焊缝缺陷分析

焊缝缺陷分析（精选八篇）

焊缝缺陷分析 篇1

在焊缝缺陷检测方面,受波纹管特殊断面形状的影响和井场条件的限制,常用的超声波、涡流、爬坡等无损检测方法,难以满足应用要求。国内外的波纹管技术在现场应用过程中一直都缺乏有效的焊缝缺陷检测方法和焊缝缺陷对膨胀性能的评价标准[2],引入数字化X射线平板成像技术进行焊缝缺陷检测,结合图像处理软件可快速确定焊缝缺陷的类型、大小和位置,检测精度可达0.01 mm,利用有限元模拟计算的方法求取了裂纹、气孔、未焊透三类主要焊接缺陷在膨胀压力达到30 MPa下的临界失效尺寸,并在波纹管的焊缝上人为制备了特定尺寸的焊接缺陷,通过膨胀试验对计算结果进行了验证。

1含缺陷的波纹管焊缝失效评价方法

目前,波纹管的焊缝失效评价未有相关标准,在分析过程中参考压力容器的安全评定,将波纹管视为压力管道,含缺陷压力管道的失效模式通常有三种,包括脆性断裂失效、弹塑性断裂失效及塑性极限载荷失效[3]。波纹管因其管材及焊材的塑性较好,故而设定含裂纹型缺陷焊缝的失效模式是弹塑性断裂失效,含体积型缺陷(包括气孔、未焊透)焊缝的失效模式是塑性极限载荷失效。

对于含裂纹型缺陷的波纹管焊缝,根据断裂力学的裂纹张开位移(crack opening displacement,COD)理论,用裂纹尖端的张开位移量作为断裂参量,即当裂纹尖端的张开位移达到一个临界值(CTOD)时裂纹开始失稳扩展,此时意味着焊缝失效[4]。对于含体积型缺陷的波纹管焊缝,当外载荷增加到某一个极限值时,结构的变形无限增大,失去继续承载的能力[5],此时焊缝失效,所施加的载荷值为塑性极限载荷。

本文采用非线性有限单元法来确定塑性极限载荷,将非线性加载过程分割成若干个非线性程度比较小的加载段,对每个小的加载段采用非线性方法求解。在ABAQUS中采用停机点法,使用NewtonRaphson迭代法求解非线性方程组[6]。求解时自动搜索满足平衡方程的平衡路径,且根据自动时间步,确定合适的载荷增量大小,直至结构不能进一步承载。一旦所施加的载荷大于结构的塑性极限载荷时,非线性方程组的刚度矩阵奇异,导致程序发散,求解失败[7]。用相应的时间步代替载荷步,将有限元计算的发散前最后一个稳定收敛点对应的载荷作为结构的塑性极限载荷。

2焊缝缺陷对波纹管性能影响的数值计算

为减少计算量,设定带焊缝波纹管模型的宽度为50 mm,且不考虑焊接余高,焊缝的坡口形状如图2所示。考虑到波纹管的对称结构特点,将波纹管的1/4作为研究对象,通过前期的研究,得出了凹点(A区)和肩点(B区)的是焊缝易失效的危险截面,为此,建立含缺陷的模型时,将焊接缺陷分别布置在A点、B点,如图3所示。

参考GB/T 19624—2004《在用含缺陷压力容器安全评定》的规定,设定尺寸小于壁厚10%和超过壁厚80%的体积型缺陷免于评定,认为缺陷小于壁厚10%时不影响膨胀性能,超过80%时膨胀一定失效。波纹管的壁厚为7.5 mm,所以建模时缺陷的径向尺寸限定在0.8~6 mm之间。采用等比例预设缺陷尺寸,利用逼近法求取工作压力下缺陷的临界失效尺寸[8]。将焊材596 MPa的流变应力作为波纹管焊缝所能承受的最大载荷。

2.1气孔型焊缝缺陷对膨胀性能的影响

将气孔型缺陷简化为孤立球形[9],含气孔型缺陷的波纹管三维模型如图4所示。预置气孔直径为1 mm、2 mm、2.5 mm、3 mm、3.5 mm、4 mm、4.5 mm、5 mm、6 mm九种尺寸。采用逼近法获取在工作压力30 MPa下的临界失效尺寸。

以A区中含有直径3.5 mm气孔型缺陷的模型为例,如图5所示,模拟其膨胀过程的应力分布,设定流变应力596 MPa为截面应力云图的界限值,则截面上灰色区域为超过流变应力值的区域,此时气孔型缺陷处的Mises应力均达到了流变应力值,表明结构发生塑性失效。此时模型对应的内压载荷为10.46 MPa,如图6所示。可得出:波纹管焊缝在A区含直径3.5 mm气孔型缺陷时,失效载荷为10.46MPa,低于工作压力。

改变气孔直径,建立新模型重复进行分析,得到A区的数值计算结果,如图7所示,在30 MPa压力下,A区气孔缺陷的临界失效直径为2.4 mm;B区的数值计算结果,如图8所示,在30 MPa压力下,B区单个气孔型缺陷对波纹管焊缝的承载能力不造成影响。

2.2未焊透型焊缝缺陷对膨胀性能的影响

根据图2所示的焊缝V形坡口底端距离,设定未焊透缺陷在轴向的尺寸为2.5 mm不变,仅改变环向尺寸和径向深度两个变量来建立波纹管模型。因此,选定未焊透缺陷尺寸如下。

轴向宽度(mm):b=2.5。

径向深度(mm):d=0.5、1.5、2.5、3.5、4.0、4.5、5.0、5.5、6.0。

环向长度(mm):l=10、20、30、40、50。

以A区中含有环向长度40 mm、径向深度4.5mm的未焊透缺陷模型为例,如图9所示,当载荷施加到12.97 MPa时,剩余截面上的应力值都达到设定的流变应力值,如图10所示,意味着12.97 MPa就是该模型的失效载荷,说明含该未焊透缺陷的波纹管焊缝是不可用的。

根据以上方法,对A区未焊透缺陷模型的数值计算结果进行分析,得出在工作压力30 MPa下,当缺陷深度尺寸小于3.9 mm时,无论缺陷的环向长度如何变化,都不会失效;当深度尺寸大于4.2 mm时,无论缺陷的环向长度如何变化,都会发生失效;当径向深度在3.9~4.2 mm之间时,需要按如图11所示的曲线进行评定,缺陷尺寸坐标点位于评定曲线上方时,焊缝不会失效,缺陷尺寸坐标点位于评定曲线下方时,焊缝失效。对B区未焊透缺陷模型的数值计算结果进行分析,得出只要未焊透型缺陷的尺寸在评定范围内,都不会对焊缝的承压能力造成影响。

2.3裂纹型焊缝缺陷对膨胀性能的影响

对于裂纹型焊缝缺陷,采用扩展有限元法(XFEM)进行分析,该方法与传统有限元法相比的优势在于克服了裂纹尖端等高应力和变形集中区进行高密度网格剖分所带来的困难,模拟裂纹扩展时也无需对网格进行重新剖分[10]。分析过程中选择最大主应变准则作为裂纹的损伤起始准则,即当裂尖应变达到最大主应变0.25时,裂纹开始稳定扩展;当裂尖张开位移达到临界CTOD值时,裂纹进入失稳扩展阶段,意味着焊缝失效。

