浅表面裂纹论文（共7篇）
浅表面裂纹论文 篇1
摘要：混凝土表面裂纹及气泡现象在桥梁结构物施工中经常出现, 尤其是在薄壁混凝土墩、台身、立柱、梁板的表面更容易产生, 严重影响混凝土的外观质量, 而且一旦在表面形成裂纹及气泡, 也难以修复, 造成人力、物力的浪费。本文结合山东省青州至临沭高速公路第五标段的后张法预制预应力混凝土箱梁和16m预制先张法预应力空心板梁的施工, 针对混凝土表面裂纹及气泡形成的原因进行分析, 并提出一些相应的预防措施, 以供参考。
关键词：混凝土,表面裂纹及气泡,成因分析,预防措施
一、概况
山东省青州至临沭高速公路第五标段, 位于潍坊市临朐县境内, 起讫里程K29+800~K38+100, 全长8.3km。该标段有大桥5座, 上部结构为预制后张法预应力混凝土小箱梁, 其中30m小箱梁348片, 25m小箱梁204片;中桥1座, 上部构造为预制16m先张法预应力混凝土空心板梁, 共92片。
二、结合青临高速第五标段K32+185中桥16米先张法预应力
空心板梁预制施工, 分析了混凝土表面裂纹产生的原因及采取措施
1、混凝土表面裂纹产生原因与分析
(1) 内模板拆除过早, 施工单位在混凝土浇注完成后, 为方便拆模或加快模板的周转, 在混凝土强度未达到拆模强度 (2.5Mpa) 就进行模板拆除, 顶板由于内模拆除过早而造成沉陷, 或在拆模时因敲击内模引起振动而使混凝土顶板出现裂纹。
(2) 模板的强度、刚度及稳定性不符合要求, 在混凝土浇筑或养生期间发生变形或位移, 引起混凝土顶板变形, 使混凝土表面产生裂纹。
(3) 养护不及时是造成顶板及抹角处出现裂纹的一个重要原因。由于混凝土浇筑完成后, 对混凝土的表面没有及时进行覆盖, 或养护时干时湿, 使未初凝的混凝土表面直接外露于空气中或阳光下, 造成混凝土表面因水分流失且不能及时补充, 而产生干缩裂纹。
(4) 预埋筋与混凝土的接触面是一个受力薄弱面, 振捣后的混凝土在凝固过程中, 受埋置钢筋的约束, 当钢筋保护层较薄时, 易在钢筋上方产生裂纹, 且钢筋直径越大, 坍落度越大, 保护层越薄, 裂纹就越大。
(5) 未严格控制水泥用量。在同等强度要求的情况下, 不去合理选用骨料级配, 而是靠增加水泥用量来提高混凝土强度, 由于水泥用量过大, 产生大量水化热, 使混凝土表面易产生裂纹。
(6) 混凝土拌和时间过短或浇筑时布料不均匀, 导致混凝土拌合不匀, 浇筑混凝土离析, 造成混凝土表面出现裂纹。
(7) 预应力张拉时间过早, 张拉时虽然强度满足要求, 但因混凝土龄期短、弹性模量未同期增长, 影响后期变形。
(8) 施工环境的影响。夏季气温高且白天日照强, 高温天气加快了水泥的水化速度, 且强烈的日照易引起混凝土表面早期失水, 产生塑性裂纹。冬季混凝土在养生期, 由于外界气温变化幅度大或养生温度升降幅度大, 导致混凝土表面出现温缩裂纹。
2、控制预应力板梁裂纹采取的措施
(1) 加强内模拆除时间的控制, 防止因混凝土强度低、板顶混凝土沉陷出现裂纹。采取在内模上涂脱模剂或其它措施, 方便内模拆除, 减少拆模振动对板顶混凝土造成的影响。
(2) 严格控制模板质量, 采用强度、刚度符合要求的钢模板, 并加强拼装质量的控制, 防止因模板变形造成混凝土表面出现裂纹。
(3) 在完成混凝土浇筑及收面后及时用湿布覆盖, 此时不要大量洒水, 保持养生湿润即可。混凝土终凝后, 及时补水养生, 确保养生期间有较好的湿度 (低温期同时要保证养生温度) 。
(4) 合理优化配合比, 在确保强度的情况下, 优化集料级配, 尽量减少水泥用量, 降低水化热, 减免因水化热高而产生的裂纹。
(5) 严格控制混凝土坍落度和钢筋保护层厚度, 坍落度尽量控制在下限, 对钢筋牢固支垫。
(6) 加强混凝土振捣工艺控制, 严格控制振捣时间, 确保混凝土振捣密实, 混凝土表面不再下沉。
(7) 加强混凝土表面收浆工艺控制, 提高收浆质量并适当增加收面次数 (一般2-3次) , 可有效消除混凝土表面失水和表面张力形成的裂纹。
(8) 夏季预制梁板, (1) 加强对混凝土拌合、运输、浇筑的施工组织, 尽可能缩短混凝土分层浇筑时间间隔, 消除停工待料现象。 (2) 根据天气情况, 混凝土浇筑尽可能避开中午高温期, 防止因高温失水快影响混凝土的工作性能。 (3) 板顶混凝土收浆工序完成后, 要重点加强混凝土覆盖保湿养生措施的落实, 确保混凝土养生期间的保湿养生质量 (本项目采取空心板面覆盖保湿棉并在板顶设置喷淋管, 实行喷雾法保湿养生, 取得了良好的养生效果) 。
(9) 冬季预制梁板, 要重点加强对混凝土拌合和养生温度的控制。 (1) 首先对砂、碎石、钢筋等原材料采取覆盖保护措施, 防止因受淋夹含冰雪冻块。必要时对混凝土拌合用水、砂、碎石进行加热, 并延长混凝土搅拌时间 (一般较常温时延长50%) , 控制混凝土的出机温度不低于15℃, 入模温度不低于10℃。 (2) 及时进行养生, 预制梁板提倡采用雾气法低温蒸养, 预应力混凝土养生棚内温度以不超过30℃为宜, 并按照规范要求严格控制养生温度的升降幅度, 防止温度升降较快。养护期间混凝土内部温度不宜超过65℃, 内部温度与表面温度之差、表面温度与环境温度之差不宜大于15℃。拆模后的梁板也应及时覆盖保温材料, 以防混凝土表面温度骤降而产生裂纹。 (3) 做好混凝土入模、养生和大气温度观测与记录, 对养生温度实施动态管理。
三、结合青临高速第五标段后张法预制预应力混凝土箱梁施工, 分析混凝土表面气泡产生的原因及采取措施
1、混凝土表面气泡产生的原因与分析
(1) 砂、碎石、水泥原材料质量不稳定, 级配不合理, 粗集料过多, 细集料偏少, 碎石针片状颗粒含量过多, 中砂偏粗, 造成混凝土和易性差、易离析。
