出的声音来判定检查部位完好与否。通常状况下, 敲击部位无裂痕, 漏洞锤击的声音单一、干脆, 锤头的弹性较大;假如敲击位置所发出声音较为混沌, 那么检查部位可能有问题, 此时要对声音状况予以仔细聆听, 从而做出正确的判断。假如锤声中夹杂有其他声音, 那么可能是检查部位出现水垢、开裂、腐蚀, 又或者器件和漏洞的连接产生松动等状况, 此时用手去感触小锤的弹力, 从而帮助进行判断。通常情况下, 有问题部位在进行敲击之时, 所感受到的小锤弹力比较差。

2.2 样板检查法

锅炉元件变形状况最为有效的检验方式之一便是样板检验法。按照检验部位的尺寸、结构将样板做出, 通常情况下, 选用的样板材质为较薄铁皮或硬纸板。使用已经完成的样板与检验器件作对比, 看元器件有无变形。此外, 也可把以往的检验样板当做参照物, 对变形部位变形的程度进行大致的判断, 同时对变形发展速度予以随时观测。

2.3 钻孔检查法

此种方法通常用于对炉壁腐蚀之后残余的厚度以及腐蚀程度检验, 但钻孔检测方式在一定程度上会对锅炉造成破坏, 最近几年此种检测方式已经被超声波检测所替代, 运用超声波测厚仪能将锅炉器件厚度准确测量出来, 并且还不会对检测位置造成任何的损坏。

2.4 灯光检查法

运用手电筒照射需要检测的部位, 能直观地发现被检测部位变形、锈蚀等硬伤。具体说来便是运用灯光光束沿着被检验部位表面呈一定角度渐渐向前, 在灯光下能发现被检验部位由于受腐蚀而变黑、裂缝处灯光呈现黑色的细线状、变形处的灯光走形等。

2.5 外观目测法

对于比较常见一些的锅炉故障, 依靠检验员的耳听目测便能将问题找出。通常状况下, 锅炉检验员都必须具备丰厚的工作经验, 并且对锅炉内部构造和运行原理非常熟悉, 如此一来才能对各元件运行状况了如指掌, 从而对受损部位做到心中有数。

2.6 使用设备或仪器进行检验

选用的设备或仪器就包括:磁粉探伤、射线探伤、渗透探伤、超声波探伤、性能试验、化学分析、金相、测厚仪法检验等。

3 对壁厚测定加以确定

3.1 对壁厚测定状况加以分析

壁厚测定最为主要的目的便是对锅炉内受压元件的壁厚进行检验, 看其能否在使用压力强度之下正常工作。按照使用状况以及设计情况来看, 通常状况下, 在几年时间之内的减薄量对额定压力之下的正常使用不会产生影响, 所以通常内部检验都可以不进行壁厚测定, 当然情况特殊之时, 可由检验员来自行确定。但在单位中使用的整装锅炉, 其受压元件的壁厚减薄则会对额定压力下的正常使用产生影响。所以, 在对锅炉进行内部检验之时, 使用压力和使用时间将会成为决定壁厚测定有无必要的关键性因素。因此, 为使检验质量得到保证, 需在工艺设定之时, 对壁厚的使用压力和使用时间界限予以明确界定。

3.2 对测厚点加以明确

对需要进行壁厚测定的锅炉, 怎样进行测厚点的布置也是一个非常重要的问题, 在进行测厚点布置之时, 需对如下几方面的内容加以考虑: (1) 对测厚点的测点数量加以确定:通常状况下, 要尽可能地确保一台锅炉的测厚点数量为每块钢板测有三个, 对于某些特殊的锅炉则要按照实际情况进行适当地增减。 (2) 确保测厚点的位置便于与以往测厚点进行对比:在进行工艺制定之时, 需对锅炉测厚点的位置进行统一规定, 从而便于同往年的测厚状况加以对比。因此, 在进行测厚点的布置之时, 可将其选择在某些非常具备特征点的位置。 (3) 确保测厚点在进行测量之时实施起来方便:在锅炉结构的影响之下, 致使某些部位在进行测厚之时非常不方便, 在进行测厚点布置之时, 一定要确保在不适用尺量的情况下, 依旧能确保测点位置的精确性。 (4) 对测厚点重点部位加以选择:由于锅炉各个部分都具备不同的工作环境, 因此其由于腐蚀而减薄的程度也会相应有所不同。例如, 卧式快装锅炉锅筒底部和汽水分界线周围的腐蚀相较于其他部位要严重许多, 因此可将这些部位作为测厚的重点部位。

4 壁厚测定中的相关规定

4.1 通常情况下, 对于使用年限在十年以上, 并且使

用压力在额定蒸汽压力百分之八十以上的锅炉需进行壁厚测定。对于十年以内的锅炉, 通常状况下要根据锅炉具体的状况来对壁厚测定与否加以确定;除了规定以内的测厚点之外, 检验人员还可对较大减薄处以及有怀疑之处增设测厚点, 并对其进行相应的壁厚测定。