在建立含裂纹型缺陷模型时,考虑到焊缝的宽度和裂纹的方向性,裂纹设定为环向裂纹和轴向裂纹两种。环向裂纹以环向尺寸10 mm、20 mm、30mm,深度尺寸2 mm、4 mm、6 mm分别建立模型;由于焊缝尺寸的限制,故将轴向裂纹的轴向尺寸设定为1 mm、2 mm、3 mm、4 mm,深度尺寸为2 mm、4mm、6 mm建立模型。

分析A区和B区含有环向裂纹缺陷的数值计算结果发现:在膨胀过程中,环向裂纹在轴向上有所张开,在环向上却没有发生扩展,径向上也没有穿透管壁,即30 MPa的膨胀压力下,焊缝未发生失效。

分析A区含有轴向裂纹缺陷的数值计算结果发现:在工作压力30 MPa下,当径向深度小于5.24mm时,焊缝不会失效;当径向深度大于5.4 mm时,焊缝都会失效,如图12所示;当径向深度在5.24~5.4 mm之间时,需要按如图13所示的曲线进行评定。分析B区含有轴向裂纹缺陷的数值计算结果发现:在工作压力30 MPa下,当径向深度小于4.12mm时,焊缝不会失效;当径向深度尺寸大于4.28mm时,焊缝都会失效;当径向深度在4.12~4.28mm之间时,需要按如图14所示的曲线进行评定。而无论A区还是B区只改变裂纹的轴向尺寸时,对焊缝的膨胀性能不产生影响。

3焊缝缺陷对波纹管性能影响的室内试验研究

根据模拟计算结果,在波纹管焊缝的A区和B区上分别人为制备了特定尺寸的气孔型、未焊透型和裂纹型缺陷,如图15所示,利用数字化X射线平板成像技术对缺陷进行检测,如图16所示,对比检测出的缺陷尺寸与设计的缺陷尺寸相一致。

数字化X射线平板成像技术由数字成像板、图像控制单元、控制显示单元和软件系统构成,可直接将X射线通过数字成像板转化为数字化图像的先进检测技术[11]。整套系统可放置在一个拉杆箱内,一个人在几分钟内就可以完成一道焊缝的缺陷检测,焊缝成像的图形如图17所示,通过标准尺寸的标定球和多角度的多次成像,可以确定缺陷的尺寸、位置等参数。

波纹管焊缝检测完成后,在试件两端增加堵板,开始水力膨胀,记录焊缝失效的膨胀压力,同时检测缺陷在膨胀过程中尺寸的变化,并与模拟计算结果进行对比,如图18所示。将膨胀试验的结果与数值计算结果进行对比,如表1所示,其误差小于10%,证明了模拟计算结果的可靠性,可以用于焊缝质量的评定。

4结论

(1)对于气孔型和未焊透型缺陷,A区是危险区。气孔型缺陷的气孔大小与失效载荷值成反比;未焊透缺陷的径向深度对承压能力影响较大,而环向长度对承压能力影响较小,缺陷的深度与失效载荷值成反比。环向裂纹缺陷对焊缝的承压能力影响很小;轴向裂纹缺陷对B区的影响最大,对A区的影响相对较小,缺陷的径向深度与失效载荷值成反比。

(2)室内膨胀试验表明:含缺陷的焊缝在膨胀过程中形状的变化规律和最大的承压能力与模拟计算结果符合率较高,求取的不同类型缺陷在不同位置的失效尺寸可以作为评价焊缝性能的依据。

(3)今后进一步完善试验研究,通过统计分析不同缺陷在不同位置的失效载荷,有望形成膨胀波纹管焊缝缺陷的评价标准。

参考文献

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焊缝缺陷分析 篇2

关键词：管材 焊缝 超声波检测 缺陷定位

中图分类号：TK223.3 文献标识码：A 文章编号1672-3791（2014）10（b）-0067-01

1 我国超声波检测的现状及与发达国家的差距

1.1 超声波检测的现状

我国的铁路、管道等各类焊接类钢铁的应用及其广泛，用量极大，在世界上都处于前列。以管道为例，管道是我国几类运输中运输量极大的运输方式，在液体、气体等能源资源的运输中都占有极大的比重，特别是在南气北输完工以后，我国管道的运输比重继续增大。而管道焊缝却存在着各种安全隐患，在焊接过程中焊缝会产生各种类型的缺陷，这种缺陷极大的影响了管道的运输能力及安全。我国在管道焊缝检测研究方面的起步较各发达国家来说比较晚。其中超声波焊缝检测具有其他检测方式所不具有的优势，是各个国家重点研究的方向。现在我国已经实现超声波无损检测，虽然说与发达国家相比还有较大差距。但是也已经迈入正轨。我国制定了无损检测的标准和规范，促进了无损检测在中国的发展。

1.2 我国超声波检测与发达国家的差距

我国超声波检测与发达国家的差距主要表现在几个方面，一方面是高级技术开发人员的缺少，有经验的技术开发员大多年纪较大没有将经验转化为科技的能力，而具有转化能力的新一代技术开发人员又没有足够的经验，这就导致了我国开发的各种检测仪器总是具有这样那样的缺陷。另一方面高级检测技术人员缺少，由于我国焊缝检测的起始开发较晚，没有足够多的高级检测人员，是我国焊缝检测的结果有较大的误差。最后就是缺乏对焊缝检测的重视程度，没有足够的国家专项基金来研究开发这一方面的器材。

2 管材焊缝超声波检测缺陷的原理及干扰因素

2.1 管材焊缝超声波检测缺陷的原理

通过使用超声波在管材焊缝中的传播，以及回程的发射波型，我们能对管材焊缝的缺陷做出一定的判断，可以确定其大小、形状和位置。对管材焊缝缺陷定位的主要判断依据是声程、反射波波形等。由于超声波在管材焊缝中的传播是一定的，所以我们能确定超声波在焊缝中的反射点。通过缺陷在焊缝上的相对位置等我们能确定管材焊缝缺陷的基本形式。

对管材焊缝缺陷的判定是比较复杂的，现在的技术人员多是通过回程反射波的时间及其波形来判断管材焊缝的位置、大小以及缺陷的类型。

2.2 管材焊缝超声波检测缺陷的干扰因素

在管材焊缝超声波检测缺陷中的干扰因素主要包括噪音和杂波。

噪音在管材焊缝超声波检测中有很多的来源，检测仪器运行不稳定震动产生的噪音，检测环境中产生的噪音。各类噪音对管材焊缝超声波检测缺陷的准确性造成了极大的干扰，各类技术人员都在努力研究以期排出噪音对管材焊缝超声波检测缺陷的影响。

杂波超声波在管材焊缝中传播的过程中遇到粗大颗粒是会造成超声波的散乱从而产生杂波。而现在社会中也容易产生各类杂波对管材焊缝超声波检测造成影响，使其检测的准确性得不到保障。

