过程特性

过程特性（精选10篇）

过程特性 篇1

0 引言

研究在大气压下的N2流注放电过程对于研究相关技术具有非常重要的意义,例如绝缘、等离子体化学和提纯等技术。虽然流体动力学模型在气体流注放电的研究中得到广泛应用[1,2,3],但是,采用流体动力学模型进行求解非常耗时。为了提高求解PDE方程的收敛速度,采用有限元方法(FEM)对其进行求解是一种解决问题的有效途径。同时,通过建立N2短间隙流注放电模型,应用有限元方法对N2正向流注的动力学特性进行分析研究,求出其放电过程正向流注等离子体空间粒子产生、倍增、消失和分布等表征参数,为优化电极设计、控制利用放电现象提供理论依据和分析方法。

1 模型与数值方法

计算模型采用平行板电极结构(如图1所示),极间距5 mm,极-板间充满氮气。其中负极板接地,正极板接25 kV。柱坐标系(r,z)的起点位于阴极。轴线z指向阳极。

anode- 阳极;photon-光子;electron-电子; positive-正离子;ion-离子;cathode-阴极

N2气体间隙流注放电包括含有分子电离、粒子的漂移和扩散以及光致电离等过程的连续方程和泊松方程[4,5],具体表述如下:

undefined, (1)

undefined, (2)

ᐁ2φ=-qe(ni-ne)/ε0 (3)

式中,

undefined

式中,电子电流密度表示{jer,jez}和正离子电流密度表示{jir,jiz},undefined表示电场强度,φ表示电位。ne、undefinede、De、ni、undefinedi和Di分别表示电子和正离子的密度、漂移速度和扩散速度。ve为undefinede的模值,α表示汤逊电离系数,qe表示电子电荷,ε0表示真空介电常数。S表示的是粒子产生和消失机理,例如光致电离过程以及复合过程等。在电负性气体中,应考虑负离子连续方程。

在二维仿真模型中,方程(1)、(2)、(3)描述正向流注的发展过程。其中,漂移速度和汤逊电离系数都是E/p的函数,具体参数如下[6]:

undefined

式中,μe表示电子迁移率,μi表示正离子迁移率,DL和DT分别表示横向和纵向扩散速度。由于电子扩散速度远大于正离子扩散速度,因此正离子扩散速度忽略不计。

主要目的是研究正向流注粒子密度分布与流注发展之间的相互关系,以及空间电场分布和电子漂移速度等动力学特性。因此,在计算中,不考虑方程(1)、(2)中的光致电离S项,使用初始预电离代替光致电离对流注发展的影响,初始预电离密度为106cm-3,这有利于直接研究流注空间粒子分布、空间场强分布与流注发展之间的相互关系。

应用有限元方法对电子和正离子连续方程以及泊松方程进行耦合迭代求解[7]。

为了使流注能够快速形成,在阴极附近放置半球状等离子体,其峰值为5×1012 cm-3,且初始半球状等离子体服从高斯分布。具体方程如下[8]:

undefined

式中,z0=5 mm,δr=0.21 mm 和δz=0.27 mm。

连续方程边界条件如下:

undefined

泊松方程边界条件如下:

undefined

其中,R表示求解域的半径。

2 仿真结果及分析

在仿真中,初始电荷服从高斯分布,峰值为5×1012 cm-3,轴向半径和径向半径分别为0.27 mm 和0.21 mm。间隙中初始预电离密度为106 cm-3,压强为0.1 MPa,间隙间距为5 mm,间隙电压为25 kV, 场强为50 kV/cm。电极结构以及正向流注的发展过程如图1所示。仿真流注发展各时刻电子密度和正离子密度分布,如图2、图3所示。表示轴向电荷密度分布见图4,从中可见电子的漂移速度大于正离子的漂移速度,正向流注头部电子密度大于正离子密度。表示轴向电子漂移速度见图5,从中可见电极间隙各点的轴向电场强度在不同时刻的分布。电场强度最大值总是出现在流注头部。随着流注的发展,其头部电场强度不断增强,约从58 kV/cm增加到110 kV/cm,而流注通道中电场趋近于10~20 kV/cm。表示空间场强分布见图6,从中可见在外加电压为25 kV,峰值粒子密度为5×1012 cm-3,预电离密度为106 cm-3情况下,电子轴向漂移速度范围约为(0.2~4.2)×105 m/s,且在不同时刻不同位置的电子漂移速度也不相同。

仿真结果可见,在阴极附近放置初始等离子体时, 电子在电场力作用下向阳极漂移运动,由于电子的漂移速度大于正离子的漂移速度,滞留空间电荷畸变空间电场,使流注的头和尾部区域电离剧烈,导致更多的电子和正离子产生;这些空间电荷继续畸变空间电场,使流注等离子体通道向前发展,直至流注贯通整个电极间隙。

3 结论a. 所采用的流注流体模型及求解方法能够完整地仿真流注发展的微观过程,得到N2放电过程的流注形状、空间粒子分布、空间电场分布和电子漂移速度等微观参量。

b. 仿真结果表明,随着N2流注放电过程的发展,其头部电子密度、电场强度、电子漂移速度显著增加,而滞留在通道的空间电荷大大畸变空间电场,进一步促进了流注的发展,直至整个电极间隙形成等离子体通道。

参考文献

[1]Georghiou G E,MorrowR,Metaxas AC.Two-dimensional sim-ulation of streamers using the FE-FCTalgorithm[J].Journal ofPhysics D:Applied Physics,2000,33(3):L27-L32.

[2]Georghiou G E,Morrow R,Metaxas A C.The theory of short-gap breakdown of needle point-plane gaps in air using finite-difference and finite-elelment methods[J].Journal of PhysicsD:Applied Physics,1999,32(12):1370-1385.

[3]Morrow R.Theory of positive corona in SF6 due to a voltage im-pulse[J].IEEE Trans on plasma Science,1991,19(2):86-94.

[4]Vitello P A,Penetrante B M,Bardsley J N.Simulation of nega-tive streamer dynamics in nitrogen[J].Journal of Physics ReviewA,1994,49(6):5547-5598.

[5]Kulikovsky A A.Two-dimensional simulation of the positivestreamer in between parallel-plate electrodes[J].Journal ofPhysics D,1995,28:2483-2493.

[6]Dhali S K,Williams P F.Two-dimensional studies of streamerin gases[J].Journal of Applied Physics,1987,62(12):4696-4706.

[7]胡建林,洪川,杜林,等.有限元弱解式的棒-板长空气间隙先导放电空间电场仿真研究[J].中国电机工程学报,2008,28(10):148-154.

[8]Kulikovsky A A.Positive streamer in a weak field in air:A mov-ing avalanche-to-streamer transition[J].Journal of PhysicsReview E,1998,57:7066-7074.

过程特性 篇2

产品/过程关键、重要特性管理规定

编制：工程部 审核： / 批准：

发布时间：2021.11.30 实施时间：2021.11.30

目 录

0 前 言 2 目的 3 适用范围 3 控制目标 3 风险点、风险及控制措施说明 3 术语和定义 3 职责与权限 3 程序说明 4

7.1 产品/过程关键、重要特性的确定 4

7.2 产品/过程关键、重要特性的标识 4

7.3 产品/过程关键、重要特性的监视、测量 4

7.4 产品/过程关键、重要特性的变更管理 6 相关文件 6 相关记录 6 附件 6

0 前 言

对顾客提出的产品/过程的关键、特殊特性，以及产品功能分析中确定的关键、特殊特性、工序实施重点管理，以确保产品满足顾客要求。

本文件由工程部（家电）编制

本文件由工程部（家电）归口管理

本文件的主要起草人：谌志伟

本文件历次发布情况

——首次发布日期：2010年7月

——第二版本发布日期：2011年9月

——第三版本发布日期：2015年9月

——第三版本第一次修订日期：2021年11月

引用说明：本文件引用的注明日期的文件，其后的修改或修订版本均不适用于本文件（勘误的内容除外），但鼓励本文件使用者根据使用需要引用该文件的最新版本。凡引用的不注明日期的文件，其最新版本（包括所有的修改单）适用于本文件。目的对顾客提出的产品/过程的关键、特殊特性，以及产品功能分析中确定的关键、特殊特性、工序实施重点管理，以确保产品满足顾客要求。适用范围

适用于顾客要求的，以及产品功能分析中确定的产品/过程的关键、重要特性和过程的管理。控制目标

无 风险点、风险及控制措施说明

无 术语和定义

5.1产品重要特性：顾客关注的，对产品的性能、功能，安全性等重要品质有致命影响的重要尺寸或特性值。

5.2 产品关键特性：与安全、环境保护、法律法规有关的产品特性。

5.3 过程重要特性：产品形成产品重要特性的过程设备、仪器的重要特性值。

5.4 过程关键特性：与安全、环境保护、法律法规有关的关键过程特性。

5.5 产品安全（PL）：PRODUCT RELIABILTY。

5.6 特殊过程：该过程形成的产品质量特性不能通过检验和试验完全验证；不易测量或不能经济测量，其加工缺陷只有在使用后或后续使用中才能暴露出来。这样的过程确定为特殊过程（公司暂无特殊过程）。

5.7 关键过程：形成产品关键特性和重要特性的过程。以及零部件加工过程中难度大、质量不稳定的过程确定为关键过程。职责与权限

6.1 开发部/工程部：负责顾客特殊要求的识别和转化，负责产品/过程的关键/重要特性的选定及作业管理标准的制定。

6.2 品保部：负责产品/过程关键、重要特性的质量监控、分析。

6.3 采购部：负责采购零件、材料的产品/过程关键、重要及产品安全特性的管理要求确定及监督实施 程序说明

7.1 产品/过程关键、重要特性的确定

7.1.1 新品开发时，开发部/工程部在产品开发过程中，通过顾客要求的识别，确定顾客关注的产品关键、重要特性，同时通过FMEA等分析工具的运用，确定产品/过程关键、重要特性，并与生产、品保、采购等部门评审后，确定最终的产品/过程关键、重要特性，形成《特殊特性清单》。

