体积分数（共5篇）
体积分数 篇1
0 引言
综采工作面回风隅角CO气体是煤矿有害气体治理的难点。也是采空区自然发火研究的一项重要内容[1]。神东矿区各综采工作面长度大约300 m, 推进长度一般为3 000～6 000 m, 部分工作面在回采过程中回风隅角出现O2体积分数偏低、CO体积分数超标现象, 特别是每年在春夏交替、秋冬交替阶段情况更为严重。为了防止神东矿区综采工作面回风隅角CO超限及煤炭自燃, 有必要对已采工作面回采过程中回风隅角及采空区CO体积分数进行监测, 通过分析数据变化趋势, 得到综采工作面回风隅角CO涌出影响因素及规律。
1 工作面概况
补连塔煤矿22303综采工作面在22煤三盘区, 地面标高1 205.7～1 315.6 m, 煤层底板标高1022.3～1 074.4 m。工作面长度301 m, 走向长度5220 m, 煤层倾角1°～3°, 面积为1 571 220 m2, 煤层平均厚7.15 m, 采用长臂走向后退采煤法, 一次采全高, 采高7.0 m, 日均推进约11 m。工作面采用U型通风, 两进一回, 辅运巷 (下一工作面的回风巷) 和运输巷进风, 回风顺槽回风, 配风量约为2 500m3/min。22303工作面井下位置及四邻采掘情况:22煤三盘区上覆为12煤三盘区12 301～12 307采空区, 煤层间距为44 m, 回采时间2001-2006年。22303工作面同一煤层东侧为22301和22302工作面采空区, 煤层厚度与22302面基本一致, 西侧为22304备用工作面, 保安煤柱宽25 m, 北侧为未开采区域, 南侧为盘区大巷。采场区域巷道布置概况如图1所示。22303综采面于2010年6月初开始回采, 于2011年6月底回采完毕。
2 22302工作面回风隅角CO涌出影响因素及规律
2.1 一年之间变化
22302综采工作面于2009年5月初开采, 2010年5月底采完, 工作面刚开始回采时, 回风隅角气体体积分数正常 (氧气体积分数20.5%以上, CO体积分数基本保持在16×10-6以下) , 随着工作面推进, 工作面回风隅角时常超限。为了研究季节性气候变化对工作面回风隅角CO体积分数的变化影响, 取2009年5月至2010年4月, 22302回风隅角CO随时间变化的数据 (每月取9日14:00数值) 进行统计分析, 如表1所示, 相应的变化趋势如图2所示。
由表1和图2可知, 随着工作面推进, 工作面回风隅角CO体积分数逐渐升高, 同时O2体积分数逐步降低。其中CO体积分数从5月份至10月份是一个上升周期, 在10月份时达到峰值;11月份到来年4月份, 回风隅角气体体积分数平稳下降。这主要是和当地气候变化情况有关, 在9到10月份气压最低, 所以采空区向工作面涌出的CO体积分数最高。
2.2 一天之内的变化
经过长期的观测, 回风隅角CO体积分数在一天之内变化有明显变化, 2009年10月9日24 h内22302综采工作面回风隅角CO和O2体积分数数据如表2所示, 对应的变化趋势如图3所示。
由表2和图3可得, 一天之中CO体积分数最大值在每天12:00-18:00之间, CO升高的同时氧气体积分数降低。图3表明每天14:00 CO体积分数达到最大值86×10-6, 严重超限。造成CO体积分数超限的原因可能是老顶来压形成的冲击波将采空区的CO涌出, 也可能是上隅角出现漏风严重, 形成较大的风压差, 造成CO体积分数超限。
2.3 推进距离
为了分析工作面回风隅角CO、O2体积分数随推进距离的变化, 选取整个工作面回采过程中回风隅角CO、O2体积分数变化情况如表3所示, 相应的变化趋势如图4所示。
由表3和图4可知, 随着工作面的推进, CO体积分数和O2体积分数整体呈现波动变化, 两者变化趋势相反。其中CO在推进距离为2 130 m时达到第一个底峰, 然后上升, 在推进度为3 790 m时, 达到顶峰, 然后又再次下降。这主要是由于地表塌陷漏风和采空区遗煤氧化共同作用的效果。
2.4 采空区CO体积分数变化
为了更好的分析工作面回风隅角CO变化情况, 对主要来源采空区产生CO体积分数变化进行分析。当工作面推进过1 500 m开始, 在顺槽与采空区联通的联巷的防火密闭 (每个联巷相距50 m) 上安装阀门观测管, 定期对采空区气体情况进行观察, 工作面推进至约2 300 m时各个观测管检测得到的CO、O2如表4所示, 相应的变化趋势如图5所示。
由表4和图5可知, 采空区距工作面300 m范围内CO体积分数较高, 超过300 m后, 采空区内的CO体积分数已经稳定, 当距离超过700 m时, CO已经降到40×10-6以下, 采空区进入窒息带, 气体体积分数趋于稳定。
3 综采工作面有害气体防治措施及效果
3.1 防治措施
(1) 减少向采空区漏风[2]。 (1) 合理配风。根据工作面的需求, 将风量由2 720 m3/min调整为2 500 m3/min; (2) 每周对工作面采空区地表进行检查, 组织地表塌陷裂隙回填, 减少地表漏风。 (3) 加强通风设施及其工程质量管理, 与采空区相连的所有顺槽联巷全部施工防火密闭, 规格为0.75 m砖闭 (内墙) +3 m黄土隔离带+1.0 m砖闭 (外墙) 。 (4) 每天安排专人对与采空区相连的密闭进行检查, 发现裂隙、漏风及时封堵。 (5) 及时解卸上下顺槽顶板上的锚索、锚杆, 确保上下顺槽顶板及时垮塌。由于掘进期间巷道顶板支护强度大, 工作面回采过程中, 上下顺槽支架后的顶板未能及时垮塌, 增加采空区漏风。
(2) 减少采空区浮煤。回采过程中必须沿顶割煤, 提高回采率, 减少采空区破碎的遗煤。及时清理工作面、上下顺槽浮煤, 对上下顺槽进入采空区的浮煤喷洒阻化剂、撒布岩粉, 防止浮煤氧化。
(3) 合理设置挡风帘子、导风帘和增阻设施[3,4]。在进风顺槽支架与煤帮之间设置挡风帘, 在支架上设置挡风布, 降低采空区进风一侧压力。在回风顺槽支架与煤帮之间设置挡风帘, 在支架上设置挡风布, 增加采空区回风一侧压力。在工作面机尾设置导风帘, 将工作面更多的风流经过回风隅角, 打破回风隅角风流涡旋状态, 稀释有害气体体积分数。在回风顺槽中提前构筑增阻通风设施, 在季节交替阶段, 使用该设施, 增加回风顺槽阻力, 平衡采空区阻力, 减少采空区有害气体涌出。
(4) 加强工作面气体、压力等数据的检测。每班由专职瓦检员检查工作面气体体积分数, 回风隅角气体体积分数每2 h检查一次, 定期分析气体体积分数变化情况。安排井下瓦检员和地面检测人员定期检测井上下、采空区大气温度、压力, 根据温度、压力变化及时调整各种措施。