(2) 混凝土拌和物水灰比过大, 或施工配比未根据现场砂、石含水率及时调整, 造成混凝土表面水泡气孔增多。
(3) 混凝土坍落度过大, 难以将水分完全赶出而产生较多气泡。
(4) 振捣时间短或漏振、欠振, 以致水分气泡未完全赶出。
(5) 混凝土浇筑分层厚度大, 难以完全振捣密实。
(6) 混凝土由内向外振捣时, 将内部气泡赶向模板, 而钢模无孔眼, 与混凝土密贴, 由于表面张力的作用很容易产生水膜, 水分、气泡很难完全赶出。
(7) 与外加剂的工作性能、稳定性, 和外加剂与水泥的相容性有关。
(8) 与模板表面的粗糙度、光洁度和使用的脱模剂有关。
2、控制混凝土表面气泡产生采取的措施
(1) 严格控制进场原材料质量
①碎石要统一料源, 加强对碎石规格及针片状颗粒含量的控制, 提前水洗干净后归入料仓, 保证料仓内碎石含水率相对稳定。
②选用的中砂细度模数控制在3.0以内, 并在使用前严格过筛, 严禁随进随用。
③优选外加剂并严格控制进场质量。选用聚羧酸系减水剂 (实践中聚羧酸系减水剂明显优于奈系减水剂) , 按有关标准检验合格并经试验符合施工要求后使用, 保证减水剂质量稳定并具有好的工作性能 (本项目对外加剂实行一定批量一次性入库制度, 便于质量控制) 。
(2) 抓好配合比优化与调整
配合比设计结合当地原材料, 充分考虑粗细集料级配及外加剂与水泥的相容性, 选择适宜水灰比和水泥用量。并对施工配比实行动态控制, 根据首件工程施工情况及现场原材料含水率的变化及时进行生产配合比的调整, 使生产的混凝土具有较好的工作性能。
(3) 加强混凝土拌和、运输环节的控制
对混凝土拌和设备的计量系统和控制系统实行动态标定, 以保证拌和设备计量的准确性。保证拌和设备计量的准确性。
考虑外加剂的使用, 在满足混凝土搅拌时间不小于规范要求的最短时间的前提下, 适当延长混凝土搅拌时间, 保证混合料拌合均匀。
施工中严格控制混凝土的坍落度, 出机坍落度要根据入模坍落度要求、运距、气温等通过试验确定。要加强对混凝土和易性 (坍落度、粘聚性、保水性) 的检查, 不符合坍落度要求的混凝土不得使用。
混凝土装运前要对罐车认真检查, 保证混凝土罐车罐内干净无污水。运输途中必须不间断搅拌, 禁止中途向混凝土中加水, 卸料要彻底。
(4) 加强混凝土振捣工艺控制
混凝土振捣密实的标志:混凝土不再下沉, 表面不再出现气泡, 表面出浆呈水平状态, 并将模板边角填满充实。
控制好振捣时间, 做到不欠振、不过振。选择适宜的振捣设备, 振捣时快插慢拔。棒体插入混凝土的深度不应超过棒长的2/3—3/4, 振好后, 慢慢拔出振捣棒, 使混凝土填满振动棒所造成的空洞。
控制好振捣间距, 插入式振捣器不应大于其作用半径的1.5倍, 振捣器至模板的距离应不大于其作用半径的0.5倍, 浇筑分层厚度以30-40cm为宜, 振捣上层时应插入下层混凝土5-10cm, 力求上、下层紧密结合。
加强混凝土分层浇筑的工序控制, 保证分层浇筑工序紧凑, 尽可能缩短上下层间浇筑的时间间隔, 消除层间施工缝。
(5) 加强对模板和脱模剂的质量控制
梁板选用满足强度、刚度要求的定型钢模板进行预制。严格控制模板的加工和拼装质量, 在使用前对新钢模进行彻底除锈处理, 保证模板具有较好的平整度和光洁度。
选择理想的脱模剂, 并在模板使用前均匀涂刷, 但不宜过厚。通过实践, 脱模剂选择轻机油效果较好, 因为拆摸后轻机油在阳光下易挥发, 不会留下痕迹, 能使混凝土外观颜色光洁明亮, 并且可以防止钢模生锈。
模板支撑必须牢固, 接缝必须严密, 并应重点加强对板端、底边模板的安装, 严防跑模、漏浆。接缝宜用硬橡胶条或较厚的泡沫胶带填塞牢固, 不宜用海绵条。
总之, 通过混凝土外观裂纹、气泡质量通病治理工作的开展, 对混凝土外观裂纹、气泡质量通病成因有了更清醒的认识, 通过强化落实治理对策, 使混凝土外观质量有了显著改善, 为指导今后混凝土工程的更好施工和推进混凝土质量通病治理工作深入开展起了较好的促进作用。
表面裂纹荧光磁粉检测分析 篇2
1 对磁痕进行分析
在被检测工件接受检测之后首先要做的工作就是根据记录对磁痕进行分析, 磁痕分析所依据的原理主要是磁粉探伤原理。虽然磁痕的存在大部分都是由裂纹所导致的, 但是并不排除有其他原因也会导致磁痕的产生, 例如常见的有缺陷磁痕;非缺陷磁痕;伪磁痕等等, 故而在磁痕形成之后还要对磁痕进行准确的分析。
1.1 明确不同磁痕特征
在荧光磁粉检测过程中, 在磁力作用下所形成的磁痕具有很大的相似性, 所以分辨起来具有较大的困难, 如果不从特征入手很难精准区分。缺陷磁痕是一种线状磁痕同时磁痕本身也呈现细长状, 分布不规则并长短不一;非缺陷磁痕是一种直线状的磁痕, 相对于其他几种磁痕来说, 这种磁痕的位置相对比较固定;伪磁痕其形成原因是被检测工件的表面不光洁所导致的, 由于被检测工件上存在铁锈或者油污等, 在磁悬液经过时受到阻力而粘附上形成磁痕。
1.2 区分出真假磁痕
真假磁痕的区分是需要较多的检测经验的, 如果在区分过程中出现了失误就很有可能导致错误, 真假裂纹混淆, 这样就会导致合格的工件呗报废或者是报废的工件被应用, 很有可能导致事故的出现。对于这一问题最有效的解决方式就是对检测人员进行培训考核, 严格根据相关的标准进行, 以提高检测人员的工业技能。
2 磁痕影响因素
磁痕的形成并不是由单一因素形成的, 其是需要多种因素共同作用而形成的, 也正是因此, 在磁痕形成之后我们要对磁痕的种类和性质进行准确的判断, 那么通常而言, 磁痕的影响因素有哪些呢?我们一一来分析。
2.1 磁粉性质
磁粉性质主要包括磁粉颗粒大小、磁粉形状、磁粉磁性、磁粉密度等几项内容。
