直流辉光放电正柱区辉纹的形态演变

本文采用石英放电管,在氮、氩和氦气中进行直流辉光放电,改变气压、气体流速和放电电流,正柱区可形成辉纹,且形态逐渐演变.为研究辉纹形态演变,使用可连拍工业相机获得辉纹区照片,通过照片亮度计算分析辉纹亮度分布特点及其变化.结果表明:正柱区辉纹均呈现良好空间周期性;同时,有些放电条件下,辉纹亮度呈现从阴极到阳极逐渐衰减的周期性.与两种惰性气体相比,氮气中的辉纹最为清晰.因此,以氮气辉纹为例,定量研究了辉纹形态(辉纹波长和衰减系数)随放电条件的演变,结果发现:辉纹波长与放电电流密度的对数值几乎呈线性关系;而与气压和气体流速的相关性更为复杂.与此类似,在不同气压和流速条件下,辉纹衰减系数随放电电流的变化趋势也相当一致.

氧助CO2激光切割中辉纹形成初探

重点对两类模型进行了深入介绍,一是从热力学角度建立的切口熔化金属的热能方程,基于激光光斑面积与熔化前沿面积的比率来计算辉纹的宽度及穿透速率;另一模型则从流体力学的角度出发,运用高速气流中液膜的不稳性理论和扩散控制氧化理论进行分析,对辉纹的频率、深度等进行估算.建立了线性的纳维-斯托克斯方程对液体薄膜的受扰失稳进行分析,获得了切边波的频率特性,扩散控制氧化理论对气体压力、氧化放热过程的综合分析,得到了氧化过程中辉纹深度的估算.通过比较,提出了辉纹形成的一般理论结果,综合两类模型的优点建立了更加合理的模型并对今后的研究指明了方向.(OE23)

某电厂后水冷壁管角焊缝开裂后疲劳裂纹扩展原因分析

某电厂锅炉后水冷壁上部管子(SA-210C)与耳板焊接角焊缝处发生泄漏现象。通过对失效处样管进行宏观检查、化学成分分析、力学性能检测、金相分析和断口SE M检测并调取炉膛运行曲线。最终确定失效原因为:锅炉运行过程中,曾存在多次较严重炉膛震动现象,同时耳板和管子角焊缝处存在应力集中,在炉脸振动(交变应力)及热应力作用下,裂纹由应力集中处萌生并沿焊缝热影响区处产生疲劳扩展,最终导致该处管子失效,并于同一根管子上存在多处失效,从而使内部工质发散状喷出泄漏。疲劳断裂处断口产生明显疲劳辉纹现象,每个失效处均以失效点为疲劳源产生波纹状疲劳辉纹,在同时存在多个失效点的情况下,疲劳辉纹间相互干涉,由波纹状变为网状疲劳纹,加速疲劳辉纹扩展速率。

汽车后悬架纵臂开裂原因分析

某汽车在试验场行驶2796 km后发现其QSTE420TM钢后悬架纵臂断裂。对断裂的纵臂进行了宏观检验、化学成分分析、金相检验、硬度检测及有限元模拟。结果表明:后悬架纵臂是多源疲劳断裂,裂纹始于纵臂与轮毂支架的安装面;汽车在运行中紧固螺栓发生了松动,裂纹源处产生应力集中,应力接近材料的屈服强度,从而导致后悬架纵臂开裂。

不同应力下7B04铝合金的疲劳断口

采用金相、电镜扫描显微技术对不同应力下铝合金的疲劳断口显微组织进行分析和对比研究,揭示该合金疲劳裂纹萌生与扩展的微观特征。研究结果表明:疲劳裂纹一般在材料表面或近表面处萌生,与表面的距离随加载应力升高而减小,在应力为285MPa时裂纹于距表面约250μm处萌生,而在430MPa时裂纹萌生于材料表面;在裂纹源附近观察不到疲劳辉纹,且加载应力越高,这个区域的面积就越小,而裂纹扩展区的疲劳辉纹间距随应力的增大而增大;裂纹形成后,微裂纹沿着与应力轴呈45°角的最大切应力方向向纵深扩展,然后转向与拉应力轴正交的方向扩展,最后瞬断,且随着应力的增大,断口上疲劳裂纹扩展区的面积减小,瞬断区的面积增大。