3 探头的选择及不同缺陷的波形判定

3.1 探头的选择

在探头选择时需要考虑许多的因素，其中包括检测厚度、检测面曲率、探头频率。

在检测厚度较薄的焊缝时要选择K值较小并且探头的类型为短前沿，一次的超声波检测能够扫过较大的探测面。而检测厚度较大的焊缝时就要灵敏度较高、且K值合适的探头。

在检测面曲率较小时要选择接触面较小的探头，以保证探头等于检测面更好的耦合在一起，确保检测的准确率。而当检测面的曲率较大时，应该采用接触面较大的探头，可以提高检测的效率。

在管道焊缝探伤的过程中要采用频率较大的超声波，能够提供更好的穿透性。

3.2 不同缺陷的波形判定

笔者根据自己总结的经验提出几种较为常见的缺陷的波形判定。

裂纹：裂纹属于平面性的缺陷，平面型缺陷在不同的探测面进行探测时有不同的波形，在探测面垂直于缺陷时，回波较高，而平行是却发现回波较低或几乎为零。裂纹类缺陷中大多含有较多的气体。折射率较高，造成了在适当的面探测时回波的高度较高。

未熔合：这种缺陷的回波类型与裂纹相似，较难判定，但由于其缺陷的表面比裂纹类缺陷表面光滑，以侧面作为探测面时两侧的反射幅度是不同的。

未焊透：此类缺陷类型的波形比较稳定，在探头平行移动时波形基本保持不变，但是当探头在做旋转移动时波形却又会极快的消失，是一类比较有规则的缺陷。

夹渣：这一类缺陷是指缺陷中包含了非金属的杂质，由于其质地不同且不规则，波形的形状不一，显著特点是随着探头的各向移动，波形随时会产生较大的改变，甚至突变。是一类及其不规则的缺陷。

气孔：缺陷里面为气体，为光滑的小气孔，每个气孔由于其大小不同产生的波形也不行同，但是总体来说有一定的规律，当一簇小气泡同时出现是会出现一连串的高度不同的波峰波谷，是判定这一缺陷类型的表现。

焊缝缺陷的判定需要多做实践，一方面需要足够先进的技术器材，另一方面也需要高科技的技术人员，需要具有丰富的经验，在众多的实践中总结缺陷波形判断的经验，以及正确选择探头的经验。只有将科技与经验相结合才能在管材焊缝超声波检测缺陷做到尽可能准确。

4 结语

管材焊缝超声波检测缺陷对于节约资源，促进国家资源运输方面的发展具有重大的意义。在中国超声波检测的发展还不是十分完善，需要经过更好的发展才能得到更加完备的超声波检测仪器，而在人工检测方面，技术人员需要掌握的技能以及经验也具有严格的要求，要想正确的对缺陷进行判断，必须选择适当的探头，正确的对波形做出判断。

参考文献

[1]蒋承君，巨西民，毛学莲.钢管对接焊缝超声波检测中缺陷的定性[J].内蒙古石油化工，2010（21）：52-53.

[2]程茂.焊缝超声波检测中缺陷指示长度的测定[J].无损检测，2002（3）：129-131.

焊缝缺陷分析 篇3

1 焊接缺陷产生的原因

首先从焊剂的使用入手,按工艺要求焊剂焊前需要经烘干处理,除此之外还要考虑是否与焊接时焊剂堆积太高,透气性不好以及焊剂的纯净度不够等有关,但在采取了一系列相应对策,如降低焊剂堆积高度,使用新焊剂等方法后,问题仍没解决,对此我们认定焊剂在影响该缺陷方面不起主导作用。为了找到原因,我们在现场反复实验观察,在实际生产中发现,融化的焊剂随着筒体的滚动不断流向一面,而下淌严重的区段往往焊后表面都出现大量的麻点缺陷,将熔渣流淌严重的区段焊缝表面的渣壳取下,凝固的焊剂熔壳层较薄,与焊缝表面接触侧有大量孔洞(见图1)。

初步判断,焊接时由于偏移量较小,(焊丝与筒体接触的位置见图2),融化的焊剂随着筒体滚动的一侧下淌外流是影响表面麻点的直接原因,据此分别对焊缝上熔渣流淌区段上的较薄熔壳与未流淌区段上的较厚熔壳进行了比较。

(1)焊缝表面麻点均产生在厚度≤2mm的焊剂熔壳覆盖保护的焊缝上,原因是在焊接过程中,焊剂熔化的熔渣下淌,而焊接筒体还在不停转动,单位面积上保护熔池的焊剂渣层变薄,同时焊接冶金过程中又不断逸出大量气体,经熔化的焊剂熔渣保护层,向上浮至半熔化层后受到阻挡,并残留在熔化的熔壳层中,直径一般在3-8mm。当气泡的体积大于熔化的焊剂熔渣时(见图1)气体排不出去,直接被压在凝固的焊缝表面与覆盖的熔壳之间,焊后去掉渣壳,焊缝表面便出现气体所致的表面气孔压痕和麻点。

(2)施焊中选择合理的偏移量,防止焊剂熔渣下淌外流,焊缝表面保护熔池的焊剂壳层较厚,气体逸出上浮至半熔化层后,受到阻挡,并残留在熔化的熔壳中(见图3),但与前面不同的是,由于焊缝表面保护熔池的熔剂熔渣没有流失,焊剂熔渣层较厚,气体逸出并集聚形成的气泡均残留在熔剂熔渣层的上半部与半熔层之间,且与焊缝表面没有接触,所以焊后焊缝表面没有麻点和气孔压痕。

2 防止措施

根据直接造成焊缝表面产生的麻点气孔的原因,应做到防止焊接过程中焊剂熔渣的流失,增加熔渣保护层的厚度,以及清理焊丝和坡口的铁锈、油污,去除焊剂中混有的杂物,另外在该面层的焊接过程中,应有意识相对提高电弧(见表1)电压以相应增加焊剂的融化量,使焊剂熔渣增厚。

3 优化措施

对焊接质量和焊缝成形影响较大的焊接参数有:焊接电流、电弧电压、焊接速度、焊丝直径与伸出长度,焊丝与焊件的相对位置(焊丝倾斜角度)、装配间隙与坡口的大小等,此外焊剂层厚度及粒度对焊缝质量也有影响。

(1)焊接电流。焊接电流种类和极性能影响电弧输入焊件热量的大小,因此能影响焊缝成形,同时还能影响熔滴过渡过程和对母材表面氧化膜的去除。

当其他参数不变时,焊接电流对焊缝成形的影响如图4所示。

焊接电流是决定熔深的主要因素。在一定范围内,焊接电流增加时,焊缝的熔深和余高都增加,而焊缝的宽度增加不大。增大焊接电流能提高生产效率,但在一定的焊接速度下,焊接电流过大会产生焊瘤及焊件被烧穿等缺陷:若焊接电流过小,则熔深不足,产生熔合不良,未焊透和夹渣等缺陷,并使焊缝成形变坏。为保证焊缝的成形美观,在提高焊接电流的同时要提高电弧电压,使它们保持合适的比例关系(见表2)。

