转子叶片（共8篇）
转子叶片 篇1
0引言
夹具最早出现在18世纪后期, 随着科学技术的不断进步,夹具已从一种辅助工具发展成为门类齐全的工艺装备。 夹具可快速、方便地将工件安装到指定位置,大幅提高了产品精度,使工艺更加便捷,使用相当广泛。 按用途分,可将夹具分为焊接夹具、机床夹具、装配夹具、检验夹具等。
1零件图分析
被加工的零件如图1所示, 零件的毛坯为40Cr, 金属模铸造,技术要求与尺寸精度都不高,生产批量为2 000件,其加工工序为:车外圆,保证 Φ50mm外圆→车端面,保证24mm的长度→中心钻孔、扩孔、铰孔至尺寸要求→铣槽。 其中,铣槽的过程需要用到分度装置,铣刀每加工一个槽,通过分度装置使工件转动一定角度到达加工位置,以便完成其它槽的加工。
2夹具设计
保证工件加工质量是机床夹具设计的基本要求, 也是夹具设计的首要任务。 为此,必须正确地设计与选择定位方法、定位件及夹紧装置。 在设计之前,要认真了解工件的作用、特点、材料、生产规模及技术要求, 详细分析加工工艺过程及本工序的加工要求,如加工余量、加工精度、加工表面、定位基准以及前后工序的联系等。 本文夹具的设计主要分成以下几个方面:定位方案、夹紧方案、分度装置、夹具体和连接元件的设计。
2.1定位方案
工件定位是指在工件加工之前,将工件放在相对于机床、刀具一个比较准确的加工位置。 工件的定位, 实质上是对空间自由度的限制,根据工件自由度被约束的情况,工件定位方式有完全定位、不完全定位、欠定位、过定位4种。
本设计因加工的需要,在铣槽的过程中零件不能发生任何移动,6个自由度都要进行约束,故选用完全定位。 定位方法为花键孔和主轴端面定位,图2为定位主轴设计图。
空间6个自由度的限制,虽然解决了工件在加工过程中“定与不定”等问题,但每个工件在加工过程中所占据的位置并不一致,这就涉及到“准与不准”的问题。 工件在夹具中所占据的位置不准确,加工的工件尺寸必然不一致,就会形成误差,称之为定位误差,用 ΔD表示。 生产中为了保证加工精度,一般要求定位误差不超过工件加工公差T的1/5~1/3。 定位误差包括基准位移误差和基准不重合误差,当无基准位移误差时,ΔY=0;当定位基准与工序基准重合时,ΔB=0;若两项误差均没有, 则 ΔD=0。 分析和计算定位误差的目的,是为了验证定位方案能否保证定位要求,以便对不同方案进行比较,从而选出最合理的方案。
从零件设计要求可知, 工件和轴的配合尺寸为 φ18H7/g6, 查阅国标轴、 孔的基本偏差表有:ΔB=0; ΔY=ES-ei=0.021-(-0.017)=0.038mm;ΔD=0.038mm。
按照GB/T 1804—2000 《未注公差的线性和角度尺寸公差》要求,指明工件加工公差等级为中等m,则T =0.1 -(-0.1) =0.2mm。 而 ΔD =0.038mm ≤(1/5 ~1/3)T = 0.04~0.067mm,定位方案合格。
2.2夹紧方案的设计
在夹紧过程中,工件应能保持在既定位置,即在夹紧力作用下工件不应离开定位支承;夹紧力的大小要适当、可靠。 既要使工件在加工过程中不产生移动和振动,又不使工件产生不允许的变形和损伤,夹紧装置的自动化程度和复杂程度应与工件的产量和批量相适应。
夹紧装置主要由动力装置、中间递力机构、夹紧元件组成。 常用的夹紧装置有楔块、螺旋、偏心轮等, 楔块夹紧可改变夹紧力方向,但使用效率低,多用于机动夹紧装置中;螺旋夹紧结构简单、自锁性好、夹紧可靠、夹紧行程不受限制,远比楔块夹紧力大,其通用性大,但效率低,多用于手动夹紧装置中;偏心夹紧机构产生的夹紧力较小,自锁性能不好,一般用于切削力不大且无振动的场合,对夹紧尺寸要求严格。 可见各夹紧装置都有各自的优缺点,应结合设计要求选择合理的夹紧装置。 综合以上特点,本设计选用螺旋夹紧装置。
花键主轴上的螺杆、开口垫圈和夹紧螺母为主要的夹紧元件。 当旋紧夹紧螺母时,通过开口垫圈将工件夹紧在花键主轴上。 查阅资料,旋紧螺母时使用扳手的六角螺母:当螺纹直径=10mm,螺距=1.5mm,手柄长度=120mm,作用力=45N时,夹紧力=3550N。
为了保证装夹的稳固和加工时的刚性,需要在夹具后部设置支承机构,将安装工件的螺杆顶住,如图3所示。 支撑机构中除顶尖外,还有尾架、端盖、螺杆、锁紧旋钮、手轮、手柄等。 通过手轮、手柄使螺杆旋转,推动顶尖向左移动, 从而将花键主轴上的螺杆部分顶住,再拧紧锁紧旋钮,防止顶尖松动。 尾架和端盖在这个机构中起支撑作用。
2.3分度装置的设计
分度装置是能够实现角向或直线均分的装置。 工件被夹紧,完成一个工位的加工后,夹具不松开,工件通过移动一段距离或者转动一个角度,达到下个加工工位,从而完成整个工件的加工。 由零件的设计要求可知,槽的分度精度要求并不高,因此采用圆柱销定位分度结构,该结构简单、易制造。 操纵机构选用手拉式,如图4所示。 通过转动手柄,根据手柄转动的圈数来确定加工的工件旋转角度。 旋转一定角度后,将定位销通过手柄上的孔插入到分度盘上的槽中,实现分度的锁紧。
分度的传动机构是通过蜗轮蜗杆传动来实现的, 其特点是传动平稳、啮合冲击小,能获得较大的传动比,且结构紧凑。 蜗杆是齿数z1=1的单头蜗杆,蜗轮的齿数z2=30,即蜗杆转动一圈,蜗轮转动1/30圈。 应工件加工要求,每加工一个槽工件转动30°,即蜗轮转动1/12圈。 由此可计算出蜗杆所需转动的圈数为2.5圈, 即转动分度手柄时,每次转动两圈半即可。 蜗轮蜗杆传动机构及分度盘如图5、图6所示。
2.4连接元件的设计