就磁粉颗粒大小而言, 如果要保证荧光磁粉的检测效果, 就要确保磁粉颗粒不要太大, 因为检测中的磁场是比较微弱的, 颗粒过大就很难被磁场所吸引, 但与此同时颗粒也不要过小, 如果过小磁粉会沾在无裂痕的工件表面, 会导致工件出现大面积亮区。最为标准的荧光磁粉检测方法所应用的磁粉颗粒在5μm~25μm, 而平均颗粒值应该控制在8μm~10μm左右。
磁粉形状对表面裂纹的检测效率有很大的影响, 从理论上来说, 进行荧光磁粉检测的最佳磁粉形状为条状, 因为在磁力的作用下, 这种形状的磁粉最易沿着磁力线进行排列, 其磁化性也较好, 对于磁痕的形成有很大的帮助。但是从实际操作上来看, 如果单纯采用条状磁粉会造成检测成本的增加, 灵敏性降低。所以在实际检测过程中所使用的磁粉是由球状颗粒磁粉和条状颗粒磁粉两种磁粉按比例配比而成的, 因为球状磁粉具有较强的流动性, 其能够缓解条状磁粉造成的结块现象, 尤其是在荧光磁粉的使用中更要注意条状磁粉的使用比例。
磁粉的磁性, 在荧光磁粉检测过程中, 对磁粉的要求并不是非常高, 一般只要起始磁响应, 所以要求其需要有较高的磁导率, 主要目的在于让磁粉发生响应, 形成磁痕。同时, 还要求磁粉具有低剩磁率、低矫顽力, 避免检测中衬底现象的出现。
磁粉密度, 荧光磁粉检测方法分为干法和湿法两种类型, 不同类型的检测方法其对磁粉密度的要求是不同的, 干法所用的磁粉密度要控制在8左右, 而湿法的磁粉密度则可以控制在4.5左右, 通过以往的经验得出, 磁粉的密度与裂纹检测的灵敏性呈反比例关系, 如果磁粉密度较大, 则裂纹的检测灵敏性就越小, 所以为了提高荧光磁粉检测效果, 要控制好磁粉的密度。
2.2 磁悬液浓度
磁悬液的浓度对于检测效果灵敏性也是有较大影响的, 只有磁悬液的浓度适中才能够在裂纹的表面产生正确的磁痕。如果浓度过高, 磁悬液就会不受磁力影响而沾到被检测工件表面, 造成存在裂纹的假象;而如果浓度过低, 经过表面裂纹的磁粉会减少, 其形成的磁痕就会不清晰, 为磁痕分析造成一定的困难, 所以在这样状况下我们要严格控制好磁悬液的浓度和密度, 以提高荧光磁粉检测效果。
2.3 磁化状态
在荧光磁粉检测过程中, 如果磁化的不够充分, 那么工件表面的细小裂纹就会很难发现, 而如果磁化过于强烈就会导致出现假磁痕。那么具体而言我们在检测过程中该如何掌握磁化状态呢?即将被检工件磁化到接近饱和的状态或者是完全饱和的状态, 这样就实现了工件的充分磁化, 检测的灵敏性就会相应的有所提高, 而确切的磁感受强度是需要根据具体情况进行计算和分析的, 但主要的参考因素为被检工件的直径和磁化的电流两项, 除此之外还应考虑被检工件的材料特征、尺寸特征、形状特征等等。对于磁化电流而言, 通常选用的都是交流电, 因为其能够保证在检测的过程中电量充足稳定, 同时交流电的很多特征都能够相应的提高荧光磁粉的检测灵敏性。
3 结论
本文主要对表面裂纹荧光磁粉检测方式进行了论述, 在论述中重点论述了磁痕的影响因素, 因为对一个工件的表面裂纹进行检测主要是利用磁粉在工件表面所形成的磁痕来判断的, 通过对这些影响因素性质特征的分析, 我们能够在检测过程中人为的控制某些因素, 以提高检测的灵敏性和质量。除此之外, 本文还对磁痕的特征;真假磁痕的分析等进行了简要论述, 主要目的在于清晰的区别磁痕, 避免浪费和安全事故的发生。
参考文献
[1]任志峰.磁粉检测法在球型储罐对接焊缝检测中的应用[J].佳木斯大学学报 (自然科学版) , 2010 (4) .
[2]凌永海.石化厂在用压力容器定期检验的磁粉检测[J].无损探伤, 2010 (4) .
浅表面裂纹论文 篇3
韶关钢铁集团公司的1 000m3氧气球形储罐于2008年投入运行, 球罐内径12 300mm, 采用赤道正切柱式支座, 壁厚48mm, 材质15MnNbR, 设计压力3.0MPa, 设计温度-11～60℃。2011年, 对该球罐进行了安装投用后的首次全面检验。
本次检验, 针对球罐本体悍缝进行了全面的无损检测, 包括:角焊缝100%磁粉探伤检测、罐体对接焊缝内外表面100%磁粉探伤检测、本体对接焊缝100%超声波探伤检测、对接焊缝X射线抽查检测等。球罐结构如图1所示。
经检测, 共发现焊缝处存在30处内、外表面裂纹。其中, 7处为焊缝表面凹坑尖端处产生的裂纹 (见图2、图3) 。具体情况如下:上环缝内表面裂纹3处, 长度最大8mm, 打磨深度小于1mm;上环缝外表面裂纹7处, 最长15mm, 打磨深度小于1mm;下环缝内表面裂纹8处, 其中4处打磨深度在3～7mm之间, 其余深度小于1mm;下环缝外表面裂纹12处, 其中5处打磨深度在3～7mm之间, 其余深度小于1mm。总体来看, 裂纹集中分布在赤道带与上、下极板相接的上、下环焊缝上, 以下极板相接的下环焊缝上裂纹数量较多, 裂纹深度较大, 裂纹延伸方向基本与焊缝平行。
2. 裂纹产生原因的分析
(1) 安装情况
球罐按JB4732-95《钢制压力容器———分析设计标准》的规定进行设计、制造、组焊、检验与验收, 由赤道板16块, 上下极带板各7块组成的混合式结构形式, 组装时采用工卡具及定位斜铁组装固定, 调整组对间隙和错边量。球罐组装程序为:赤道板———上极边板———上极中板———下极边板———下极中板。主体焊缝的焊接采用带装方式进行, 即先焊纵缝, 后焊环缝, 先焊外缝 (大坡口) , 后焊内缝 (小坡口) , 焊前预热100～150℃, 后热200～250℃ (30～60min) , 焊后整体热处理温度560±20℃, 保温120min。