7.1.2 量产产品在创新、改进过程中有新的产品/过程关键、重要特性提出时，提出部门应反馈工程部确认后，修订《特殊特性清单》。

7.2 产品/过程关键、重要特性的标识

7.2.1 根据《特殊特性清单》中确定的产品/过程关键、重要特性，由开发部/工程部在设计、工艺文件中标识。品保部在检验文件、记录中标识，生产部在生产工位标识。

7.2.2 标识符号

7.3 产品/过程关键、重要特性的监视、测量

7.3.1 控制值的确定

产品/过程关键、重要特性的控制值可以通过样品实绩水平来分析确定，并在《控制计划》中明确。控制值的确定应由开发/工程部组织品保、生产、采购部门共同商定。

7.3.2 控制方法的确定

产品/过程关键、重要特性的监视、测量方法、频次、数量及负责人员等，应在《控制计划》中明确，并经品保、生产、采购等部门评审。

产品/过程关键、重要特性值可以用统计技术方法分析的，其测量数据应不少于30个，以便进行能力等分析。

7.3.3 人员的管理

产品/过程关键、重要特性的岗位操作人员应按照《培训管理规定》经指定人员对其培训，考核合格后持证上岗。该类岗位人员应培训多技能人员，以便在必要时及时补充。车间对该类岗位人员进行储备。

7.3.4 关键、安全工位标识管理

7.3.4.1 关键工位标识标准：在标识牌状态标识（上岗证、实习证）字体左边加红色小五角星（★）

7.3.4.2 安全工位标识标准：在标识牌状态标识（上岗证、实习证）字体左边加绿色小菱形（◆）

7.3.4.3 安全、关键工位标识标准：在标识牌状态标识（上岗证、实习证）字体左边依次平行加红色小五角星（★）和绿色小菱形（◆）。

※①7.3.5 控制计划中产品/过程关键、重要特性管控，可选择如下方式：

① 100%的检查；

② 防错控制；

③ 过程能力分析（PPK/CPK>1.33）；

④ 客户同意的其他方法。G07-08-03。

7.3.6 监视、测量设备的管理

产品/过程关键、重要特性的监视、测量设备、仪器应经过MSA分析满足要求，并有定期分析计划。

7.3.7 生产设备、工装、夹具的管理

产品/过程关键、重要特性形成过程中使用的设备应列入关键设备、工装并按照《设备设施管理程序》进行管理，关键、重要生产工序每6个月进行工序能力分析，关键、重要检测工序每年进

行1次MSA分析。

7.3.8 检验、测量

生产车间、品保部应根据《控制计划》中规定的产品/过程关键、重要特性的控制方法对其进行检验测量，并记录在规定的记录表上。

7.3.9 不合格管理

产品/过程关键、重要特性的监视、测量结果不能满足《控制计划》规定的规范值时，按《不合格品控制程序》执行。

7.3.10 采购零件的关键、重要特性的管理

品保部根据《控制计划》的要求或者零件图纸标记，与供方商定零件的关键、重要特性，并与供方商定控制方法。进货检验按照确定的控制方法对供方来料进行检验、试验或能力分析。确定由供方提供能力分析、试验检测报告的，则按规定定期保存供方提供的报告。

7.4 产品/过程关键、重要特性的变更管理

7.4.1 产品及其生产工艺、检测手段、控制方法等在创新、改进过程中发生变更影响产品/过程关键、重要特性的变更的，按《4M变更管理规定》执行。

7.4.2 对于变更引起的人员、仪器、设备、监视、测量方法等变化，必须重新评价。

7.4.3 变更可能是增加、删减特性项目，也可能是变更规范值。如变更特殊特性时，需以《更改通知单》的形式，更改《特殊特性清单》。相关文件

8.1 《不合格品控制程序》……………………………………………CKJ-G03-02

8.2 《培训管理规定》…………………………………………………CKJ-G10.1-03

8.3 《设备设施管理程序》……………………………………………CKJ-G06.1-01

8.4 《4M变更管理规定》………………………………………………CKJ-G07-12 相关记录

附件

过程特性 篇3

摘要：运用牛顿力学方法分阶段建立变速器的动力学模型，运用显式动力有限元方法获得单向离合器接合产生的冲击激励。将单向离合器接合产生的激励和传动系输入扭矩的激励叠加，计算了变速器输出端的扭矩、转速响应，并与实测值进行对比。试验结果显示，计算值与实测值吻合较好，说明本文提出的动态接合特性仿真方法对于可控式单向离合器的新型变速器换挡特性研究具有良好的分析效果，相关测试及计算方法对由单向离合器与齿轮副形成的传动系统的设计具有参考价值。

关键词：变速器；单向离合器；换挡冲击；显式有限元；试验分析

中图分类号：TH132.41 文献标识码：A

单向离合器是一类被广泛应用的基础传动部件，具有滚柱式、楔块式、机械二极管式（MechanicalDiode，简称MD）等多种形式。可控型单向离合器作为升降挡的换挡器，在AT产品中的应用越来越多。同时，将两个可控型单向离合器并行布置于平行轴齿轮箱内，可形成一种新型的变速器，能实现传动比的快速切换。

单向离合器具有机械式自动分离与接合的工作特点。由于工作状态切换迅速，且切换过程中具有强烈非线性，因此，进行单向离合器工作特性的研究对于变速器以及整车纵向动力学特性均有意义。

一直以来，国内外的众多学者对单向离合器的动态特性进行了系统研究。Zhu和Parker等以含有单向离合器的多楔带传动系统为对象，分析了单向离合器对附件轮的旋转振动的影响。Borg-Warn-er公司的John M Kremer等建立了单向离合器的集总参数模型，分析了径向上单向离合器的共振特性。

Cheon以两个单向离合器和一对齿轮副所组成的系统为对象，采用变步长4阶Runge-Kutta方法计算了齿轮的动态传递误差（Dynamic Trans-mis-sion Error，简称DTE）。

黄家裕、钮心宪分析了滚柱式单向离合器工作时4个阶段的力学特性，研究表明传动系统的输入扭矩、输入转速的波动对单向离合器的接合冲击有显著影响。

薛渊、陆念力等针对一种弧块、滚柱低副式单向离合器，给出了单向离合器接合扭转刚度的计算方法。刘凯等应用赫兹接触理论和材料的粘弹性性质，分析了单向离合器滚动摩擦的产生原因。

但是，目前尚没有文献分析单向离合器的接合冲击对齿轮传动系统的影响，相应的试验研究也较缺乏。针对文献和中两种变速器必然存在的单向离合器接合冲击问题，本文提出运用显式动力有限元分析手段与系统动力学分析手段相结合的方法，研究传动系中单向离合器接合对变速器换挡特性的影响。

1 传动原型描述

可控型单向离合器（Selectable One-wayClutch，简称SOC）是指一类可受控于使能（接合）或失能（超越）模式下的单向离合器。由于滚柱式单向离合器工艺成熟、工作可靠，因此本文试制了一种滚柱式可控单向离合器，主要包括外圈、内圈、滚柱、弹簧、拨爪及带有控制销的拨叉环等，实物照片如图1所不。

由图1（a）可见，当滚柱被拨爪限制在其运动轨道较宽的位置时，滚柱无法将内圈的扭矩传递至外圈，此时内、外圈没有联动关系，单向离合器处于失能状态。由图1（b）可见，当滚柱拨爪限制时，单向离合器可根据内、外圈的相对旋转方向自动实现接合或超越，单向离合器处于使能状态。

研究单向离合器直接接合时产生冲击的极端工况，构造图2所示的传动原型，该传动原型是由两个可控型单向离合器和两对齿轮副组成的两挡变速器。其中，SOC1，SOC2分别代表两个可控单向离合器。由图2可见，SOC1，SOC2的内圈均与输入轴相连，外圈分别与一挡主动齿轮、二挡主动齿轮相连，一、二挡从动齿轮均与输出轴相连。

当该原型机在一挡工作时，SOC1接合，SOC2被控于失能状态，动力经一挡齿轮副输出。设此时输人轴的转速为v₁，一挡传动比为i₁，则输出轴的转速v₆为：

v₆=v₁/i₁。 （1）

由于一、二挡从动齿轮的转速与输出轴的转速相等，且一、二挡齿轮副均为常啮合齿轮副，则此时二挡主动齿轮的转速v₄可由输出轴的转速和二挡传动比i₂计算得到：

v₄=v₆×i₂=v₁×（i₁/i₂）。 （2）

由于i₁>i₂，故v₁>v₄，即在一挡工作时，二挡单向离合器内圈的转速（与输入轴的转速相等）高于外圈的转速（与二挡主动齿轮的转速相等）。此时，若控制二挡单向离合器进入使能状态，SOC2将接合，SOC1将超越，动力将会由一挡切换至二挡输出。

当在二挡工作时，设输入轴的转速为v'₁，则输出轴转速v₆'为：

v'₆=v'₁/i₂。 （3）

此时一挡主动齿轮的转速v'₂为：

v'₂=v'₀×i₁=v＼₁×（i₂/i₁）。 （4）

可见SOC1内圈的转速低于外圈的转速，因此，SOC1处于超越状态。此时，若控制SOC2进入失能状态，动力将无法通过二挡齿轮副传至负载。此时处于空挡，输入轴的转速将快速升高并超过v'₂，从而SOC1由超越变为接合，动力将由二挡切换至一挡输出。

2 传动系旋转运动的建模及计算方法

2.1 传动系统旋转运动的数学模型

图3为两挡传动系统的动力学模型，包括输入轴、两个可控单向离合器SOC1和SOC2，两对齿轮副、输出轴、飞轮等。

2.1.1 一挡旋转运动模型

当变速器处于一挡时，SOC1已稳定接合，SOC2被控于失能状态，动力经变速器输入轴、一挡齿轮副、输出轴传出，系统受到的外界激励只有电机输出扭矩。此时，变速器输入轴和一挡主动齿轮的旋转运动方程为：

一、二挡从动齿轮、变速器输出轴、飞轮的旋转运动方程为：

2.1.2 换挡瞬态旋转运动模型

当变速器在某一时刻由一挡升入二挡时，SOC2将接合，SOC1将分离，系统不仅受到电机输出扭矩的激励，而且受到SOC2接合时所产生的冲击。此处，由于SOC1分离时所产生的分离摩擦转矩较小，且在SOC2接合时可实现瞬时分离，因此在计算时忽略SOC1的分离摩擦转矩。假设SOC2接合时，二挡主动齿轮受到的冲击扭矩为M（t），则变速器输入轴的旋转运动方程为：

