粗糙度参数（共6篇）
粗糙度参数 篇1
摘要：通过对新旧表面粗糙度标准有关参数差异的研究, 从企业实际出发, 对表面粗糙度标准进行分析和探讨, 同时提出建议和基本思路。
关键词：标准,表面粗糙度,参数,差异
Pa、) 。由于旧标准中只对粗糙度轮廓及参数下了定义, 因此就粗糙度轮廓 (R) 而言, 新标准中取消了旧标准中表面轮廓微观不平度十点高度 (Rz) 的参数及定义, 而粗糙度轮廓最大高度的参数用符号 (Rz) 表示, 代替旧标准中的粗糙度轮廓最大高度的参数符号Ry。新旧标准中表面轮廓参数的对照见表1。
3 问题的思考和对策
在原表面粗糙度参数Ra和Rz中, 我国推荐使用Ra, 因此, 在执行GB/T3505-2000时没有受到影响。若要求微观的凸起和凹陷加以限制, 加注轮廓最大高度时, 也只要将原标注的Ry换成Rz就可以了。而对使用原Rz的企业, 由于新旧表准中的Rz是完全不同的定义, 所以与国外先进国家有合作关系的企业必须进行转换。转换时, 首先必须明确新旧表准中的Rz是两个完全的定义。新标准中的Rz就是旧标准中的Ry。新标准中已取消了旧标准中的微观不平度度十点高度Rz, 也就是说新标准中只有轮廓算术平均偏差Ra和轮廓最大高度Rz两个参数。可采用以下方法转换:
(1) 用国家推荐的参数Ra, 若要求对微观的凸起和凹陷加以限制, 加注轮廓最大高度Rz。
(2) 考虑到与国外企业的一致性, 仍应将旧标准中的微观不平度十点高度Rz转换成新标准中轮廓最大高度Rz, 应该对零件进行认真分析, 然后从其功能要求和加工经济性综合考虑, 从GB/T1031中选取规定的值。
4 结论
标准对企业的发展至关重要, 一个符号、一个定义乃至一个词句都会给企业带来很大影响, 有时会影响产品质量的结果。在产品图样中科学准确的标注表面粗糙度要求, 对提高设计质量十分重要。正确理解和实施新标准, 既能避免由于理解上的错误而影响设计质量, 也可以随着全球经济一体化进程的加快, 正确理解和实施新标准, 使企业有效地与国际标准和国外先进标准接轨。
表面粗糙度参数的计算机评定 篇2
2002年我国颁布的GB/T3505-2000《产品几何技术规范 表面结构轮廓法 表面结构的术语、定义及参数》标准(以下简称新国标)取代了GB/T3505—1983。新国标与旧国标相比,评定参数方面有很多变化。
目前很多高校实验室和企业的检测部门使用的计量仪器只能检测几个参数,多项参数的检测装置价格较贵。鉴于此,本文使用Visual Basic,在Windows界面下实现了新国标表面粗糙度多项参数的评定。
1 评定参数与程序计算模型
1.1 评定基准线
轮廓的最小二乘中线是评定表面粗糙度参数的基准线,它是指在取样长度内,使轮廓线上各点的轮廓偏距平方和为最小的线。采用最小二乘法建立一元线性回归方程y=kx+b,斜率k和截距b的计算公式如下:
其中:xi、yi为各点坐标值;
1.2 轮廓的最大高度Rz
轮廓的最大高度Rz是在一个取样长度lr内,最大轮廓峰高Zp和最大轮廓谷深Zv之和。旧国标中也有轮廓最大高度,其符号为Ry。旧标准中的十点高度Rz在新标准中已取消。但是我国当前使用中的一些测量仪器是测量旧国标中的Rz,因此,当采用现行的技术文件和图样时必须注意它们的区别。
编程求Rz相对简单,只需用两个函数Max和Min分别求出轮廓峰高的最大值和轮廓谷深的最大值,然后将两值相加。
1.3 轮廓算术平均偏差Ra
轮廓算术平均偏差Ra(Arithmetical Mean Deviation of The Assessed Profile)是指在取样长度内,纵坐标值Z(x)绝对值的算术平均值。
近似为:
该参数同旧国标中的含义相同,只不过符号a在新国标中是小写,在旧国标中是下标。
1.4 支承长度率Rmr
轮廓的支承长度率Rmr(c)是指在给定水平位置c上轮廓的实体材料长度(即在一个给定水平位置c上用一条平行于x轴的线与轮廓单元相截所获得的各段线长之和Ml(c))与评定长度ln的比率,计算式为:
在旧国标中也有轮廓支承长度率tp参数,但定义和符号不同。tp为取样长度内的支承长度与取样长度之比,而Rmr(c)是在评定长度上定义的,定义更为确切,并且提供更稳定的曲线和相关参数。
轮廓支承长度是各截线长度之和,如图1所示,Ml(c)
Ml(c)=[x(2)-x(1)]+[x(4)-x(3)]+…+[x(NJD+1)-x(NJD)] 。
1.5 轮廓单元的平均宽度Rsm
轮廓单元的平均宽度Rsm是指在一个取样长度lr内轮廓单元宽度Xs的平均值。其计算式为:
其中:Xsi为第i个轮廓单元宽度,是指包含一个轮廓峰和一个相邻轮廓谷的一段中线长度。
Rsm对应旧国标中的轮廓微观不平度平均间距Sm,在新标准中取消了旧国标中的轮廓单峰平均间距S。
求轮廓单元平均宽度Rsm的思路是:先求轮廓与中线的交点数目njd,再通过交点数目求轮廓单元数目n,然后由轮廓单元数目和交点的横坐标求出平均轮廓宽度。公式如下:
其中:x(njd)和x(1)分别是最后一个交点和第一个交点的横坐标值。