(2)电弧电压。其他焊接参数不变时,电弧电压对焊缝成形的影响如图5所示。

注:焊丝直径5mm,交流

电弧电压是决定熔宽的主要因素。电弧电压增加时,弧长增加,熔深减小,焊缝变宽,余高减小,电弧电压过大时,熔剂熔化量增加,电弧不稳,严重时会产生咬边和气孔等缺陷。

(3)焊接速度。其他参数不变时,焊接速度对焊缝成形的影响如图6所示。

a)I形坡口;b)Y形坡口

焊接速度过高时,会产生咬边、未焊透、电弧偏吹和气孔等缺陷,焊缝窄而成形不好。焊接速度太慢,则余高过高,形成宽而深的大熔池,焊缝表面粗糙,容易产生满溢、焊瘤和烧穿等缺陷。焊接速度过慢,电弧电压又太高时,焊缝截面呈“蘑菇形”,容易产生裂纹。

(4)焊丝直径和伸出长度。焊接电流不变时,减小焊丝直径,因电流密度增加、熔深增大,焊缝成形系数减小。表3给出了不同直径焊丝适用的焊接电流范围。

焊丝伸出长度增加时,熔敷速度和余高增加。

(5)焊丝倾角的影响。焊接时焊丝相对焊件倾斜,是电弧始终指向待焊部分。焊丝前倾,焊缝成形系数增加,熔深浅,焊缝宽。焊接时电弧指向已焊部分,熔深与余高增大,熔宽明显减小,焊缝成形不良。

(6)装配间隙与破口角度的影响。在其它焊接参数不变的情况下,装配间隙与破口角度增大时,熔合比与余高减小,熔深增大,但是焊缝厚度大致保持不变。

(7)焊剂层厚度与粒度。焊剂层太薄时,容易露弧,电弧保护不好,容易产生气孔或裂纹;焊剂层太厚时,焊缝变窄,成性系数减小。一般情况,焊剂粒度对焊缝成形影响不大,但采用小直径焊丝焊薄板时,焊剂粒度对焊缝成形有影响。若焊剂颗粒太大,电弧不稳定,焊缝表面粗糙,成形不好;焊剂颗粒太小时,焊缝表面光滑,成形好。

4 结论

焊缝余高造成伪缺陷波识别探析 篇4

一、检测分析

一台壁厚为18mm容积为200m3的储氢气球罐, 管理级别要求最高。对焊缝全部实施了超声检测, 条件是:CTS-26型超声波探伤仪, 探头K值为2.65, 按JB1152《锅炉和钢制压力容器对接焊缝超声波探伤》标准在试声CSK-IA和CSK-ⅢA上调试仪器, 深度比例2∶1, 使用洗洁精耦合剂, 在球罐外表面实施检测。在检测过程中发现球罐赤道带的3条立缝多处出现可疑信号, 其特征是:波形单一尖锐, 幅度很高, 位于定量线以上10~18d B, 信号出现在直射波和一次反射波声程之间, 视在深度为31mm, 换算成实际深度是距探测面以下5mm处的反射信号 (图1所示的E点) , 为分析该信号是否由焊缝内缺陷引起, 作了如下分析判断。

1. 用带糨糊的手指敲打焊缝余高表面, 难以确认信号有跳动现象。

2. 在探测面焊缝的两侧进行检测, 有的部位有对称波形出现, 有的不对称或一侧根本没有该波形;在内表面同一部位进行检测, 没有发现该种波形。

3. 测量探头的水平位置可判断直射波的反射点应在内侧余高上 (图1中B点) 。

4. 改用K值为2.0的探头, 未发现上述现象。

5. 焊缝内、外表面经磁粉探伤均未发现缺陷;采用射线拍片有代表的3处, 没有发现内部缺陷。

6. 假定在D点有缺陷引起直射波的反射, 则E点应为虚拟反射波源 (图1中已计算出E点位置) , 为慎重起见, 用直射探头检测了焊缝附近的母材区域, 没有发现可疑信号。

综合以上分析, 判断该信号可能是由球罐内表面焊缝余高引起的伪信号。

二、理论分析

如图1所示, 入射横波由正面A点进入母材 (图中用S、L分别表示横波和纵波) , 在反面焊缝余高表面B点处强烈反射, 形成反射纵波。设母材厚为T, 焊缝内、外表面余高分别为δ1, δ2, 超声波在钢中的纵、横波速分别为CL, CS, 仪器按横波进行了深度比例调节, 则在C点处的反射纵波沿原路返回A点被仪器接收后以横波表现出的视在深度H为:

注意, 在上式中作了如下的近似:由余高所引起的声程增加取为余高高度的一半, 由于余高相对于母材厚度很小, 这种近似计算误差相对荧光屏读数精度来讲是可以接受的。

对于前面所述的球罐, 将T, δ1, δ2, CS, CL, 分别为18.0mm, 3.0mm, 2.0mm, 3 230m/s, 5 930m/s代入公式 (1) 中计算得出视在深度H=30.66mm。可以看出该数值非常接近上面提到的可疑信号视在深度31mm, 这说明在深度31mm处出现的信号即为C余高引起的伪缺陷信号。但既然是余高表面反射, 为什么用带糨糊的手指敲打没有观察到波的明显跳动现象呢?这可以解释为由于纵波倾斜射于C点本身敲打就不敏感, 再者探头在现场难于稳定耦合以及仪器波形本身不是十分稳定的缘故。

考虑在这种焊缝上会产生变型纵波的原因, 经过仔细观察, 发现焊缝内、外表面均较光滑, 此罐材质为SPV50Q, 焊完后所有焊缝均经过打磨处理, 而且内表面余高较外表面要陡窄一些, 在B点处恰好形成了有足够反射能量的纵波, 于C处又形成足够能量的返回纵波, 再经B点反射成横波沿原路返回由探头接收, 从而造成了余高变形纵波的假缺陷信号。过于粗劣的余高表面由于对声波的散射以及难以形成巧合的几何反射条件, 将不会造成上述变形纵波信号的出现。因此, 一般焊缝超声检测中很少发现这种现象, 出现这种情况时须仔细谨慎分析以免误判或漏判。

三、结论

1. 焊缝余高所引起的变型纵波伪缺陷信号的产生需要一定的几何条件。条件是焊缝两面余高较为光滑, 斜探头K值较大, 一般为2.5左右, 探头水平位置在直射波附近。

2. 公式 (1) 对判断余高变形波伪缺陷信号具有普遍应用价值, 当在该视在深度位置出现波形信号时, 如果探头位于直射波附近位置且波形单一尖锐波幅较高, 信号位置不变, 则一般可判断其属于余高引起的变型纵波伪缺陷信号。