连接元件是连接机床与夹具的元件,保证夹具准确地定位到机床上。 连接元件有两种基本形式,一是安装在机床工作台上, 二是安装在机床回转主轴上, 本文选用前者。 铣床夹具的连接元件由定位键和带U型槽的耳座两部分组成。
(1)定位键。 铣床夹具以定位键和机床工作台T型槽配合,每个夹具一般设置两个定位键,起夹具在机床上的定向作用,并用埋头螺钉把定位键固定在夹具体的键槽中。 材料选用45钢。
(2)带U型槽的耳座。 在铣床夹具纵向两端底边上,设计带U型槽的耳座,机床上有对应的螺孔,螺栓穿过T型槽与机床上的螺孔,将夹具体紧固在工作台上。 材料选用HT300。
2.5夹具体的设计
夹具体一般是夹具上最大最复杂的基础元件,其形状和尺寸主要取决于组成该夹具的各种元件、机构和装置。 同时,在进行夹具设计时,还应考虑到因夹紧力、切削力而产生的冲击和振动,保证夹具的强度和刚度需求。 另外,在铣槽的过程中,会有一些碎屑掉到夹具体里面, 时间长了会损害传动机构或其它零件, 为保证夹具正常工作,应考虑到排屑的方便性,且夹具应该便于装卸。
本夹具体采用铸造结构, 铸造的生产周期长,且因铸造时的内应力缘故,易引起变形,从而影响夹具体精度的持久性。 为此,铸造夹具体必须进行时效处理,而与焊接结构相比,铸造可以铸出形状复杂的结构, 故本夹具体采用铸造结构比较合适。 材料选用HT200,壁厚4mm。
3结语
本文分析了被加工工件的特点、作用、材料、生产规模及技术要求,并通过相关计算设计了一套专用的带分度装置的铣床夹具。 实际上,在生产中,零件的形状是千差万别的,没有任何一种夹具能适用于所有的零件,合理、灵活的设计并使用夹具能够降低生产成本,提高工作效率,降低废品率。
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转子叶片 篇2
航空发动机转子叶片三维有限元振动特性分析
叶片是航空发动机的主要零件之一,结构及承载情况十分复杂.在实际使用中,由于叶片的振动破坏而造成发动机失效甚至飞机失事的例子时有发生.因此,对叶片的振动特性分析就显得尤为重要.根据叶片的实体结构建立了叶片的三维有限元模型,编制了叶片振动特性分析的有限元程序(Fortran语言,约8000余句).采用子空间迭代法计算叶片的频率.利用开发的`软件对影响压气机叶片振动特性的几个因素进行了分析.经算例考核证明,计算模型和程序是正确的、有效的,具有较高的计算精度.为转子叶片的疲劳损伤及可靠性分析,提供了一个有效的、灵活的研究手段,具有应用价值.
作 者：贺威 黄宝宗 HE Wei HUANG Bao-zong 作者单位：沈阳农业大学,高等职业技术学院,沈阳,110004刊 名：沈阳农业大学学报 ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF SHENYANG AGRICULTURAL UNIVERSITY年，卷(期)：37(5)分类号：V232.4关键词：叶片 静频 动频 振动特性 有限元
转子叶片安装板型面测量研究 篇3
现在压气机叶片缘板工艺给定小余量加工, 机械加工采用手工抛光, 为了满足缘板型面加工需要, 采用适易测量工具--榫高型座, 进行缘板边缘的相对测量。
叶片种类很多, 大致可以分为:涡轮导向器叶片、转子叶片、静子叶片、工作叶片、整流叶片等等, 针对每一类叶片的缘板边缘检测测具都是不同的, 导向器、整流叶片的缘板--安装板边缘检测采用插座形式, 转子、静子、工作叶片大多采用榫高型座形式, 整流叶片的插座测具类型图、转子叶片的类型图如图1所示:
以往的缘板边缘大部分都是圆弧曲线旋转而成的, 检测起来只需要检查圆弧曲线就可以了, 缘板边缘四周的形状也没有现在的复杂, 大部分是规则的长方形或平行四边形, 虽然缘板边缘一侧为空间角度面, 但测量起来比较容易, 而现在的缘板边缘已经由原来的圆弧曲线过渡到现在的样条曲线, 缘板边缘四周的形状也千变万化, 这给检测或者加工都带来一定的难度。通过多年设计经验, 认为可以立项解决此项难题任务。为提高检测速度, 保证叶片生产的质量, 满足新机研制和批量生产的要求特此立项解决。
2 结果讨论与分析
2.1 榫高型座的设计要求
转子叶片缘板内型面面轮廓度为0.2, 工艺要求设计的测具在检测缘板边缘时测具测量面低于缘板边缘以利于测量。叶片缘板内型面的形状是由样条曲线旋转而成, 其边缘两侧面为空间角度面, 叶片形状如下图所示:
2.2 榫高型座测具结构的确定
2.2.1 结构原理
定位机构大都采用六点定位。首先是径向和轴向的, 因为榫头定位面是加工和测量的基准, 因此必须用榫头角度面和榫头底面定位, 以确定Z方向的“两点”, 即径向定位。而轴向也就是X方向的尺寸基准, 用榫头的两端面定位。因为叶片的重量比较沉, 体积也比较大, 为了能够装夹方便, 定位准确, 我们采用了可以升降式的定位机构, 榫头底面采用弹簧支撑, 榫头两侧角度面定位为固定式, 以确保在升降的过程中, 定位面没有因为升降而错位, 避免了榫头两侧角度面不能同时定位, 而导致测量不准确。其结构如图3所示:
轴向如果也采用定位面的话, 虽然符合六点定位原则, 但在实际制造和使用中发现, 六点定位中三个维度内都采用定位面的话, 可能产生过定位, 因此, 轴向采用轴销定位。其定位结构如图4所示:
图中处于叶片零件位置的是校对量规, 校对量规的内定位面比理论型面小0.1mm, 其四周边缘与叶片零件尺寸一致。设计校对量规的用途主要是检测工装测具的零件, 如果没有校对量规是没办法直接检验工装测具的零件的, 校对量规与工装量具带型面的零件一起加工, 一起制造。