2 程序实现
评定程序采用Visual Basic编程语言开发,在Windows操作系统下运行。程序采用模块化设计,以主程序为核心编制了很多子模块程序。关键的子模块有:根据采样数据求最小二乘中线,计算轮廓的支承长度率,绘制表面粗糙度的实际轮廓曲线,绘制轮廓的支承长度率曲线,计算Rz、Ra、Rsm等参数。
3 实例
设采样点数为25个,取样长度为2.5 mm,采样点的横坐标依次为0.1,0.2,…,2.5。由仪器依次测得各采样点对应横坐标的纵坐标值,检测数据见表1。
将以上25组数据由程序读入,程序自动绘制出数据曲线,通过程序运行得到表面粗糙度各评定参数和轮廓的支承长度率曲线。评定结果如图2所示。
4 结束语
本文中的程序以最小二乘中线为基准,按照最新的国家标准,可对多项表面粗糙度参数进行计算。表面粗糙度的实际轮廓和轮廓的支承长度率曲线直观地显示在运行界面上,提高了评定表面粗糙度的正确性和效率。
摘要：介绍了最新国家标准中表面粗糙度的评定参数,通过程序实现了多项粗糙度参数的计算,并用实例说明了程序的有效性。
关键词：表面粗糙度,参数评定,计算机
参考文献
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粗糙度参数 篇3
熔融沉积 (Fused Deposition Modeling, FDM) 快速成型是一种基于喷射的成型技术, 具有成本低、成型速度较快、无污染等特点[1]。在FDM成型加工过程中, 每一个环节都可能会引起误差, 这些误差严重影响了FDM制品的成型精度, 作为其中重要因素的工艺参数, 将会直接引起成型制品表面粗糙度的较大差别, 因此应在加工之前予以考虑。本文利用北京殷华GⅡA型快速成型机, 通过制品加工试验, 考察不同的工艺参数对制品表面粗糙度的影响, 以期为后续的成型制品精度分析提供理论参考依据。
1 FDM快速成型的工艺原理
熔融沉积是将丝状的热熔性材料加热熔化, 通过带有一个微细喷嘴的喷头挤喷出来, 其工艺原理如图1所示。
喷头装置在计算机的控制下, 可根据加工工件截面轮廓的信息作X、Y平面运动, 而工作台则作Z方向, 即垂直高度的运动。热塑丝材 (ABS、蜡丝及尼龙丝等) 由供丝机构送至喷头, 并在喷头中加热至熔融状态, 然后被选择性地涂覆在工作台上, 快速冷却后形成加工工件截面轮廓。当一层成型完成后, 工作台下降一截面层的高度, 喷头再进行下一层的涂覆, 如此循环, 最终形成三维制品[2]。
2 FDM系统的主要工艺参数
在FDM快速成型系统中, 尽管诸多因素对成型制品精度或加工时间都有或多或少的影响, 但主要还是由少数几个工艺参数来控制的, 本文选取了3个最重要的工艺参数在成型加工之前必须予以考虑, 它们分别是分层厚度、成型温度、成型角度。
1) 分层厚度。即制品成型过程中每层切片截面的厚度, 该参数与所用喷嘴类型有关, 一般取0.15~0.4 mm。
2) 成型温度。包括喷嘴温度与环境温度。喷嘴温度是指喷头加热到一定值时的工作温度。环境温度则指成型系统工作时制品周围环境的温度, 通常是成型设备工作室的温度。
3) 成型角度。制品与成型室三维坐标系的夹角, 如图2所示, α为长方体模型与XOY平面的夹角, 即将长方体绕X轴旋转了α角。
3 工艺参数对制品表面粗糙度的影响
3.1 分层厚度对表面粗糙度的影响
使用半径为10 mm的半球作为试验件, 分别在0.2 mm、0.3 mm和0.4 mm的分层厚度时加工成型, 其它工艺参数取默认值, 加工后的试件如图3所示。
成型数据如表1所示。
从成型实物可以明显看到0.2 mm分层厚度的半球试件表面粗糙度比0.3 mm与0.4 mm的试件小。当成型角度取90°时, 根据表面粗糙度公式可计算出粗糙度值分别为Ra0.1、Ra0.15和Ra0.2。因此分层厚度越小, 制品的表面粗糙度值也越小, 但所需成型时间会变长, 加工效率降低。相反则表面粗糙度值变大, 加工效率相对提高。所以实际成型加工过程中, 为了减小制品的表面粗糙度, 在时间合理允许的情况下, 应选择较小的分层厚度。
3.2 成型角度对表面粗糙度的影响
使用20 mm×10 mm×5 mm的长方体模型作为试件, 分别在30°、60°、90°的成型角度上进行成型, 分层厚度取0.3 mm, 其它参数取默认值, 成型后的试件如图4所示。
表面粗糙度为0是不可能的, 从成型试件上可用肉眼观察到表面质量的不同, 30°的成型试件表面十分粗糙, 凹凸不平, 丝材出现紊乱, 60°时表面质量明显较30°有所提高, 90°时粗糙度值最小, 在分层厚度取值相同的情况下, 制品成型角度与粗糙度值之间成反比关系, 角度越大, 表面粗糙度值越小。
3.3 成型温度对表面粗糙度的影响