3.2 防治效果
通过采取一系列有效的措施, 22303综采工作面在回采的过程中, 回风隅角CO体积分数最高为46×10-6, 综采工作面回风隅角的CO体积分数得到有效控制。O2体积分数保持较高水平, 为工作面的安全生产提供重要保障。
4 结论
回风隅角有害气体治理一直是煤矿“一通三防”管理的难点, 通过分析补连塔煤矿22302工作面回采过程中工作面回风隅角CO和O2体积分数一年之内变化、一天之内变化、随推进距离变化和采空区CO和O2体积分数变化规律。针对性的在22303综采工作面回采过程中, 通过合理配风, 减少采空区漏风, 减少采空区遗煤, 均衡采空区压力, 结合井上下气温、压力, 及时调整等一系列措施, 取得了良好的效果, 为神东矿区其他矿井综采工作面提供了较好的管理经验。
摘要：为了解决神东补连塔煤矿综采工作面在回采过程中, 回风隅角经常出现CO超标的问题, 对补连塔22302综采工作面开采的过程中回风隅角的CO涌出数据进行分析, 得到CO涌出影响因素及规律, 并有针对性地在22303综采面回采过程中通过合理配风, 减少采空区漏风, 减少采空区遗煤, 均衡采空区压力, 结合井上下气温、压力, 及时调整等一系列的措施, 取得较好的效果。分析结果对于神东公司大采高、煤层浅、高产量的煤层赋存条件相似的煤层具有一定的参考意义。
关键词：CO,涌出规律,综采工作面,回风隅角
参考文献
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体积分数 篇2
关键词：高体积分数SiC/Al复合材料； 焊接； 稳定性
中图分类号： V 45 文献标志码： A doi： 10.3969/j.issn.10055630.2015.06.009
Abstract：As for the immaturity of the weld technology applied to the high volume fraction SiC/Al composites， the stability of the space remote sensor skeleton construction was studied. According to the findings of the tolerance analysis of optical deign and structures， the verification of measuring angle and linearity using threecoordinate measuring machine and theodolite was proposed. The feasibility of cementing technology was demonstrated. By the thermal cycling test of frame， the angel and the distance of measuring point were calibrate. The calibrated data was compared. The results show that the torsional angel of the frame is 2.1″ in pitch， 2.3″ in azimuth， and the changes of the distance in the three directions are 0.034 mm， 0.044 mm and 0.034 mm， which can meet the technical requirements of torsional angel smaller than 5″ and the distance tolerance of ±0.05 mm.
Keywords： high volume fraction SiC/Al compound material； welding； stability
引 言
在空间对地遥感领域，为了提高空间遥感相机等大型光学遥感系统的分辨率，通常采用长焦距和大相对孔径的全反式或折反式光学系统[13]。
高分辨率离轴反射式光学系统具有大口径、长焦距、大视场和结构非对称等特点，使得离轴反射式光机系统相机机身尺寸较大，给结构设计带来了很大的困难[4]。受尺寸和质量的制约，寻求高比刚度、低线胀系数的材料已成为迫切需求。高体积分数SiC铝基增强复合材料具有高比强度、高尺寸稳定性、低膨胀系数优异的综合性能，在常用的空间结构应用材料中，高体积分数SiC/Al复合材料的综合品质因数最好[56]，因此在空间相机机身设计中得到了广泛应用。
基于高体积分数SiC/Al复合材料的优越的机械性能以及优良的物理性能，某航天相机光机系统的主支撑结构的材料采用了高体积分数SiC/Al复合材料，光学系统是四反结构形式的新型超大视场离轴光学系统，相机机身由若干件高体积分数SiC/Al材料构件焊接而成。目前采用该材料并按此工艺研制的相机机身在航天项目上还未有成功应用的先例。考虑到机身的加工工艺，单框加工切屑量大，组合焊接次数多，焊接过程的加热和冷却循环过程和异种材料热膨胀系数的差异等诸多因素必然会导致残余应力的产生，而残余应力往往是造成结构最终破坏的主要原因[7]。因此，必须对机身的尺寸稳定性进行充分验证，以满足相机成像要求。
主框架拆分成4个零件，分别为前框、后框、左侧板和右侧板。各组成零件均设计成薄壁加强筋结构，在各单件加工时，由于直接采用锻料进行加工，切削量比较大，需进行多次热处理消除切削应力。在各单件加工完成后，将各个零件通过焊接组合成一个整体。主框架拆分成4个零件，分别为前框、后框、左侧板和右侧板。各组成零件均设计成薄壁加强筋结构，在各单件加工时，由于直接采用锻料进行加工，切削量比较大，需进行多次热处理消除切削应力。在各单件加工完成后，将各个零件通过焊接组合成一个整体。
2 机体残余应力分析
机身的各框采用的材料为高体积分数碳化硅增强铝基复合材料，焊料为铝合金，焊接工序由哈尔滨工业大学焊接技术与工程系完成。机身结构在焊后经过若干次温度时效和振动时效，可以有效的减少残余应力。时效后用X光衍射法测机身上焊缝附近的残余应力。焊接残余应力测量平均差值如表1所示。
3 机身结构的稳定性验证