焊缝缺陷分析 篇5

焊接作为一种重要的材料加工工艺广泛应用于各种行业中。焊缝中不可避免地会出现各种缺陷,使焊接结构的安全性能和使用性能收到了严重影响,甚至导致了灾难性后果。因此,如何及时准确的发现这些缺陷是非常必要的。采用智能自动化的检测方法对焊缝缺陷进行分析与质量评定越来越受到国内外的关注。现今,常见的焊缝缺陷智能识别算法包括:基于焊缝缺陷边缘检测法[1],基于焊缝图像差分法[2],基于模式识别模板匹配的相似度检测法[3]等。

在数字图像处理应用技术的基础上,基于自动选择阈值使用模糊集合进行灰度变换增强图像对比度;利用最大类间方差算法求解自适应阈值[4],对图像进行分割;依据缺陷模式特征识别不同缺陷,并用焊缝胶片的数字化图像加以验证,表明试验结果表明,该方法对射线检测图像中焊缝边界和缺陷特征的提取具有较好的有效性。

1 模糊增强

图像增强就是要使图像中感兴趣的部分特征突出。目前最常用的方法就是直方图均衡化处理,通过重新标度使得原图像灰度分布均匀[5]。实质是通过减少图像灰度级以加大图像对比度。由于均衡过程中,原直方图上频数较小的灰度级被归入很少的灰度级内,故得不到增强。

在模糊集合中,μA(z)=1表示所有z都是集合的完全成员,μA(z)=0表示所有z都不是集合的成员,而μA(z)的值介于0和1之间,表示z是集合的部分成员[6]。因此,模糊集合A是一个由z值和(赋予z成员等级的)相应隶属度函数μA(z)组成的序对,即 A={z,μA(z)|z∈Z} (1)

基于模糊理论边缘增强,白色焊缝区域和黑色背景区域均被加强了,焊缝边界变得更加黑白分明了,焊缝边缘的位置更便于确定了。图1与图2分别为两种图像增强方法的直方图对比和增强结果对比,充分证明了模糊增强的优越性,不光具有较好的增强效果,而且边缘也获得较高的清晰程度。

2 焊缝边缘的确定与提取

根据上述模糊增强后,图像中焊缝目标与背景的边缘灰度变化显著。由焊缝的灰度分布曲线求微分,并设置阈值,确定焊缝边缘[7]。判断焊缝边界算法如下。

2.1求出类间方差最大的阈值,边缘检测初步确定边界[5]

由于图像的背景较暗,假设大小为M×N的图像中,灰度值小于阈值的像素个数标记为N1,灰度值大于阈值的像素个数记作N2,则有

$\omega {}_1=\frac{{\rm N}{}_1}{{\rm M}{\rm N}}(2)$

$\omega {}_2=\frac{{\rm N}{}_2}{{\rm M}{\rm N}}(3)$

N1+N2=MN (4)

ω1+ω2=1 (5)

μ=μ1ω1+μ2ω2 (6)

g=ω1×(μ-μ1)2+ω2(μ-μ2)2 (7)

将式(6)代入式(7),得到等价式(8):

g=ω1ω2(μ1-μ2)2 (8)

采用遍历的方法得到使类间方差最大的阈值,即为所求。

2.2 优化边界

将二值化后的焊缝与无关背景分离,使用一个5×5高斯空间掩模(sig=15)对图像进行平滑处理,然后阈值得到边缘部分的骨骼,并去除骨骼中的毛刺。得到光滑清晰的焊缝边界如图3所示。

2.3 焊缝区域提取

由上述得到的焊缝边界,在原始焊缝图像上仅保留焊缝内的像素原始灰度,其余像素均赋值为0。此操作不但去除了焊缝图像的背景干扰,还保留焊缝内的完整像素灰度分布。

3 缺陷特征提取与识别

作为智能识别的关键,缺陷特征的提取应尽可能的表现缺陷自身特点,缺陷特征的确定直接影响到智能识别的算法设计的难易程度与识别结果的准确率。本文中需要辨识出的缺陷类型主要包括:裂纹、气孔、夹渣、未融合和未焊透[8,9],选择一组对分类最有效的特征进行缺陷类型识别。

将焊缝提取后图像二值化,去除最外层连通域,图像中仅剩余的白色小点即为缺陷如图4所示。

再根据缺陷特征来进行分类识别,本文选择以下六个方面进行缺陷类型判定。

3.1 长宽比

如上图(图4)提取的缺陷放大图所示,L1、L2分别表示缺陷区域的长轴和短轴,其长宽比为则长宽比L1/L2,依据长宽比可以将缺陷分为线形缺陷,如裂纹、未焊透、未融合均为弯曲或笔直的粗细不同的线条;圆形缺陷,如气孔、夹渣轮廓都较为圆滑,其中,夹渣也存在块状或条状。经多次试验测试规定当L1/L2 ≤3时,在此中判定缺陷为圆形缺陷,当L1/L2 >3时,判定缺陷为线形缺陷。

3.2 圆形度

对于上述圆形缺陷,不仅包括形状为圆形的缺陷,还包括矩形和一些三角形的缺陷,这种缺陷单纯的长宽比是无法区分的,因此,检测缺陷区域的形状复杂程度便需要知道圆形度,其表达式为

e=4πS/C2 (9)

式(9)中,e为缺陷的圆形度,S为缺陷区域面积,C为缺陷周长。

由缺陷的几何特征,可以推导出如下结果:

若缺陷为圆形:设其半径为r,则有S=πr2,C=2πr,其圆形度为e=1;

若缺陷为矩形:设其边长为r,则有S=r2,C=4r,其圆形度为e=0.79;

若缺陷为三角形:设其半径为r,则有$S=\sqrt{3}r{}^2/4,C=3r$,其圆形度为e=0.6。

由此可见,e介于0和1之间,e越大时,缺陷形状越趋近于圆形,相反e越小时,缺陷形状越复杂。

3.3 等效面积S/C

等效面积反应缺陷目标的光滑度,与长宽比类似,等效面积也可以区分细长的缺陷,其公式算法表示单位边界长度所围缺陷面积的大小。实验结果显示,当S/C的值越小时,缺陷越细长,当S/C的值越大时,缺陷越圆滑。

3.4 缺陷目标与背景的灰度差Δh

由于气孔和点状夹渣的形状和轮廓都极为相似,仅靠圆形度是不能够完全区分的。因此,需要考虑背景与缺陷目标的灰度差。从这两种缺陷的形成原因来看,气孔是融入气体引起的,而夹渣是残留的外来固体物质造成的,所以它们对射线的吸收程度不同,与背景的灰度差也就存在差异了。经试验测试表明,气孔与背景的灰度差Δh较大。

3.5 缺陷自身灰度偏差δ

除了上述缺陷目标与背景的灰度差Δh之外,缺陷目标内部的灰度同样可以进行气孔和点状夹渣类型判定。当已知缺陷目标区域中的最大灰度为Zmax,该区域缺陷自身灰度偏差δ即为