成型温度包括设备喷嘴和成型室两个温度, 首先是喷嘴温度, 其决定了材料的粘接性能、堆积性能、丝材流量以及挤出丝宽度。北京殷华GⅡA型快速成型机喷嘴温度默认值为240℃, 在实际加工中, 制品成型前需对喷嘴进行升温与清洗, 通过试件成型时的温度设置及试验, 得到不同的试验结果。GⅡA型成型材料为ABS B601, 为了节约材料, 选择8件20 mm×10 mm×5 mm长方体作为试验件对象, 经过加工后不同长方体试件表面粗糙度间的比较, 得出喷嘴温度合理范围, 如图5所示。
从图5中可知, 成型的喷嘴合理温度范围区域是220~260℃, 在这个温度范围内, 制品的成型质量是正常的, 实验表明, 小于220℃时, 成型丝材ABS难以融化, 黏度加大, 材料挤丝速度变慢, 喷嘴容易发生堵塞, 并且材料层面粘结强度降低, 从而引起层间剥离, 导致制品成型失败, 大于260℃时, 材料则偏向于液态, 黏性系数变小, 流动性强, 挤出过快, 无法形成可精确控制的丝, 制品的表面粗糙度值较大, 精细轮廓难以成型, 甚至出现表面起皱和制作时材料“塌陷”现象。
其次是成型室温度, 它会影响制品的表面质量及热应力大小。殷华GⅡA型FDM快速成型机的成型室温度可调范围为30~100℃, 因而需选择8件试件, 鉴于此前已建好的三维模型, 仍将20 mm×10 mm×5 mm的长方体作为试验样件, 在成型室温度分别为30℃、40℃、50℃、60℃、70℃、80℃、90℃和100℃时成型, 比较得出成型室合适温度范围, 如图6所示。
从图6中可以看到制品成型时成型室的合适温度为40~80℃, 若温度过高, 虽然有助于减少热应力, 但试件表面易起皱, 粗糙度值变大;而温度过低, 从喷嘴挤出的丝骤冷使成型制品热应力增加, 容易引起试件翘曲变形, 同样表面粗糙度值也变大。
4 结语
在FDM快速成型加工中, 表面粗糙度影响着最终制品的质量, 它们对FDM技术能否拓展到更多应用领域起着关键性甚至是决定性作用。本文针对目前FDM快速成型制品精度不高的情况, 对影响FDM快速成型制品表面粗糙度的工艺参数进行了系统分析, 通过试验研究了它们对制品的表面粗糙度的影响, 实践证明, 利用上述试验的结果能够很好地实现主要工艺参数的合理控制与设置的目的。
摘要：随着熔融沉积 (FDM) 的进一步应用, 制品成型精度成为FDM在工业发展中的关键问题。文中介绍了FDM的工艺原理, 阐述了FDM系统中的主要工艺参数, 并通过成型设备及实验分析了它们对成型制品表面粗糙度的影响。
关键词：FDM,工艺参数,表面粗糙度
参考文献
[1]刘伟军.快速成型技术及应用[M].北京:机械工业出版社, 2005:12.
粗糙度参数 篇4
微弧氧化技术具有处理工艺简单、效果显著、过程绿色环保等显著优点,近年来在工艺开发、膜层性能研究、反应机理探索、电源设备研制等方面都取得了丰硕的成果。然而,对膜层耐热性、厚度、耐磨性、耐腐蚀性等方面的专题研究较多,而对于表面粗糙度的研究较少见。在研究负脉冲对加工电流和电压影响时发现,随着负脉冲个数的增加,膜层表面粗糙度会降低[1];在研究膜层表面形态和组成时发现,工作液中添加硼酸时会增加膜层的表面粗糙度[2];在分析膜层截面时发现多孔层的表面粗糙度为3～6 μm[3],对微弧氧化工艺进行改进后获得了表面粗糙度为0.75～1.50 μm的多孔层[4];膜层表面粗糙度与厚度间存在着一定的线性关系[5,6,7]。本工作就恒流微弧氧化处理过程中加工参数对铝合金LD10表面膜层粗糙度的影响进行了分析,探索加工参数对微弧氧化膜表面粗糙度的影响规律,以期找出改善和控制膜层表面粗糙度的方法。
1 试 验
试样材料为LD10铝合金,成分(质量分数,%):3.90～4.80 Cu,0.40～0.80 Mg,0.40～1.00 Mn,0.60～1.20 Si,0.70 Fe,0.30 Zn,0.10 Ni,0.15 Ti,其他杂质<0.20,余量为Al,尺寸ϕ30 mm×5 mm。试验前表面先被打磨至Ra 0.1 μm,再用去离子水清洗后在空气中晾干备用。然后,试样连接阳极,不锈钢槽体连接阴极,按表1所列的试验参数采用双极性脉冲电源对试样进行微弧氧化处理。处理后的试样表面用TR200粗糙度仪进行测量,每个试样测量5次,其中3次为随机测量,2次为相互垂直直径方向上的测量,然后取5次均值作为最终的表面粗糙度值。
采用单因素法分析加工参数对膜层表面粗糙度的影响,在研究其中一个参数对膜层表面粗糙度影响时,其他参数都取固定值。处理时各参数均由电源操作台一次性输入,且正负向脉冲的占空比始终相同,工作液温度由电源内部测量和显示,温度精度±3 ℃。粗糙度仪TR200的测量精度为0.01 μm,测量范围为0.02 ～ 12.50 μm,取样长度0.8 mm。
2 结果与讨论
2.1 电流密度对膜层表面粗糙度的影响