在相机机身主要位置如焊缝附近、反射镜连接面边缘等处贴上小平面镜。光学环氧胶完全固化后，按照上述原理和方法对小平面镜间的相对转角以及角点距离进行了一次测量，然后进行了热循环试验，试验条件按照相机方案设计给出的指标，热循环试验后，稳定一段时间后，再进行一次转角和距离的测量，把试验前后的两次结果进行比较，得出试验前后小平面镜间的角度和距离变化。多次试验后，通过比较小平面镜间夹角和角点距离的变化来评价机身上相应的点的变化情况，以说明机身的稳定性。
3.1 验证原理
对于角度的验证，在框架的各个部分贴上若干小平面镜，使用的胶为光学环氧树脂胶。通过检测试验前后小平面镜的转角的变化来推出框架上贴小平面镜的相应的点的变形情况。检测转角的检测设备使用两台0.5 s莱卡经纬仪。前后框和侧框的检验原理如图2和图3所示。
对于线量的检测，光学系统中各反射镜的的公差要求为Δ=±0.05 mm。相机在经历若干次试验后反射镜相对位置变化必须处在给定的公差带内，验证机身在三个方向的尺寸稳定性使用的检测工具是三坐标测量机。
3.2 胶接工艺的可行性论证
检测方法的可行性是保证检测过程有意义以及检测结果具有高可信度的前提。在机身验证的过程中，考虑到热试验可能引起胶的流动引起不稳定的因素，以及温度引起小平面镜变形，所以对胶接工艺进行了可行性论证。为验证光学环氧树脂胶的稳定性做的试验工装如图4所示。小平面镜直径为25 mm，小平面镜用光学环氧树脂胶粘在镜座上，基准镜用螺钉固定在镜座上。胶完全固化后，把镜座放在热循环试验箱中进行试验，试验温度为-10～50 ℃，实验前后分别测量小平面镜和基准镜之间的夹角，如表2所示。
由于基准镜用螺钉固定，受温度的影响非常小，可以忽略。实验结果表明，热循环实验前后，由光学环氧树脂胶引起的小平面镜转角变化最大为0.5″，可以认为光学环氧树脂胶应用于Φ25口径、厚度10 mm小平面镜是稳定的。
4 验证结果
对机身进行了4次试验，周期为6个月，试验完成后对实验数据进行了整理。机身上总共有13个小平面镜。俯仰和方位角的相对变化如图5所示。
4次实验前后，俯仰方向转角的变化Δθ=2.1″，方位方向转角的变化Δφ=2.3″，满足单框的最大转角δmax<5″的设计要求。
5 结 论
针对焊接工艺应用于大尺寸离轴三反相机存在焊接应力和残余应力较大的问题，本文提出了验证相机机身尺寸稳定性的一种方法；并对各检测环节的精度进行了系统的论证；验证结果表明，对于本文中的机身结构，材料采用高体分铝基复合材料，连接工艺采用焊接的形式，能够满足设计指标为转角<5″，距离<0.05 mm的设计要求。
采用本文的检测方法，可以对大尺寸航天遥感器机身的尺寸稳定性进行验证。焊接工艺应用于高体分铝基复合材料的结构件连接中，焊接构件的尺寸稳定性能够得到保证，该种工艺形式能够为高体分铝基复合材料应用于大型航天遥感器的结构设计中得到推广。
参考文献：
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体积分数 篇3
煤矿瓦斯体积分数的检测方式按检测原理分,有红外吸收[1,2,3]、光干涉[4,5]、半导体气敏[6]和载体催化[7,8,9]等,其中载体催化检测方式具有精度高、体积小、测量范围宽、价格低等优点。随着载体催化元件的逐步成熟,载体催化检测方式占据了矿井瓦斯和多种可燃可爆气体检测领域的首位。目前,国内瓦斯传感器的敏感元件多采用载体催化元件(俗称黑白元件)。由于国内的载体催化型瓦斯传感器生产厂家基本只给出瓦斯传感器近似直线形的输出曲线,非线性误差较大,准确度低,测得的瓦斯体积分数存在一定的偏差。鉴此,本文采用最小二乘法建立了瓦斯传感器输出电压与瓦斯体积分数的函数关系,并以MJC4/2.9J型载体催化元件为实验对象,结合实验数据,对该函数关系进行了曲线拟合,结果表明,该函数关系非线性误差较小、准确度较高。
1 建立输出电压与瓦斯体积分数的函数关系
假设被测瓦斯体积分数x与瓦斯传感器桥路电压U的函数关系式为
根据瓦斯传感器的精度,取n=3,则式(1)可以写成
式中:k0～k3为待定系数,可以根据最小二乘法求解得到。
最小二乘法的思想:由式(2)确定的各个xi(Ui)值与各个点的标定值xi的均方差F(k0,k1,k2,k3)应为最小,即
式中:N为实验标定点个数。
根据最小二乘法原则,为了求得函数F(k0,k1,k2,k3)最小值时的k0,k1,k2,k3,需对函数F(k0,k1,k2,k3)求偏导并令它为零,即
则
整理后得
式中
通过求解式(6),可以得到k0,k1,k2,k3的值。将所求得的k0,k1,k2,k3存入单片机内存,并且在单片机中进行式(2)的数学计算。
2 实验与结果分析
2.1 检测原理
实验选择MJC4/2.9J型载体催化元件为实验对象,其技术指标如表1所示。
图1为MJC4/2.9J型载体催化元件测量电路,其中D为检测元件(黑元件),C为补偿元件(白元件),R1、R2为电桥电阻,E为工作电源,RW为可调电位器。该电路工作原理:将D和C配对组成惠斯通电桥的2个臂,遇可燃性气体时D阻值升高,桥路输出电压变化,该电压变量反映了气体体积分数,通过测量电压信号的大小即可知道可燃气体体积分数的大小,其中C起参比及温湿度补偿作用。
测量之前,元件先用额定电压通电10 min,然后调整零点,将D接在电源E的负极,C接在电源E的正极。再将标准甲烷气体通过减压阀和流量计按100 mL/min流量通入气室,3 min后记录数据。每次测量之前,应用新鲜空气清洗气室。通过测量得到一些离散的数据,然后利用这些数据得到一个光滑的曲线来反映某些参数的规律,这就是曲线拟合的过程。
2.2 数据处理分析
对0～4%甲烷气体进行测量,所得到的实验标定数据如表2所示。
根据表2,可得出A～J的值:A=18,B=1 654,C=1.737 11×105,D=1.969 738 3×107,E=576,F=5.375×104,G=5.705 574×106,H=6.525 73×108,I=7.839 2×1010,J=9.748 3×1012。将A～J的值代入式(6),可求出k0,k1,k2,k3的值:k0=0.035 6,k1=0.029 6,k2=0.000 1,k3=0.000 0。
将k0,k1,k2,k3代入式(2),可得
由此得到瓦斯传感器输出电压与瓦斯体积分数的拟合曲线,如图2所示。
瓦斯传感器的输入输出特性与最小二乘法所确定的拟合曲线之间的最大偏差和满量程的百分比为线性度δ,即