2.1.3 二挡旋转运动模型

当变速器处于二挡时，SOC2已稳定接合，SOC1被控于失能状态。此时，系统的旋转运动建模方法与一挡稳态时的类似。变速器输入轴和二挡主动齿轮的旋转运动方程为：

一、二挡从动齿轮、变速器输出轴、飞轮的旋转运动方程为：

式（5）～（14）中，T_in为变速器输入轴所受的扭矩；I_M，I_C，I_1-d，I_2-d，I_1-dn，I_2-dn，I_in-shaft，I_out-shaft，I_D分别代表电机、磁粉离合器从动部分、一挡主动齿轮、二挡主动齿轮、一挡从动齿轮、二挡从动齿轮、变速器输入轴、输出轴和飞轮绕各自旋转轴线的转动惯量；r_1-d，r_1-dn，r_2-d，r_2-dn分别代表一挡主动齿轮、一挡从动齿轮、二挡主动齿轮、二挡从动齿轮的基圆半径；k₁，k₂分别为一、二挡齿轮副的平均啮合刚度，c₁，c₂分别为一、二挡齿轮副的平均啮合阻尼。θ_1-d，θ_2-d，θ_1-dn，θ_2-dn为待求解的量，分别为一挡主动齿轮、二挡主动齿轮、一挡从动齿轮、二挡从动齿轮的旋转角度。

以往文献指出，齿轮的啮合刚度不是一个常数，而是随时间周期性变化的物理量，且已有学者将其表示成傅里叶级数。由于本文的主要研究对象是单向离合器的动态接合特性对传动系的影响，为研究方便，将时变的齿轮啮合刚度简化为平均啮合刚度。平均啮合刚度和平均啮合阻尼的取值方法可见文献。

2.2 单向离合器接合冲击的计算方法

式（8）和（9）中，M（t）表示单向离合器接合时，与单向离合器外圈相连的齿轮所受的冲击扭矩，该冲击是由内、外圈与滚柱的接触产生的。计算M（t）的大小、作用时间和方向，是求解变速器旋转运动微分方程的关键。然而，由图1可见，单向离合器内、外圈的几何形状不规则，且内、外圈与滚柱的接触是高度非线性问题。因此，采用解析方法来计算M（￡）是十分困难的。

本质上，该冲击扭矩的计算是连续体弹性动力学问题，可应用Hamilton变分原理得到。基本思想是：建立弹性体的应变能、弹性体动能、外力势能的泛函，在给定的驻值条件下得到系统的控制方程和定解条件。再应用有限元思想，将控制方程在空间上离散化，在离散化的单元和节点上进行位移插值，最终得到：

式（15）中，M，C，K，F分别为质量矩阵、阻尼矩阵、刚度矩阵和外界载荷向量。求解（15）的主要数值方法包括显式中心差分法，Newmark法，Wilson-θ法等。而显式中心差分法是计算冲击动力学响应的最有效方法，Ls-Dyna即采用该法。因此，本文采用Ls-Dyna有限元软件来计算单向离合器接合时产生的冲击。

2.2.1

离合器接合冲击的FEM模型

将单向离合器的三维CAD模型导人Hy-permesh软件中划分网格，在滚柱与内、外圈的接触区域应将网格细化。单向离合器的FEM模型如图4所示，共包括311457个网格。

单向离合器内圈、外圈、滚柱的材料均为GCr15，查表可知其弹性模量为210GPa，泊松比为0.28，密度为7853kg/m³。模型中，共有7个滚柱，每个滚柱的外表面与内、外圈的接触部分应定义成面面接触对。滚柱与内圈凸起部分之间应添加弹簧单元，如图5所示。工程中，弹簧的安装位置和刚度大小对单向离合器工作的可靠性有很大的影响，其主要作用是确保滚柱始终处于楔紧位置。

在单向离合器接合之前，设内、外圈的转速差为△v，且由于内圈与变速器输入轴相连，故受到外界扭矩的作用。因此，在设置FEM模型的初始条件和加载中，可将外圈与滚柱绕y轴的转速设为0，内圈绕y轴的转速设为△v，并对内圈施加与外界扭矩等效的角加速度。最后，应约束内圈、外圈、滚柱沿y轴方向的平动自由度。

2.2.2 计算结果的后处理

在Ls-Dyna的后处理软件Prepost中，可输出外圈所受的冲击力。然而，式（8）和（9）中的M（t）为外圈所受的绕y轴的冲击扭矩，因此，需将冲击力转换为冲击扭矩。任取图4中一个滚柱与外圈的接触对，说明冲击力与冲击扭矩之间的转换方法。

显然，外圈所受冲击力沿y轴的分量不会对外圈产生绕y轴的扭矩，因此只需输出冲击力沿x轴的分量F_x和Z轴的分量F_z。从Prepost输出滚柱沿X轴和Z轴的位移分量，再将位移分量转换为滚柱至单向离合器旋转中心的距离L_X，L_Z，从而可得该滚柱对外圈的冲击扭矩：

M_i（t）=F_ZL_Z-F_XL_X。 （16）

在单向离合器开始接合到接合结束这段时间内，将7个滚柱在各个时刻对外圈的扭矩相加，即可得到外圈所受的绕Y轴的冲击扭矩。

2.3 变速器运动微分方程的求解

对于式（5）～（7）和（12）～（14）组成的一挡、二挡旋转运动模型的求解，可先将二阶微分方程组转化为一阶微分方程组，再利用4阶Runge-Kutta方法直接积分得到响应。

对于换挡瞬态动力学模型的求解，由于模型中的M（￡）为冲击激励，无法用解析公式表达。因此，式（8）～（11）的求解是一个任意激励下多自由度系统响应的计算问题，可利用状态空间理论求解。将式（8）～（11）归纳成如下的矩阵形式：

式（25）为换挡瞬态的状态方程，再根据计算的目标可定义系统的输出方程：

y=GX+DT（t）。 （27）

式（25）和（27）统称为系统的状态空间模型。利用Matlab中的lsim函数即可求得系统在任意激励下的响应。

对变速器微分方程的求解依其运动状态进行，即一挡接合状态、换挡瞬时状态和二挡接合状态。

3 模型验证及计算结果

针对以上模型，在Matlab软件中进行数值计算。其中，在求解换挡瞬态模型时，由于单向离合器接合时刻未知，需做工况识别，同时，为使计算过程与后文所述试验条件相符合，具体工况设定为：

（a）SOC2接合过程中，离合器滑摩；

（b）SOC2接合过程中，离合器已接合；

（c）SOC2接合结束，离合器滑摩；

（d）SOC2接合结束，离合器已接合。

计算中，设定换挡时电机的输入转速为800r·min^-1，输入转矩为50N·m，计算得到电机、输入轴和输出轴的转速以及输出轴的扭矩如图6所示。

由图6可得到：

1）在换挡瞬间，输出轴的转速和扭矩均有明显的波动。其中，输出轴转速的变化表现为5.75s时突然增加，随后在5.8s又下降到目标值，并最终在5.9s时与输入轴转速达到协同，这与换挡的时间对应。

2）在换挡瞬间，输出轴的扭矩变化表现为出现正向扭矩过冲峰值，图6（b）显示在5.8s时其峰值为153N·m。而当换挡结束后，又会出现扭矩凹谷，图中显示6.05s时扭矩凹谷值仅为5N·m。同时，在过冲峰值与扭矩谷点附近均伴随着衰减趋势的扭矩波动。究其原因，扭矩峰值的出现是由于单向离合器接合瞬间的冲击所导致，而扭矩谷出现的原因是新挡位下变速器系统模态发生变化导致的，峰值与谷值后的扭矩波动源于系统的振动响应。

将换挡时电机转速分别设定为600r·min^-1，800r·min^-1和1000r·min^-1，此时输入转矩均为50N·m，得到不同输入转速下的输出轴扭矩响应，如图7所示。

由图7可以看到，不同转速输入时并不影响输出轴转矩的峰值，其值均为153N·m，即式（8）和式（9）中M（t）值仅由单向离合器接合的固有特性所决定。不同转速输入下峰值转矩的振荡频率相等，说明转速不同对系统的振动频率没有影响。

4 变速器转速及换挡冲击的测试

4.1 测试平台及设备

针对图2所示的超越离合器接合验证原型，本文搭建了包括动力源、磁粉离合器、变速器、惯性质量飞轮及相应的测试、计算和控制装置的试验平台，其组成示意图如图8所示。

试验平台由一台异步电机作为动力源，动力经过离合器、变速器，驱动惯性飞轮旋转。异步电机由变频器控制，离合器由程控电源控制，离合器输入端、变速器输出端安装有扭矩转速传感器，同时对离合器传递的扭矩、变速器输出端的扭矩及离合器主动部分转速、变速器输出转速进行测量。离合器输出端安装有非接触式光电转速传感器，对离合器从动部分的转速进行测量。试验平台的数据采集、处理和控制中心是一台配备了4端口数字通讯卡和16通道数字/模拟量输入/输出卡的高性能工业控制计算机。

测试设备的参数如表1所示。

4.2 试验结果与分析

在上述试验平台上进行升挡试验，获得了未施加控制下的各组成部件的转速及扭矩变化情况。

4.2.1 变速器输入、输出端的转速

试验平台采用的高性能变频器具有矢量控制功能，能够精确、迅速地对电机输出扭矩进行控制。试验中，电机输出扭矩为50N·m，分别在变速器输入轴转速为600r·min^-1，800r·min^-1，1000r·rain^-1下，使变速器由一挡升入二挡，测得变速器输入、输出端的转速，结果如图9所示。

由图9可看出，变速器换挡时输出轴转速呈现出突然增加后减小的趋势，这与图6（a）中的计算结果相吻合。对比图9中三种不同输入转速下的输出轴转速响应，发现输入转速越大，其对应的输出转速的变化值也越大。这是由于在输入功率不同的情况下（以上三种工况的输入扭矩均相等），输出轴扭矩突变幅值相等时，转速突变会不同。对于输出轴扭矩的分析将在下节进行。

4.2.2 变速器输出轴的扭矩

通过观察换挡前后变速器输出端的扭矩变化，可分析变速器换挡冲击的大小，也可评价换挡时有无动力中断。试验中，电机输出扭矩为50N·m，分别在转速为600r·min^-1，800r·min^-1和1000r·min^-1下，使变速器由一挡升入二挡，测得变速器输出端的扭矩，结果如图10所示。由图10可以看出：

1）换挡瞬间，由于单向离合器刚性接合导致输出轴出现较大的扭矩冲击峰值，其后在新挡位下会出现扭矩凹谷，峰值过后伴随有扭矩振荡衰减。这与图6（b）的计算结果吻合。

2）在输入转速不同的情况下，输出轴所达到的扭矩过冲峰值基本相等（140N·m，131N·m和138N·m），这与图7中的计算结果吻合（计算结果为153N·m）。需要说明的是，过冲扭矩不完全相等的原因是试验台架中磁粉离合器在换挡瞬间转矩输出略有不同。