这种方式是球形储罐安装普遍采用的组装及调整方式, 由于球壳板尺寸存在形状偏差, 组装时或多或少会进行强力组装。这种组装方式纵缝的残余应力虽不大, 但造成了环焊缝的组装应力过大, 下极板与赤道带相接的环焊缝属于最后焊接区域, 因此, 更容易产生较大的应力。另外, 安装时球罐内、外表面焊缝均经打磨处理, 但个别地方打磨深度不够, 存在凹坑, 产生表面的不连续, 在凹坑的尖端导致应力集中, 易引起开裂。
从安装情况可以看出, 该球罐内外表面上裂纹的总体分布情况与该球罐的应力分布情况基本一致。
(2) 球壳板及焊材的材料特性、焊接工艺
该球罐球壳板采用48mm厚的15MnNbR材料, 该球罐的球壳板由上海某压力容器厂制造, 所用钢板由南京某钢厂生产, 其化学成份及机械性能见表1。
15MnNbR的碳当量Ceq (对焊接产生冷裂纹倾向及脆化倾向的一种估算方法) 计算如下:
一般认为, 当碳当量Ceq<0.4%时, 钢材的淬硬倾向不明显, 焊接性能较好, Ceq=0.4%～0.6%时, 钢材的淬硬倾向逐渐明显, Ceq>0.6%时, 钢材的淬硬倾向很强。同时, 当钢板厚度增加时, 结构刚度变大, 焊后残余应力也增大, 焊缝中心将出现三向拉应力, 此时实际碳当量值将会降低。因该球罐钢板厚度较大, 所以, 碳当量为0.43时已具备明显的淬硬倾向, 施焊时应采取预热、后热措施, 严格按焊接规范来施焊。
该球罐组焊所用焊接材料是上海某公司生产的J557RH牌号焊条, 型号E5515-G, 规格准4mm, 是国内与15MnNbR钢配套研制的手工电弧焊焊条, 其熔敷金属化学成分及力学性能见表2。
该焊条是低氢钠型含镍焊条, 药皮属Ca O-Ca F2-Si O2渣系, 焊接电流为直流反接, 适用于全位置焊接。焊条药皮中的水分可分为自由水、结晶水和结构水。自由水与药皮结合不牢, 一般在100～200℃保温一定时间即可去除, 结晶水以中性水分子 (H2O) 的形式参与矿物的结晶构造, 并占有固定的位置, 一般加热200～500℃会失水, 但失水并不完全充分。结构水以H+、OH-、H3O+离子状态加入矿物晶格构造, 这些离子在矿物晶格中占有一定位置, 结合得比结晶水更加牢固, 在焊条正常烘干温度下难以除去结构水, 只有在600～1 000℃条件下, 才能因晶格破坏而逸出。
在实际焊接时, 结晶水与结构水分解和蒸发后几乎全部进入电弧气氛, 是熔敷金属中扩散氢的主要来源。有试验表明, 当焊条烘焙温度从350℃提高到450℃时, 熔敷金属扩散氢含量明显减少。对E5515-G型焊条, 在350～450℃范围内提高烘焙温度, 去除焊条中结晶水的效果比较明显, 是降低焊接接头的扩散氢含量、降低焊接接头氢致裂纹敏感性的有效途径。
该球罐现场施焊是在4～5月份进行的, 露天作业, 当地雨水较多, 空气湿度较大, 而湿度、温度、风速、雨水等天气状况对焊接质量都影响较大, 施焊过程中空气中的水分易进入电弧气氛, 增加了熔敷金属中扩散氢的含量。焊条烘干温度350～400℃, 对焊条中的结晶水去除不够, 也给熔敷金属中带来了扩散氢。焊接时虽然也采取了预热及后热工艺, 但由于采用的是火焰加热方式, 火苗的下方不易加热, 加热温度难以保证, 且加热温度不均匀, 焊缝熔敷金属中的氢不能充分逸出, 导致焊缝中氢含量较高。
另外, 球壳板为48mm厚的15MnNbR钢板, 刚性拘束较大, 具备一定的淬硬倾向, 是裂纹敏感性材料, 本身具有一定的延迟裂纹倾向。
经以上分析可以确定, 在该球罐内、外表面所发现的裂纹是在应力引导下, 使熔敷金属中的扩散氢在夹杂物与缺陷处聚集而形成的成排小裂纹沿着垂直于应力的方向发展而形成的裂纹, 属于应力导向氢致开裂 (SOHIC) , 它是属于延迟裂纹的一种。
3.裂纹的修复及效果验证
在办理维修告知后, 由球罐安装单位对球罐进行返修。
返修前, 对磁粉检测时发现的表面裂纹进行打磨消除, 打磨消除裂纹及凹坑后剩余厚度小于设计厚度的部位进行补焊返修。先对缺陷去除部位进行磁粉检测, 确认缺陷已完全去除, 补焊严格按焊缝返修焊接工艺进行, 采用J557RH焊条, 严格控制焊接预热温度和后热温度及时间, 防止裂纹的产生, 达到去氢、消除应力和避免出现淬硬组织的目的, 焊条烘干温度达到450℃, 补焊后焊缝表面打磨光滑, 并要求对修复部位进行表面磁粉检测, 对补焊深度超过3mm处进行射线检测, 应合格。
无损检测合格后再进行局部热处理, 采用电阻丝陶瓷加热器加热的方法, 加热带宽度为壁厚的5倍, 再用50mm厚的硅酸铝纤维针刺毯包裹于加热器外进行保温, 两边至少比加热带宽200mm左右, 使温度梯度不至影响材料的组织和性能, 加热至540～580℃保温120min。修复、热处理后对补焊部位及热处理温度波及到的部位再经磁粉检测, 未发现裂纹产生, 证明补焊返修合格。
另外, 对球罐宏观检验时发现的凹坑及尖锐伤痕 (这些缺陷无需补焊) 进行修磨并圆滑过度, 使修磨范围内的斜度不小于1:3, 以减少凹坑及伤痕处的应力集中水平, 减少今后球罐使用中裂纹产生的可能性。
摘要：针对1 000m315MnNbR氧气球罐首次全面检验时发现的表面裂纹, 结合球罐组装、焊接及15MnNbR材料和焊材特性进行了综合分析, 判定裂纹属于应力导向氢致开裂 (SOHIC) , 并根据缺陷成因进行了合理的返修, 返修后复检无裂纹产生。
关键词：15MnNbR,球形储罐,应力导向氢致开裂,修复
参考文献
[1]GB713-2008锅炉和压力容器用钢板[S].
[2]JB4732-1995钢制压力容器——分析设计标准.[S].
[3]TSG R0004-2009固定式压力容器安全技术监察规程[S].
[4]TSG R7001-2004压力容器定期检验规则[S].