式中:Δmax为瓦斯传感器的平均输出值与拟合曲线的最大拟合偏差;xFS为满量程输出值。
由图2可知:当U=110 mV时,Δmax=0.170 1%LEL,而xFS=4%LEL,把Δmax和xFS代入式(8),可得出
由式(7)可知:当电桥电压为零时,瓦斯体积分数为0.03%CH4,而实际上应该为0。由于催化元件的零漂,导致瓦斯体积分数的测量值比实际值偏高。为了避免零点偏差可采用软件校正方式,通过MCU(Micro Control Unit)将瓦斯传感器在无瓦斯输入时的输出值(零位输出值)存储起来,此后在有瓦斯的情况下,每一次采样的数据减去该值便得到准确值。该校正方式克服了零位漂移的影响,瓦斯传感器无需频繁进行零位校正,从而可获得较高精度的测量结果。
3 函数关系在瓦斯检测仪中的应用
为验证采用最小二乘法建立的瓦斯传感器输出电压与体积分数函数关系的有效性,将上述建立的函数关系应用到瓦斯检测仪的设计中。该瓦斯检测仪主要由瓦斯传感器、放大电路、MCU控制模块、声光报警电路、显示电路以及电源等部分组成,其中瓦斯传感器采用MJC4/2.9J型载体催化元件。瓦斯检测仪的放大电路如图3所示,其中桥路输出电压U=Ui2-Ui1与被测瓦斯体积分数x存在如式(2)所示的函数关系。U通过A1、A2、A3后的输出电压Uo为
把式(9)代入式(2),可得Uo与x的函数关系为
Uo输入到单片机C8051F020的ADC0中进行AD转换,并通过式(10)所示的函数关系转换成对应的瓦斯体积分数,由单片机控制LCD显示,当瓦斯体积分数超限时发出声光报警。
该瓦斯检测仪已在某煤矿井下现场连续工作15 d,与没有应用上述函数关系的瓦斯检测仪相比,具有准确度高、误差小、稳定性好等特点。
4 结语
利用最小二乘法建立了瓦斯传感器输出电压与瓦斯体积分数的函数关系,经实验分析得到了MJC4/2.9J型瓦斯传感器的函数方程及拟合曲线,并将该函数关系应用到瓦斯检测仪的设计中。实际应用表明,采用该函数关系的瓦斯检测仪具有一定的实用价值。
参考文献
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体积分数 篇4
关键词：变压器,在线监测,油气分离,特氟隆膜,非平衡状态,预测算法
0 引言
油中溶解气体分析DGA(Dissolved Gas Analysis)技术是将变压器绝缘油中溶解的气体与变压器运行状态和潜在故障对应起来的分析方法,是目前对油浸变压器进行故障诊断最方便、有效的手段之一,位列变电站32项常规预试验的第一位,其有效率达到了85%以上,并得到了广泛应用[1,2]。
传统的离线式气相色谱对油中溶解气体体积分数测量的环节较多,从取油样到实验室分析的作业程序复杂,花费的时间和费用在技术经济上不能适应电力系统发展的需要。更重要的是离线色谱只能检测到变压器某一时间点的油中溶解气体的体积分数,对于一段时间内变压器油中溶解气体的变化,特别是对变压器油中每天产气率的信息无法获知[3,4,5],这使得在线DGA技术得到了广泛的关注与研究。对变压器油中溶解气体在线监测的最终目的是对变压器进行实时的状态分析与故障诊断,而各种诊断方法(神经网络、决策树、援例分析、模糊数学等)是利用故障气体的体积分数作为故障信息分析的依据。其中气体体积分数测量结果的准确性与测量样本的数量对于诊断结果的正判率有较大影响,当获得数据中缺少关键信息时进行故障诊断结果的正判率不高,而离线色谱测量所能提供的数据样本数量少[6,7,8,9]。因此,变压器在线监测系统的应用是提升电站运行安全性的必然趋势,也是针对变压器运行状况开展状态检修的必然要求。
目前,各国商品化的变压器油中溶解气体在线监测装置不断推向市场,同时国家电网内也有很多变压器安装了各种在线监测设备,但是目前国家电网内安装的变压器油中溶解气体在线监测装置多数仅被当作是比气体继电器更灵敏的保护装置,而不是真正意义上的油中溶解气体在线监测装置[10]。即使是能够对全组分气体进行监测的在线监测装置在实际应用的过程中,大部分的变电站或相应机构也仅将其作为实验室离线色谱的辅助手段,将在线设备与离线设备所获得的数据加以对比后就不再关心设备数据的变化,这对于在线设备的投入是极大的浪费[11]。因此,在充分利用在线设备数据的大量性和实时性的同时,提高在线监测系统的准确性及可靠性的方法研究显得尤为重要。
对于在线监测系统对气体体积分数测量结果的评定可以参考离线色谱的测量结果。M.Duval[12]提出:DGA结果好坏基于气体体积分数数据的准确性、重复性、测量的可再现性。通过对IEC采用气相色谱的实验室分别测量的结果调查显示:最好的实验室结果在低体积分数时的重复性为7%,较高体积分数时为1%,对较高体积分数的实验室测量的平均重复性为7%,低体积分数时为27%,最差的实验室结果对中等气体体积分数的测量重复性为15%,低气体体积分数测量的重复性只有65%;而准确性的测试结果差别也很大,25个实验室低气体体积分数时测量结果的准确度的平均值只有30%,在较高体积分数范围内为15%[13]。该调查同时指出不论采用何种油气分离方式,都可能会得到准确度较高及准确度较低的结果,而CIGRE实验室的结果的准确性远高于非CIGRE实验室的测量结果,而对同一实验室同一操作人员的测量结果都有较好的重复性,这说明对于离线色谱测量方式操作人员与操作过程对测量结果有较大影响。如果在线监测系统测量结果的准确性与重复性好于IEC对离线色谱实验室的调查结果,可以充分利用在线监测系统测量数据的实时性与大量性得到准确反映油中溶解气体的体积分数值。
事实上,DGA数据的准确性与可靠性受多种因素的影响,其中脱气这一环节是DGA结果差异的主要来源,对于在线监测系统而言,亦是如此[14]。目前已有的主要的脱气方法主要有真空脱气法、吹气脱气法、动态顶空脱气法、渗透膜脱气法。前3种方法必须在仪器架构的基础上进行且操作复杂,所以在线监测系统多采用油气分离膜进行分离。近些年国内外对各种高分子膜对变压器的故障气体的渗透性能多有研究。适合于油气分离的膜是致密高聚物膜,要求耐油、耐压、耐高温(80℃)、透气性好。早期的在线监测仪中较多应用聚四氟乙烯膜,如加拿大Syprotec公司的Hydran在线H2监测仪,在国内已安装了近千套。还有一种聚全氟乙丙烯:是一种改性的聚四氟乙烯,又称F46,其渗透性优于聚四氟乙烯,国内有的变压器在线监测仪采用了F46膜,已在数十个变电站现场运行[15]。2004年,Roland Gilbert对Morgan Schaffer公司的集气装置GP100对各种故障气体的渗透性能进行了测试,其中H2在6 h后就达到了平衡,而需要平衡时间最长的C3H8在239.3 h之后达到了平衡,其余气体在96 h之内达到了平衡[16]。国内在这方面也有相关的研究,清华大学的李红雷等人研制出了一种新型的油气分离膜,该油气分离膜在12 h内实现了C2H2、C2H4、C2H6、CH4、CO、CO2、H2共7种故障气体的平衡,但是该种薄膜是需要特殊的加工工艺才能得到的,目前未见大规模的商用[17]。目前对于高分子渗透膜的研究一直集中在如何缩短平衡所需的渗透时间上,即提高高分子膜的渗透因子,但油气分离膜的分离性与透过性不可兼得,在高渗透性的条件下同时保持膜的高分离性及高强度难度较大,因此利用在线数据相关性的分析及气体产生扩散规律,研究提高数据精确度的算法有重要意义[18]。