$\delta =\frac{{\displaystyle \sum (}{\rm Z}{}_{\max }-{\rm Z})}{n}(10)$

经试验测试表明,缺陷自身的灰度偏差反映了缺陷内部灰度的分布的均匀程度,其中,气孔δ较大,而点状夹渣δ较小。

3.6 缺陷的相对位置d

虽然缺陷是随机出现的,但其不同的类型出现的区域还是有迹可循的,裂纹、气孔、夹渣出现的位置比较随机,可能出现在焊缝区域内的任何地方,未焊透常出现在焊缝坡口的一边或两边,未焊透常出现在焊缝坡口中间。缺陷的相对位置可以用归一化后的缺陷重心到焊缝中心的距离表示。

4 结束语

基于自动选择阈值使用模糊集合进行图像增强,不仅对图像对比度有效改善,同时保留原图中的有效信息。图像分割自动阈值,从焊缝缺陷的灰度和形状两方面来进行缺陷分割,有效地对大部分裂纹、夹渣、气孔等缺陷进行识别。但对于一些面积较小的缺陷,二值图像细化后仅为一点,去噪后被删除。因此,对于部分缺陷使用文中方法存在较为严重的过分割现象,技术方法还有待提高与改进。

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焊缝缺陷分析 篇6

关键词：管母线,焊缝缺陷,发热损耗,有限元分析

管母线是电力系统输变电设备中的关键设备,具有表面光滑不易放电、导电性能好的优点,主要用于变电站变压器与电网输电导线之间的导体连接、输电线路中的跳线、电力设备中的连接导体以及大电流直流融冰装置中作过流导体,管型母线的质量和性能对输变电系统及电力设备的安全、可靠运行起着至关重要的作用。

管母线主要采用铝或铝合金管焊接而成,铝的物理化学性质与钢材相比有着很大不同,导致在焊接时容易产生气孔、夹杂、未焊透等焊缝缺陷。铝母线焊接问题一直深受海内外研究学者的广泛关注,学者马建民通过一系列试验证明了气孔对于铝合金焊接接头疲劳性能的影响取决于气孔的宏观尺度,只有当气孔直径足够大且数量很多或气孔在表面附近存在时,才会对疲劳性能有明显的影响,并成为疲劳裂纹的源头[1];李敬勇等人就通过试验对比研究了采用纯氩气和氦-氩混合气体保护下的铝合金焊接工艺方法等对焊缝中气孔的影响[2];此外研究发现铝合金焊接未熔合的产生跟焊接过程中电弧对应的位置和焊枪的倾斜角度不正确有很大的关系[3]。据有关研究机构统计:铝母线焊缝射线探伤合格率为67.69%,说明焊缝缺陷是影响管型母线质量的主要因素,其中焊缝缺陷主要以气孔为主,出现比率达60.63%,其次为夹渣、未熔合及未焊透[4]。管母线焊缝质量是影响其综合性能的关键因素,焊缝缺陷将会造成管型母线发热加剧,进而造成机械强度降低、电网能量损耗增大,甚至影响电网的稳定运行,所以研究管母线焊缝缺陷对发热损耗的影响具有重要的实际意义[5—9]。

为此,以220 k V变电站铝镁合金管型母线为例,结合电场和温度场数值计算方法,建立了存在气孔、未焊透等焊缝缺陷条件下管母线温度场有限元计算模型,在综合考虑对流和辐射换热、电阻率温度效应以及热量沿管母线轴向传输等影响因素的基础上对存在焊缝缺陷的管母线进行了计算分析,减小了计算误差,通过与无缺陷管母线焊缝周围温度场进行对比,得出了管母线焊缝缺陷周围的温度场分布规律。本文对具有不同焊缝缺陷的管母线实验样品进行通流检测实验,通过实验数据与仿真结果的对比分析,得出了不同焊缝缺陷对其温度场分布的影响,为实际运行的管母线的焊接质量带电检测以及实时温度测量提供了参考依据。

1 管母线焊缝模型

1.1 模型参数

以220 k V常见150×7 mm管母线为例,允许载流量为4 400 A,其基本结构和工况参数如表1所示。为了研究管母线焊缝缺陷对其温度场的影响,建立的有限元模型由两段长为500 mm的管母线焊接而成。根据焊接规范,该型号管母线焊缝间隙为2 mm,因此模型总长为1 002 mm,焊缝余高为2 mm,可根据仿真计算需要,在环焊缝处设置不同大小和类型的缺陷。为了与通流检测实验进行对比,选取仿真计算时负载电流为2 400 A,且将模型剖分为四分之一后,电流密度不变,载流量同比减小,即变为600 A。利用Proe建模软件建立三维模型导入有限元分析软件Algor中进行热电耦合分析,三维模型如图1所示。

1.2 管母线温度场计算原理

管母线在运行中,由于材料的电导率、导热系数等参数随温度的变化而变化,若将其作为常数带入模型,将产生较大误差,根据传热学有限元计算理论,管母线温度场计算模型属于有内热源三维模型,其热控方程为:

式(1)中:T为坐标(x,y,z)处的温度,λ为导热系数,qv为体积生热率,ρ为材料密度,c为体积比热容,t为热传导时间。

管母线的热量从管母线内壁到外壁以热传导的形式向外散热,从管母线外壁与环境之间自然对流和辐射的形式向外散热。该模型设置边界条件对流换热系数和流体温度已知,即

边界条件:

式(2)中n表示法线方向,ω表示自然对流换热系数,τ表示积分边界,T1、T2分别表示管母线外壁温度和外界环境温度。

直流电阻随温度变化函数

式(3)中:R0为20℃时导体直流电阻,α20为温度20℃时温度系数,φ为管母线运行时的温度;R为导体在运行状态下的直流电阻。

2 仿真结果分析

2.1 正常焊缝管母线发热计算

管母线通流时产生的焦耳热通过对流和辐射等形式在空气内传播,模型材料属性按照铝镁合金T6的参数选取、焊缝金属属性按SALSi-1焊丝材料选择。为了简化计算,在进行温度计算时做以下假设:(1)管母线内腔空气自然对流换热量无限小,可忽略不计;(2)假设环境温度为25℃,不考虑风速等因素的影响。

对于正常焊缝管母线温度场分布如图2所示,焊缝处温度最高,约为42.85℃,向两侧逐渐降低,关于焊缝中心平面对称分布。焊缝金属材料与母材不同,其电导率、导热性能较差,焊缝处产生的热量向两侧传导就形成了图中的分布情况,最低温度为39.68℃,为管母线基体的平衡温度。焊缝与周围温差约为3.17℃。

2.2 不同焊缝缺陷管母线发热计算

管母线焊缝缺陷导致焊缝处通流面积减小,局部阻抗增加、导电性能变差,当通以大电流时,焊缝处发热损耗增加引起温度局部升高,下面结合不同焊缝缺陷类型管母线模型进行温度仿真计算。

气孔是管母线焊缝中常见的缺陷,在焊缝模型焊缝中制造直径为2 mm的密集气孔,数量为30个,在上述模型参数下管母线温度场分布如图3所示,温度分布趋势与正常焊缝管母线模型相同,焊缝处最高温度为43.04℃,最大温差为3.46℃,由此可见,气孔缺陷对管母线焊缝发热影响不大。