浅表面裂纹论文 篇4
承德建龙特殊钢有限公司的产品规格为Φ30 mm~110 mm圆钢和Φ250 mm~600 mm连铸圆坯。多年来每年生产1万余吨27Si Mn供轧管厂生产液压支柱管, 产品受到市场欢迎。
2013年12月26日零点, 丙班生产的Φ250规格27Si Mn圆坯钢一个浇次17炉。12月28日铸坯缓冷后冷检时发现铸坯存在表面裂纹的缺陷。
炼钢厂圆坯连铸机于2011年1月建成投产, 机型为全弧形5机5流连铸机, 铸机半径R14 m, 安装结晶器液面自动检测装置, 外置式结晶器电磁搅拌和末端电磁搅拌, 并配套LF炉和VD炉。
二表面裂纹原因分析
1. 典型的27Si Mn表面裂纹形貌。
对该浇次27Si Mn圆坯进行了调查, 发现裂纹有如下特征:
(1) 裂纹部位均在外弧侧拉矫辊夹持部位的两侧, 同时裂纹的出现均伴随凹陷的存在;
(2) 在同一支铸坯裂纹为单条间断裂纹或密集型的多条裂纹缺陷;
(3) 裂纹长度最小的约50 mm~100 mm;最长的>1000 mm。
2. 原因分析。
根据我们的生产经验并参考有关该钢种连铸圆坯表面裂纹的解决方案文献, 就工艺、设备和操作等方面进行了问题的查找。
通过对浇注参数、结晶器保护渣使用情况、浇次成分控制情况、拉矫机压力控制情况、矫直温度的测量、连铸各浇注流结晶器使用情况、连铸配水参数及水冷状况的检查和对比, 发现除结晶器外工艺操作及设备运行均无异常情况。
(1) 各流结晶器使用情况及形貌。本浇次只有2、3、4、5流生产, 对应在线的结晶器为9#、6#、8#、7#结晶器。
生产该浇次后过钢量如表1所示, 最高为4596吨, 最低为3036吨, 结晶器均处于前中期阶段。
(2) 结晶器锥度测量情况。由图1可以看出, 本次下线的6#、8#结晶器下线时的锥度曲线与修复新管锥度曲线对比, 下口波动较大。该趋势只代表一个直线点的趋势, 且下口大面积镀层磨损严重, 也不可能在此锥度曲线趋势上体现。
(1) 本次出现的裂纹与拉速、浇注温度、成分、拉矫机热坯压力、入坑温度等无直接的对应关系;
(2) 结晶器铜管下部磨损严重, 导致凝固坯壳生长不均匀, 由于坯壳薄弱点正处于凝固脆性温度区, 在应力作用下超过钢的允许强度和允许应变诱发裂纹。
三表面裂纹缺陷改善措施及效果
1. 表面裂纹缺陷改善措施。
(1) 结晶器下口镀铬层脱落面积高度小于150 mm;
(2) 下口部位不得存在钝性物体打击状的凹坑存在;
(3) 宽度>2 mm、深度>0.5 mm的划伤不得超过两条。
2014年1月27Si Mn生产前, 严格按照预案进行准备。
通过表2可以看出, 本浇次结晶器均处于前中期阶段, 结晶器镀铬层脱落面积、划伤等均较轻。结晶器铜管内腔表面质量较12月份生产的该钢种铜管质量明显不同, 大大好于上批次使用的铜管内腔。
2. 表面裂纹缺陷改善效果。
2014年1月18日生产27Si Mn钢一个浇次17炉。按裂纹控制预案计划, 19日开始铸坯经缓冷后坑出坑进行滚检, 共计出现四支裂纹, 且裂纹程度均较轻, 三支经修磨按合格品入库, 一支切割为倍尺入库。
四结论
通过对出现裂纹浇次生产条件与正常生产时情况的对比和分析, 提出在承德建龙特殊钢有限公司的生产条件下, 出现裂纹的主要原因是结晶器铜管下口磨损量过大所致, 制定了保证措施并验证说明。针对我厂12月出现的连铸圆坯裂纹问题, 确定结晶器铜管在线的使用状况是影响圆坯表面裂纹的主要原因。
参考文献
[1]侯志慧.27SiMn圆管坯钢表面裂纹成因分析及改进[J].天津冶金, 2012 (6) :6-8
[2]王文静, 许立伟, 刘红.27SiMn钢表面裂纹原因分析[J].山西冶金, 2001 (3) :33-34
浅表面裂纹论文 篇5
三辊轧管机在生产厚壁钢管方面具有产品尺寸精度高、轧机调整方便的优点, 能满足多品种、多规格的生产需要。但如果变形量分配不合理, 轧管机回转角选择不当, 会加大变形区不均匀变形, 对钢管金属变形不利, 从而使钢管表面产生外螺、发纹、裂纹甚至外棱、大外折等缺陷。根据三辊轧管变形区的特点, 本文在试验的基础上, 分析变形量、轧管的外径与壁厚比d/s值、轧管机回转角、辊形等因素对钢管表面质量的影响。
1轧制情况
1.1 基本参数
杭州东航钢管制品有限公司Φ100 mm三辊轧管机组设备的主要参数如下:
主电机功率 (kW) : 1 250;
转速 (r/min) : 1 000;
轧辊直径 (mm) : Φ360～Φ420;
轧管机回转角 (o) : 0～20;
轧辊送进角 (o) : 0～10;
轧辊辗轧角 (o) : 3～7。
1.2 工艺流程
工艺流程如下:坯料→下料→斜底炉加热→两辊曼式穿孔→三辊轧管→高压水除鳞→两辊定径机→取样。
穿孔温度:1 220 ℃～1 240 ℃;轧管温度:1 100 ℃～1 150 ℃。
1.3 轧制试验内容及结果
将坯料分成3组, 每组60支。按不同的轧管变形量及轧管d/s值生产Φ95 mm×14 mm、Φ95 mm×12 mm和Φ95 mm×10 mm钢管;按不同的回转角生产Φ114 mm×10 mm钢管。工艺参数的变化对钢管表面质量的影响见表1、表2。
2分析讨论
2.1 轧管变形量对钢管表面的影响
从表1可以看出, 3组坯料经不同的变形量轧制后, 钢管表面质量情况差别很大。随着轧管变形量增大, 轧管d/s值增大, 轧后钢管表面裂纹数量增加, 裂纹程度加剧。Φ95 mm×14 mm钢管表面几乎没有严重裂纹, 仅个别钢管端部有少量发纹;将Φ95 mm×14 mm钢管酸洗, 只发现少数钢管局部有细小发纹;而Φ95 mm×10 mm钢管表面情况最差, 表面裂纹多, 成束状, 裂口宽而长, 酸洗后表面裂纹更为明显, 端部严重的裂纹深度达15 mm以上。另外, 少数钢管局部有严重的鱼鳞状大外折, 这些缺陷很难通过修磨手段来挽救。