本文通过分析普遍采用的油中溶解气体计算公式后,提出了一种在非平衡条件下利用已测得气室中的气体体积分数估算渗透平衡后气室中气体体积分数的算法。考察了温度对于渗透过程中渗透率的影响后,从而弱化了温度对气体体积分数测量结果的影响。这使得在油气分离膜的参数标定后,可在渗透未达到平衡时对最终达到平衡状态时的气室中的气体体积分数进行预测,进而获得更接近油中溶解气体的真实体积分数值。
1 渗透过程分析
1.1 自由扩散
设初始条件下,油中溶解气体的质量为mG,在气体经过自然扩散后,扩散到油表面的气体质量为mg,此时油中溶解的气体质量为mo,设分离系数为kex,kex=mg/mG,设变压器油总体积为Vo,油面上方气室体积为Vg,在温度不变的条件下,气体在油面上方的扩散规律符合亨利定律,设亨利系数为K,初始时油中溶解气体体积分数CG,平衡后油气两相气体体积分数分别为Co、Cg,符合以下关系式:
文献[13]中提到在采用离线色谱的测量方式时的一个矛盾之处,当增大气室的体积Vg可以提高kex,即增大气室中气体的渗出量,但同时针对某一气体组分而言,增大气室的体积意味着这种气体组分在气室中体积分数的降低。通过离线色谱测量气体体积分数时,K值与Vg/Vo接近,同时Vg/Vo的大小对kex有较大影响,因此在测量前需仔细标定Vg/Vo的大小。但对于采用膜进行油气分离的变压器在线监测系统来说,通常情况下K垌Vg/Vo,因此公式(3)可简化为
式(4)中Cg与CG呈简单的比例关系,其中K即奥斯特瓦尔德系数,通过实验可以测得。文献[19]中,通过对H2、O2、N2、CH4、CO、CO2、C2H2、C2H4、C2H6、C3H6及C3H8几种物质在绝缘油中溶解特性的测定,证实了使用奥斯特瓦尔德系数建立气相中气体组分体积分数与油相中气体体积分数组分的对应关系是可行的。对于变压器油中溶解气体在线监测系统而言,适当增大Vg虽然不会对气室内气体体积分数产生太大影响,但可以使变压器油中溶解气体渗出的绝对量增加,如果气体检测环节的传感器响应的是气体物质的量的绝对量,即可以提高气体测量环节的灵敏度。
1.2 膜的渗透过程
式(4)表述了通过扩散原理达到的最终结果,通过对膜渗透机理的分析,可以得到膜对油气分离的动态过程表达式,即体积分数随时间变化的关系式,膜分离过程中气室中气体体积分数Ci的变化规律符合下式:
其中,b为扩散系数,t指渗透开始后的时间,Cimax表示气室中可达到的气体体积分数的最大值,通常在实验过程中设定测量得到的气室中气体体积分数可达到最大值的99%或90%对应的时间点t0后即达到平衡。
式(5)可以计算单一渗透过程中某一时间点的体积分数值,但通常认为只有当渗透达到平衡后,即在平衡时间点t0后的测量值才有价值,这意味着在达到平衡时间点之前的测量数据都不能准确反映油中溶解气体的体积分数,因此对于油气分离膜的研究与开发重点集中在缩短平衡时间上,即使目前对几种气体渗透效果最好的GP100,其对于CO的渗透平衡时间也达到了39 h,普遍认为在这之前的测量数据点不能准确给出油中溶解气体的体积分数值。因此通常在线监测系统在安装后,工作人员会在认为气室中气体体积分数达到平衡后开始记录数据。但是渗透从开始之后,即使在达到平衡时一直为一个动态过程。对于在线监测系统,油温、气室温度及变压器油中溶解气体本身发生的变化都会影响这一过程。这使得即时在达到平衡的时间点t0后,气室中依然可能发生渗透或反渗透过程,因此利用多时间点测量的数据的相关性推测最终平衡时气室中气体的体积分数比单一时间点测量结果更接近油中溶解气体的真实值。
对于某一种气体组分,设t1点测得的气体体积分数为Ci1,对应此渗透过程达到平衡时的体积分数为Ci1max,t2点测得的气体体积分数为Ci2,此时对应此渗透过程达到平衡时的体积分数为Ci2max,则有以下关系式:
当时间点t1与t2在一个独立渗透过程之中,则有b1=b2,Ci1max=Ci2max,设测量时间间隔t2-t1=Δt,当温度不变时有
同理:
因此可以利用在同一渗透过程中相同时间间隔的气体体积分数的测量值计算Cimax,可以在并不获知b值的情况下,预测出这一平衡过程气室中该气体组分体积分数的最终值,不必待渗透进入平衡状态之后再测量气室中气体的体积分数。
2 实验
实验中的特氟隆膜采用美国杜邦公司(Dupont)的Teflon FEP含氟聚合物,其耐化学腐蚀特性优良,热适应范围宽,可以热粘合,具有极强的抗冲击和抗撕裂特性。膜的厚度为12.5μm,气室直径为38 mm,体积约为30 m L。首先在实验室用气相色谱仪对膜的气-气相渗透性能进行检测,得到了H2及CO的渗透曲线与GP100的渗透能力进行对比,结果如图1所示。
对于Teflon膜H2体积分数达到Cimax的时间为52.8 h,CO达到Cimax的时间为183 h,同时得到在室温23℃的条件下,b H2值为0.086 91/h,b CO值为0.025 03/h。
为验证上文中提到的预测算法,采用电化学气体传感器作为气体体积分数检测单元进行了现场实验,系统安装于一台ABB 500 k V的变压器油箱下端的法兰盘上。系统的气室直径为38 mm,体积约为30 m L。
气体测量模块选用瑞士产电化学气体传感器,该传感器模块对于H2的最小检测限为2μL/L,CO为1μL/L;对于H2和CO的检测最大值均2μL/L。测量温度为55℃时,传感器模块对H2体积分数测量的相对精度为±3%,对CO体积分数测量的相对精度为±50%。设输出达到测得数据的稳定值的90%所需的时间为响应时间时,对于H2而言响应时间小于10 min,对于CO响应时间小于10 min。该传感器模块对所测量气体的温度范围要求为-20~120℃,工作时的测量间隔为20 min,其温度系数为1%K-1,输出电流范围0~20 m A。电化学传感器对气体的体积分数每隔20 min测量,通过40 d的监测,得到的H2与CO的气体体积分数数据分别如图3~4所示。