3）在输入转速不同的情况下，输出轴峰值转矩振荡时间分别为0.46s，0.36s和0.49s，与图7所示时间（0.48s）较接近。800r·min^-1时偏差最大，达到25%，其原因是接合过程中离合器打滑导致系统阻尼产生变化。

4）由以上三点也可看出，伴随系统阻尼增加，单向离合器接合冲击对传动系影响略有差别。因此，增加液力变矩器或控制摩擦离合器均可减缓冲击。

5 结论

本文提出了一种采用显式动力有限元分析手段与系统动力学分析手段相结合的方法，研究了单向离合器接合过程对变速器换挡特性的影响。通过本文的工作，得到以下结论：

1）显式有限元与系统动力学分析相结合的研究方法是解决文中所提出问题的建模及计算的有效方法，能够真实反映系统的特性。

2）文中所构建的单向离合器有限元模型及啮合齿轮副动力学模型真实、可信，具有参考价值。

现代产品发展过程的混沌特性分析 篇4

一、具有复杂性系统的发展模式

线性化发展是一种简单状态, 而非线性发展是复杂状态, 其构成的系统是复杂性系统。复杂系统是由多个简单系统组成。复杂性系统具有秩序与混沌的双重的特点。一个复杂性系统不管表现出如何复杂的行为, 它总是有着潜在的秩序, 尽管有时它们可能不为人知。例如, 把普通花椰菜掰开一小部分, 再把分开的一部分花椰菜经过放大到原来的花椰菜基本大小, 这一小束花椰菜看上去和原来的花椰菜差不多, 这就是花椰菜的自相似性表现, 也表现出一种简单的分形。在复杂性系统中, 由于系统的各单元受多种因素的影响, 导致系统的变化模糊不清, 很难预测。

手机操作系统发展初期有Symbian系统与Windows Mobile系统, 而如今手机行业发展已经不再是一个厂商一个操作系统所能独霸的了。其中, Android系统依靠开源以及极其丰富的手机终端吸引了不少用户, 而苹果i OS系统则凭借着i Phone 4的超高人气一路走高, 对于这2种系统之间的比拼也一直都没有停顿过。而微软公司开发WP平台既具有开放性, 又兼顾可管理性。微软公司还指出, 针对Windows平台进行开发, 开发者还可以将此前的编程技术延续下来, 并使用比较习惯的开发工具。从手机操作系统发展可以看出, 如果仅发展有1种系统, 可以采用线性理论对未来的预期。而目前是多种系统同时发展, 而且其优势各不相同, 它们之间既相互独立又相互影响, 导致一种复杂的发展模式。

二、创新引导的发展方向的分岔

Mandelbrot在他1982年出版《自然界的分形几何》一书中指出, 混沌和有序是相互对立的, 两者的实验和理论也不相同。牛顿定律等经典理论表述的是有序系统, 经典理论甚至复杂法则对混沌都是无效的。换句话说, 混沌不是被当做更高程度的复杂性或者更复杂的有序形式, 而是当做自然界未能服从规律的一种情形。甚至更具挑战性的是这样的观测结果, 自然系统似乎毫无困难地从一种状态切换到另一种状态, 从层流到喘流, 从可预测到无法预测。经济学中的Logestic公式具有一条定义很好的路径, 从一种有序状态进入另一种混沌状态, 而且, 经过验证这个道路是普适的。路径意味着有突然的性质变化——分岔, 它像一张进度表一样标记从有序到混沌的这种转变, 普适意味着这些分岔能在许多自然系统里被定性和定量。

从电视机显示器的发展过程可以看到其具有明显的分岔过程。1923年, 俄裔美国科学家兹沃里金申请到光电显像管、电视发射器及电视接收器的专利, 他首次采用全面性的“电子电视”发收系统, 成为现代电视技术的先驱。最早发展的黑白显示器都是玻璃的电真空管显示器, 采用的是孔状荫罩, 其显像管断面基本上都是球面的, 因此被称作球面显像管。黑白电视显然不能满足人们的需求, 随着电子技术的发展彩色显像管逐渐发展起来, 使得电视机可以表现出绚丽多彩的图像。1994年, 为了减小球面显像管四角的失真和反光, 新一代的“平面直角”显像管诞生了。当然, 它并不是真正意义上的平面, 只是其球面曲率半径大于2 000 mm, 四角为直角。它使反光和四角失真程度都减轻不少, 再加上屏幕涂层技术的应用, 使画面质量有了很大的提高。平面直角电视机逐渐取代了采用球面显像管的电视机。近年来, 由于材料技术的发展, 液晶显示器和等离子显示器异军突起。电真空管显示器受到数字高清晰电视的发展限制, 因为平板显示器比电真空管显示器件更容易数字化和高分辨率化, 而且可以做成很大的尺寸, 因此数字高清晰电视首选平板显示器。电真空管显示器的高耗能, 带有辐射等因素也促使它退出了电视机市场。

从电视机的显示器的发展可以看到, 从最早的球面显像管到不断改进的平面直角显像管, 从黑白显像管到彩色显像管, 这个发展过程基本上都是线性的。而在从电子显像管到液晶显示器的发展则出现了分岔, 这种分岔是在技术、材料等多方面不断地发展而产生的。由于科学技术不断的进步, 新技术的引入会使一些产品发展进入分岔发展阶段。

三、结论

过程特性 篇5

雨季来临时,干藻重新吸收水分,光合活性恢复,迅速生长.微鞘藻(Microcoleus vaginatus)藻体在失水过程中,光合活性降低;而干藻接种到流沙后,恢复生长,在生长后期,生物量可达27μg/cm2土壤.在重吸水中,离子对光合活性的恢复具有重要作用,相对于去离子水来说,BG-11培养液处理后活性恢复较高;K+和Mg2+的缺失,对光合活性有抑制作用,而Ca2+的缺失,造成光合活性恢复的延缓;较高浓度的胞外多糖(Extracellular polymeric substances, EPS)和热水溶性多糖(500mg/L),较低浓度的蔗糖(100mg/L),对光合活性的.恢复和保持具有促进作用.结果表明,在光合重吸水过程中,离子在促进光合恢复中起重要作用,而糖类在保持细胞形态上具有重要的作用,这对于利用干藻进行流沙接种试验具有非常重要的意义.

作 者：陈兰洲 谢作明 李敦海 刘永定 王高鸿 CHEN Lan-Zhou XIE Zuo-Ming LI Dun-Hai LIU Yong-Ding WANG Gao-Hong 作者单位：陈兰洲,CHEN Lan-Zhou(中国科学院水生生物研究所,武汉,430072;武汉大学资源与环境学院,武汉,430072)

谢作明,李敦海,刘永定,王高鸿,XIE Zuo-Ming,LI Dun-Hai,LIU Yong-Ding,WANG Gao-Hong(中国科学院水生生物研究所,武汉,430072)

过程特性 篇6

关键特性(key characteristics,KC)是指材料、零件、装配体、装备或系统的某些重要属性或特征(尺寸、规范),它们的波动会显著影响产品的安装、性能、使用寿命和可制造性[1,2]。当关键特性超出其目标值时,会严重影响产品的装配质量,甚至出现产品无法正常使用的现象[3]。

质量管理学中“少数重要和多数不重要”的原则以及Pareto原理中“80/20比例关系”规则等,都说明少数关键的产品特性即满足大部分用户需求[4]。在产品开发、设计、制造、装配中,对每个特性都进行控制是困难的,也是没有必要的,因此,需要从众多特性中鉴别与分解出关键特性。魏丽等[5]论述了关键特性的分类、分解和传递的原则和方法,提出采用风险分析方法对可选的关键特性集合进行定量分析,但没有给出详细过程;冯子明等[3]根据基准传递链分析装配过程中的误差积累路线,采用误差均方根法计算出的误差值与成功装配所预期的数值进行比较,当差距较大时,视为关键装配特性,但没有具体的判断依据,可能导致关键装配特性的多选或漏选;Mathieu等[6]基于装配有向图模型得到了影响关键特性的因素,但没有进一步区分这些因素。

本文基于装配有向图研究了零部件特性的波动传递路线,构建潜在下层关键特性集合,并引入决策试验和评价试验(decision making trial and evaluation laboratory,DEMATEL)方法对潜在下层特性进行量化分析,根据其结果对潜在下层特性集进行因果分类、重要度排序和权重确定,实现了该层关键特性鉴别与分解的量化描述。最后通过实例验证了所提理论和方法的可行性和有效性。

1 基于装配有向图的波动传递链

产品设计是一个自上而下的设计过程,因此关键特性也可伴随着产品开发自上而下进行分解并传递,即关键特性可分为多个层次,最高层是产品关键特性,逐渐分解成部件、零件关键特性。通常按照一定的规则沿产品树逐级分解传递,即上级关键特性需要由下层关键特性来保证[7],分解直到零件级,最后形成关键特性树的层次关系。

本文采用装配有向图(assembly oriented graph,AOG)反映装配体中关键特性波动信息流,通过对关键特性波动的分析,可以获得影响该关键特性的下层特性因素。AOG是采用圆、弧线、虚线等来表达装配体几何构成信息的图,该图不仅能够表达装配体结构/组成信息,而且能表达零件及其表面的装配定位约束关系,即能表达出装配体中几何变动信息流[8]。

图1为某组件装配体及其装配有向图,图中只标识出对该组件关键特性有影响的一系列关键零件和下层特性等信息。图中每个大圆代表一个零件,大圆内的小圆代表该零件上的特征面;有向弧线的箭头指向被定位的零件,每条有向弧线代表一个装配定位节点,这一系列带箭头的弧线表达了零件在装配中的定位过程。

图1中,关键特性KC为零件P1和P6之间的距离要求,该距离的波动将影响组件内部的零件间相对位置准确度和组件间相对位置准确度。这个距离的波动是通过零件P1、P2、P3、P4和P6的尺寸误差波动和装配误差波动的累积传递而产生的,其中包括零件内部的传递与零件间的传递两部分[9]。零件内部的传递通过零件特征-特征之间的几何尺寸实现,即零件特征间的尺寸约束关系;零件间的传递通过零件间的配合约束关系实现,即零件间的配合约束关系。