在焊接位置表面切割深为2 mm的裂缝模拟裂纹缺陷,在上述模型参数下管母线温度场分布如图4所示,温度分布趋势与正常焊缝管母线模型相同,焊缝处最高温度为47.43℃,最大温差为5.83℃。

在焊接位置内表面切割深为2 mm的缝隙模拟未焊透缺陷,在上述模型参数下管母线温度场分布如图5所示,温度分布趋势与正常焊缝管母线模型相同,焊缝处最高温度为47.13℃,最大温差为5.63℃。

3 实验数据对比分析

根据电磁感应原理对管母线实验样品通以大电流,实验设备主要包括:接触式调压器(TDGC-10)、升流器电流互感器(LSZ12-12)、红外热像仪(Ti32)、钳表、铜线,接触式调压器用于调节升流器电流互感器输入电压来控制管母线实验样品感应电流的大小,钳表用于测量通过实验样品的感应电流的大小,利用红外热像仪对管母线试样焊缝及其两侧温度进行拍摄测量,实验装置布置如图6所示。

实验样品分别加工有气孔、未焊透、裂纹等焊接缺陷,为了加载电流方便,根据管母线通流特性,将实验样品剖分为大小相同的四瓣,每一瓣载流量相当于原来的1/4,通过实验研究发现,管母线实验样品加载适当电流后,焊缝与周围温差变化较大,经40 min至1 h后,温度基本趋于稳定,利用红外热像仪可清晰的观察焊缝周围温度变化。实验中加载电流较小时,管母线温度变化较小,当加载电流超过800 A后,与管母线相连的铜导线温度急剧增加,不利于实验顺利进行,因此选取不同缺陷的管母线实验样品加载600 A电流并保载1 h,每隔5 min利用红外热像仪对焊缝及其两侧温度进行拍摄测量,观察温度变化,红外检测图像如图7所示。

通过上述实验方法,在实验室条件下对未焊透、气孔、裂纹等焊缝缺陷的实验样品进行通流试验,利用Smart View 3.2软件对采集的红外数字图像进行处理,在焊缝位置以及距离焊缝20 cm处选择矩形区域分别求取平均温度,两者做差获得焊缝与周围的温差。为了增强实验与仿真结果的对比性,将模型中气孔、未焊透、裂纹缺陷尺寸尽可能与实验样品缺陷尺寸接近,实验样品缺陷尺寸可通过X射线数字图像测量得到,具体缺陷尺寸如表2所述。通过红外测量所得600 A负载条件下,气孔、裂纹、未焊透以及正常焊缝管母线实验样品焊缝与周围温差分布如图8所示。

实验结果与仿真结果中焊缝与周围温差对比如表2所示,正常焊缝管母线实验样品在600 A电流负载下,焊缝与周围约为3.8℃,与仿真结果相差较小,而具有焊缝缺陷的样品焊缝与周围温差均大于仿真结果。其主要原因有以下几个方面:(1)实际焊接中受焊接热的影响,不仅焊缝金属晶相发生变化,热影响区的母材晶格结构也发生变化,导致焊接区域导电性能降低,发热损耗增加;(2)焊缝中多种缺陷并存,且缺陷尺寸难以确定;(3)仿真计算是在理想条件下进行的,而实验过程受环境条件、材料的不均匀性、检测设备精度等因素影响较大。基于上述原因,难以定量的给出缺陷尺寸与焊缝发热之间的关系,但综合仿真和实验可以确定焊缝气孔、裂纹、未焊透等缺陷会导致焊缝发热损耗增加,对于实际运行中的管母线可通过红外热成像技术检测焊缝与周围温差来判断焊缝质量。

4 结论

以220 k V常用管母线为例,利用有限元方法对气孔、未焊透、裂纹等焊缝缺陷管母线进行了热电耦合分析计算,通过与无缺陷管母线焊缝周围温度场进行对比,得出了管母线焊缝缺陷周围的温度场分布规律。利用红外热成像技术对不同焊缝缺陷的管母线实验样品进行通流检测实验,通过实验数据与仿真结果的对比分析发现,实验中焊缝缺陷导致管母线焊缝位置发热急剧增加,且发热成都因缺陷类型尺寸不同而有所差别,对于实际运行的管母线焊接质量问题,可利用红外热成像技术检测其发热程度来判断是否存在缺陷。

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焊缝缺陷分析 篇7

关键词：焊缝,缺陷,防止

在金属结构中需要大量的手工电弧焊作业,在不太严格的结构件中存在一般缺陷是可以的,但在重要的结构件、锅炉、压力容器等受压部件中是不允许有较大的内部缺陷存在的。因为缺陷容易在结构件等使用中会逐步扩大,最后造成破坏性后果。

一、金属焊缝在焊接中可能产生缺陷的原因:

在有长期工作经验的手工施焊者,操作中不太可能出现:咬边、未焊透、未熔合等表面缺陷,但有可能产生气孔、夹渣等内部缺陷,表面缺陷可观察到,内部缺陷只能用无损探伤才能发现。

1)气孔:在焊接中,熔池中的气泡在凝固时未能逸出,残存下来形成的空穴叫气孔。

产生的原因:a、母材上存在有铁锈和水分。

b、焊条的种类、碱性焊条容易产生气孔。

c、未烘干的焊条采用交流电源焊接,碱性焊条必须采用直流反接施焊。

d、焊接速度增加、电流增大、电弧电压升高都会产生气孔

2夹渣:在焊接后残留在焊肉中的熔渣叫夹渣

产生的原因:a、焊接电流太小,液态金属和熔渣分不清

b、焊接速度过快,使熔渣没有浮出

c、多层焊时清渣不干净

d、焊缝成形系数过小

e、焊条角度不正确

二、气孔、夹渣等内部缺陷的防止

1)气孔的防止

a、母材上的铁锈应清除干净,用角磨砂轮打磨即可,水分应用加热的方法排除

b、使用碱性焊条时,特别应该注意要直流反接,采用短弧焊

c、焊材必须在使用前进行烘干,并存放在保温桶内,随用随取

2)夹渣的防止

a、采用具有良好工艺性能的焊条

b、正确选用焊接电流和作业角度

c、焊件坡口角度不宜过小

d、多层焊时,认真清理每层的焊渣

三、产生气孔和夹渣后修复的办法

1)内部缺陷只能通过无损探伤,如:X光探伤才能发现和定位,然后根据有关规程要求进行返修。

2)返修应由有经验的焊工进行,首先观察X光底片缺陷的部位和大小,定位后,用碳弧气刨进行刨削,在进行中可观察到缺陷,直到缺陷消除,在进行打磨,清理干净后,在进行补焊。

3)补焊完成后,有必须再次进行无损探伤,如:缺陷降至规定范围内即合格,不合格可按上述方法再次返修,锅炉、压力容器只允许二次返修,第二次返修不合格,此结构件即报废,不允许使用。