2.2.2 内型面检测零件的设计
内型面检测零件分为两部分, 一部分是检查零件缘板四周边缘的, 一部分是检查工装零件型面的。检查四周边缘的, 主要采用与校对量规四周边缘一致的量规来检测, 在UG模型中, 零件有一侧的型面走向向下弯曲超过45度以上, 所以没有检测的必要, 目前的测具只检测了三个侧面, 因为叶片零件的四周的不规则形状--一头大一头小, 所以在检查零件缘板边缘两侧的工装零件中采用可活动式, 其结构如图5所示:
而工装零件型面的检测, 我们主要采用样板的检测, 这样能更方便快捷, 能更直观, 其二维图如图6所示:
如果用样板检查工装零件的型面, 就存在基准的设计问题和坐标系的问题, 如果零件型面和样板用一套坐标系的话, 在制造过程中样板的坐标就需要换算, 这样容易产生制造误差和计算误差, 因此在测具中设计了样板的基准面, 并把样板的坐标系定位在了样板的基准面上, 这样虽然在一套图里存在两套坐标系, 但是实际型面尺寸是一样的, 避免了在设计和制造过程中产生误差的问题。
工装测具得整体结构如图7所示:
2.3 与其它结构的对比
转子叶片缘板型面的检测常用的另外一种结构是采用斜块支撑压紧机构, 其结构图如图8所示:
此结构比较适用于体积较小, 重量比较轻的叶片, 因为从力学分析图分析如图9:
由图中的受力分析可知:角度越小所用的推力就越大, 而产生的向上的支撑力反而越小, 如果角度增大, 虽然产生的向上支撑力增大了, 但产生推力的零件体积就必须增大, 无形中就增加了整个测具的重量, 因此这种结构不适合重量大、体积大的叶片零件。
3 结语
现在我们具备一定的设计能力和相关的基础知识, 通过对榫高型座测具的设计、制造、测试和试用, 能够实现转子叶片缘板边缘和内型面的测量。该测具结构合理, 能更准确的测量转子叶片缘板的尺寸, 以及测具双坐标系的创新设计, 突破了以往单坐标系在设计和制造过程中产生误差的问题, 打破了以往的老旧模式, 测量采用样板、校对量规一次实现工装量具自身的整体测量。该测具可以随意装、卸零件, 准确测量。
参考文献
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单作用叶片泵转子的径向力分析 篇4
叶片泵是液压传动系统中广泛使用的能源元件。单作用叶片泵具有结构紧凑、质量轻、易于实现变量等优点。由于转子受到径向不平衡力的作用,使其工作压力的提高和使用寿命受到了极大的限制。在转子所受的径向力计算中,已有的计算公式比较粗略,没有给出详细分析。文中对径向力进行了分析计算,对改善单作用叶片泵工作性能和工作压力的提高具有一定意义。
1 单作用叶片泵径向力分析
单作用叶片泵转子受到的径向力由两部分组成:一部分是直接作用在转子圆周上的液压力;另一部分是作用在封油区叶片上的液压力。
1.1 转子圆周上的液压力
单作用叶片泵的工作原理见图1所示。假设叶片1已脱离吸油腔,叶片2进入压油区,此时,叶片1,叶片7,转子外表面,定子内表面及前后配流盘形成吸油区和压油区,其中左边的压油区受到高压油pp的作用,右边的吸油区受到低压油p0作用。按叶片泵压力分布规律,可得转子圆周上的压力分布规律如图2所示。
φ1, φ3表示吸油区的压力分布区间角,φ2表示压油区的压力分布区间角,φ1, φ2和φ3由结构设计确定。当负载恒定时,在吸油区和压油区,p0, pp是常数,即
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由式(1)积分可求得转子圆周上总径向液压力F为:
式中: φ1——叶片1相对于零位的角度/rad;
p(φ) ——压力分布区间的压力分布/Pa;
B ——转子宽度/mm;
r ——转子半径/mm。
1.2 封油区叶片上的液压力
对于处在封油区的叶片1和7,叶片悬伸部分的两侧叶面分别作用着吸油区的低压油p0和压油区的高压油pp,叶面受到液压力P的作用,如图1所示。P的作用点是叶片悬伸长度的中点,其值按下式计算[1]:
P=∫undefinedB(pp-p0)dl=Bl1(pp-p0) (3)
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式中:l1——叶片悬伸长度/mm;
R——定子内半径/mm;
e——偏心量/mm;
φ——叶片随转子转过的角度/(°)。
2 径向液压力计算与分析
2.1 转子圆周上径向液压力计算
由图2可知,以叶片1为起点将转子圆周等分为N个压力分布区,按逆时针方向依次定义为第1、第2至第n压力分布区间(1≤n≤N)。一般压力分布规律pn(φ)可表示为:
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由式(5)积分可求得第n压力分布区间上总径向液压力Fn为:
当undefined时,
Fn=∫undefinedBpn(φ)rdφ=ppBrφ0 (6)
当undefined时,
Fn=∫undefinedBpn(φ)dφ=p0Brφ0 (7)
其中:φ0=2π/N。
第1压力分布区间的径向液压力p1的作用点为A1,设p1集中作用点A1相对于零位角位移为φ;则pn的集中作用点An相对于零位角位移φn为:
φn=φ+(n-1)φ0 (8)
pn在x, y方向的分力为:
undefined
故转子在x, y方向的液压合力为:
2.2 封油区叶片上的液压力计算
叶片1和7上所受的液压力为P,分别用P1, P7表示,其在x, y方向上的分力为:
在x,y方向上的合力为:
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2.3 转子的径向力计算
转子的径向合力为:
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其方向为α:
α=arctgundefined
取pp=6.3MPa, p0=0, B=20mm, r=26mm, Z=11,N=100,将叶片1和2之间的区间分为10等分,叶片1转到叶片2时,其径向合力F及其方向α如表1所示:
由表1可知,当叶片1处于图1所示位置时,其径向合力F=6965.4N,作用点相对于零位角位移α=152.9°。随着转子的旋转,其径向合力逐渐增大,相对于零位角位移α也逐渐增大。叶片1转到叶片2的过程中,α从152.9°变到185.7°。当叶片1和7转到图1中所示的叶片2和8位置时,叶片11和6则转到图1中所示的叶片1和7的位置,当叶片11和6转到叶片1和7的位置时,径向合力又变为6965.4N,相对于零位角位移也变为152.9°,重复着上述过程。由此可知,作用在转子上的径向合力在152.9°～185.7°范围内并以undefined周期性变化。
2.4 径向受力分析
当pp取不同值时,所得的液压合力F,作用点范围,轴的变形量如表2所示。
从表2可以看出,径向力F随着工作压力的升高而增大,其作用点在152.9°～185.7°之间作周期性的变化;轴的弯曲变形量逐渐增大,且在一定范围内周期性变化。
3 结论
由以上分析计算可知,随着泵的工作压力的升高,径向力增大,轴的变形量也增大。泵在运转时,作用在转子上的径向力的大小及作用位置以undefined作周期性变化。分析结果为进一步研究改善不平衡径向力的措施提供了参考。
参考文献
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转子叶片 篇5
本工作是对一起服役的涡扇发动机叶片断裂事故作超温检查,该发动机在大修后服役了约240h,在一次启动时发出异常响声,尾喷口有火星冒出随后停车,在尾喷口处发现碎片,对发动机分解检查,高压I级导向叶片未见明显烧蚀特征。高压I级涡轮叶片尾缘表面有轻微烧蚀。高压II级导向叶片烧蚀现象明显,在叶片前缘和后缘均发现裂纹,叶身上有金属熔滴和碰伤痕迹。高压II级涡轮叶片损伤最为严重,叶片全部断裂,II级涡轮盘,封严环等相关件均受损伤,并在低压I级导向叶片和低压I级涡轮叶片表面发现金属熔滴和撞击所产生的塑性变形痕迹。从点火启动到发现尾喷口有火星冒出,随即停车检查,时间大约持续不到30s。本工作按照叶片超温检查标准程度对高压II级涡轮叶片外观,断口以及内部显微组织作检查分析,以确定叶片实际承受的工作温度。
1 实验
1.1 试件
本研究所用的试件是从Ⅱ级涡轮盘上取下的断裂叶片,叶片材料为K002铸造镍基高温合金,其名义成分如表1所示。
叶片经真空精密铸造成形,铸态+870℃/16h,空冷时效处理[8]。
1.2 实验方法
在普查断裂叶片外观损伤的基础上,选取50#叶片,利用光学和扫描电子显微镜对断口进行分析,在断口附近切去I,II,III三个横截面(图1),切取的三个磨面的试样取样后按标准的金相试样制备程序磨抛后用2∶2∶1的HCl,H2O,H2O2混合液擦拭显示组织,然后用光学显微镜、电子探针进行显微组织分析。
2 结果与讨论
2.1 断裂叶片外观
断裂叶片的外观如图2所示,可以看出II级涡轮盘的全部叶片折断(图2(a)),从拆下的叶片可以看出,断裂部位均处于叶片中上部,保留下来的叶片长度在50～70mm(图2(b))。断口附近后缘掉块缺口严重,表面粗糙,布满细小点状凹坑[11],烧蚀剥落痕迹明显,形成“癣状区”(图1箭头所示),前缘也有类似情况,但没有后缘严重。
2.2 断口形貌
断口的形貌如图3所示。低倍光学断口可看出A,B,C三个区,叶片后缘端部已缺失,A区和B区形貌相似,上面分布着粗糙的反光较强的粒状物,枝晶组织不明显,而C区则较暗,枝晶形貌明显(图3(a))。断口A区靠叶片前缘区域,SEM观察可看到类似火山口的熔洞分布于枝晶间(图3(b)箭头所指区域),部分金属液残留在断口表面重新凝固,留下了液体流动的“山脊”形貌,存留较多液体的区域则快速凝固成胞状细枝晶,是一种严重过烧的断口形貌。图3(c)是叶片后缘B区的断口形貌,可以看出断口呈光滑的“土豆”状,其间有二次裂纹。这种断口的形成是由于枝晶间已液化成液膜,枝晶的结合力明显削弱,稍受力就极易断开,是一种早期的过烧断口。图3(d)是叶盆中心区C区的断口形貌,可以看出存在韧窝,是正常的高温拉伸断口[3,4]。
从断口分析可知,叶片断口前缘严重过烧,后缘呈早期过烧,但由于此部分截面太薄,一旦出现液膜就比前缘更易掉块。叶片中部未受明显超温影响。
2.3 显微组织分析
三个金相磨面经抛光腐蚀后的低倍形貌如图4所示。在同样的腐蚀条件下,I,II截面前缘和后缘的腐蚀较浅,很难显示出晶粒,类似于固溶态的合金。