为保证产品质量,通过装配有向图建立的波动传递链分析关键特性波动积累路线,查找到影响关键特性KC的一系列下层零件和特征因素,将这一系列零件和特征因素组成为潜在下层特性集合,简称为潜在集。

2 潜在集中关键特性的分解方法

通过装配有向图中的波动传递链确定出潜在集后,采用DEMATEL方法并结合模糊理论,对潜在集进行定量分析来判定哪些特性属于关键特性。

DEMATEL方法是由Fontela等[10]提出的一种系统化分析决策方法。该方法利用图论与矩阵工具进行系统要素分析,通过矩阵理论计算每个因素对其他因素的影响度以及被影响度,从而计算出每个因素的中心度和原因度,因此可以确定因素间的原因和结果的影响关系,以及每个因素在系统中的重要性,是一种有效的系统化的解决复杂群体问题的方法论。

基于模糊理论的DEMATEL方法的步骤如下:

(1)由于关键特性KC的波动是由下层潜在特性的尺寸误差波动和装配误差波动的传递而产生的,故将引起该关键特性波动的各潜在特性作为DEMATEL中的因素,记为C1,C2,…,Cm。

(2)建立各潜在特性之间的直接相互影响关系矩阵,以模糊语义变量来表示各潜在特性之间的相互影响度,如ES(极其强烈影响),VS(强烈影响),MS(中等程度影响),LS(微弱影响)和NS(无影响)。根据影响关系构建潜在特性的邻接模糊矩阵A:

式中,ai j为Ci对Cj的直接影响度,ai j∈[ali j,aui j],i≠j,ali j和aui j分别表示直接影响度的上下界。

ai j为所有专家建立的初始模糊矩阵中相同元素的平均值;主对角线上的元素全部设置为$\tilde{0}=(0,0)$,表示Ci对自身的影响为0。

(3)对直接影响矩阵A进行规范化处理,得到规范化直接影响矩阵N:

$\mathit{{\rm N}}=\frac{\mathit{A}}{s}$ (2)

$s=\underset{1\le i\le m}{{\displaystyle \max }}({\displaystyle \sum _{j=1}^{m}a}{}_{ij}^{\text{u}})$ (3)

即规范化直接影响矩阵N中的元素$\tilde{c}{}_{ij}\in [c{}_{ij}^{\text{l}},c{}_{ij}^{\text{u}}]=[\frac{a{}_{ij}^{\text{l}}}{s},\frac{a{}_{ij}^{\text{u}}}{s}]$,且满足0≤cli j≤1,0≤cui j≤1。

(4)依据马尔可夫矩阵吸收性,规范化直接影响矩阵N满足以下特性:$\underset{\epsilon \to \infty }{{\displaystyle \lim }}\mathit{{\rm N}}{}^{\epsilon }=0$;$\underset{\epsilon \to \infty }{{\displaystyle \lim }}(\mathit{{\rm I}}+\mathit{{\rm N}}+\mathit{{\rm N}}{}^2+\cdots +\mathit{{\rm N}}{}^{\epsilon })=(\mathit{{\rm I}}-\mathit{{\rm N}}){}^{-1}$。其中0为零矩阵,I为模糊单位矩阵。

根据上述两个特性,得到潜在特性之间的间接影响矩阵B:

(5)结合各潜在特性间的直接影响矩阵和间接影响矩阵,可得出潜在特性间的综合影响矩阵T:

$\mathit{{\rm T}}=(\tilde{t}{}_{ij}){}_{m\times m}=\mathit{{\rm N}}+\mathit{B}=\mathit{{\rm N}}(\mathit{{\rm I}}-\mathit{{\rm N}}){}^{-1}$ (5)

$\tilde{t}$i j∈[tli j,tui j]

(6)分别对矩阵T的行元素和列元素进行求和,计算各项潜在特性的影响度和被影响度。对T中的每行元素进行加和得到Ci的影响度Fi:

$F{}_i={\displaystyle \sum _{j=1}^m\tilde{t}}{}_{ij}i=1,2,\cdots ,m$ (6)

对T中的每列元素进行加和得到Ci的被影响度Ei:

$E{}_i={\displaystyle \sum _{i=1}^m\tilde{t}}{}_{ij}j=1,2,\cdots ,m$ (7)

(7)计算各项潜在特性的中心度与原因度。将Ci的影响度和被影响度相加得到中心度Zi=Fi+Ei,中心度表示某因素在整个因素体系中所起作用的大小,Zi越大,Ci与其他因素的关联越强,反之越弱。而将Ci的影响度和被影响度相减得到原因度Yi=Fi-Ei,原因度表示某因素是影响其他因素还是受其他因素影响,当Yi>0,表明因素Ci对其他因素的影响大,属于原因型因素;当Yi<0,表明因素Ci受其他因素的影响大,属于结果型因素。

(8)由于中心度相当于Ci的绝对重要度,原因度相当于Ci的隐含重要度,故可根据中心度和原因度确定出完善的Ci重要度:

$\omega {}_i={\rm Z}{}_i(1-Y^{\prime }{}_i)/{\displaystyle \sum _{i=1}^m[}{\rm Z}{}_i(1-Y^{\prime }{}_i)]$ (8)

$Y^{\prime }{}_i=\frac{Y{}_i}{{\displaystyle \sum _{i=1}^m|}Y{}_i|}$

本文的潜在集的构建是基于AOG的零件特征间的尺寸约束关系和零件间装配约束关系的引导作用获得的,这些潜在集合中的特性仅是产品级特性。其他特性(如设计级特性、制造级特性和装配级特性等[11])的分解与识别需要结合实际生产中的具体制造、装配工艺过程进行分析。

3 实例分析

根据某缝纫机生产企业客户质量反馈,某型号平缝机出现缝线剪不断的情况。该剪线装置由旋梭架、动刀、弹簧片、定刀、动刀杆等9个零部件组成,如图2所示。当动刀勾住线后向定刀靠拢,并利用动刀与定刀的互挤压摩擦而剪断面线和底线。现有的问题是底线能剪断而面线剪不断,通过分析其原因主要是动刀勾不到面线,因此,将动刀勾线尖与送布牙针孔轴心的距离定义为关键特性,并利用前文论述的方法实现对该关键特性的解析。

对与该关键特性密切相关的剪线装置的5个零部件(分别为旋梭架P1、刀架P2、旋梭P3、送布牙P4、动刀P5)进行解析,解析模型如图3所示,图中F表示零部件特征,其解析数据如表1所示,方向一栏表示形成装配关系或尺寸约束的X、Y、Z方向,关系一栏表示特征与特征之间的装配关系或对应的几何尺寸关系,如特征F7与F12之间存在装配距离约束关系,在Z方向上装配距离为1mm,特征F10与F11之间在X方向存在尺寸约束关系,大小为3.93mm,特征F15与F17之间存在尺寸约束关系,两者所夹角度为38°。

根据解析得到装配模型,构建出装配模型的AOG, 如图4所示, 图中虚线表示两特征之间的尺寸约束关系,单向箭头表示两个零部件特征之间的装配约束关系。根据AOG可得到影响该关键特性的波动传递链:F19-F15-F6-F5-F2-F1-F8-F9-F10。则潜在特性集合C={C1,C2,…,C8)的元素分别为:56.5mm(F19和F15的尺寸约束关系);2mm(F15和F6的可调整距离);15mm(F6和F5的尺寸约束关系);同心(F5和F2的装配关系);60.5mm(F2和F1的尺寸约束关系);同心(F1和F8的装配关系);17.15mm(F8和F9的尺寸约束关系);1mm(F9和F10的限制距离)。

利用上述方法对8项潜在特性间的直接相互影响关系作出评价,将专家给出的潜在特性间邻接模糊矩阵A的语言信息转化为分值,即ES∈(0.75,1),VS∈(0.5,0.75),MS=(0.25,0.5),LS∈(0,0.25)和NS=0。表2为潜在特性间的区间模糊评价表。由式(2)～式(5)计算可得综合影响矩阵T。根据式(6)、式(7)求得各潜在特性的中心度Zi和原因度Yi,并进一步计算得到潜在特性的重要度ωi,如表3所示,潜在特性因素按其重要度值由大到小的排序为:C1、C8、C2、C5、C4、C6、C3、C7,其中C1、C2、C3和C6为原因型因素,C4、C5、C7和C8为结果型因素。以Zi和Yi构建笛卡儿坐标系,得到潜在特性影响关联图,如图5所示。由图可知,C2的原因度最高,在动刀勾线过程中,特征F15和F6距离的调节会直接影响勾线、剪线效果。图6为当距离调整到极限位置1mm和-1mm时,动刀与送布牙针孔的位置关系图,从图中可看出,当特征F15和F6距离不同时,动刀弯钩尖与送布牙针孔之间的距离出入较大。

(a)F15-F6:距离1mm (b)F15-F6:距离-1mm

由图5可知,C1的中心度最高,即动刀后弯钩的尺寸约束特征与其他潜在特性的关联最强,该特性影响绝大部分其他特性,同时该特性的权重是最高的,在整个因素体系中所起的作用最大。在整机装配中心检验过程中,发现前弯钩尖和后弯钩尖经过送布牙针孔轴线的距离不一致,即同轴转动时,动刀前弯钩尖与后弯钩尖的转动半径有偏差,最大偏差值达0.83mm,导致剪线质量很不稳定,这与分析结论是一致的。

4 结语

针对关键特性显著影响产品性能的特点,本文构建了基于装配有向图的波动传递链,从而推导出潜在下层特性的集合,并采用基于模糊的DEMATEL方法对潜在特性进行量化分析和重要度排序,从而得到对上层关键特性影响最大的下层关键特性,为关键特性识别提供了一种科学方法。

最后以剪线装置为例,应用本文所提理论和方法得到影响剪线效果的关键特性,从而验证了本文方法的有效性。

摘要：由于产品关键特性的识别有利于提高产品的质量,故研究了基于装配有向图的关键特性波动传递链,并构建了潜在下层关键特性集合,然后利用基于模糊理论的DEMATEL方法对该集合的因素进行定量分析,根据量化结果对潜在下层特性进行因果分类和重要度排序,根据重要度值大小实现该层关键特性的鉴别。最后以剪线装置为实例,验证了所提理论和方法的可行性和有效性。

