水冷壁汽包入口管管座裂纹处理

某电厂 3号蒸汽锅炉在 2 0 0 1年 12月大修检查时发现有十余处汽水入口管与汽包筒体的角焊缝有较严重裂纹 ,裂纹多为环管座周向分布 ,最深达 2 0mm ,一般在 10～ 15mm左右。分析认为产生裂纹的主要原因是由于管座与汽包焊接接头结构设计不合理 ,另外由于历史的原因原管座焊缝存在较严重的气孔、夹渣等焊接缺陷 ,有的还较为密集 ,这也可能是造成管座裂纹一个重要原因。国内处理汽包缺陷一般采用同质焊接材料的热补焊法 :焊前预热 ,保持层间温度连续焊接 ,焊后进行整体热处理。但这种工艺方法是工作量大、工艺复杂、还需考虑变形的问题。本文…     

300MW电站锅炉高温联箱裂纹原因分析

采用宏观分析、力学分析、化学分析、金相检验、扫描电镜等方法对某电厂300MW电站锅炉的末级过热器联箱中间三通与主蒸汽焊口裂纹(材质为12Cr1MoV)进行失效分析。结果表明,三通与主蒸汽焊口裂纹属于再热裂纹,结构不合理和焊接残余应力过大是造成泄漏的主要原因。     

导汽箱产生长裂纹和凹下缺陷原因分析及处理

叙述了硫酸废热锅炉锅筒内自然循环的导汽箱产生长裂纹和大面积凹下缺陷的原因分析，并找出处理该缺陷的方法，通过处理，提高了蒸汔品质的质量，确保了锅炉的安全运行，使企业能取得较好的经济效益。     

某锅炉水冷壁管裂纹缺陷原因分析

针对某电厂1号机组锅炉水冷壁管安装过程中发现的内壁类裂纹缺陷,采用化学成分分析、力学性能试验、金相组织分析、扫描电镜和X射线能谱分析等方法进行了系统观察和分析,探讨了类裂纹缺陷的性质和形成原因.研究发现水冷壁管内壁缺陷的性质为裂纹,裂纹最大深度达1.6mm.裂纹处存在非金属夹杂物和磷化、皂化产物.裂纹形成的原因是管坯芯...     

超临界锅炉水冷壁横向裂纹形成原因分析

对某超临界锅炉水冷壁管外壁横向裂纹的性质和形成原因等进行了分析,主要内容包括金相分析、硬度检测、拉伸性能试验、断口扫描电镜分析、外壁及断口附着物X射线能谱分析等。结果表明,锅炉侧墙向火侧水冷壁管外壁横向裂纹的形成原因是腐蚀性热疲劳,而炉内火焰对水冷壁的冲刷是造成热疲劳的主要原因。     

电弧焊裂纹产生的原因分析及防止措施

焊接是现代装备制造业中最为重要的一种工艺,但在焊接过程中,稍有不慎就会在焊接接头出现裂纹、气孔、夹渣等焊接缺陷,其中焊接裂纹是造成焊接产品发生断裂或者渗漏的主要原因,其危害性极大。本文分别对焊接裂纹中热裂纹、冷裂纹和再热裂纹的产生原因和影响因素等方面进行了分析,并且结合实际生产情况对如何防止裂纹的产生进行了探讨。     

过热蒸汽集汽联箱管座裂纹处理

京能热电石热电厂4#炉为哈锅HG 670/140-13型锅炉,最大蒸发量670 t/h,过热蒸汽压力13.73MPa,温度540℃,过热蒸汽集汽联箱的材质为12Cr1MoV钢,规格为(φ)377 mm×50 mm,安全门导汽管的材质为12Cr1MoV,规格为(φ)133 mm×16 mm×100mm;对流导汽管的材质为12Cr1MoV,对流导汽管管座规格为(φ)159 mm×18 mm×120 mm.     

1Cr18Ni9Ti钢制管箱焊接接头裂纹分析

通过金相和化学成分分析确定了１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ钢制管箱接管角焊缝接头、管箱短节纵缝接头处出现的裂纹为应力腐蚀裂纺。分析了裂纹产生的原因并提出了防止措施。     

膜式水冷壁管道与集汽集箱焊接变形的控制

介绍了膜式水冷壁管道与集汽集箱的焊接结构与焊接工艺。对爆接变形的原因进行了详细说明，并提出预防变形的措施。     

焊趾多裂纹的试验与仿真分析

焊接接头焊趾部位的疲劳裂纹多呈现为多裂纹形式.针对十字焊接接头,开展变幅载荷谱块下的拉伸疲劳试验,获得了表征裂纹瞬时前沿迹线的海滩条带的演变过程,验证了多裂纹的存在性,并且发现焊接接头焊趾处的多裂纹具有明显的不同步特性.采用有限元仿真技术,在焊趾部位分步插入多个半椭圆形初始裂纹,模拟了多裂纹的演变过程,获得了与试验断口一致的仿真结果.结果表明,裂纹融合导致裂纹前沿形状不断发生变化,最终有向半椭圆形状演变的趋势;焊接结构裂纹萌生和小裂纹扩展阶段在疲劳全过程中的寿命占比较大,具有不可忽略的影响.     