微弧氧化膜层表面粗糙度受基体材料表面粗糙度和膜层表面微观结构(见图1)共同影响。当基体材料表面粗糙度较小,或者膜层的厚度足够时,膜层表面粗糙度将由膜层表面微观结构决定。而膜层表面微观结构取决于微弧氧化处理过程中的膜层生长过程和膜层溶解过程(一对互逆过程)。膜层生长过程是指在正向电场的作用下,膜层在薄弱区被瞬间击穿,产生火花使膜层增厚的过程。处于相对薄弱区的膜层在被击穿的瞬间产生放电火花并形成放电通道,在火花放电通道内部瞬间产生高温和高压,使基体材料被熔融、氧化,并喷射到膜层表面,受外部工作液的冷却在喷口处迅速冷凝,形成图1所示的微颗粒和类似火山口微孔,同时部分喷出物还完成物理晶相变换。不同放电时间产生的微颗粒和孔洞相互重叠、堆积,并被随后产生的火花重新熔融,在膜层逐渐增厚的同时形成新的表面结构。膜层溶解过程是指负向电场和碱性工作液对膜层溶解过程。在膜层生长的同时负向电场和碱性工作液能溶解膜层中的非晶相成分,使膜层厚度减少,同时形成新的溶解微孔洞和微裂纹,或者增大原有的放电微孔产生薄弱区,易于下次放电的发生。在膜层生长和溶解的动态互逆过程中,当正负向电流和电压不同时,生成的微颗粒、微孔洞、微裂纹的大小以及颗粒和孔洞的重叠互融程度都不相同,形成了不同的表面微结构,也决定了膜层表面粗糙的不同。
处理时间为70 min,脉冲频率和占空比分别为200 Hz和24%,30 ℃的工作液中正负向电流密度对膜层表面粗糙度的影响规律见图2。由图2可知,随着电流密度的增加,膜层表面粗糙度整体上都呈现出增加的趋势,并且具有一定的阶段性特征。
图2曲线1为负向电流密度为10 A/dm2时,膜层表面粗糙度随着正向电流密度逐渐增加时的变化规律,膜层表面粗糙度一直呈增加态势。当正向电流密度从5 A/dm2增加到15 A/dm2时,膜层表面粗糙度变化相对较小,粗糙度仅从Ra 1.05 μm增加到Ra 2.10 μm。在此范围内,随着正向电流密度的增加,放电火花体积增大,火花密度也逐步增加,放电颗粒和孔洞同时增大,其重叠度也随之增加,因而最终生成的膜层粗糙度只升高1.05 μm。当正向电流密度从15 A/dm2增加到30 A/dm2时,单个火花体积随电流密度增加而快速增加,而放电火花密度开始逐渐减小,单个火花放电的能量越来越大,使得集中放电现象越来越明显。单个火花能量越大,形成的放电通道越大,最终产生的电颗粒和孔洞也越大。同时,由于火花密度不足以使这些大颗粒和大孔洞很好地重熔,生成的膜层粗糙度越来越大;此外,相同时刻的电压也会随电流密度增加而升高,过高的电压使膜层不仅在薄弱区击穿放电,同时在一些较厚的地方也会产生火花放电,进一步增加了膜层的表面粗糙度。正向电流密度超过20 A/dm2,处理后期集中放电存在的时间越长,集中放电出现以后火花数量迅速减少,巨大的红色火花在膜层表面缓慢移动,生成的膜层表面出现浅红色小斑块(斑块上出现片状烧蚀微结构和宏观孔洞),斑块上的粗糙度更大,说明集中放电能进一步加大膜层的粗糙度。因此,随着正向电流密度从15 A/dm2增加到30 A/dm2,粗糙度从Ra 2.1 μm快速增长到Ra 7.4 μm。
图2曲线2为正向电流密度10 A/dm2时,负向电流密度对粗糙度的影响规律,同正向电流密度的影响相比,负向电流密度的影响相对较小。在5～15 A/dm2区间内呈现先减小后增加的趋势,在10 A/dm2时达到最小值Ra 1.20 μm,且粗糙度变化很小,变化范围在0.30 μm之内;而在15～30 A/dm2区域内负向电流密度对粗糙度影响增大,粗糙度值从Ra 1.48 μm快速增加到Ra 5.04 μm。这可以解释为:在前一区间内,负向电流密度对膜层的溶解主要体现出对膜层的平整作用,这也符合文献[1]的观点;随着负向电流密度的增加,在第二区间内,相同时刻负向电压也越大,在负半周期内对膜层的溶解也越强,使膜层上的薄弱区放大,形成小范围的集中放电点;同时,随着负向电流密度的增加,生成膜层的表层颗粒越来越大,孔洞也越大,形成的疏松层厚度比例也越大。当负向电流密度增加到30 A/dm2时,超过1/2厚度的膜层都会被溶解成疏松层。这层疏松层是由大量宏观细沙颗粒状物质松散构成,机械强度很低,因此,形成的表面粗糙度很大。
在微弧氧化处理过程中,尽管正、负向电流密度对膜层表面粗糙度的影响机理和规律不同,但基本上是电流密度越小膜层的粗糙度越小。正、负向电流密度取5 A/dm2和10 A/dm2时膜层粗糙度均较小,但正向电流密度为5 A/dm2时膜层厚度薄、硬度低,取10 A/dm2时膜层厚度适中,硬度较高。因此,最佳加工正、负向电流密度均取10 A/dm2。
2.2 微弧氧化时间对膜层表面粗糙度的影响
微弧氧化时间是微弧氧化处理的重要参数之一,时间变化对膜层性能影响显著,常用此调整膜层的性能。正、负向电流密度为10 A/dm2,脉冲频率和占空比分别为200 Hz和24%,30 ℃的工作液中膜层表面粗糙度随加工时间的变化规律见图3。
微弧氧化处理过程中,正向电压进入缓慢上升阶段初期,试样表面被大量细小的红色火花覆盖,此时膜层主要是非晶相结构,表面粗糙度值较小。随着氧化时间的延续,正向电压升高,单脉冲氧化能量增加,火花颜色加深,体积逐步增加,生成的微颗粒和微孔洞体积开始逐步增加;同时,随着放电产物相互重叠和互熔程度的增加,生成物开始部分进行物理晶相结构变化,负半周期对膜层的溶解不再均匀,加剧膜层表面的高低不平,增加了微孔洞的直径。此外,随时间延长,负向电压也逐步升高,对膜层的溶解能力也越来越强,使膜层上的薄弱区更加突出,增加了薄弱区放电几率,同时也增大了该区域的高低不平度。因此,随着氧化时间的延长,膜层表面粗糙度近似呈线性规律增加。氧化时间越短膜层表面粗糙度越小,处理70 min所得膜层表面粗糙度(Ra 1.2 μm)最好。