关键词：识别,分解,装配有向图,DEMATEL

参考文献

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过程特性 篇7

本文以国内储量丰富的褐煤为研究对象,对流气体采用氮气,在气体温度为450℃、流量为0~10 L/min的条件下考察褐煤的热解特性。从一维拟均相模型入手,研究传热特性对褐煤热解产物分布及热解时间的影响,从而得到通过控制热解反应器内的流动及传热传质规律来调控热解时间及产物的方法。

1 实验部分

1.1 导热系数计算

拟均相的假设在多数情况下能够较准确地模拟热解炉的传热过程[12]。对于褐煤热解一维拟均相传热问题,若忽略反应过程中产生的热量,则物料不同位置随时间的变化可由式(1)表示[13,14,15,16,17,18,19,20,21,22]。

式(1)中,T为温度(K),t为时间(s),r为径向距离(m),R为半径(m),T0为物料初始温度(K),Tb为反应炉壁温度(K),α为热扩散系数(m2/s),热扩散系数α可由式(2)表示:

其中,cp为物料的比热容(J·kg),ρ为物料的密度(kg/m3)。

通过式(1)可知,在一定的边界条件下,一旦热扩散系数α确定,则温度随r和t的分布固定。通过测定物料不同位置的温度随时间的变化即可以通过回归的方法得到热扩散系数α。如已知煤的密度和比热容,即可利用式(2)获得物料的导热系数λ,进而预测不同条件下物料的温度变化。

1.2 实验装置及流程

热解实验系统如图1所示。系统主要由预热系统、反应系统、油水冷凝系统、煤气测量系统、以及储存系统和仪表控制系统等组成。其中,安装在反应系统径向位置的多点热电偶可用于测定热解炉的径向温度分布。

1- 湿式流量计;2- 转子流量计;3- 预热器;4- 热解炉;5多点热电偶;6- 冷凝器

热解实验时,先将褐煤原料破碎、筛分成粒度为25~35 mm。然后,将2 000 g的样品装入热解炉内,设置热解的升温速率为0.3 K/s,热解终温500℃。对流气体氮气通过预热系统进行加热,当氮气温度达到450℃后,再通入到热解炉内,对流气体的流量分别是0、0.5、1、1.5、5、7.5、10 L/min。实验的热解时间、消耗电量分别记录在实验装置的中控系统,气体产量由湿式流量计计量。

2 结果与讨论

2.1 气体流量对导热系数的影响

图2是根据式(2)计算的不同气体流量下的导热系数。气体流量为0~1 L/min时,煤的导热系数由0.301 W/(m·K)下降至0.297 W/(m·K),下降了1%。气体流量增加至5 L/min,导热系数几乎不变;继续增加气体流量至10 L/min,导热系数上升至0.312 W/(m·K),提高了4% 左右。实验结果说明,小于5 L/min的气体流量对于热解炉内的传热影响非常小;而较大的气体流量,如5~10 L/min,可在一定程度上促进热解炉内的传热,增加煤的有效导热系数。

2.2 气体流量对热解时间的影响

实验将物料温度由室温(RT)上升至500℃的热解时间t0分为两部分,t1和t2。t1代表物料由室温升至450℃时的热解时间,t2代表物料温度由450℃升至500℃时的热解时间。上述热解时间随气体流量的变化规律如图3所示。t2和t0均随着气体流量的增大呈上升的趋势。气体流量虽然对t1也有一定的影响,但相较于t2和t0,其影响可忽略。

由此可见,t2是导致t0增加的主要原因。而t2的增加可能是由引入的气体温度为450℃的氮气造成的。当料温大于450℃后,引入热解炉内的450℃的气体温度低于热解炉内的料温,气体会带走热解炉的一部分热量,从而减少了热解炉供给煤粒的热量,延长t2。随着气体流量的增大,气体带走的热量越多,相对的,煤粒得到的热量也就越少,温度上升的越慢,从而造成t2延长。

通过上述讨论可知,当气体温度一定,且小于热解终温时,气体流量越大,热解过程的总时间越长。因此,可通过减小气体流量来缩短热解时间。与气体流量相比,气体自身的温度对于热解时间具有更大的影响。因此,还可考虑通过提高气体温度,使其高于热解终温,来避免低温气体因携走热解炉内热量而造成的有效热量丧失,缩短热解时间。

2.3 气体流量对焦油产率的影响

实验过程中保证挥发分提取率一致。挥发分提取率定义式如下:

其中,V*为挥发分提取率(%),M1为干燥原煤质量(kg),M2为半焦质量(kg),Vd1为原煤挥发分(%),Vd2为半焦挥发分(%)。

图4给出了对流气体流量对焦油产率的影响。

如图4所示,焦油产率随气体流量的增大呈先增后减的趋势,且在1 L/min有最大值9.8%,和不通气条件相比,提高了11.4%。继续增加气体流量,焦油产率开始下降,且自1.5 L/min起,均低于不通气条件下的焦油产率,气体流量越大,焦油产率越低。

由上述实验结果可知,焦油产率在气体流量0.5 L/min、1 L/min的条件下出现明显上升。这是因为尽管在此实验条件下热解炉内的传热系数无明显变化,但是强制对流促进了热解炉内的传质特性。随着对流气体流量的进一步增加,焦油产率开始下降,这可能是由于气体流量过大,焦油在冷凝器中不能完全冷却或变成油滴后又被气体携带出去,使得产出的焦油未能完全收集所致。为验证上述推测,在冷凝器后安装洗气瓶,以检查是否有未冷凝完全的焦油。结果发现,气体流量小于5 L/min,洗气瓶内几乎无焦油;但大于5 L/min,洗气瓶内就有明显的焦油层。由此可见,气体流量过大会导致热解过程中产生的焦油不能被及时冷却,部分焦油被气体夹带出去,造成了焦油产率的下降,且气体流量越大,被带走的焦油越多,焦油产率越低。

综上所述,小范围的气体流量虽然对促进热解炉内的传热没有明显效果,但可快速带走热解过程中煤颗粒表面逸出的热解产物,强化热解反应的传质特性,还可以避免焦油的二次裂解,有利于焦油产率的提高。大气量的对流气体,能够在一定程度上促进热解炉内的传热,增大煤的有效导热系数,而弊端是下游装置的冷却负荷过大,加大焦油与热解气的分离难度,如果冷凝或分离效果不好的话,会降低焦油的产量。

3 结 论

(1)小于5 L/min的气体流量对于热解炉内的传热影响非常小;较大的气体流量可在一定程度上促进热解炉内的传热,增加煤的有效导热系数。

(2)气体温度一定(450℃)且小于热解终温(500℃)时,气体流量对热解时间的影响分为两部分:常温 ~450℃的热解时间受气体流量的影响较小,而450~500℃的热解时间则随着气体流量增大而增加。因此可考虑减小气体流量或提高气体温度来缩短热解时间。

干水固化甲烷过程及反应特性研究 篇8

1 实验部分

1.1 干水配制及其稳定性

NGH的形成过程包括气体在水中的溶解、晶核形成和水合物生长等过程。影响NGH的生成速度和储气密度的因素有气体的组成、操作温度和压力、气液接触面积、水的表面张力以水分子的排列结构等[5]。本实验为了减小水的表面张力,促进气体的溶解,采用了一定比例纳米Si O2配制干水。首先称取15 g纳米Si O2和285 g纯净水,然后倒入高速搅拌器中,在19 000r/min的转数下搅拌90 s后即得干水。

为了研究干水在实验条件下的稳定性,把比例为5%纳米二氧化硅配制的干水置于热重分析仪中,设置初始温度为30℃,升温速度为5℃/min,在程序控温下,测量干水的质量随温度(或时间)的变化关系,如图1所示。从图1可以看出干水在室温下不发生失水,温度在40～120℃干水失水量呈上升趋势,温度在120℃时干水失水达到最大,5%纳米Si O2配制的干水失水率为86.06%。本文实验过程温度都低于40℃,干水不会发生失水,本实验中一律采用5%纳米Si O2配制的干水固化甲烷。

1.2 干水固化甲烷实验装置与方法

1.2.1 实验装置

实验装置如图2所示,该装置主要包括甲烷气瓶(甲烷纯度99.9%);高压反应釜(CJ-2型,容积2 L),威海新元化工机械厂;低温恒温水浴槽(DC-2型,温度范围-30～100℃,温度波动±0.1℃),宁波东南仪器有限公司;质量流量计(D08-8c型),北京七星华创电子股份有限公司。

1.2.2 实验方法

首先在反应釜中充入300 g配比好的干水,将其密封,再将冷却室的温度调到反应温度(如-5℃)并保持恒定。然后接通进气管道,打开放气阀,向反应釜进甲烷气体,将釜内原有的空气排出,待进气量达到3 SL时,关闭放气阀和进气阀。将流量计调零后,再次打开进气阀(进气速度以3 000 m L/min的流量进气),往反应釜中充入气体,待压力达到规定值后(在本实验中以0.1 MPa为单位。)保持反应釜内压力稳定。实验过程中,记录进气量,每上升0.1 MPa记入一个数据(数据从流量传感器上读取),直到进气量不再发生变化。开始实验,开启电机,使叶片搅拌器开始搅拌,同时观察压力表上的读数,以每下降0.1 MPa记录叶片搅拌时间即反应时间(从电机控制器上读取),直至压力表不再下降。

静置状态下,甲烷水合物的生成过程非常缓慢,从气体到液体扩散速率非常低,诱导时间长[6]。本文干水固化甲烷过程中,实验数据是在电机搅拌的情况下得到。

2 数据分析与讨论

2.1 不同温度对干水固化甲烷的影响

气体的溶解在水合物的生长过程中占有很重要的作用,在合适的温度、压力条件下,只有水合反应系统中的溶液达到过饱和条件才能开始形成水合物[7]。水合物生长的驱动力包括过饱和度、过冷度,随着温度的降低水合物生成的驱动力(过冷度)增大,从而促进水合物的快速增长,然而温度的降低,气体溶解于水的过饱和度会下降进而影响了水合物的生成[7]。实验过程中控制起始压力在9 MPa,温度在-9℃,-7℃,-5℃,-3℃,-1℃下干水与甲烷进行固化反应,如图3所示。从图中可以看出,反应刚开始曲线比较陡,随着时间延长曲线慢慢变缓,t在0～200 min内,釜内压力降变化明显。-1℃时压力从9 MPa降到7.9 MPa,-3℃时压力从9 MPa降到7.9 MPa,-5℃时压力从9 MPa降到8.1 MPa,-7℃时压力从9 MPa降到8.2 MPa,-9℃时压力从9 MPa降到8.2 MPa,200～300 min阶段压力降变化不明显,300 min后压力基本不变。