断裂叶片I截面的显微组织示于图5,图5(a-1)～(a-4)是叶片前缘至叶盆方向的组织变化。在叶片前缘R处,存在大量的熔洞(图5(a-1)),这些空洞是枝晶间区域熔化呈液体向表面渗出留下的,定量金相分析测得空洞区约占21%(体积分数,下同)。紧邻图5(a-1)左侧的区域(图5(a-2)),通过EPMA观察发现,在熔洞之间,(γ+γ′)共晶全部熔化成微液池(图5(a-2)箭头所指区域),晶界和枝晶间区的碳化物(白亮颗粒)明显熔化,碳化物周围留下一圈熔化的痕迹,次生γ′相完全固溶。先前对成分类似的含Hf铸造高温合金DZ22做熔化实验证明,1260℃时,合金的枝晶间区产生16%的液相区,(γ+γ′)共晶、Ni5Hf,M3B2全部熔化进微液池中,次生γ′相完全固溶[9],其显微组织特征与图5(a-1)和5(a-2)相似,证明该区承受的温度在1260℃以上。在距叶片前缘约6mm中心区附近的组织中存在(γ+γ′)共晶,共晶外缘枝晶区存在微量的液化区(图5(a-3)箭头所指),骨架状的MC碳化物完好,次生γ′仍然处于固溶状态,其组织与承温1220℃相当。离叶片前缘8mm处,除了有些枝晶干区的次生γ′处于固溶态外,其余组织特征与正常组织相当,其短时承温在1180℃以下(图5(a-4))。
图5(b-1)～(b-4)是叶片I截面后缘至叶盆方向的组织变化,其变化趋势与前缘区是一致的,后缘R处附近由于晶界液化广泛沿晶开裂,边缘处液化严重区还发生了掉块(图5(b-1))。在更高的倍数下观察,枝晶互不交连而被球化成胞状,胞界完全被液膜包覆,见图5(b-2)左上部分。这种组织类似于1290～1310℃短时保温组织,离合金液相线温度1360℃已经很近,在此状态下,合金没有承载能力,很容易被燃气冲刷掉。在图5(b-1)右侧附近区域也发现了碳化物周围熔化的痕迹(图5(b-3))。远离后缘处的正常组织如图5(b-4)所示。
断裂叶片II截面的显微组织如图6所示,可以看出,叶片前缘至叶盆方向(图6(a-1)～(b-4))和叶片后缘至叶盆方向(图6(b-1)～(b-4))的组织变化,和I截面相似,其组织变化经历了液化过烧区,γ′回溶区,到组织正常区。
2.4 断裂原因分析
K002镍基铸造高温合金正常组织为γ基体上均匀分布着块状γ′,枝晶间有“葵花”状初生共晶γ+γ′和以草书形式存在的碳化物,还有少量的M3B2硼化物和极少量的Ni5Hf相。时效时晶界分布着细小的不连续碳化物。固溶处理温度升至1150℃,枝晶干区γ′相回溶明显,γ′相在1220～1240℃回溶达到峰值,γ+γ′共晶完全固溶温度为1260℃。含Hf合金初熔温度较低,1210℃时在(γ+γ′)共晶边上的Ni5Hf和M3B2明显熔化,到1280℃时,枝晶间液体达16%以上,呈连通状态,合金丧失了强度与塑性[8,9]。
断口和显微组织分析证明,叶片的前缘和后缘附近存在过烧区,在断口和内部显微组织中皆存在明显的熔洞,在枝晶间和晶界区存在液化区,局部区域枝晶被液相包围,其温度在1280℃以上(图5(b-2)),这部分区域是零强度和零塑性区,极大地损害了叶片的力学性能。另外,叶片前缘和后缘还存在面积更大的γ′相完全固溶的过热区,其高温强度水平明显下降。就I截面而言,过热、过烧区几乎占截面面积的一半,使叶盘部处于严重过载状态,造成多个叶片瞬间断裂。
以往对服役叶片超温检查证明,超温区大多在叶片中上部,而靠叶冠处温度往往更高[5]。本研究所取得叶片残留部分并不处于上述最高温度范围,局部区域超温有可能达到合金的液相线温度,即1360℃。分解发动机时发现封严环内壁和后几级叶片上有K002成分的黏结物,间接证明了叶片有完全液化的区域。
发动机在使用时出现超温是较常见的故障,它使γ′相回溶导致强化机制减弱,甚至使晶间和枝晶间出现液相,在径向力的作用下极易发生伸长和断裂行为,尤其是启动超温,各部件由冷态突然猛烈加温,致使涡轮出口温度过高或尾喷管大量喷火,即使这个过程很短,也会导致涡轮转子叶片超温烧蚀。通常可能引起超温的情况有:燃烧室起动时积油起火;起动喷嘴油压过低;油体雾化不良;火焰筒燃烧完全度低;涡轮出口温度场分布不均匀;燃油品质不良等,特别是厂内试车多次起动时,尤其要注意超温导致涡轮部件故障现象的发生[10]。
3 结论
(1)高压涡轮Ⅱ级转子叶片烧蚀严重,叶身中上部因过载从叶背侧向叶盆侧发生横向断裂。
(2)叶片前缘和后缘过烧程度严重,该区承受的温度达到甚至超过了1260℃;在距叶片前缘约6mm中心区附近,其承温在1220℃左右;离叶片前缘8mm处,其短时承温在1180℃以下。
(3)启动超温致使叶片γ′相回溶甚至过烧至初熔状态,局部枝晶间和晶界出现明显液化现象,导致力学性能严重下降,在外力作用下叶片发生过载断裂。
摘要：运用光学显微镜、扫描电子显微镜、电子探针微束分析仪对断裂叶片表面进行了宏观形貌、叶片断口宏观、微观形貌及显微组织分析,推断出叶片使用时不同部位所承受的温度范围,并对断裂原因进行了探讨。结果表明:启动超温致使叶片γ′相回溶甚至过烧至初熔状态,局部枝晶间和晶界出现明显液化现象,叶片前缘和后缘过烧程度严重,该区承受的温度达到甚至超过了1260℃,距叶片前缘约6mm中心区,其承温在1220℃左右,离叶片前缘8mm处,其短时承温在1180℃以下;超温使叶片处于严重过载状态,最终造成多个叶片瞬间断裂。
关键词：涡轮叶片,超温,初熔,过载断裂,失效分析
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转子叶片 篇6
选取某民用航空发动机高压压气机第三级转子叶片为分析对象, 在模态分析基本理论的基础上, 于有限元软件ANSYS Workbench中建立起叶片的有限元模型, 计算分析了该叶片在静止情况下、常用转速工况下固有频率和振型, 得到叶片共振图, 为后续结构分析及振动排故提供依据。
1 模态分析的基本理论
现以分析叶片的固有模态为主, 忽略阻尼的作用, 故属于无阻尼自由振动系统的分析研究, 其动力学问题的有限元法基本方程为[1]
式 (1) 中, M为系统质量矩阵;K为系统刚度矩阵u为位移向量。