2.3 脉冲频率和占空比对膜层表面粗糙度的影响
脉冲占空比为24%,电流密度为10 A/dm2,时间为70 min,30 ℃的工作液中膜层表面粗糙度随脉冲频率的变化规律见图4。由图4可知,随着脉冲频率升高,膜层的表面粗糙度呈现减小的趋势。图5为频率200 Hz、其他条件相同时,脉冲占空比与膜层表面粗糙度之间的关系。由图5可知,随着脉冲占空比的增加,膜层表面粗糙度整体表现出增加的趋势。
在恒流微弧氧化处理过程中,尽管单个脉冲时间内有大量的火花在相对薄弱区上随机地产生、存在、消失,但火花持续时间、数量、大小取决于脉冲频率和占空比。随着脉冲频率从50 Hz升高到200 Hz,或占空比从45%缩短到24%时,火花持续时间和体积减少速度较快,而数量却逐渐增多。火花持续时间短且火花体积小时产生的放电产物少,形成的放电微颗粒和类火山口微孔减小,有利于膜层表面粗糙度的降低。同时,放电火花数量增加,在相同面积上增加了重复放电次数,使放电产物能够反复熔融,提高了放电物质的重叠和重熔程度,进一步降低了膜层的表面粗糙度。因此,随着脉冲频率升高,或占空比减小,膜层粗糙度下降较快。
随着脉冲频率从200 Hz进一步升高到300 Hz,或者占空比从24%继续减小到10%时,膜层表面粗糙度的变化明显减小(变化范围都小于0.1 μm)。在这6次试验中放电火花差别很小,试样表面始终维持小体积、高密度的浅红色火花。由于频率高、占空比小,单个脉冲能量低,每个放电火花生成的微颗粒和微孔都很小,经多次重复放电互熔后,膜层表面均匀分布着微小的凸起和孔洞;同时,能量低大大降低了放电产物的晶相转化比例,非晶相物质成为膜层的主体,溶解在整个膜层上也是均匀一致的,因此,表面粗糙度始终维持在Ra 1.2 μm左右。
2.4 工作液温度对膜层表面粗糙度的影响
在微弧氧化过程中火花放电产生大量的热量,导致工作液温度升高。工作液温度的变化对放电状态、膜层质量、加工效率[8]都具有重要的影响。当脉冲频率为200 Hz,占空比为24%时,电流密度为10 A/dm2,处理70 min后工作液温度对膜层表面粗糙度的影响见图6。由图6可知,随着工作液温度的升高,膜层表面粗糙度下降,在30 ℃时达到最小值Ra 1.2 μm,在30～40 ℃之间保持较小的变化,然后再呈线性升高。
在低温工作液中,加工电压和膜层增长速率都很快,大量的不规则柱状颗粒和微小的针孔随机地分布在膜层表面,而放电产物重叠和互熔的痕迹较少。随着工作液的温度升高,溶液电导率升高,加工电压和膜层增长速率逐渐减慢,膜层表面柱状颗粒和针孔也逐渐减少,放电物质重叠和互熔痕迹明显增多,膜层表面趋于平整,因而粗糙度也越来越低。在30～40 ℃的工作液中,膜层表面放电物质的重叠和互熔程度最高,膜层最均匀,表面粗糙度始终保持在Ra 1.2～1.4 μm。工作液温度超过40 ℃,处理过程会随温度的升高变得越来越不稳定,集中放电的现象越来越明显。能量集中使火花数量快速减少,体积越来越大,生成的大颗粒放电产物使膜层表面变得更粗糙。同时,温度升高使溶液溶解能力增强,膜层表面不平度增加,进一步提高了粗糙度值。
3 结 论
(1)正向电流密度对粗糙度的影响比负向电流密度大,减小正、负向电流密度,有利于膜层表面粗糙度的降低,且具有阶段性。在5～15 A/dm2范围内,正、负向电流密度分别使粗糙度值升高了1.05 μm和0.30 μm,而在15～30 A/dm2范围内,增加正、负向电流密度使粗糙度值分别增加了5.30 μm和3.56 μm。
(2)在恒流条件下微弧氧化时间越短,膜层表面粗糙度越小。
(3)脉冲频率从50 Hz升高到200 Hz,或占空比从45%缩小24%时,膜层表面粗糙度都呈现减小趋势;而当频率继续升高,或占空比继续减小时,膜层表面粗糙度开始趋于恒定。
(4)工作液温度过低或过高都不利于降低膜层表面粗糙度,工作液在30～40 ℃内微弧氧化处理所得膜层表面粗糙度最好。
(5) 在30 ℃的工作液中,正、负向电流密度10 A/dm2,频率200 Hz,占空比24%,微弧氧化处理时间70 min时,可获得最佳表面粗糙度(Ra 1.2 μm)的硬质微弧氧化膜层。
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[7]Sundararajan G,Rama Krishna L.Mechanisms underlying the formation of thick alumina coatings through the MAO coating technology[J].Surface and Coatings Technology,2003,167:269~277.