从图3可知在各时段里,-3℃和-1℃时的反应釜压力降最明显,曲线最陡。同样,从表2可知,-3℃、-1℃时甲烷水合物的平均合成速率分别为0.11 SL/min和0.108 SL/min,是表1数据中的最大值。这说明了干水与甲烷进行固化反应,在P起始=9 MPa的情况下,反应温度为-3℃、-1℃时,干水固化甲烷的反应速率达到最佳。

压力在9 MPa,T=-9℃时反应釜内的气体量为208 SL,T=-7℃时气体量为210 SL,T=-5℃时气体量为209 SL,T=-3℃时气体量为197 SL,T=-1℃时气体量为194 SL。如图4所示,反应过程中,T=-9℃时反应釜内气体量被消耗29 SL,T=-7℃时气体被消耗31 SL,T=-5℃时气体被消耗32 SL,T=-3℃时气体被消耗36 SL,T=-1℃时气体被消耗36 SL。故反应温度在-3℃和-1℃时,甲烷被固化的体积量达到最大。

在相同的压力下,甲烷水合物生成速率在开始反应时速度较慢,随着反应时间延长速率逐渐加快,如图5所示。这可能与水合物的生成需要一定的驱动力和诱导时间(甲烷水合物的生成包括甲烷气体的溶解、成核和生长等三个过程,其中前两个过程所持续的时间称为诱导时间)[8]有关。图5给出了前100 min反应时间内起始压力9 MPa,温度为-3℃和-1℃下甲烷固化反应压力下降情况。由图5可知,T=-3℃时的P-t曲线第一段线的斜率(压力每下降0.1 MPa除以下降过程所需时间t即单位时间压力降)为0.0067,小于后面两段线的斜率,T=-1℃时的P-t曲线第一段线的斜率0.0045,同样小于后面两段线的斜率,这表明反应刚开始时干水固化甲烷的固化速率比较慢处于缓慢反应阶段,而后速率加快进入加速反应阶段,这种现象反映出甲烷水合物的生成具有滞后现象[8]。

2.2 不同压力对干水固化甲烷的影响

实验过程中控制温度在-3℃,气体压力在9 MPa,8 MPa,7 MPa下干水与甲烷进行固化反应。温度在-3℃时,P起始=9MPa反应釜内气体量为197 SL,P起始=8 MPa反应釜内气体量为172 SL,P起始=7MPa反应釜内气体量为148 SL。如图6所示,反应过程中,P起始=9 MPa反应釜内气体量被消耗36 SL,占总气体量的18.3%。P起始=8 MPa反应釜内气体量被消耗37 SL,占总气体量的21.5%。P起始=7 MPa反应釜内气体量被消耗28SL,占总气体量的18.9%。反应釜起始压力为9 MPa和8 MPa时甲烷被固化的量较大,当压力下降到7 MPa时甲烷被固化的量减少,甲烷固化量随压力上升而变大,当压力达到8 MPa时,随压力上升被固化的量变化不明显。然而从气体消耗量的体积比分析,压力在8 MPa时,比值最大。故干水固化甲烷在起始压力为8 MPa时固化效果达到最佳。

3 结论

(1)干水固化甲烷受温度影响较大,实验表明在低于0℃时,随着温度的降低,甲烷固化效果并不是越来越来好,在-3℃,-1℃时干水固化甲烷的水合物生成速率最大,储气密度达到最高。由于温度的降低水合物生成的过冷度增大,而气体溶于水的过饱和度降低,故温度扰动对甲烷水合物生成的影响存在一个临界值。这也有可能是反应温度在低于0℃时,干水固化甲烷同时,干水本身也发生结冰现象。在温度低于-3℃时,干水结冰对甲烷固化反应影响比较大。

(2)干水固化甲烷受压力影响也较大,实验表明反应起始压力为9 MPa,8 MPa时甲烷固化量较大且较平均,当压力下降到7 MPa时甲烷被固化的量明显减少。实验得出甲烷被固化的量随压力上升而变大,当压力达到8 MPa时,随压力上升被固化的量变化不明显。从甲烷气体消耗量的体积比分析,压力在8 MPa时,比值最大。故干水固化甲烷的效果在起始压力为8 MPa时达到最佳。

(3)由疏水性纳米Si O2与水形成的反相泡沫体系-干水可以极大提高水合物的生成效率。甲烷水合物的生成具有滞后现象,反应刚开始时,水合物的生成处于缓慢反应阶段,该阶段包括了甲烷气体的溶解,水合物晶核的成核两过程。水合物晶核的形成比较困难而且具有很大的随机性和不确定性,需要较长的诱导期。只有当过饱和溶液的晶核达到某一稳定临界尺寸时,反应才进入加速反应阶段。故干水固化甲烷的固化速率刚开始比较慢,而后速率再加快。

摘要：利用天然气水合物合成实验系统,采用5%纳米SiO2与纯净水配制的干水和纯甲烷为原料,获得了水合物生成过程中温度、压力、反应速率以及最终的储气密度之间的关系。通过以温度和压力值作为变量进行实验结果表明:在高压条件下,反应温度接近0℃,反应的速率较快,生成的水合物中甲烷含量也较高。在低温条件下,压力接近8 MPa时,干水固化甲烷效果较好。

关键词：纳米SiO2,干水,甲烷水合物,反应速率,储气密度

参考文献

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[3]郑新,樊栓狮,孙志高.甲烷水合物储气实验研究[J].哈尔滨工业大学学报,2003,35(2):157-159.

[4]王虹.天然气水合物性质及防止措施[J].西部探矿工程,2009(11):65-67.

[5]李其京.天然气水合物生产工艺研究现状[J].辽宁化工,2008,37(4):249-252.

[6]郝文峰,樊栓狮,王金渠.搅拌对甲烷水合物生成的影响[J].天然气化工,2005,30(3):5-7.

[7]业渝光,刘昌岭,张剑,等.甲烷水合物实验合成的初步研究[C].海洋地质环境与资源学术研讨会论文摘要汇编,2003:35-36.

石蜡火灾扑救过程中的燃烧特性 篇9

建立石蜡火灾的物理模型,通过石蜡燃烧完成石蜡火灾动力学的数据采集,分析研究石蜡火灾扑救过程中的火焰燃烧变化趋势,对于指导公安消防部队进行石蜡火灾扑救,有效避免灾害事故的扩大,减少财产损失和人员伤亡,提高火灾扑救的效率具有重要意义。

1 试验研究

1.1 试验装置设计

进行石蜡燃烧试验,观察石蜡燃烧现象,采集相关图像、燃烧性能、热辐射通量、扑救安全距离等数据,可以得出石蜡火灾形成的燃烧条件及规律。考虑到石蜡的难燃特性和一旦形成火灾的危险特性,笔者设计制作了一套试验模型。

1.1.1 燃烧装置

根据GB 4351-2005《手提式灭火器通用技术条件》,选取B类火灭火试验油盘为主体燃烧装置。并试制了3种型号的油盘,油盘用钢板制成,壁厚2 mm,深200 mm,支架高度0.6 m。油盘模型尺寸如表1所示。

1.1.2 数据采集处理系统

数据采集处理系统主要包括数据采集系统、数据传输设备和数据处理终端。数据采集系统包括数据采集仪、热电偶、热流仪和热辐射探头等。试验时在燃烧火焰周围按比例布置5个热辐射探头,热辐射探头固定在与油盘顶部等高的铁架台上,根据火焰燃烧特点,热辐射探头依次排开,分别用于测量相同高度、不同距离处,火焰四周辐射热通量的大小。

1.1.3 灭火系统

灭火系统分为管枪喷射系统和灭火器喷射系统两种。其中管枪喷射灭火系统主要完成水、水凝胶、泡沫等水系灭火剂灭火试验;灭火器喷射系统主要完成干粉、二氧化碳、泡沫灭火剂的灭火试验。

1.2 试验装置制作

根据上述设计思路,构建的试验模型如图1所示。

1～5.热辐射探头与铁架台;6.热电偶;7.数据采集线路;8.数据采集仪; 9.计算机;10.石蜡;11.油盘;12.喷射装置

1.3 试验步骤

按照图1中的试验模型布置好试验仪器与设备,利用热辐射探头和热电偶对石蜡火焰的燃烧参数进行实时采集,每隔1 s记录一次,并通过数据采集仪传输到计算机存档。在石蜡稳定燃烧后,喷射灭火剂,直到火焰扑灭,观察并记录温度和热辐射通量随火焰高度、距离、沸溢喷溅程度改变的变化趋势。使用Davis气象仪记录大气环境的温度、湿度、风速、风向和气压等气象参数。

2 结果分析

2.1 石蜡燃烧特性与现象

原油经炼制得到各种油品,按其用途可以分为燃料油(汽油、柴油、煤油等)、溶剂油(丙酮、苯、甲苯等)、润滑油(机油、甘油等)、润滑脂(石蜡、上光蜡等)。润滑油和润滑脂类的闪点均在120 ℃以上,一般不易着火,但在其附近发生具有高热辐射燃烧时,即可迅速传播火焰,同样具有火灾危险性。所以石蜡一旦形成火灾,必然是大规模燃烧,火势猛烈。石蜡在常温下是固体或半固体的烃类混合物,在常温常压下难以直接燃烧。在试验中测得,石蜡在58 ℃左右时开始熔化,燃点在230 ℃左右,自燃点310 ℃左右,沸点为300～550 ℃,如表2所示。

在试验中笔者发现,石蜡并不容易点燃。由于石蜡油的闪点较高,当液体闪点大于环境温度时,液面上的蒸气浓度小于爆炸浓度下限,这时不可能用点火源对液体表面进行快速的引燃。常见的点燃方式有两种:第一可以利用灯芯效应使石蜡像蜡烛一样缓慢稳定燃烧,灯芯点火是用小火焰或小的灼热体紧靠液面加热引起燃烧;第二是对石蜡进行整体加热,使其温度大于燃点,即加热至石蜡熔融蒸发,使蜡油温度达到230 ℃以上,随后石蜡蒸气与氧气结合发生燃烧反应。用电炉等外部热源加热或用汽油和木柴进行引燃时,如果石蜡没有完全熔化且蜡油温度达不到燃点,即使覆盖在石蜡表面的汽油剧烈燃烧也无法点燃石蜡。因此在石蜡火灾实验中必须借助外部热源将石蜡点燃。