高强7050-T7451铝合金厚板的疲劳断口特征

对7050-T7451铝合金厚板进行了疲劳试验,并采用光学显微镜、扫描电镜等观察了不同应力幅值下疲劳试样断口,重点分析厚板试样疲劳裂纹萌生区与扩展区的微观特征。结果表明:其疲劳裂纹主要在材料中富铁脆性化合物夹杂处萌生,其位置一般为材料表面或者近表面区,在240MPa应力幅值下,裂纹源距表面距离约为158.64μm,而在340MPa应力幅值下的距离约为120.10μm;裂纹扩展区域出现了二次裂纹、峭壁等微观特征,且疲劳辉纹的间距随应力幅值的增大而增大。

不锈钢EGR冷却器钎焊结构断裂分析

通过对钎焊失效件进行断裂裂纹的宏观分析及断口分析,确定了断裂发生的位置,并分析了断裂形式及疲劳裂纹萌生和扩展过程的特点。在对失效件裂纹的宏观观察中发现,断裂多发生在钎焊圆角根部,裂纹沿钎焊圆角根部萌生和扩展。对钎焊圆角表面微观形貌进行观察后发现,在钎焊圆角根部存在着连续分布的钎料瘤,容易引起局部应力集中,促进疲劳裂纹的萌生。在对失效件断口进行的分析中找到了疲劳断裂的典型特征——疲劳辉纹,有力地证明了失效模式为疲劳断裂。

空气和腐蚀环境下双相不锈钢SAF2507的疲劳性能

对超级双相不锈钢SAF2507分别在空气和3.5%NaCl溶液中进行旋转弯曲疲劳实验,研究两种介质下SAF2507不锈钢的疲劳性能。结果表明:宏观上,双相不锈钢SAF2507在3.5%NaCl腐蚀环境中的疲劳强度较空气中的下降幅度小,为空气下的90%。但微观上,空气中疲劳断口表现为韧性断裂,在铁素体和奥氏体相上呈现大量疲劳辉纹;腐蚀环境下,奥氏体为韧性断裂,而铁素体呈现解理断裂模式。两相上疲劳辉纹的宽度和间距随着晶粒位向及二次裂纹的开裂而不同。在奥氏体-铁素体双相不锈钢的疲劳断口中,不能根据疲劳辉纹的间距进行相的鉴别。

不同应力水平下5A06铝合金的疲劳断口研究

通过采用金相显微镜,扫描电镜和能谱分析研究了5A06铝合金高周疲劳断口的微观特征。研究结果表明:该合金在疲劳极限附近发生疲劳断裂时,裂纹主要萌生于杂质粒子与基体的界面结合处,较高应力水平下疲劳裂纹的萌生呈现多源性,并且裂纹主要起源于杂质粒子自身的开裂。随着应力水平的提高,裂纹的偏转路径更加复杂,疲劳辉纹间距不断增大,断口中疲劳裂纹扩展区所占比例减少。疲劳裂纹扩展的初期,疲劳微裂纹的偏转主要取决于相邻晶粒间有利滑移面的方向。

600 MPa级汽车大梁钢疲劳极限确定和疲劳断裂原因分析

为确定薄板坯连铸连轧(flexible thin slab rolling,FTSR)短流程生产线生产的600 MPa级汽车大梁钢是否满足装车要求,利用升降法研究了汽车大梁钢的抗疲劳性能。研究结果表明,采用对数试验应力-对数疲劳寿命拟合的方法要优于直接采用试验应力-疲劳寿命,计算得到了不同存活率下的P-S-N曲线,由图得到疲劳极限强度为294 MPa,经过数值计算得到的疲劳极限强度为287.1 MPa。采用扫描电子显微镜对疲劳试样进行了断口分析,发现疲劳断裂为韧性断裂,夹杂物为裂纹的起源,结合试验钢的性能指标和装车试用考核结果,确认FTSR生产线开发的600 MPa级汽车大梁钢满足装车使用要求。