3 数据分析与讨论
由实验室实验可知,在气室中气体初始体积分数为0的条件下,Teflon FEP膜对H2的渗透平衡时间不少于53 h,在系统安装后的第4天计算得到油中溶解H2体积分数变化如图5所示。在同一天进行了离线气相色谱分析,得到油中溶解H2的体积分数为26μL/L。从图中可以看出渗透过程达到平衡后,气体传感器测得的气体体积分数数据变化较小,对应离线色谱的采样时间点传感器测得H2体积分数为25μL/L,与离线色谱测量结果非常接近。虽然在线监测系统获得的大量数据与离线色谱的某个时间点的测量值并不具有可比性,但是该测量结果可以间接地验证在油气分离过程达到平衡后,即该电化学传感模块对气体体积分数的测量值,可记为Cimax用以计算油中溶解气体的体积分数。
用公式(9)中提到的算法进行气体体积分数预测前,首先需确定该算法应用的条件,从式(9)中可以看出,平衡过程还受到b与Δt的影响,其中b值可由式(10)计算得到。
其中,Pi为温度相关渗透系数;A为渗透膜面积;V为气体普适常数;d为渗透膜厚度,1指1个标准大气压。
当渗透过程中膜内没有热量传递时,即在某一确定温度下,膜的渗透系数与温度的关系符合阿列纽斯关系式:
其中,P0为与温度无关的渗透参数;Ep为渗透动能;R为气体普适常数;θ为温度。
即Pi与温度相关,在文献[19]中,通过对气体C3H8、C2H6、C2H4、C2H2、CO2、CH4、O2、CO、N2及H2的渗透过程的实验验证了ln Pi和-1/θ之间的线性关系,以Teflon膜对H2及CO这2种气体的渗透动能计算,当气相温度从-20℃变化到60℃时,渗透系数的变化如表1所示。
从表1中看出,油气分离膜温度的变化,即油温及气室温度的变化,对渗透系数都有较大影响,进而会影响渗透过程。采用膜进行油气分离的变压器在线监测系统的气室体积通常小于100 m L,易于将温度精度控制为±0.5℃,但变压器油的温度通常变化较大,这是因为变压器油的温度受变压器负载影响,变压器负载在一天有规律的变化,引起变压器的“呼吸”作用,会使油中气体逸散而减少。开放式变压器油箱中的油温上升时,含有气的油上升,到达储油柜,并于油面上的空气相接触。为使油中气体含量和气相达到平衡,逸散于油面上的气体会“呼出”储油柜外。反之,当油温降低时,储油柜中的含气量已降低的油又流回油箱,同时有相当量的新鲜空气吸入储油柜中,降低了油面上气体的气相含量,从而又加速了储油柜油中溶解气体向气相侧释放。当变压器油的温度发生变化时,H2的逸出率最高[11],因此在非平衡时间内给出H2体积分数的估算值需要考虑到变压器油温度的变化,否则渗透体积分数的变化会被温度的变化所消解,同时还要考虑到气室温度的变化,在气室中采用温控电路对气室中气体温度进行恒温控制,控制精度为0.5℃。在系统运行的初始的53 h内H2体积分数的变化如图6所示。
由上文所述,温度的变化对于渗透过程有较大影响,尽管温度并不是突变量,但对于电化学传感器的测量间隔来说,影响是不可忽略的,这种影响体现在温度发生较大变化后平衡过程被打破,即出现气室中气体体积分数下降的反渗透的过程。对图6中渗透过程中油温的变化进行监测,得到油温的变化如图7所示。算法中涉及3个测量数据点的时间点为1 h。设定在2 h内温度在±3℃的范围内变化才可以应用该算法计算预测值,计算后得到的H2体积分数的预测数据如图8所示。
从图8中可以得出,以预测算法计算得到的H2体积分数值在未达到平衡的条件下,即53 h以内的预测值共60点,其中与离线气相色谱的相对误差在±20%的有52个预测值,最大相对误差为26.8%,最小相对误差为0.931%。IEC的调查显示对低体积分数范围的离线气相色谱的测量结果的平均误差为±30%,而该预测算法计算得到的结果的准确性已经接近实验室离线色谱测量值,这表明对于实验所采用的在线监测系统,在对油温进行跟踪监控的同时,利用测得的H2体积分数值在气室中渗透过程未达到平衡时对油中溶解气体体积分数进行预测是可行的。
4 结论
本文通过分析高分子膜对气体的渗透过程,提出一种在渗透未平衡状态下的气体体积分数预测算法。在实验室条件下测定了特氟隆膜的渗透性能后,采用电化学气体传感器构建了在线监测系统进行现场实验,得到了H2和CO体积分数的实时数据。在气室中的渗透过程达到平衡后,气体传感器得到H2体积分数为25μL/L,与同一天的离线色谱测得H2体积分数结果26μL/L接近,验证了该电化学气体传感器的准确性和可靠性。通过分析温度对渗透扩散参数的影响,在降低温度对预测算法的影响干扰后,对系统初始运行期的H2的体积分数数据通过预测算法进行计算,得到计算结果的相对误差小于与IEC对实验室离线色谱测量结果的相对误差。
体积分数 篇5
碳化硅颗粒增强铝基(SiCp/Al)复合材料以SiC颗粒为增强相,以Al合金为基体材料,具有高比强度、高比刚度、耐磨损、热膨胀系数小、尺寸稳定等一系列优点[1]。SiC颗粒体积含量在50%以上的铝基复合材料不仅具有超高比模量、低膨胀及高导热等优异性能,而且在密度、热导率、热变形系数等关键指标上优于SiC,已成为替代微晶玻璃、石英玻璃、SiC材料等的重要空间反射镜材料[1,2,3,4]。随着SiCp/Al复合材料在各种领域的应用,对其精密、超精密加工技术,特别是提高表面完整性的加工方法及机理研究提出了迫切要求。SiCp/Al复合材料中增强相(SiC颗粒)与基体相(Al合金)截然不同的特性使其加工较单纯的金属或非金属难加工材料的加工更为困难,造成已加工表面缺陷极为严重,加工机理也更为复杂。为此,SiCp/Al复合材料的加工技术及机理已成为国内外机械制造领域的重要研究课题,实现其高完整性表面的加工方法和机理研究具有重要意义。
国内对SiCp/Al复合材料切削的研究集中于干式切削,研究切削液对其切削加工影响的较少。国外对切削方式的研究有不同结论,Hung等[5]认为切削液没有使加工性能恶化,也没有使其改善。Tomac等[6]认为切削液的作用很显著,湿式切削得到的表面精度比磨削更高。吴震宇等[7]对SiC颗粒体积分数为15%、粒度为14μm的SiCp/Al复合材料进行了干式高速铣削研究,认为适当的切削参数可以提高工件表面质量。张登友等[8]在研究CVD金刚石薄膜涂层刀具干式切削加工SiC不同颗粒大小(14～40μm)和体积分数(10%、20%)的SiCp/Al复合材料时发现,工件材料中的SiC含量越高,颗粒粒度越大,工件材料的切削性能就越差,刀具的磨损就越大。Davim[9]研究了切削用量与表面粗糙度Ra之间的关系并建立了经验公式。