4.2 对卧式快装锅炉的锅筒壁厚加以测定

(1) 在卧式快装锅炉前筒节处左右水位表的汽水连接管中间位置各设置一个测厚点;在卧式快装锅上部左右位置的安全阀中间位置作为另一个测厚点;在卧式快装锅下部入孔的短轴延长线处, 距离锅筒和前管板对接缝中线处靠后一百毫米的位置作为一个测厚点。 (2) 在卧式快装锅炉后筒节处左右上排处的最后一条水冷壁管口边往上位置各选择一个测厚点;在卧式快装锅炉上部入孔短轴延长线处距离锅筒和后管板对接环缝的中线处往前一百毫米的位置作为一个测厚点;在卧式快装锅炉下部锅筒的排污接管口边往前一百毫米位置各设置一个测厚点。 (3) 在卧式快装锅炉的前管板处, 位于前筒节两边测点的水平延长线扳边直段位置处各设置一个测厚点;在卧式快装锅炉上部压力表的接管口边网下一百毫米的位置以及往上扳边直段处位置各设置一个测厚点;在卧式快装锅炉下部入孔的短轴延长线的扳边直段位置处设置一个测厚点。 (4) 在卧式快装锅炉后管板处后筒节的左右测点的水平延长线扳边直段位置各设置一个测厚点;在卧式快装锅炉上部左右筒节的上部测点往后部位延长线扳边直段上面各设置一个测试点;在卧式快装锅炉下部锅筒的排污接管口往后部位延长线扳边直段上各设置一个测试点。 (5) 确保卧式快装锅炉每个入孔盖的测厚点都在两个以上, 此外, 还需在密封面以及两螺栓中间处各设置一个测厚点。

4.3 通常状况下, 卧式快装锅炉的管子和集箱都不需

要进行壁厚测试的, 但当检验员对其有强烈怀疑, 又或者其腐蚀程度非常严重的情况下可以进行测厚处理, 并且由检验员来对测厚点的位置和数量加以确定。

4.4 对立式锅炉的壁厚加以测定

(1) 在立式锅炉锅壳筒节处左右水位表的汽水连接管之间各设置一个壁厚测试点;在立式锅炉每个毛孔的短轴延长线处距离上下孔圈边沿各五十毫米处设置一个测厚点;在立式锅炉入孔短轴的延长线处距离上下孔圈边沿各五十毫米处设置一个测厚点。 (2) 在立式锅炉封头处水位表汽水的连接管往上延长线的扳边直段与圆弧处各设置一个测厚点;在立式锅炉主蒸汽接管与安全阀接管的边沿到入孔圈边沿中间位置处各设置一个测厚点。 (3) 在立式锅炉下胶圈处每隔手孔的短轴延长线处距离下脚圈环缝的中线往下五十毫米的位置处各设置一个测试点;在立式锅炉炉膛内侧的排污接管边往上五十毫米的位置以及炉门圈短轴的延长线距离下脚圈环缝的中线往下五十毫米的位置处各设置一个测厚点。 (4) 在立式锅炉炉胆处排污管线延长线的中线位置距离下脚圈环缝的中线往上五十毫米的位置以及炉门圈的短轴延长线处距离上圈边沿为五十毫米的位置各设置一个测厚点, 此外, 还需在炉胆顶部的中心位置设置一个测厚点。 (5) 在立式锅炉炉门圈处下半圈中线处距离内外边沿为五十毫米的位置各设置一个测厚点;在立式锅炉喉管的上下半圈中线处距离炉膛边沿位置五十毫米的位置各设置一个测厚点。

4.5 通常状况下, 热水锅炉不需要进行厚壁测定, 在情况必要的时候可根据情况由检验员来加以确定。

5 结语

作为锅炉检验至关重要的任务便是确保锅炉的正常运行, 锅炉质量及其能否安全运行会对人们的财产和生命安全造成至关重要的影响。作为确保人民生命财产安全以及安全生产至关重要的保障, 通过锅炉检验能确保锅炉正常运转。在锅炉的运行、维护和管理过程中, 有关人员需对检验工作加以高度重视, 并且确保每项检查都是按照标准进行的, 从而确保锅炉在运行期间能够安全可靠, 并且状态良好。而在锅炉的内部检验工作中至关重要的壁厚测定则尤其应当引起检验工作者的高度重视, 只有确保壁厚测定的准确性, 才能保证整装锅炉的壁厚能够承担相应压力, 也就是整装锅炉尚且处于可使用状态, 一旦壁厚测定出现偏差便极有可能为检验人员作出错误的判断埋下伏笔, 进而为人民的生命和财产安全以及锅炉的正常运行带来安全隐患。

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