变形量对钢管表面质量影响的理论分析如下:由于变形量增大, 延伸系数增大, 轧管d/s值增加, 钢管产生塑性变形的极限载荷Pe值变小, 钢管横向变形加剧, 容易产生塑性弯曲变形;同时, 变形量增加, 金属被辗轧反复弯曲的次数增加, 变形抗力增加, 并产生纵向、横向剪切等各种附加变形;在轧辊与芯棒组成的环状非封闭孔型中, 如果轧管减径量超过轧辊入口锥段最大减径能力, 一部分减径量在入口锥段不能完成, 退移到辊脊部分完成;当减壁量超过轧辊台肩最大减壁量能力时, 一部分减壁量在辊脊部不能完成, 而需要进一步在辗轧段完成, 造成轧管变形区出现“错位变形”, 从而导致从咬入到抛出每一阶段的不均匀变形程度增加;轧管变形区的变形更为复杂, 横向变形加大, 各种附加变形程度增加, 严重时钢管表面出现外棱、六方, 在棱状处有严重的裂口。一旦遇到这种情况, 必须立即调整穿孔变形参数, 加大穿孔变形量, 控制荒管外径和壁厚, 满足轧管变形区减径和减壁段正常变形量的需要, 同时适当放开轧管机孔喉。生产实践证明, 生产薄壁管, 减径量控制在15 mm～20 mm, 减壁量控制在4 mm～6 mm (辊肩高度) , 有利于控制钢管外表发纹、裂纹, 提高钢管表面质量。生产Φ95 mm×12 mm、Φ95 mm×10 mm钢管选择Φ120 mm坯料较为合适。
2.2 轧管机回转角对钢管表面的影响
从 表2可知, 在其他工艺条件不变的情况下, 随着回转角增大, 钢管表面裂纹数量增加。在实际生产中, 随着回转角的增大, 钢管表面有明显的波浪形螺纹, 钢管头部喇叭口增大极为显著, 严重时, 钢管头部撕裂开花, 轧后尾三角 (在三辊轧制薄壁管时, 产生交变的弯曲应力, 当轧到尾端时, 由于没有外端的牵制, 而前部已变成三角形, 此时尾部的拽入力迅速降低, 后滑加大, 金属急剧向径向扩展, 形成三角形喇叭口, 称之为管尾三角) 机率明显上升, 同时轧机跳动加剧, 钢管甩动极为严重。将轧制毛管集中酸洗, 发现在螺旋轧制方向有明显裂纹, 甚至为大外折。回转角增大, 不利于金属在轧管变形区内的流动;同时, 随回转角增大, 轧管变形区缩短, 轧辊出口锥角也随之增大, 钢管切向变形阻力减小, 切向变形增加, 从而加大了横向变形的不均匀;并且, 随着回转角的增大, 前进角增大, 入口速度增大, 这就意味着每转1/3转, 送进量增加, 变形区内各段的扭转变形加剧;另外, 由于回转角增大, d/s值增大, 变形抗力增大, 轧辊对轧制过程中的变形金属封闭性更差, 轧制过程中对钢管抱紧力减小, 钢管自由度增大, 轧制时跳动加剧, 也影响到轧制过程中的无效变形。因此, 在实际生产过程中, 为保证钢管表面质量, 选择较小的回转角较为合适, 特别是生产d/s>9的薄壁管, 回转角宜 为18o～20o。
2.3 辊形对钢管表面的影响
三辊斜轧过程中, 旋转的轧辊带动轧件螺旋前进, 使金属产生塑性变形, 轧辊辊面速度直接影响到钢管表面质量, 而辊面速度由轧辊具体形状和尺寸决定。现场生产实践证明, 较陡 (集中变形) 的台肩辊形比小锥角圆滑过渡的台肩辊形更有利于金属塑性变形流动, 有利于改善钢管表面质量, 这是因为小锥角圆滑过渡的台肩辊形比较陡 (集中变形) 的台肩辊形变形区要长, 金属辗轧次数增加, 同时变形区减壁段各截角的变形速度不一致, 造成纵向剪切和切向剪切附加变形增加。若利用圆滑过渡的台肩这种辊形生产薄壁管, 钢管表面的裂纹更为严重。故辊形对钢管表面质量影响最为复杂, 只有根据机组的特点, 不断对辊形进行修正, 才能摸索出合适的辊形。
3结语
(1) 三辊轧管机轧管时变形量太大, 不利于钢管表面质量的提高, 应将减径量和减壁量控制在合适的范围之内。对于d/s>9的薄壁管, 减径量应为15 mm～20 mm, 减壁量应为4mm～6 mm。
(2) 不同的成品规格应选择不同的坯料与之匹配生产, 这将有利于减轻轧管负荷, 减轻钢管表面裂纹, 提高轧管表面质量。
(3) 回转角对轧管表面质量影响较大, 因此生产变形量较大的钢管时, 可通过减少回转角来降低钢管表面裂纹产生的机率。
摘要：分析三辊轧管机轧管过程中变形量和回转角等因素对钢管表面质量的影响, 指出变形参数的不合理对钢管表面有严重影响, 并提出控制办法。
关键词：三辊轧管机,表面裂纹,变形控制
参考文献
[1]李群, 高秀华.钢管生产[M].北京:冶金工业出版社, 2008.
[2]李连诗.钢管塑性变形原理[M].北京:冶金工业出版社, 1985.
浅表面裂纹论文 篇6
南京钢铁股份有限公司 (以下简称“南钢”) 中厚板卷厂现有两条板坯生产线, 工艺流程为:150 t转炉→LF→RH→1#/2#连铸机。2台连铸机均引自奥钢联, 规格分别为150 mm× (1 600～3 250) mm及180/220/260 mm× (1 600～2 300) mm;2台连铸机均为立弯型, 弧半径分别为6.5, 10 m;冶金长度分别为16.36, 32.5 m。所生产的钢种覆盖低碳至高碳钢种, 但主要产量集中在低碳含铌微合金钢种。
自投产以来, 所生产的低碳含铌微合金钢板性能较稳定, 客户反映较好。但是在2008年第四季度, 批量出现铸坯热轧后钢板表面微裂纹缺陷, 微裂纹发生率达到了8.62%, 严重影响了钢板正常交付。
1钢板表面微裂纹缺陷分析
1.1宏观分析
铸坯采用纵向热轧成厚度8～50 mm不等的钢板, 微裂纹缺陷主要分布钢板的上表面, 沿轧制方向呈现条带状分布在钢板的一侧或双侧, 带宽约50～200 mm, 距离边部100～700 mm, 深度为0.1～0.8 mm。典型的表面微裂纹形貌见图1, 2, 酸洗后钢板表面的缺陷形貌见图3, 4。微裂纹多数呈“M”状 (图1, 3) , 少数呈“发丝”状 (图2, 4) 。
1.2钢板的化学成分
钢板的化学成分见表1。
钢中C含量与钢板微裂纹的关系见图5。由图5知:钢板微裂纹集中发生在碳含量在0.14%～0.18%之间的低碳钢中, 而C含量低于0.10%时裂纹率较低;中高碳钢没有钢板微裂纹产生。
钢中氮含量与钢板微裂纹的关系见图6。由图6可知: N含量小于50 mg/kg时, 钢板微裂纹发生率较低;N含量大于50 mg/kg时, 钢板微裂纹发生率明显上升;N含量达到100 mg/kg以上时, 钢板微裂纹发生率大幅上升, 是N含量小于50 mg/kg时的20倍。
钢中Nb含量与钢板微裂纹的关系见图7。由图7可知: Nb含量低于0.01%时, 钢板表面出现钢板微裂纹的比率很低;Nb含量大于 0.01%时, 钢板微裂纹发生率逐渐增加。
钢中Ti含量与钢板微裂纹的关系见图8。由图8可知:随着钢中Ti含量的升高, 钢板微裂纹发生率降低。
1.3轧制厚度和压缩比与钢板微裂纹的关系