切削过程是在高温、高压、高速下进行的,切屑的形成机理相当复杂。为在切削加工中有效控制屑形,提高加工效率,防止切屑拉伤工件的己加工表面,使表面粗糙度恶化,破坏已加工表面的完整性,学者们针对切屑已进行了较多研究。陈平[10]在对SiC颗粒的粒度为14μm、体积分数为18%的SiCp/Al复合材料进行切屑研究时发现,普通干式切削SiCp/Al复合材料的挤压变形和切屑变形较大,切屑短且卷曲变形小。Joshi等[11]研究了切削参数、颗粒尺寸、体积分数对切屑形成过程及形态的影响。切削粗颗粒的复合材料时,切屑有连续和崩碎两种形式,切削细颗粒的复合材料时得到连续切屑,随着颗粒尺寸的增大,切屑渐趋于崩碎。采用较大切深时,切屑呈螺旋状,切深小时得到C形切屑。
大多数研究集中在SiC颗粒体积分数在10%～20%之间、颗粒尺寸较小的SiCp/Al复合材料,而对于体积分数高、颗粒尺寸大的SiCp/Al复合材料的切削加工方面的研究较少,随着SiC颗粒增强相体积分数和颗粒尺寸的增大,其难加工特性变得更加明显,严重制约其优良性能的发挥和广泛应用。因此本文对高体积分数、大颗粒的SiCp/Al复合材料进行干式切削和水溶性冷却液浇注冷却下的湿式切削(下文简称为湿式切削)的对比实验,探讨相同切削参数下干式切削和湿式切削对加工表面粗糙度、表面形貌以及切屑形貌的影响。
1 实验条件与方法
工件材料是由北京航空材料研究院先进复合材料国防科技重点实验室提供的CY1110型SiCp/Al复合材料,其金相照片如图1所示,其物理力学特性如表1所示。图1中不规则形状的块状物体为SiC颗粒,其余为铝合金基体。可以看出SiC颗粒平均尺寸及其体积分数都很大。
实验机床为欧马ME650立式加工中心,其主轴功率为18.5kW,主轴最高转速可达8000r/min。刀具为瑞典SANDVIK公司生产的PCD单齿立铣刀,其直径d=12mm,刀具几何参数如下:主偏角κr=90°,副偏角κ′r=0°,刀尖圆弧半径rε=0.4mm。
实验表面为立铣工件上表面,分别采用干式切削和湿式切削方式加工。铣削加工参数如下:切削速度v=300m/min,切削深度ap=0.3mm,每齿进给量af=0.2mm。
2 实验结果与分析
2.1 加工表面的形貌及其形成机理
SiCp/Al复合材料的增强相SiC颗粒与基体相铝合金的物理性能和力学性能极不相同:两者的导热性和热膨胀系数差别很大,铝合金具有比较好的塑韧性,SiC颗粒具有高强度、高硬度、高模量。因此,在切削热和切削力的作用下,存在着基体与增强相两者的协同变形问题,由此可能产生特殊的已加工表面结构。切削时SiCp/Al复合材料的不均匀性使得工件表面强度比较小并在有缺陷处极易形成微裂纹,微裂纹快速沿切削刃前方扩展、裂开形成分离面。切削刃分离面上的材料经剪切区形成切屑,切削刃分离面以下的材料经刀刃钝圆的熨压形成已加工表面,已加工表面并非全部由刀刃直接切出。
图2为干式切削和湿式切削时SiCp/Al复合材料已加工工件表面形貌的低倍SEM照片。SiCp/Al复合材料干式切削的表面形貌好于湿式切削的表面形貌。这是由于,切削时产生的高温会使铝基体软化,使其硬度降低,起连接作用并传递力的基体材料被软化后,复合材料的硬度也会有所降低,PCD刀具在高温下对已加工表面有熨压平整的作用,从而使加工表面较为平整。此外,刀具的熨压作用可使已加工表面发生延展和拉伸,产生基体材料的塑性流动,从而可弥合加工表面微观裂纹,减少应力集中。湿式切削时,虽然切削过程中有冷却液浇注冷却,但是由于PCD刀具与工件接触紧密,冷却液难以进入切削区,切削区的表层温度比较高。当刀具切出后,冷却液浇注冷却使工件表层温度急剧下降,从而在工件表面浅表层产生较大的应力,有可能获得含有坑洞和裂纹等较多加工缺陷的表面。冷却液的浇注使切削时脱落和破碎的SiC颗粒及细小切屑不会由于高温而粘连在工件表面,这点对提高工件表面加工质量是有利的。
图3为SiCp/Al材料已加工表面形貌的高倍SEM照片。从图3易看出,已加工表面上存在着各种缺陷,如刀刃切削时在已加工表面形成的几何痕迹、SiC颗粒破碎和脱落留下的不规则凹坑等。加工中,有些SiC颗粒破碎,其中的一些碎屑留在原位或旋转后留在原位,另一些碎屑拔出形成凹陷或突出表面;有些SiC颗粒被刀具推挤在加工表面耕犁形成犁沟,这些颗粒可能脱落或被刀具压入表面。本实验获得的已加工表面不同于Dabade等[12]所研究的SiC体积分数小、颗粒尺寸小的SiCp/Al复合材料的加工表面,文献[12]中工件已加工表面有明显的Al基体涂抹于加工表面的现象。本实验采用的SiCp/Al复合材料体积分数和颗粒尺寸都很大(图1),基体的体积分数相对较小,因此不易形成犁沟及熔融基体涂抹表面的现象,但是有较多由于SiC颗粒被拔出所产生的凹陷及破碎的SiC颗粒。从图3可看出,干式切削工件表面(图3a)比湿式切削工件表面(图3b)质量好。在高速铣削情况下,湿式切削获得的已加工表面(图3b)出现较多由于SiC颗粒脱落、挤压破碎留下的表面缺陷,并且缺陷尺寸比较大,加工表面形貌差。这是由于,湿式切削时切削液使切削变形区域保持了较低的温度,使材料保持了高的强度,颗粒从基体中分离出来时,基体产生了更大的变形。
增强颗粒的体积分数和形状,尤其是颗粒大小对复合材料的已加工表面形貌影响非常大,增强颗粒大的复合材料已加工表面粗糙。SiC颗粒的去除方式主要有拔出、破碎和切断等,SiC颗粒的含量和平均尺寸越大,其拔出和破碎现象就越多,复合材料获得的加工表面粗糙度也越大,当SiC颗粒主要以切断方式被去除时,有望获得含有较少坑洞和裂纹等加工缺陷的表面。另外,在SiCp/Al复合材料中,基体与增强相之间的协同效应对其切削行为有很大影响,由于材料中的增强相是基体塑性变形的障碍,因而随着增强相SiC颗粒的增大,切削变形相应增大,加工表面粗糙度增大。
2.2 已加工表面的表面粗糙度