600 MPa级热轧双相钢的高周疲劳性能

对热轧组织为铁素体+马氏体(1号)、铁素体+贝氏体+部分马氏体(2号)的600 MPa级热轧双相钢进行了应力比为0.1的拉-拉高周疲劳试验,并对疲劳性能进行了对比分析。结果表明:1号双相钢的疲劳极限为433 MPa,2号双相钢的疲劳极限为413 MPa。两种双相钢的疲劳断口均由疲劳源区、扩展区和瞬断区组成,疲劳源出现在试样顶角或近表面处,低应力时为单一疲劳源,高应力时为多疲劳源。裂纹扩展区除了有大量的韧窝,还有第二相粒子、疲劳辉纹和二次裂纹等特征。低应力幅时1号试样的疲劳辉纹较窄,疲劳寿命高于2号试样;高应力幅时2号试样的韧窝较深,疲劳寿命高于1号试样。在拉-拉载荷作用下,1号试样的裂纹为沿晶扩展,2号为穿晶扩展。透射电镜观察结果表明:在相近的应力幅下,疲劳断口附近高密度的位错缠结阻碍了位错的进一步运动,从而提高了双相钢的疲劳性能。

激光陀螺噪声电流研究

文中以氦氖气体激光器的噪声特性理论为指导,以试验研究为基础,建立了在线噪声电流测试方法,通过试验验证了温度、腔体毛细孔径、谐振腔充气气压等参数与放电噪声的关系,首次提出了放电噪声产生的机理,分析了电流噪声的检测方法及影响因素,给出了减小和抑制放电噪声的有效方法,使得激光陀螺的性能由0.01°/h提高到0.001°/h。

断口分析及其在失效分析中的应用

金属及合金的机械构件的断口上所显示出的标记与形貌反映了裂纹萌生及扩展时断裂机理。这些标记是能够用宏观和微观断口术明细地判别出来,并可以利用来鉴别裂源位置与裂纹扩展方向。疲劳辉纹的形貌特征和位向有一定的相关性。关于疲劳辉纹的形成及疲劳辉纹间距的测量将予以介绍,并将疲劳辉纹间距的测量技术可以作为对疲劳裂纹扩展的定性与定量分析,最后介绍了一个失效分析实例。

45钢驱动轴断裂原因分析

某电机设备的驱动轴在使用三个月后,出现断裂,断裂部位为一台级过渡处。该钢种为45钢,采用调质处理。从调质钢的最基本性质和热处理工艺出发,建立金属构件失效及失效分析的最基本的方法,通过多方面的实验,对驱动轴断裂原因作详细报告。综合运用失效分析的各种方法的同时,联系材料性能及热处理工艺的各种性质,分析驱动轴断裂的原因——疲劳断裂,并对改进提出建议。

TC11钛合金在不同温度下的疲劳断裂分析

借助光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和透射电镜(TEM)等研究了TC11钛合金不同温度下高周疲劳断口及断口附近的微观组织形貌。结果表明:TC11钛合金不同温度下的疲劳断口均由疲劳源区、裂纹扩展区和瞬断区3部分组成,裂纹扩展区存在大量的二次裂纹,随着温度的增加,二次裂纹数量逐渐增多的同时其长度与宽度也明显增加,且在二次裂纹附近出现微裂纹,疲劳辉纹的宽度从0.2μm(-30℃)增加到1μm(150℃),相应的疲劳极限也随着实验温度的升高而降低,该实验条件下疲劳极限值从438 MPa(-30℃)降至388 MPa(150℃),温度越高疲劳寿命越短。不同温度下随着循环周次的增加,钛合金内部出现位错或形变孪晶等亚结构来协调变形,低温下变形组织以位错缠结和形变孪晶混合型组织为主,高温下则以位错缠结为主,同时β片层发生明显的断裂现象,在α/β相界面的位错堆积导致的应力集中是疲劳裂纹源形成的主要原因。