钢板轧制厚度、压缩比与钢板微裂纹的关系分别见图9, 10。由图9可知:钢板厚度越厚, 微裂纹发生率越高, 厚度20 mm以下, 微裂纹发生率很低, 而当厚度大于20 mm, 微裂纹率大幅上升。由图10知:压缩比越大, 微裂纹发生率越低, 产生微裂纹的钢板集中出现在压缩比11以下的区域内, 表明压缩比对板坯轧后微裂纹有一定的影响。钢板轧制厚度与压缩比呈现出的微裂纹发生规律是一致的。
1.4铸坯冷却强度与钢板裂纹发生率的关系
铸坯冷却强度与钢板裂纹发生率的关系见图11。由图11知:连铸二次冷却的强度不同, 微裂纹发生率有明显差异, 比水量越大, 微裂纹发生率越高。
1.5铸坯冷却时间与裂纹发生率的关系
铸坯冷却时间指铸坯浇注切割下线至入加热炉的时间, 铸坯冷却时间与裂纹发生率的关系见图12。由图12知:铸坯冷却时间铸坯冷却时间越长, 微裂纹发生率越低。
1.6铸坯头尾坯与裂纹发生率的关系
铸坯头尾坯与裂纹发生率的关系见图13。由图13知:铸坯头尾坯轧制后, 钢板微裂纹发生率67.5%降至5.972%, 二者相差达10倍之多。
2分析与讨论
(1) 钢板微裂纹发生率与钢中的C, Nb, Ti, N含量关系密切。对低碳含铌微合金而言, 当氮含量达到50 mg/kg以上时, 裂纹发生率大幅升高。随着Nb含量的升高、Ti含量降低, 裂纹发生率均呈现升高趋势。这是由于钢中的N在铸坯冷却凝固过程与钢水中C、V、Nb、Ti等合金元素形成碳氮化物并沿晶界析出, 降低了晶界强度, 从而导致钢板微裂纹的产生。
(2) 钢板微裂纹发生率随着铸坯冷却强度增大而提高, 是由于铸坯冷却强度高, 铸坯扇形段二冷矫直区表面温度低于900°C, 铸坯在矫直时表面温度处于第三脆性温度区, 在矫直应力的作用下易在晶界产生裂纹, 裂纹沿晶界扩展、长大, 造成沿晶断裂, 经轧制后裂纹扩展并暴露在钢板表面上形成微裂纹。
(3) 钢板微裂纹发生率与钢板规格、压缩比关联关系较为一致。表明钢板厚度越薄, 压缩比越大, 有助于微裂纹焊合。
(4) 钢板微裂纹发生率随着铸坯冷却时间延长而降低, 是由于在重新加热过程中, 碳氮化物的析出物可以重新溶入奥氏体组织, 从而降低晶界脆化现象, 有利于在轧制过程中减少微裂纹的发生。
(5) 头尾坯微裂纹发生率异常偏高, 是由于头尾坯浇注工艺与正常坯差异较大差异。
3改进措施与效果
考虑到钢板的厚度、宽度或压缩比虽然与微裂纹发生率呈现出明显相关性, 但受客户订单需求限制, 无法更改或采取有效措施, 对其他方面因素采取了以下改进措施:
(1) 将钢中N含量严格控制在50 mg/kg以下, 以减少铸坯凝固冷却过程中碳氮化物的析出。具体措施如下:
①转炉全程底吹氩, 减少吹炼过程中增氮。转炉底吹由原来的氩氮切换改为全程吹氩;采用一枪吹炼操作, 减少点吹次数。
②对冶炼用氧气、氩气进行实时检测, 确保生产用气体纯度达到工艺要求。
③转炉出钢采用弱脱氧制度, 以减少转炉出钢过程中钢水增氮;减少脱氧剂、造渣料的加入量, 并且控制辅料的加入时机, 减少出钢过程增氮。出钢后控制钢包底吹流量, 严禁钢水破渣。
④优化精炼工艺路径。采用精炼工艺路径, 先LF炉后RH真空处理, 减少钢水中N含量。
⑤精炼时确保埋弧操作, 微正压操作。
⑥采用钢水无氧化浇注, 确保连铸工序钢水增氮小于5 mg/kg。
⑦严格控制原辅料中N的含量。
采取以上控氮措施后, 氮含量由原先50～90 mg/kg降至50 mg/kg以下, 平均炉次氮含量由原行的64.3 mg/kg降至31.7 mg/kg。
(2) 加强对铸坯在扇形段二冷矫直区表面温度的测量, 根据测量结果适当对二冷进行了调整, 确保矫直区温度达到900°C以上, 从而避开第三脆性温度区间。铸坯表面测温采用“远红外非接触式测温——计算机高速采集系统”, 测温仪选用CIT-H型红外测温仪;在同样的拉速条件下, 调整前后铸坯表面温度测量情况见图14。
(3) 调整铸坯装炉制度, 对低碳含铌微合金铸坯采取冷装制度;以确保在加热过程中, 碳氮化铌的析出物可以有足够的时间重新溶入奥氏体组织。
在调整装炉制度前, 先挑选不同规格的铸坯, 分别堆垛, 然后每隔2 h对铸坯上不同的点进行温度测量, 连续跟踪记录72 h;然后根据72 h测量数据绘制 “时间-温度”曲线, 从而找出冷装入炉温度要求的最佳冷却时间为48 h。
(4) 鉴于正常铸坯与头尾坯轧制微裂纹发生率迥异, 将正常铸坯与异常坯料分开处置, 尽可能将头尾坯专门安排轧制薄规格钢板, 即压缩比大的产品, 或尽量延长头尾坯堆垛冷却的时间, 或采取铸坯表面扒皮的措施。
采取以上措施后, 2009年一季度钢板微裂纹发生率由2008年四季度的8.62%下降至0.74%, 钢板改判或判废量得到有效控制。
4结论
(1) 低碳含铌微合金钢中铸坯N含量需要严格控制, 以控制在50 mg/kg以下为宜。
(2) 低碳含铌微合金钢铸坯在矫直时表面温度应避开第三脆性温度区。
(3) 该类钢坯轧制前须堆垛冷却, 冷却时间根据现场条件及堆垛方式而异, 建议选择48 h。
摘要：根据低碳含铌钢表面微裂纹形成的机理原因, 分析出裂纹形成的主要影响因素, 从而采取对应措施, 有效控制了微裂纹的发生率。
浅表面裂纹论文 篇7
立磨是一种集破碎、干燥、粉磨、分级输送于一体的大型粉磨设备, 广泛应用于水泥、电力、冶金、化工、非金属矿等行业。以水泥行业而言, 按照2010年我国水泥产量18.6亿吨[1]计算, 就需要上千条原料立磨水泥生产线日夜生产。
辊套是立磨碾压粉磨的重要部件, 也是主要易损件。如何延长立磨辊套的寿命, 对降低产品吨消耗有着重要的意义 (立磨辊套、磨盘衬板的配件消耗占生料系统配件、电器、油料等总消耗的80%[2]) 。在复杂的工况条件下, 辊套表面不断磨损, 直接影响生产效率和产品质量;甚至产生裂纹, 造成停机停产。解决这一问题, 一是更换备件 (辊套) , 但费用昂贵, 特别是进口备件;二是修复辊套, 但修复难度大。目前我国对于辊套磨损的修复可以采用堆焊技术解决, 但是对于大型辊套裂纹的修复还不能很好地解决, 正在探索之中。由于修复裂纹与应用硬面耐磨堆焊修复技术可提高辊套的使用寿命, 降低企业设备维修和更换成本, 为企业创造巨大的经济效益。因此修复技术已成为企业耐磨部件应用的首选。
本文以DFRM2650立磨辊套为例, 探索辊套裂纹及表面磨损的修复。
2 辊套裂纹分析及化学成分检测