对已加工表面采用时代TR100袖珍式表面粗糙度测量仪进行表面粗糙度的测量。高体积分数SiCp/Al复合材料在两种切削方式下,表面粗糙度随切削距离的变化规律如图4所示。通过对比干式切削和湿式切削表面粗糙度曲线可以发现:不论是干式切削,还是湿式切削,都可以获得较小的表面粗糙度,且表面粗糙度在一个很小的范围内波动。干式切削和湿式切削表面粗糙度的变化趋势相似。无论是干式切削,还是湿式切削,工件已加工表面粗糙度在切削初期有一些波动,在切削后期较为稳定。干式切削已加工表面粗糙度Ra的平均值为1.766μm,Ra测量值范围为1.59～2.00μm;湿式切削已加工表面粗糙度Ra的平均值为1.727μm,Ra测量值范围为1.21～2.24μm。
在相同的切削参数下,复合材料中增强相的颗粒尺寸及体积分数是影响其加工表面粗糙度的主要因素,文献[7,13]对SiC不同颗粒尺寸、不同体积分数的SiCp/Al复合材料进行了高速铣削研究,研究结果表明其表面粗糙度随颗粒尺寸和体积分数的增大明显增大。铣削速度也是影响SiCp/Al复合材料加工表面粗糙度的主要因素。文献[13]研究了高速铣削时不同切削速度对表面粗糙度的影响,结果表明随着切削速度的增大,表面粗糙度明显减小。这是由于切削速度增大时基体材料应变率增大,Al基体还来不及变形,SiC颗粒就被切断而不是拔出,因此产生的凹坑和裂纹较少,表面粗糙度较小。文献[13]实验中的铣削速度为132～195m/min,加工SiCp/Al复合材料的SiC颗粒尺寸和体积分数分别为32μm和20%,测得Ra的范围为0.96～1.53μm。本文中的SiCp/Al复合材料SiC颗粒尺寸和体积分数都比文献[13]中的对应参数大,铣削速度也远高于其铣削速度,获得的表面粗糙度仅略大一些。可见对高体积分数、大颗粒的SiCp/Al复合材料进行高速铣削,能获得较理想的已加工工件表面。
整个切削实验过程中,干式切削和湿式切削的切削工件已加工表面粗糙度在切削初期都有波动,这与切削初期产生的刀刃微小崩刃有关。切削过程中的刀具磨损规律为:切削初期磨损速率较高,随后进入正常磨损阶段。PCD刀具在切削初期的主要磨损形态为微小崩刃和后刀面表层的微小剥落。不论是干式切削,还是湿式切削,切削初期的磨损形式相同。这是由于PCD刀具强度较低,在切削初期,锋利的PCD刀具切削刃在切削力和SiC颗粒机械冲击作用下产生了微小崩刃。工件已加工表面粗糙度在这一阶段产生波动,随后趋于稳定。由于高体积分数SiCp/Al复合材料中增强相SiC颗粒尺寸大,因此切削初期已加工表面粗糙度波动较明显。
2.3 切屑形成机理及切屑形貌分析
SiCp/Al复合材料内部组织具有不均匀性,其切削过程的本质与一般金属切削过程的本质有很大不同,切削变形有其自身的特点。切削变形区内,应力和应变的分布很不均匀,SiC增强颗粒承受较大应力,而基体则承受较大的应变,基体处于塑性状态时,增强颗粒则可能发生支解破裂。当刀具刚切入工件时,被切材料表层首先发生弹性变形,随即切屑在切削刃部开始产生裂口,刃前裂口迅速发生失稳扩展,使被切削材料产生不同方向的裂纹。裂纹贯穿整个切削厚度,形成不同规则的崩碎切屑。SiCp/Al复合材料裂纹的生成和扩展途径对切屑的生成起重要作用。Al合金基体的滑移受到SiC增强颗粒的阻碍形成微裂纹,这是裂纹形成的主要原因。基体与增强颗粒结合界面上的工艺缺陷也是裂纹的主要来源。当复合材料中大颗粒SiC含量增加到某个临界值时,颗粒的破坏就会成为复合材料断裂的控制因素。
切削SiCp/Al复合材料一般得到节状切屑。SiC颗粒的尺寸和体积分数对切屑形成过程及形态有很大影响。随着颗粒尺寸或体积分数的增大,切屑由连续渐趋于崩碎,这是由于随着增强颗粒含量的增加,切屑中的微孔洞和微裂纹的数量也增大,SiCp/Al复合材料切屑形态的不连续性显著。通过实验铣削高体积分数、大颗粒SiCp/Al复合材料得到的是卷曲半径很小的节状切屑,切屑的两侧有锯齿状的边缘。在剪切面上,当基体滑移到颗粒的界面时,由于增强相SiC颗粒和界面的阻挡,基体不能继续滑移,在界面附近产生位错塞积。当塞积达到某一程度、剪切力足够大且能够克服位错阻力时,滑移沿剪切力方向进行。在剪切区内,基体总是与破碎的增强相SiC颗粒一起滑移,滑移方向经常发生变化。实验材料增强相颗粒大、体积分数高、滑移方向不确定,导致切屑细碎、不规整呈节状。如图5所示,切屑的表面呈现不规则的层状破碎及褶皱,这表明SiCp/Al复合材料的切削过程不是完全的塑性材料的切削过程,具有类似硬脆性材料的破坏形式。这主要是由于SiCp/Al复合材料中夹杂的大量硬脆增强相SiC颗粒降低了基体材料的塑性,增强相SiC颗粒和基体的结合界面可能存在微观缺陷和微观裂纹,这些都使得复合材料的切削变形机理与基体金属的切削变形机理有所不同。实验得到的切屑不连续,中间含有大量显微裂纹,呈塑性或半塑性的节状。
从图5可以看出,湿式切削SiCp/Al复合材料时获得的切屑(图5b)比干式切削时获得的切屑(图5a)更细小,切屑表面存在较多裂纹。这是由于在SiCp/Al复合材料的切屑形成过程中,切屑的主要成因是裂纹的形成和扩展。湿式切削时,在水溶性冷却液的浇注下,刀具切削时产生的高温和刀具切出后的快速冷却使工件表面材料产生了较大的热应力,因此湿式切削已加工表面产生的微裂纹较干式切削要多。细小的切屑及破碎的SiC颗粒容易在刀具推挤下恶化加工表面,比连续的切屑更容易获得理想的加工表面。因此,从切屑形貌对加工表面质量的影响上考虑,干式切削好于湿式切削。
3 结论
(1)与普通铣削相比,干式或湿式高速铣削都可以获得表面完整性较好的工件已加工表面,SiCp/Al复合材料的干式切削的表面形貌好于湿式切削的表面形貌。干式切削时,在高的切削温度下,刀具的切削和熨压导致基体材料受热软化涂抹或熔融在加工表面,减小了表面粗糙度。湿式切削时,在切削液的作用下,工件表面温差较大,从而使工件表面浅表层底产生较大的应力,可能形成更多的微裂纹等加工缺陷。
(2)相对于体积分数小、颗粒尺寸小且铣削速度较低的SiCp/Al复合材料切削研究,本实验研究的干式切削和湿式切削都获得了较理想的表面粗糙度,工件已加工表面粗糙度在切削初期有一些波动,而在切削后期趋于稳定,这是由切削初期PCD刀具产生的微小崩刃造成的。
(3)在对颗粒尺寸大、体积分数高的SiCp/Al复合材料进行高速铣削时,切屑是卷曲半径很小的节状,比较细小。干式切削和湿式切削两种切削条件下,切屑形貌相差不大,均呈节状,只是湿式切削的切屑更细小。干式切削的切屑对已加工表面质量的影响好于湿式切削的切屑对已加工表面质量的影响。
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