粗糙度参数 篇5
在机械加工中,表面粗糙度是衡量已加工表面质量的一个重要指标之一,表面质量的好坏不仅对零件机械性能影响很大,而且直接影响着机器的使用性能、可靠性及寿命。表面粗糙度是反映零件表面微观几何形状误差的一个重要指标。在目前的机械加工过程中,主要是通过经验判断人为的手工输入切削速度、进给量、背吃刀量等切削参数的。在高速精加工过程中,表面粗糙度的要求也成为加工效率提高的一个约束条件,因此通过优化切削参数来提高表面质量和切削加工效率得到日益广泛的应用[1]。
2 试验回归模型
响应曲面法是对所感兴趣的响应进行建模和分析,从而获得优化过的响应值的方法。响应曲面法的基本思想是通过构造一个明确的多项式来表达隐式功能函数,这种方法可以用来寻找考虑了输入变异值的变异或者不确定之后的最佳响应值[2]。
在高速精加工过程中,切削速度、进给量、背吃刀量的大小都会影响加工表面的质量,为了更准确地了解切削参数对加工表面粗糙度的影响规律,我们采用二次数学回归的方法建立表面粗糙度和切削参数之间的关系[3]:
式中:xi为m维自变量的第i分量,b0、bi、bij为多项式的待定系数。将待定系数按照一定次序排列,可以构成矢量b軋,利用n个试验点,采用最小二乘法求解矢量b軋。
根据文中系统响应输出与输入变量的选择,多项式模型响应曲面可表示为:
3 试验设计
在切削加工试验中,假定背吃刀量ap为X1,进给量f为X2,切削速度Vc为X3,为了方便数据处理本文采用以X1、X2、X3为坐标轴的编码空间进行变量编码设计[4,5]。用Z2、Z1、Z0、Z-1、Z-2分别表示各个加工变量的2水平、1水平、0水平、-1水平、-2水平,对各加工变量进行编码:
上式中:xi为变量代码;Xi为加工参数变量;X0表示加工变量的0水平;△Xi为因子Xi的间隔值。加工参数的水平编码如表1所示。
本文引用文献[6]中的31组高速精车试验数据,试验数据结果和编码如表2所示。
4 试验结果分析
采用试验数据把各试验因素的自由变量和表面粗糙度都转换为矩阵形式,利用最小二乘法得到表面粗糙度的回归方程:
同时参数的取值范围:ap为0.1~0.5mm,f为0.02~0.1mm/r,Vc为200~400m/min。
利用Minitab15软件拟合出各因素对表面粗糙度值的二次回归拟合曲线图,图形如图1所示,单因素子模型的回归方程为:
综合拟合曲线图和拟合回归方程,表面粗糙度随着背吃刀量和进给量的增大而增大,随着切削速度的增大而缓慢变小。同时,背吃刀量对加工表面粗糙度数值的影响最为显著,进给量次之,切削速度影响最小。
图2为粗糙度的响应面模型,模型能形象地反映出在试验过程中,粗糙度和任意两个切削加工参数之间的关系。
5 参数优选
为了获得最大加工效率,可以采取获得单位时间内最大金属切除量的前提下优化切削参数。单位时间内的金属的切除量[7]:
式中,D为加工工件的直径。
在高速精加工过程中,由试验结果分析可知,背吃刀量对粗糙度的影响最大,因此首先确定背吃刀量的范围,以保证粗糙度的大小,然后通过选择合适的进给量和切削速度来提高材料单位时间内的金属切除量。假定背吃刀量x1=0.3mm,结合式(5)和式(7)可以做出Ra和Q的等高线如图3所示。
由图可见,Ra=0.45μm的等高线与Q=1.1mm3/min、Q=1.4mm3/min、Q=1.7mm3/min、Q=2.0mm3/min的等高线分别交于点A、B、C和D点,这四组加工参数都获得相同的Ra值,但D处的加工效率明显要高于其他三点;另外,在加工效率相同的条件下,选择合理的参数可获得更好的表面质量,如在Q=1.1mm3/min的等高线下可以看出,A点的加工参数所获得Ra值比E、I处的Ra要小。显然即使加工参数不相同,却可获得相同的Ra或Q值,因此在实际生产加工过程中,应结合具体生产条件,确定出最优的切削加工参数。
6 结论
(1)响应曲面法建立表面粗糙度预测模型,该方法在不需要做大量试验的同时能获得丰富的信息,建立的数学模型效率高,显著性好。
(2)高速精加工响应面模型和拟合曲线图能得出:表面粗糙度随着背吃刀量和进给量的增大而增大,随切削速度的增大而减小。同时,背吃刀量对加工表面粗糙度数值的影响最大,进给量次之,切削速度影响最小。在表面粗糙度选定的情况下,合理的选择切削参数能提高切削加工效率,提高生产率。
(3)结合表面粗糙度和材料切除量的等高线图,可见较优的切削加工参数往往集中在等高线的右下方,在实际生产中可以结合生产条件实现切削参数的最优选择。
摘要：文中通过试验设计的方法研究了高速精加工中切削参数的选择对表面粗糙度的影响。采用响应曲面法建立表面粗糙度的响应模型,分析了切削速度、进给量、背吃刀量对表面粗糙度的影响以及切削参数的优选。结果显示背吃刀量对表面粗糙度的影响最为显著,进给量次之,切削速度影响最小。在表面粗糙度选定的情况下,优先选择背吃刀量可以提高加工效率。
关键词：高速精加工,表面粗糙度,响应曲面法,试验设计,切削参数优选
参考文献
[1]SURESH P V S,et al.A genetic algorithmic approach for optimization of surface roughness prediction mode[lJ].International Journal of Machine Tools&Manufacture,2002,42(6):675-680.