TC11钛合金室温高周疲劳断口及微观组织

以片层组织TC11钛合金为研究对象,借助光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和透射电镜(TEM)对室温高周疲劳断口及断口附近的微观组织形貌进行了观察分析。研究结果表明:不同载荷下TC11钛合金疲劳断口均由疲劳源区、裂纹扩展区和瞬断区3部分组成,且裂纹扩展区存在着大量与疲劳裂纹扩展方向相垂直的二次裂纹。随着载荷的增大,二次裂纹数量逐渐增多的同时,其宽度明显增加,疲劳辉纹的宽度也随之增大,从0. 6μm(475 MPa)增加到1. 0μm(525 MPa)。在交变载荷的作用下,钛合金内部萌生出大量的位错亚结构,且位错多堆积在α/β相界处,造成应力集中,导致界面开裂形成裂纹源,从而降低疲劳寿命。

金属管线高温环境下的断裂失效分析

超燃冲压发动机燃烧室试验台配置了大量金属管线,煤油作为燃料和冷却介质在其中输运,在实验过程中发生管线早期断裂失效,对此开展了分析。首先利用三维体视显微镜与扫描电镜进行了断口观察与分析,表明管线的开裂起源于焊缝根部,具有典型的多源起源特征;裂纹源区具有蓝色半圆形特征,表明存在焊接裂纹。同时,断口呈现明显的疲劳辉纹,间距为亚微米量级。根据辉纹间距与管材壁厚以及使用寿命分析,确定了疲劳载荷的频率范围;根据理论公式与有限元模态分析对管线的自振频率进行了估算,其结果与断口分析的结果吻合良好。以上研究结果表明管线断裂是典型的振动疲劳失效导致的。为此,建议在管线中部增加固定点约束,改变管线的自振频率以降低振幅,并改进焊接工艺,提高管线焊接质量。基于以上措施,有效解决了管线的早期断裂失效问题。

6005铝合金手工MIG-背面水冷焊接头高周疲劳性能的研究

为了测定6005-T6铝合金焊接接头的疲劳极限,对4 mm厚6005-T6铝合金采用手工MIG焊焊接,并且焊后在试板背面进行通水冷却,使用高频疲劳试验机对焊接试件进行疲劳试验,并绘制了S-N曲线。对疲劳断口形貌和焊接接头的显微组织进行分析,研究了疲劳断裂的原因。结果表明：铝合金手工MIG焊接头在50%存活率情况下,其高周（10^7）疲劳极限应力为125 MPa,S-N拟合曲线为σ（max）=701Nf^-0.127。不同应力状态下疲劳裂纹均萌发于试样的表面。高应力状态下,断口中很难发现扩展辉纹,与静态拉伸断口相似。低应力状态断口扩展区存在大量扩展辉纹。热影响区的粗晶区和晶界聚集的第二相对疲劳性能不利。

CT80连续油管疲劳特性研究及断口分析

研究了CT80连续油管疲劳特性,并对其疲劳断口进行分析。结果表明：在应力幅值为250MPa时,其疲劳寿命达到了2×10^6;疲劳裂纹在材料表面或靠近表面的位置处萌生,且在疲劳源附近观察不到疲劳辉纹。随着应力幅值的增大,疲劳裂纹源区的面积减小,甚至会出现多个疲劳源;在较大应力幅值下,断口没有明显的疲劳源区,断裂近似于静载断裂,呈明显的剪切斜断口;疲劳裂纹扩展区附近呈现出放射状条纹,可观察到大量疲劳辉纹,同时还有二次裂纹。应力幅值越高,疲劳辉纹的间距就越大;疲劳瞬断区则由大量韧窝构成,从一些韧窝中可观察到断裂的第二相颗粒。

活塞顶部开裂失效分析

本文针对一款4缸汽油增压发动机活塞在开发阶段的耐久试验中出现的顶部开裂的失效进行原因分析,并采取针对性措施对铸造过程进行改进,有效解决了该问题。