辊套的化学成分是分析裂纹机理的基础, 同时也是选择焊接材料的主要依据。
2.1 辊套结构
如图1所示, 经测量:辊套大端外径1969.96mm, 小端外径1710mm, 小端内径1480mm, 高500mm, 最大壁厚240mm (大端、小端内壁处有圆角, 中间有环槽) , 辊套重量大于3t。
2.2 辊套裂纹
如图2所示, 通过观察发现辊套沿轴向裂开, 裂缝宽1~3mm。从裂缝断口可见有不规则缩孔;断口金属中镶嵌有铁豆;断口面上金属晶粒表面细、里面粗。
2.3 辊套的化学成分
经检测:辊套的化学成分 (质量分数%) 为:C3.8%, Cr23%, Mo3.5%, Nb4.0%, W2.8%, Si0.8%, Mn0.7%, Cu1.0%, P、S≤0.03%, 表面硬度57HRC。由上述检测可知, 辊套为高络铸铁 (把含络量超过11%, Cr/C超过3.5的材料) [3]材料。
3 辊套磨损与裂纹的形成机理分析
在常态工况条件下, 辊套会发生不同程度的磨损, 当局部相对磨深≥5mm后, 台时产量降低, 产品质量下降, 应该采取堆焊技术修复。辊套除了磨损之外, 还有部分辊套会产生裂纹 (断裂) , 造成停机停产。磨损和裂纹是辊套两种不同的失效形式, 其关联度不高, 一般情况下, 辊套磨损量越大, 其壁厚越薄, 发生裂纹的风险越大。辊套磨损和裂纹形成的机理不同。
3.1 辊套磨损机理分析
立磨的工作原理及构造决定了立磨的磨损形式。
(1) 挤压磨损。立磨粉磨水泥生料、矿渣等高硬度物料时, 辊套和磨盘衬板受到挤压力作用, 接触面和被粉磨物料之间相对滑移, 在零件表面研磨和微观切削。辊套大端部分起细碎和研磨的作用, 其表面磨损以切削和挤戳为主, 在较大粉磨力作用下, 磨痕较明显。辊套小端起着粗破和布料的作用, 其表面磨损与碰撞以滑动摩擦为主。
(2) 喷射磨损。为保证立磨正常运行, 磨机内必须保证一定的通风量, 即各部位保持一定的风速, 磨机内部的不同部位因长期受到高浓度含尘气体的冲刷而产生喷射磨损。
(3) 粘着性磨损、材料疲劳剥蚀和化学反应腐蚀等物理、化学磨损对辊套也有一定的磨损作用。
3.2 辊套裂纹机理分析
(1) 辊套铸造缺陷。铸造工艺和热处理过程不过关是裂纹的根源。辊套内部不规则的缩孔、金属内镶嵌的铁豆、加工的残渣等都会引起裂纹。
(2) 辊套工作时引起的裂纹。立磨启动过程升温或在停磨过程降温速度太快, 使辊套中产生热应力。还有立磨在粉磨过程中遇到大块物料或金属弃物产生的振动带来动载荷都会引起裂纹。
3.3 补焊裂纹分析
对于裂纹辊套, 必须先将裂纹补焊后才能进行表面堆焊。然而对于大型的辊套, 在裂纹补焊过程中或焊后极容易出现焊接裂纹:一是由于高络铸铁材料本身焊接性差的原因;二是工艺措施难以保证。由于辊套的直径大, 焊接时的牵拉力较大, 加上焊前预热温度达不到要求或焊后去应力退火不完全, 都容易引起裂纹。氢致裂纹也是焊接过程中难以控制的一个重要因素。
3.4 堆焊裂纹分析
堆焊材料的选择不当, 在工作过程中会出现裂纹。选择的材料具有较理想的硬度, 即较好的耐磨性, 但抗冲击韧性较差, 辊套工作一段时间后会出现开裂的现象。
4 辊套裂纹与表面磨损的修复
4.1 裂纹补焊
(1) 焊前预热。高络合金铸铁在焊接过程中极易产生裂纹, 为了解决这个问题, 采取对辊套整体预热方式, 预热温度600~700℃[4]。预热温度是修复裂纹的关键内容之一, 选择600~700℃的温度, 一是该温度在共析温度以下, 不会引起辊套基体组织的变化而影响其力学性能的改变;二是通过焊后缓冷, 石墨化过程较充分, 在焊接接头处可防止白口及淬硬组织产生, 从而有效地防止了裂纹的产生。
(2) 工艺方案。坡口形式:选择什么类型的坡口形式是修复工艺的关键内容。为了较好地解决辊套的牵拉力和减少母材合金元素的稀释, 我们偿试了借助母材本身载体承受部分拉力的方法, 在辊套裂纹处附近的内外面开不通孔的梯形坡口, 如图3所示。经实践检验, 修复效果良好。
焊接设备:ZX4-500S焊机, 直流正接。焊条直径与焊接电流、电弧电压及焊接速度选择合理, 打底焊、填充焊 (多层多道) 的焊接参数不同。
焊条:打底焊可选用A302焊条[5]。填充焊, 选用适合的焊条 (根据辊套的化学成分制造) , 以很好地解决与母材的融合。
(3) 焊后热处理。为了消除焊接接头的残余应力和改善焊接接头的力学性能, 焊后应立即进行热处理, 热处理工艺为670℃×2h后炉冷[4] (焊接热处理工艺曲线) 。
4.2 表面堆焊
针对不同母材的材质及其工况条件, 需要选用不同成分的堆焊修复材料即焊丝。母材的材质是指金属元素的化学成份, 可对原辊套材料进行取样化验留存, 以确定焊丝的成分。堆焊层一般分为过渡 (打底) 层和硬化层, 过渡层焊丝既要保证和基体有良好的熔合, 又要无脆性相产生, 同时应防止裂纹向基体扩展;硬化层既要保证不脱落又要有一定耐磨性能。
耐磨堆焊方法:一是使用直径Φ3.2-5mm的药芯焊丝在焊剂层下进行自动埋弧堆焊;另一种是使用Φ1.2-3.2mm自保护药芯焊丝进行明弧堆焊。将辊套预热至200℃左右, 用上述方法分段对称堆焊。同时应注意堆焊工艺的控制, 根据不同磨损情况和实际工况要求, 合理设计和选择耐磨堆焊工艺, 以达到最佳的堆焊修复效果。
5 质量检验与使用情况
辊套裂纹补焊质量检验:修复裂纹后通过对焊缝外观检验, 无表面缺陷。经100%着色检验, 也未发现焊缝裂纹, 从而达到了预期的目的。
辊套表面堆焊质量检验:通过辊套修复前后的金相组织和硬度检测, 焊前辊套表面的金相组织为马氏体, 硬度53HRC;过渡区为贝氏体, 硬度59HRC;焊后为奥氏体, 硬度44HRC。虽然表面硬度有所降低, 但韧性提高。
辊套使用后, 其使用寿命在2800h以上, 满足设计要求。随着大型辊套裂纹修复工艺措施的不断改进, 辊套修复效果将会更加理想。
参考文献
[1]中国国家发展改革委发布.2010年中国水泥产量.2011.1.27
[2]陈国源.Cr和A残组织对立磨辊套和磨盘衬板寿命的影响.水泥, 2005 (12) :57-58
[3]郝石坚.高络耐磨铸铁[M].北京:煤炭工业出版社, 1993.77-78
[4]冯卫红, 宁建国.高络合金铸铁焊接工艺的研究.焊接技术.2003 (06) :31-32