设系统各部位的振动为频率、相位均相同的简谐振动, 即
将式 (2) 带入式 (1) 中可得
由于式 (3) 在任何时间均成立, 故去掉含时间项:
式 (4) 中, φi为i阶特征向量, 模态形状因子;ωi为第i阶固有频率。
式 (4) 中, φi有非零解的条件是
求出ωi, 进而可以得出振动特征向量φi。
当高压压气机高速旋转时, 叶片受离心力的影响, 会产生微分刚度阵S, 此时系统的刚度阵变为
所以系统的动频计算式为
2 叶片的有限元模态分析
2.1 三维有限元建模
现选择在ANSYS Workbench 13.0中进行仿真分析, 其仿真流程具有良好的可定制性, 只需通过鼠标拖曳操作, 即可非常容易地创建复杂的、包含多个物理场的耦合分析流程, 在各物理场之间所需的数据传输也能自动定义好[2], 符合叶片在离心力场中振动模态分析的需要。
软件中叶片有限元建模分两步进行:首先根据几何参数建立实体模型。其中, 叶片叶身长50 mm;叶根平台长30 mm, 宽23 mm, 厚2.5mm;榫头深7 mm, 榫头底面长16 mm, 宽7.3 mm;榫头底面距离旋转中心220 mm。然后建立三维有限元模型。取叶片材料为Ti-8Al-1Mo-1V[3], 材料常数[4]见表1所示;划分单元时, 叶身和榫头采用3D六面体单元、叶根平台采用3D四面体单元划分, 单元尺寸均取为1 mm;另外, 考虑到叶片在常用工作转速下离心力大, 造成叶片榫头与轮盘榫槽相接触的面上存在很大压力, 故在叶片榫头与榫槽的接触面上施加固定约束的边界条件, 以简化分析模型。由此建立起的叶片有限元模型如图1所示。
2.2 固有频率计算结果
首先, 计算叶片静止时的固有频率;然后, 计算发动机在滑行、进场、慢车、爬升、起飞五个工作状态[5], 高压压气机旋转时, 离心力场中叶片的固有频率。一般情况, 频率越高, 振幅越小, 危险性也就越小[6]。因此本文只计算了前5阶固有频率, 结果如表2所示。
表2中的Δ定义为
式 (8) 中, fd表示起飞状态下叶片的各阶“动频”;f0表示叶片的各阶“静频”。
由表2发现, 随着高压压气机转速增加, 叶片的固有频率逐渐增加。这是由于叶片旋转时的离心力使式 (6) 中的Ks大于K, 相当于增加了叶片的刚性, 最终造成“动频”大于“静频”。另外, 在起飞状态下, 叶片的一阶“动频”相对一阶“静频”增加15.2%, 叶片的三阶“动频”相对三阶“静频”增加3.55%;其他各阶“动频”相对“静频”增加均不到1%, 主要是因为离心力对叶片扭转和复杂振型的固有频率影响较小。
2.3 固有振型计算结果
表2所示该叶片的振型中包含了弯曲, 扭转, 以及弯扭复合振动。图2~图6列出了该叶片的各阶固有振型;通过分析发现, 离心力对于叶片振型没有太大影响。
3 叶片的共振特性分析
由于气流对叶片表面周期性的压强变化, 激起叶片振动, 称为气动激振[6,7]。其中最重要的是障碍物尾流激振。发动机中该级转子叶片前后各有84、72片整流环静子叶片, 所以发动机在工作时, 可能会存在由第二、第三级整流环静子叶片形成的尾流激振力, 其倍频可用式 (9) 计算[6,7]:
式 (9) 中, n为压气机转速;Z为该转子叶片前后的静叶数目, 即Z=84, 72。取S=1, 2, 结合表2中的计算结果, 画出叶片共振图 (Campbell图) , 如图7所示。可以看出, 在慢车、爬升、起飞工作状态下, 第二、三级静叶尾流不会引起叶片共振;另外在滑行、进场工作状态下, 转速低, 叶片离心力小, 模型的边界条件将发生变化, 叶片榫头与轮盘榫槽之间存在明显阻尼, 可以抑制叶片的振动。
4 总结
对某民用航空发动机高压压气机第三级转子叶片的固有模态及共振特性作了数值分析, 文中涉及的基本理论和有限元分析方法均是成熟、可信的。得到了此级转子叶片在常用转速工况下的固有频率和振型, 并画出了该叶片的共振图。利用共振图可以找出共振时叶片的频率、振型和激振力频率, 为后续结构分析和排故提供依据。
摘要：选取某民用航空发动机高压压气机第三级转子叶片为分析对象, 在介绍模态分析基本理论的基础上, 于有限元软件ANSYS Workbench中建立起叶片的三维有限元模型, 并对叶片的固有模态及共振特性进行了数值分析, 得到该叶片在静止情况下、常用转速工况下的固有频率和振型。最后分析了该级叶片前后的整流环静叶在气流通道中形成的尾流激振力, 对该级转子叶片的影响, 画出叶片共振图。利用共振图可以找出共振时, 叶片的频率、振型和激振力频率, 为后续结构分析和排故提供依据。
关键词：高压压气机,转子叶片,模态分析,共振图,有限元分析
参考文献
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转子叶片 篇7
1 产品结构简要介绍
百万低压转子共包括12级叶轮 (正反向各6级且完全对称) 。
(1) 正反向1～4级为菌形叶根结构, 如图1所示, 这种叶根和轮缘的载荷分布比较合理, 因而其强度较高, 其中1～3级为铆接围带, 4级为自带冠结构。
(2) 第5级为叉形叶根结构, 如图2所示, 这种叶根叉尾直接插入轮缘槽内并用3排铆钉固定, 叉形叶根强度高, 适应性好。
(3) 第6级叶片为枞树形叶根结构, 如图3所示, 此在同样的尺寸下, 枞树形承载能力更高, 但装配面多, 要求有很高的加工精度和良好的材料性能, 而且齿端容易出现较大的应力集中, 所以百万汽轮机末级叶片采用了这种结构。
2叶片装配
2.1 正反向1-4级叶片装配