焊缝缺陷分析 篇8

作为无损检验的重要专业门类之一, 射线检验在工业中发挥着越来越重要的作用。射线又叫做辐射, 有电离辐射和非电离辐射两种类型。一般说来, 非电离辐射的能量很低, 不足以使物质发生电离, 如红外线、微波辐射等。电离辐射则能够直接地引起物质电离。目前对射线的运用, 主要是探测试件内部的宏观缺陷。射线在进行检验时会穿透物体, 在这个过程中, 会与物体发生相互作用。经过一系列的处理后, 物件的缺陷部位和完好部位的透射强度将会有明显的不同, 同时相应的会在胶片上出现黑度差异, 在观片灯的光屏下, 会出现对比度构成的不同形状的影像, 评判人员再根据这些影像对物件进行缺陷判断或质量评价。本文将根据射线的检验原理, 对焊缝缺陷深度进行判断。

2 射线检测对焊缝缺陷深度的判断

日常的射线检验, 虽然成像分辨率较高检出率较高, 但是检验速度慢且使用成本较高, 对人体也有一定的伤害。其使用功能仅限于对缺陷水平位置的确定, 并不能确定缺陷的深度。我国目前对缺陷深度的检验普遍采用超声波检验方式, 由于其定位精确、操作方便快捷等特点使其成为检验焊缝深度的最佳方法。但是对于焊缝晶粒大、各向异性、界面较为复杂的不锈钢和镍基来说, 检验效果并不理想。利用声波反射原理发现缺陷的超声波检验, 在对处在同一数量级的晶粒尺寸与缺陷大小的材料进行检测时, 由于反射声压几乎相同, 所以无法分辨缺陷反射波。为了能够克服材质限制, 又能够满足检测精度和简便的要求, 需要通过利用射线穿过被检测材料时产生的相互作用, 使材料内部的缺陷能够在底片上呈现出一定特点的影像, 从而确定材料内部的缺陷深度。断裂学之所以能够广泛地运用到产品使用性能的检测中, 与射线检测缺陷深度的重要性有着密切的关系。同时, 在对物件的质量评定中, 也有着广泛的应用。

3 射线检验深度的基本原理

为了使被检验物件的缺陷能够在射线底片上形成不同位置的影像, 需要通过变换射线源的角度来实现。之后运用相似三角形原理对缺陷的深度位置进行计算, 得出焊缝表面和缺陷沿板后方向的距离数据。具体检验步骤如下:

(1) 选用带有人工或者自然缺陷的试板, 将试板焊缝的位置与射线源对准, 评定实验片, 对缺陷的水平位置进行确定并在试板的表面标注。

(2) 对试板或者射线源的位置进行调整, 使物件缺陷位置正对射线束, 在透照条件不变的情况下进行透照得到底片。此过程中, 射线源与缺陷垂直时形成的影像, 便是底片上得到的缺陷影像, 在定位标记的垂直距离Y1和水平距离X1处记录缺陷影像。

(3) 对射线原来的垂直位置进行变换。射线源的水平位置保持不变, 在射线源的垂直方向上提高一定的高度并标记为Z, 仍然保持上述透照条件, 在定位标记的垂直距离Y2和水平距离X1处记录缺陷影像。为尽量减少人

烟草机械产品用机械外购件的分类与编码

邓钢锋

(中烟机械技术中心有限责任公司, 上海201206)

摘要:为了便于设计与使用人员资源共享及便于采购、储存管理, 文中介绍了烟草机械产品机械外购件的分类与编码方法。关键词:机械外购件;分类;编码

中图分类号:TS43文献标识码:B

1引言

机械外购件是产品设计制造时使用的其他企业生产的产品, 以标准件居多。它具有品种多、数量多、可在不同产品设计中重复使用的特点。烟草机械产品设计技术数据都是在PDM系统中统一管理, 产品设计时, 设计人员根据需要在PDM系统中申请或查找所需机械外购件代码及相关资料、三维模型。机械外购件实物则采用高架立体库货架集中存放, 由计算机统一管理。为了便于设计与使用人员资源共享及便于采购、储存管理, 我们有必要对其进行统一分类与编码管理。

2分类与编码

产品数据管理PDM是一门用来管理所有与产品相关信息 (包括零件信息、配置、文档、CAD文件、结构、权限信息

工误差, 定位标记需保持在原有的位置上, 不可移动。

4 汽轮机主要部件的射线检验

在对核电压气封体的接管焊缝的射线检测中, 现有的条件无法满足常规射线检测的需要。在查证资料、理论分析后对检测技术进行了改进, 采取了以下相关措施。

(1) 对射线检测方法和探伤设备的确定。采用双臂单影透照方式, 利用原有的Ir192γ射线探伤机检修, 对低压气封体接管焊缝进行射线检验。按照BS2910的标准规定, 应用数据检测为:Ir192γ射线探伤双臂为15.2mm, 最低壁厚≥10mm, 最小壁厚为7.62mm, 达到标准要求, 几何不清晰度的计算是以Ir192γ射线机焦点2.7mm、最小焦距270mm进行的, 即2.7/260×7.62=0.079, 达到标准要求。

(2) 对于Ir192γ射线焦距和线质的影响。由于常规的胶片不能保证射线检测的灵敏度, 因此对检测的工艺参数进行了调整, 并选用了粒度更细、国产的AGFAC4胶片, 对低压气封体接管的焊缝检验的结果, 达到了标准的检测灵敏度的要求。

(3) 在实际情况中, 对气封体接管焊缝的检测过程中发现, 由于接管的几何形状不规则, 会出现特殊结构检测困难等问题, 针对这些问题, 相关技术人员专门做了简易的对位尺, 在射线检验中, 解决了双臂单影时的找中对位问题, 并对检验过程进行严格的控制。低压气封体接管焊缝射线检测技术的成功运用, 有利于今后复杂工件检测文章编号:1002-2333 (2013) 06-0263-02

等) 和所有与产品相关过程 (包括过程定义和管理) 的技术。

我们在对机械外购件分类时, 主要根据机械外购件的属性、特征及名称, 将机械外购件分为若干个类别, 然后再分别对各类别进行细分, 并排成一个有层次的、逐渐展开的分类体系。具体为:划分类别→对各类别细分为各并列的组别→对各组别进一步细分为不同的品种→对不同的品种按规格等属性区分。它们同级之间是并列关系, 上下级之间是隶属关系。由于我们分类是建立在已有外购件基础上进行的, 而外购件品种及类别随着新产品的开发会不断增加, 因此分类要保证在增加新类别时, 不打乱已建立的分类体系。分类的目的是为了方便使用, 因此分类要便于使用者理解, 分类的目的也是为了编码方便, 按分类进行编码。编码应遵循以下原则: (a) 唯一性:每个

经验的积累, 对未来工厂产品质量的保证提高也起着重要的作用。

5 结语

射线检验技术的运用对象是各种用融化焊接方法制成的对接接头, 这种特征使射线检测技术几乎适合所有材料的检测。在对钢、钛、锰铝等金属材料进行检测时, 均能达到良好的效果。同时, 由于射线检验法并没有对试件的形状、表面粗糙度、材料晶粒度进行严格的限制规定, 因此被广泛运用到锅炉、压力容器等的制造检验中。

参考文献

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