石蜡在油盘中熔化燃烧,当油盘液池直径D<0.03 m时,火焰呈层流状态。这时空气向火焰面扩散,石蜡液体蒸气也向火焰面扩散,所以燃烧的主要方式为扩散燃烧,燃烧速度随直径增加而减小;当0.03 m1.0 m时,火焰发展为湍流状态,火焰的形状由圆锥形变为形状不规则的湍流火焰,燃烧速度为常数,不受直径变化的影响。

石蜡在油盘中点燃后发出熊熊红光,剧烈燃烧,烟气浓黑,最高火焰温度可达1 500 ℃,燃烧热值高达46 610 kJ/kg,10 m内人员难以接近,如图2所示。图2(a)为层流火焰和湍流火焰的混合状态,火焰跳动猛烈。一般来说,风有利于空气和液体蒸气的混合,可以使燃烧加快,特别对轻质油品的燃烧影响较大,但风速对石蜡等重质油品的影响较小。图2(b)为湍流火焰状态,在这种情况下,油面蒸发速率较快,火焰燃烧剧烈。由于火焰的浮力运动,在火焰底部与液面之间形成负压区,结果大量的空气被吸入,形成激烈翻卷的上下气流团,并使火焰产生脉动,烟柱产生蘑菇状的卷吸运动,使大量的空气被卷入。

2.2 石蜡火灾热辐射数据与温度数据定性分析

根据所得实时试验数据,绘制成热辐射或温度随时间的变化曲线,并对其进行平滑(smoothing)处理。火焰燃烧的不稳定性,会使曲线波动很大,经过处理后会减少不稳定因素带来的误差,使曲线能更加直观、准确地反映出火焰燃烧和火焰扑灭过程中的变化趋势,如图3所示。图3(a)为平滑处理前的曲线,由于火焰抖动剧烈导致曲线起伏波动明显,图3(b)为平滑处理后的曲线。

图4为石蜡油盘火温度数据随时间变化曲线。图4(a)为直流水灭1B油盘火蜡油的温度变化,给出了石蜡油在点燃前、燃烧中和灭火后的温度-时间曲线,可以看出,石蜡油在燃烧瞬间温度很快上升至230 ℃左右,开始猛烈燃烧,然后温度保持相对稳定。当t=40 s时,开始喷射直流水,由于剧烈的沸溢喷溅,导致温度进一步升高,随着直流水的继续喷射,火焰逐渐熄灭,蜡油温度逐渐降到燃点以下,从开始喷射到火焰熄灭用时约为15 s。图4(b)为泡沫灭3B油盘火蜡油的温度变化,可以看出,在t=20 s时,石蜡被点燃,开始猛烈燃烧;当t=80 s时,开始喷射泡沫,由于冲击作用使火焰增强,温度略有升高,随着继续喷射,火焰在t=99 s左右熄灭。

图5为石蜡油盘火热辐射数据随时间变化曲线。其中,图5(a)为水凝胶灭3B油盘火焰热辐射变化,图5(b)为直流水灭7B油盘火焰热辐射变化,图中曲线1～5分别为不同距离处火焰热辐射随时间的变化曲线。可以看出,各个热辐射探头的波峰波谷变化基本一致,只是数值随距离按比例缩小,说明仪器误差较小,数值准确。而由于直流水灭火的沸溢喷溅现象比水凝胶明显,导致图5(b)比图5(a)的曲线变化更加杂乱无章,上下波动明显。可见,热辐射通量与火焰温度、火焰高度、距离、沸溢喷溅程度等有密切关系。一般来说,火焰温度、高度越高,距离越近,热辐射通量越大;沸溢喷溅程度越激烈,热辐射通量峰值越大,波动越明显。

2.3 石蜡燃烧的流动性

通过试验发现,要想使石蜡燃烧形成火灾,必须使石蜡熔融蒸发,蜡油温度达到200 ℃以上,才能使石蜡蒸气与氧气结合发生燃烧反应。因此在石蜡火灾中必然存在大量的熔融石蜡油,会形成大面积的流淌火。根据以往案例和实验得知,由于石蜡的密度小于水的密度,石蜡流淌火还可以随着消防射水向地势低洼处流散,造成火势迅速蔓延。而且受热的石蜡冷却后,变为固体或固液共存态,十分滑腻,消防人员极易滑倒,造成摔伤或烫伤。流动性是石蜡火灾最重要的特点和危险因素,其流动速度必然受现场温度、火场热辐射强度、地面粗糙程度、障碍物、地面倾斜角度、消防射水量等影响,石蜡火灾的流动性还有待于进一步研究。

3 结论与展望

通过构建石蜡火灾燃烧试验模型,测试了石蜡的燃烧学特点和形成火灾的条件,并对石蜡火灾扑救过程中温度和热辐射的变化趋势进行了初步研究,得到了一些试验结果。但是,限于经费与场所条件,很难模拟大型的堆垛火灾、仓库火灾和流淌火灾,而这是消防部队处置此类事故的难点。一些其他关键参数如石蜡火灾的灭火剂供给强度、流淌火的流速等还无法获得,若今后有条件,应开展这方面的研究,从而建立比较全面的石蜡火灾扑救技战术研究体系,为消防部队提供正确的理论依据。

参考文献

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[4]杜文锋.消防燃烧学[M].北京:中国人民公安大学出版社,2006.

过程特性 篇10

1材料与方法

供试烤烟品种为龙江911,试验地点位于牡丹江烟草所宁安基地,烟田管理按常规技术操作。应用CIRAS-1型光合作用测定系统进行连体测定烤烟叶片的Pn-CO2、Pn-Ci及Pn-PAR响应曲线,依此计算出相应的光合生理特性指标,数据采用SPSS 12.0等软件统计分析。

2结果与分析

2.1 CO２羧化效率(CE)与Ci饱和时的光合速率(Jｍａｘ)的变化

由图1看出,不同部位的CE平均值表现为上部叶(0.12)>中部叶(0.09)>下部叶(0.05); CE值在不同部位间的差异极显著(P=0.005), 说明下部叶片碳同化能力较低。随着生育天数的增加,3个部位烟叶的CE值均表现出逐渐降低的变化规律,移栽后不同天数之间CE值的差异极显著(P=0.002)。不同部位的Jmax平均值表现为上部叶>中部叶>下部叶,分别为40.6,32.5和25.3μmol·m-2·s-1;Jmax值在不同部位间的差异显著(P=0.03),说明下部叶片光合能力较低。随着生育天数的增加,3个部位烟叶的Jmax值均表现出逐渐降低的变化规律,移栽后不同天数之间Jmax值的差异极显著(P=0.008)(见图2)。

2.2 CO２补偿点(Γ)与CO２饱和点(CSP)的变化

不同部位Γ平均值为中部叶(98.3μL·L-1)>上部叶(98.1μL·L-1)>下部叶(90.8μL·L-1),Γ值在不同部位间的差异不显著(P=0.9);不同移栽后天数之间Γ值的差异显著(P=0.014),但Γ值的变化无明显的规律。不同部位CSP平均值表现为下部叶(1 409μL·L-1)>中部叶(1 400μL·L-1)>上部叶(1 360μL·L-1),CSP值在不同部位间的差异不显著(P=0.1);移栽后不同天数之间CSP值的差异显著(P=0.012),CSP值的变化比较稳定。

2.3表观光合量子产额(AQY)与光饱和时的光合速率(A３５０)的变化

由图3看出,不同叶片部位的AQY平均值表现为上部叶(0.029)>中部叶(0.022)>下部叶(0.018),AQY值在不同部位间的差异显著(P=0.012);不同时期间AQY值的差异极显著(P=0.004),下部叶片AQY值表现为逐渐降低,中、上部叶片AQY值呈“∧”型变化。不同时期与部位之间A350值的差异均不显著(P = 0.06),不同叶片部位A350平均值表现为上部叶>中部叶> 下部叶,分别为11.5、6.8和3.6μmol·m-2·s-1(见图4)。

2.4光补偿点(LCP)与光饱和点(LSP)的变化

移栽后不同天数之间LCP值的差异显著(P=0.04),随着移栽后天数的增加,3个烟叶部位的LCP值均表现出“∨”型变化;不同部位的LCP平均值表现为中部叶(103μmol·m-2·s-1)> 下部叶(80μmol· m-2· s-1) > 上部叶(76μmol·m-2·s-1),LCP值在不同部位间的差异不显著(P=0.3)。不同部位的LSP平均值表现为上部叶>中部叶>下部叶,分别为1 880、 1 842和1 806μmol·m-2·s-1,LSP值在不同部位间的差异不显著(P=0.8);移栽后不同天数之间LSP值的差异也不显著(P=0.08)。

3结论与讨论

烤烟叶片成熟过程中随着烟叶部位的升高, CO2羧化效率、Ci饱和时的光合速率、表观光合量子产额、光饱和时的光合速率、光饱和点表现为随之增加的变化规律,CO2饱和点表现为随之下降的变化规律。随着烟株生育日数的延迟,叶片CO2羧化效率与Ci饱和时的光合速率表现为随之降低的变化规律,CO2补偿点无明显的变化规律,CO2饱和点的变化比较稳定。

烤烟叶片成熟过程中,上、中、下3个烟叶部位之间叶片CO2羧化效率的差异极显著,Ci饱和时的光合速率、表观光合量子产额的差异显著, CO2补偿点、CO2饱和点、光饱和时的光合速率、 光补偿点、光饱和点的差异不显著。移栽后不同天数之间CO2羧化效率、Ci饱和时的光合速率、 表观光合量子产额的差异极显著,CO2补偿点、 CO2饱和点、光补偿点的差异显著,光饱和时的光

摘要：为了筛选并判断烤烟成熟度指标,以烤烟龙江911为供试品种,测定了其叶片主要光合生理特性的变化。随着烟叶部位的上升,叶片CO2羧化效率、细胞间隙CO2浓度(Ci)饱和时的光合速率、表观光合量子产额、光饱和时的光合速率、光饱和点也随之增加,CO2饱和点随之下降;随着移栽后天数的增加,叶片CO2羧化效率、Ci饱和时的光合速率降低。移栽后不同天数之间CO2羧化效率、Ci饱和时的光合速率、表观光合量子产额的差异极显著,CO2补偿点、CO2饱和点、光补偿点的差异显著;不同烟叶部位之间叶片CO2羧化效率的差异极显著,Ci饱和时的光合速率、表观光合量子产额的差异显著。