(1) 叶片在装入叶轮前应称出每只叶片的重量矩, 然后按菌形叶根的排序程序对叶片进行重量矩排序, 如静不平衡量过大, 则需要排序计算开槽叶片的只数及位置然后加工开槽叶片, 以第2级为例, 如图4所示, 由于每只叶片的去掉量是一定的, 所以不平衡量过大时需要同时加工几只叶片, 图1与图4对比可看出开槽位置和去除量大小。排序后按称重量矩顺序编号, 用电刻笔将编号刻在叶根中间体进汽侧端面上, 字高为7-12mm, 字高一致, 字体工整。在记录中注明叶片类型 (标准叶片、加厚叶片、首叶片、次首叶片、末叶片、次末叶片、锁紧叶片) 。
(2) 确定动叶片修配余量:取排序结果以外的标准叶片一只作为试装叶片, 装在夹具上, 铣叶根定位面, 定位面包括轴向和径向两部分余量为0.76mm。先加工轴向定位面, 每加工0.05mm拆卸下叶片到转子高压第1级叶轮上试装一下, 直到叶根能够装入叶轮为止。加工要保证两个轴向定位面对叶片叶根槽中心线的对称度在0.003" (0.076mm) 以内;然后加工径向定位面, 每加工0.05mm拆卸下叶片到转子高压第1叶轮上试装一下, 直到叶根能够装入叶轮为止。加工要保证两个径向定位面在同一平面并与叶片叶根承力面平行。在平板上用等高垫铁垫在径向定位面上, 用千分表测量承力面高度, 两侧尺寸一致。将试装叶片装到转子叶轮槽上, 检查配合情况: (a) 叶片叶根槽各个承力面与叶轮轮槽相应的承力面要完全接触。 (b) 叶片叶根径向定位面与叶轮轮槽定位台阶要完全接触 (装配间隙0.03-0.04mm) 。 (c) 叶片叶根轴向定位面与叶轮轮槽定位凸台之间为滑动配合 (间隙不大于0.03mm, 目标值为0) 。
如果配合存在间隙, 可另取一只排序结果以外的标准叶片, 按照前一个叶片加工去除的余量减去间隙所得的数值重新加工一片试装叶片, 装到转子叶轮槽上, 检查配合情况, 直至满足要求。
(3) 整组叶片修装余量加工:各级所有叶片 (除试装叶片外) 分别按照试装叶片修配尺寸, 准确加工掉装配余量, 达到各级所有叶片叶根定位面与试装叶片完全一致。
(4) 初装动叶片: (a) 装配叶片时必须注意汽轮机转子旋转方向, 由汽轮机端看为逆时针。 (b) 首先装入首叶片, 保证首叶片的叶根部分应该超出开口0.762mm。 (c) 装入次首叶片。 (d) 按叶片编号由小到大, 逐个将动叶片装入轮槽, 敲击叶根部确保各叶片根部配合面贴实。 (e) 装入次末叶片、末叶片, 保证末叶片的叶根部分应该超出开口0.762mm。 (f) 叶片装配时, 以叶根背径向面为基准, 修磨内径向面进行拂配, 修配叶根径向面时必须以中心线为中心, 偏差在0.076mm内修磨, 修磨过的叶片必须对叶片根部槽道进行打磨光滑与叶片保持一致, 相邻叶片的叶根应紧密贴合, 且具有均匀的周向紧力。叶根配合面的上部紧密贴合, 2/3区域0.03mm的塞尺不能塞入, 一些小的间隙可以通过修磨消除, 其余间隙在0～0.152mm范围内。在装配过程中, 装配5%或者20只叶片时有一只叶片在叶根顶部或底部可以偏离锥形面0.076mm。为了避免在一个围带弧段内铆钉之间非标准的节距, 加厚或减薄叶片应该位于围带弧段的边缘, 而且不能作为锁紧辅助叶片。
(5) 锁紧叶片预装配:根据装配要求, 锁紧叶片叶根过盈量为0.5588～0.7112mm, 在首叶片、末叶片与锁紧叶片接触面处垫好铜片, 用专用涨紧楔块将所有叶片涨紧, 检查所有叶片间隙。测量锁紧叶片处首叶片、末叶片留给锁紧叶片的尺寸, 测量锁紧叶片相应位置尺寸, 计算加厚叶片叶根锥体修磨量: (锁紧叶片尺寸-槽口首末叶间距-0.63) /加厚叶片只数=每只加厚叶片锥体修磨量。
(6) 修磨加厚叶片锥体, 如图5所示。
(7) 从开口两侧重新按顺序装入叶片, 按步骤 (5) (6) 重新涨紧、测量、修磨, 直到满足过盈量要求。
(8) 装入锁紧叶片, 与叶轮同扩、铰锁紧孔, 装锁紧销、敛缝。装配后叶片如图6所示。
(9) 1～3级围带铆接: (a) 围带装配前要进行喷丸处理。 (b) 装配铆接围带弧段时不可用大劲, 可用重700g小锤轻敲之, 必要时可适当修配, 局部间隙不大于0.4mm, 不可硬性打入, 以免叶片倾斜。 (c) 领取、调整气动铆枪, 调整气源压力为4.08个标准大气压 (60psi) , 铆接铆钉头, 铆接后铆钉头外形最高点约为2.5mm。边缘厚度约为0.8-1.2mm, 延展厚度约为1.5-2.0mm, 对铆钉头进行着色检查确认无裂纹。
2.2 正反向第5级叶片装配
(1) 第5级叶片的三销孔是装配的关键也是加工的难点, 我们采用三销式折向钻用一个固定钻模定位, 3个钻头同时钻削, 在整圈叶轮上预钻销孔至圈准9mm的2圈准12mm的3圈销孔, 如图7所示, 然后按下列顺序装配。
(2) 叶片装配数量与计算数量不得有差异。
(3) 按照叶片排序编号顺序装动叶片到轮槽上, 在外圈销孔和内圈销孔上插入工艺锥销拉紧叶片。
(4) 配准围带间隙, 进汽边法线方向0～0.27mm, 切向0～0.30mm;出汽边0～0.60mm (设计尺寸0.30mm) ;配准叶根处间隙, 每相邻3只叶片不允许有2只叶片间隙为0, 且最大间隙不允许超过0.18mm, 我们在装配时用厚度为0.05mm垫片垫在每2只叶片之间来保证叶根处的装配间隙。
(5) 装配拉筋套筒时与叶片同时装配, 配好套筒与叶片间隙。
(6) 所有配合间隙配好后安装整组叶片, 末叶片装入时由于拉筋的原因需要拆下末叶片两侧约各10支叶片的工艺锥销, 将叶片沿径向拔出, 直到末叶片拉筋能够装入。装入所有拉紧, 沿径向打入各叶片。