[2]方沂,李凤泉.响应面法在高速加工切削参数优选中的应用[J].机械设计,2006(7):34-36.
[3]YUSUF S,et al.Surface roughness model for machining mild stee[lJ].Materials and Design,2005,26(4):321-326.
[4]茆诗松,等.试验设计[M].北京:中国统计出版社,2004.
[5]任泉露.试验设计与分析[M].北京:高等教育出版社,2003.
[6]刘永云,孙传俊.高速精加工表面粗糙度值预测模型研究[J].模具制造,2007(12):63-66.
粗糙度参数 篇6
现行的机械零件润滑设计是基于光滑表面接触进行的,而工程中绝对光滑的表面是不存在的,所有的机械零件表面均存在着粗糙峰谷。那么,粗糙表面的形貌参数对润滑特性是如何影响的,借助数值计算寻找此问题的答案,正是本文宗旨之所在。
1993年黄平和温诗铸[1]在给定随机粗糙度表面样本后,数值研究了不同载荷和粗糙度条件下的弹流润滑问题,指出由于雷诺方程中速度项的影响,表面粗糙峰的对应位置出现了压力波动。Chang[2]基于部分膜弹流润滑的随机模型,采用计算粗糙峰接触压力的程序,模拟了粗糙峰的接触过程和粗糙表面在EHL状态下的固体对固体的接触。提出为了进一步研究混合润滑的粗糙度效应,应考虑表面粗糙度、粗糙峰的接触、弹性变形和热效应。Venner和Napel[3]讨论了在稳态弹流润滑线接触的状态下,表面粗糙度对压力轮廓和润滑膜厚度的影响,认为在稳态下应考虑粗糙轮廓的显著变形。因此粗糙度效应是弹流润滑分析中非常重要的因素。
1 线接触弹流润滑的基本方程
1.1 数学模型
在计算中,可以将线接触运动模型等效为一个圆柱体和无限大平面的运动。假设平面a光滑,圆柱体b为横向粗糙表面,进一步设b表面的粗糙度可用余弦函数来描述,即:
其中:Sa(x)、Sb(x)分别为a、b表面粗糙度函数;Ab为圆柱b表面粗糙度函数波的幅值;lb为圆柱b表面粗糙度函数的波长;φ为粗糙函数的相位。
1.2 Reynolds方程
本文采用在“等效粘度”概念的基础上推导出来的最具一般形式的雷诺方程[4]:
其中:ρ为流体密度;t为时间;h为油膜厚度;η为流体粘度;p为油膜压力;U为卷吸速度;undefined、ρ*、ρe均为与流体密度和粘度有关的当量参数。
Reynolds方程的边界条件为:
其中:x-∞为油膜起点的坐标;xe为计算域中最后一个节点坐标;xo为油膜因气穴现象而破裂的位置的坐标。
1.3 膜厚方程
对于粗糙圆柱表面的膜厚方程,必须引入粗糙度函数V(x,t),即:
undefined。 (4)
其中:h0(t)为与载荷W对应的未知时变函数;δ(x,t)为a和b两表面法向弹性沉陷之和;θ为粗糙度函数的系数;R为等效圆柱半径。对于本文所讨论的两圆柱线接触问题θ=1,V(x)=Sa(x,t)+Sb(x,t)。
1.4 粘度方程
设表观粘度η与压力p和温升T之间服从Roe lands关系,其表达式为:
undefined。 (5)
其中:Z、S分别为量纲一化的粘压系数和粘温系数;T为工作温度;T0为环境温度;η0为环境温度和压力下的粘度,简称环境粘度。
1.5 密度方程
设流体的密度ρ与压力和温升之间服从如下经验公式:
undefined。 (6)
其中:ρ0为环境温度和压力下的密度。
1.6 弹性变形方程
流体的弹性变形方程为:
undefined。 (7)
其中:s为x轴上的附加坐标,它表示任意分布载荷p(s,t)与坐标原点的距离;E′为当量弹性模量。
1.7 润滑剂的能量方程和固体热传导方程
润滑剂的能量方程为:
undefined。 (8)
其中:z、z′分别为z方向坐标及其附加坐标;c为润滑油的比热容;τ为润滑油的内剪切力;k为流体的热传导系数;u为润滑油的流速。
圆柱体a和b的热传导方程为:
其中:ca、cb分别为圆柱体a和b的比热容;ρa、ρb分别为圆柱体a和b的密度;ka、kb分别为圆柱体a、b的热传导系数;Ua、Ub分别为圆柱体a、b的表面速度。
1.8 载荷方程
载荷方程为:
W=∫undefinedp(x,t)dx 。 (10)
求解方程前将其进行量纲一化,量纲一化的主要参数和方法与文献[5]相同。
2 数值计算及结果
润滑油的环境粘度η0=0.078Pa·s,环境密度ρ0=860kg·m-3,粘压系数α=2.19×10-8Pa-1,粘温系数β=0.042K-1,比热容c=2 000J·kg-1·K-1,热传导系数k=0.14W·m-1·K-1,特征剪应力τ0=1.1×107Pa;环境温度T0=303K;两圆柱的当量曲率半径R=0.025m,密度ρa=ρb=7 850kg·m-3,比热容ca=cb=470J·kg-1·K-1,热传导系数ka=kb=45W·m-1·K-1。量纲一化的载荷参数undefined,量纲一化的材料参数undefined量纲一化的速度参数undefined。