合理焊接顺序在避免焊趾裂纹中的应用实例

通过实例介绍如何采用合理的焊接顺序来避免焊趾裂纹的产生。在焊接结构上,焊趾是主要的潜在裂纹源。一些表面裂纹可能在焊趾上先后成核、扩展,最终沿深度方向贯穿板厚。焊趾裂纹的产生与焊缝的受力状态有关。这种裂纹因位于焊缝的应力集中区内,受到高应力的作用,同时还受到附加弯矩的作用。合理的焊接顺序能够极大地减少焊缝中的残余应力和变形,此外活马板的使用能够使焊缝自由收缩,也可减小焊缝中的应力,避免焊趾裂纹的产生。     

考虑多裂纹的焊趾裂纹扩展行为的数值仿真分析

针对焊趾处存在多裂纹的情况,对多裂纹扩展过程进行了数值仿真.考虑短裂纹扩展阶段,采用M积分计算整个裂纹前沿的应力强度因子,模拟并分析了不同初始表面裂纹间距条件下,该因素对裂纹前沿融合前后的扩展行为的具体影响.结果表明,裂纹间距的不同将直接导致其对整个裂纹前沿前后的应力强度因子的影响的差异;受初始裂纹间距的影响,裂纹前沿断口形貌呈现不同形状;可将相对裂纹间距L/a=1分界拐点作为后续工程研究的有效参考.后续进行了十字焊接接头疲劳验证试验,对仿真结果取得了较好的验证.     

集箱短管接头内孔氩弧焊工艺及接头性能

介绍了集箱短管接头内孔氩弧焊方法,并采用SA-213T91小口径管进行了对接焊缝试验,分析了内孔氩弧焊接头的组织和性能。结果表明,采用内孔氩弧焊可以获得组织稳定、力学性能优良的焊接接头,内孔氩弧焊方法用于集箱管短管接头的打底焊接,可极大地提高生产效率,降低工人劳动强度,是一种高效的先进焊接方法。     

Discrimination method of through-wall cracks in steam generator tubes using eddy current signals

A unique non-destructive technique to discriminate a through-wall crack and to measure the through-wall length of a through-wall crack was developed using the EDM notch specimens and verified by using real fatigue cracks. It is based on the distribution profile of the eddy current signal amplitude along the crack length direction. It was also verified that the internal pressurization of the in situ pressure test induced a plastic deformation of the crack, resulting in a remarkable increase of the signal amplitude.     

锻造裂纹的分析与防治

介绍了锻造裂纹的主要试验研究方法:高温拉伸、热镦粗、热扭转、热弯曲和应变诱导裂纹,并结合裂纹附近微观组织和热力学理论探讨了多种材料锻件裂纹形成的原因。得出锻件裂纹不仅取决于材料本身的内因,而且与力学性能、组织结构、制件尺寸等因素有关。阐述了目前锻造裂纹的预防原则、内裂修复原理以及应用情况。     

薄壁管材激光弯曲过程热力耦合有限元分析

管材激光弯曲是一种柔性金属塑性加工方法,特别适合薄壁管材弯曲。文章对大径厚比薄壁管材的激光弯曲过程进行热力耦合有限元分析,建立了管材激光弯曲热力耦合有限元分析模型,并进行实验验证。对于薄壁管材激光弯曲,弯曲内侧局部凸起现象较为严重,激光光斑尺寸对凸起程度有一定影响,但不显著。     

不同类型缺口对管材精密下料过程中微裂纹萌生的影响

针对管材的精密下料问题,对管料外表面不同类型环状缺口的缺口效应进行了研究,并对管料环状V型缺口根部应力场的参数进行了分析,确定了缺口张角、缺口深度和缺口根部底角半径是影响环状V型缺口根部应力场的3个主要参数,并推导出了适合管料下料的管料V型缺口参数的数学表达式。提出了管材疲劳断裂精密下料缺口的设计,并分别对表面带有环状V型缺口试样、环状U型缺口试样、朝着与背着下料端方向45°的不对称V型缺口试样4种缺口形式进行了数值模拟计算,得到朝着下料端方向45°不对称V型缺口和环状V型缺口这两种缺口形式是比较适合的缺口形式,并对每种缺口在相同实验条件下产生的裂纹扩展长度做了相关试验研究,试验结论和数值模拟结论相吻合。     

Eddy current measurement of the wall thickness and conductivity of circular non-magnetic conductive tubes

A method to determine the wall thickness and conductivity of non-magnetic tubes using eddy-current measurements is presented. The equivalent circuit impedance formulae for an infinitely long solenoid with a conductive tube inside are derived. This simplified theoretical model is applied to calculate the tube wall thickness using the measured resistance and inductance of a real long coil with a long tube inside. In order to take into account the coil's finite length, an apparent fill factor is introduced. The last parameter is determined experimentally and used as the fill factor in the theoretical model. We report experimental tests for brass and copper tubes of nominal diameters in the range 12–20 mm and nominal thickness from 0.9 to 2.5 mm. An uncertainty of the wall thickness measurements typically within 2% is obtained.