粗糙解平均油膜厚度undefinedav要大于光滑解undefinedav。随着波长undefinedb的增大,二者的数值相差无几(见图1)。当波长undefined时膜厚已不随波长发生明显变化。最小油膜厚度值undefinedmin基本稳定。这是由于当波长undefinedb增大时,致使粗糙峰轮廓变得平缓,粗糙峰的个数逐渐减少。当波长达到一定值时,大多数粗糙峰会被油膜所覆盖,只有少数峰值较高的粗糙峰在发生碰撞。
2.1 峰高参数undefinedb对最高压力峰值和最小油膜厚度的影响
当undefined时,最大压力变化比较平缓,undefinedmax随粗糙度峰高增大而接近线性增大(见图2),此时的最大压力undefinedmax对粗糙度峰高变化的敏感性不高。当undefinedb由0.15μm变化到0.20μm时,undefinedmax迅速增加,undefined时的undefinedmax要比undefined时的增加了83%。
最小膜厚undefinedmin近似地随着粗糙峰高undefinedb的增大而呈下降的趋势。最小膜厚与粗糙峰高的近线性关系相对明显。当undefined时,undefinedmin已减小到0.036 9,这个数值要比undefined时减小了约0.23。
2.2 相位和波长参数对最高压力峰值和最小油膜厚度的影响
最小油膜厚度和最大压力随相位和波长的变化见图3和图4。由图可以看出,相位φ的变化对最小油膜厚度undefinedmin和最大压力峰undefinedmax的影响较大,特别是在波长undefined时最为显著。其中相位φ=6.0π时,最小膜厚值undefinedmin的变化最大。随着波长undefinedb的增加,相位对最小膜厚值undefinedmin和最大压力峰undefinedmax的影响逐渐减弱,最后undefinedmin和undefinedmax渐进各自的稳定值。
2.3 相位参数对油膜温升分布的影响
相 位φ对油膜压力和膜厚的影响见图5,对温升的影响见图6。不同相位的变化形成了4种形状差异很大的油膜温度分布图。油膜的最大温升undefinedmax都出现在z方向网格的第6节点层和第7节点层,即油膜的中层。其中相位φ=3.0π的温升起点为undefined,而相位φ=1.5π和相位φ=4.5π的温升起点位于undefined的左 侧。
3 结论
(1) 在小波长区,波长参数对于最小油膜厚值、最大压力峰值及油膜最大温升影响很大。压力分布和油膜形状出现明显波动。随着波长的增加,油膜颈缩的位置逐渐向出口方向移动。在大波长区,最大压力峰和最大油膜温升均随波长的增大而减小。
(2)粗糙度峰高参数对压力分布和油膜厚度的影响最为明显。当粗糙峰高小于0.1μm时,平均油膜厚度随着峰高的增加而小幅上升;当粗糙峰高在0.1μm～0.2μm变化时,平均油膜厚度随着峰高的增加而减小。在小波长区,峰高的微小变化会引起油膜最大温升的急剧增大;在大波长区,油膜的最大温升对峰高的变化并不敏感。
(3)在小波长区,相位的变化会引起最小油膜厚度、最大压力峰值和最大油膜温升的急剧变化;在大波长区,最小油膜厚度、最大压力峰值和最大油膜温升都逐渐趋近于各自的稳定值,此时相位的变化对3者的影响较弱。
参考文献
[1]黄平,温诗铸.点、线接触真实粗糙表面的弹流润滑研究[J].力学学报,1993,25(3):302-308.
[2]Chang L,Jackson A,Webster M N.A study of asperityinteraction in EHL line contacts[J].TribologyTransactions,1993,36(4):679-685.
[3]Venner C H,Ten Napel W E.Surface roughness effectsin an EHL line contact[J].Journal of Tribology,Transactions of the ASME,1992,114(3):616-622.
[4]杨沛然,温诗铸.润滑力学中非牛顿流动的普遍Reynolds方程[J].力学学报,1991,23(3):283-289.
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