(7) 用三销式折向钻同钻铰各销孔, 装销、敛缝。装配后叶片如图8所示。
2.3 正反向第6级叶片装配
(1) 叶片由进汽侧向出汽侧按排序顺序号插入装配。
(2) 拉筋的间隙及有关尺寸见图9 (a) 、 (b) 所示。拉筋套筒 (图9中) 和叶根底部板弹簧 (图11中) 与叶片同时装入。叶片装配最末套筒时, 将旋转方向前侧的5～6只叶片移向进汽侧, 并同样将旋转方向后侧的7～8只叶片移向进汽侧, 将套筒插入。
(3) 叶片装完后装配定位件, 定位件的间隙为零。定位件装配完后进行焊接, 焊接时应注意不要飞溅到周围。焊接件的端面不要与相邻定位件焊在一起, 焊接后用铲刀去掉突出部分。如图10、图11所示。
3结语
转子叶片 篇8
氢、氧是金属材料中的有害元素。钢中溶氢会引起钢的氢脆、白点等缺陷, 这种现象在合金钢中尤为严重。锻件中有了白点, 使用时会发生突然断裂, 造成不测事故, 这对高速运转的动力机械是十分危险的。钢中的氧对钢的机械性能有不利影响, 它使钢的强度、塑性均降低。准确测定钢铁等金属材料中氢、氧含量有助于提高我公司产品质量。
2 实验部分
2.1 实验仪器和试剂耗材等
ROH600氧氢分析仪 (美国LECO公司)
KQ-700VDE型超声波清洗器 (昆山)
德国赛多利斯CP124S电子天平 (灵敏度0.1mg)
莱博泰科H150-1500型冷却水循环器,
石墨套坩埚 (常州、北京纳克公司和LECO公司) 。
LECO无水高氯酸镁 (24至48目) ;LECO碱石棉 (20至30目) ;LECO氧化铜 (20至30目) ;镍篮 (7mm*12mm) 研制单位:北京纳克公司、沈阳金属所、北京有色金属研究总院和LECO公司) ;美国ALPHA锡片 (9T-7516) 。普通氮气 (99.99%) ;高纯氩气 (≥99.999%) 。
2.2 分析原理:
该仪器使用惰性气体高纯氩气作载气, 脉冲电极炉将石墨坩埚电极加热, 通过改变电流和功率来控制加热温度, 其炉子最高功率可达7000W约3500℃.当试样投入到已加热的坩埚中后, 试样在惰性气氛 (氩) 中被熔融, 试样中的氢以H2形式析出, 氧和坩埚中的碳形成CO和少量的CO2, 从炉中释放出的混合气体被载气 (氩气) 携带, 通过加热的稀土氧化铜, 使CO氧化成CO2, H2被氧化为H2O, 由H2O红外检测池检测氢含量, 1个CO红外池和2个CO2红外检测池共同检测氧含量, 随后再经碱石棉吸收CO2和无水高氯酸镁吸收H2O。红外吸收池所得电信号经微机的数学运算直接输出氧、氢的含量 (以质量分数表示。
3 结果与讨论
3.1 试样的制备和实验环境
3.1.1 试验环境。
氧、氢的测定极易受到环境的污染, 如试样加工过程中易遭到机油等的玷污, 试验结果表明:加工样品所用设备的清洁程度和燃烧炉膛内上、下电机表面的清洁程度都对氧、氢含量的结果有较大影响, 因此为获得较好的分析结果必须保证整个样品在制备过程、分析过程中相应的设备、环境的清洁。
3.1.2 样品制备对分析结果的影响。
钢铁、镍合金和铜合金等材料车成直径5mm、长4~6mm、0.5~1.0g左右的圆柱状样品, 车削过程中要防止试样表面氧化和玷污, 加工好的试样在分析前依次用四氯化碳、乙醚、丙酮清洗 (包括标样) , 如试样表面很干净, 只需用丙酮清洗即可。制备好的试样当天用不完, 须储于干燥器内, 并存于阴凉避光处。用作分析的钢样应无气孔、裂纹等缺陷。
测定下列金属材料中氧含量时, 试样的表面处理方法:
纯铁:草酸 (50g/L-1) 加纯铁, 滴加过氧化氢 (W=30%) , 待试样表面光亮后, 用流水冲洗, 无水酒精洗涤, 吹干, 置于干燥器中。
铜:浓磷酸5ml, 浓硝酸2.2ml, 冰醋酸2.8ml, 样品置于混合酸中1~2分钟, 用流水冲洗干净, 无水酒精洗涤, 于60℃吹干, 置于干燥器中。镍:浓硝酸2.5ml, 冰醋酸7.5ml, 浓盐酸0.15ml, 样品置于混合酸中30~60秒, 用流水冲洗干净, 无水酒精洗涤, 于60℃吹干, 置于干燥器中。
钛是化学性质最活波元素之一, 有时人们把它当作"吸气剂"来使用, 因此要准确地测定钛和钛合金中的气体杂质存在一定的困难和需要一定的技巧。钛板、钛棒及钛合金等样品, 或截成4*4*2毫米的小块, 或车成Ф3*4~5毫米的小圆柱体, 而后用丙酮 (有文献用四氯化碳) 去脂。纯钛样品可放在浓度为4%的氢氟酸溶液重进行浸蚀10~15分钟, 以除去表面氧化物, 而后用无水酒精处理, 干燥、称重、留待分析。以钢中氢氧为例说明样品表面处理对气体分析结果的影响上面所用试样含量范围H≤1.5μg/g, O≤35μg/g.试验表明试样清洗前分析结果高偏差大证明表面有油污, 清洗后样品不仅在合格范围内而且结果平行偏差小。
3.2 氧氢分析仪的分析界面。
分析界面上面显示分析数据, 下面显示与分析数据对应的分析曲线, 通过分析曲线可以看出氧氢释放是否正常。
3.3 环境图表。
通过环境图表监控仪器是否在正常状态下工作, 正常状态下:
载气1480~1500psi (磅每平方英寸) 之间。动力气40~45psi之间。载气流量450cc/min
3.4 分析功率的选择
3.4.1分析功率对氧氢的释放有影响, 过高反应剧烈会造成试样的迸溅, 对仪器及测定可能造成不良影响, 过低氧氢释放不出来, 而且氧氢是联测, 经过试验钢中氧氢、钛合金中氧氢分析功率在4500W时氢氧都能达到较完全释放, 铜中氧分析功率在2800W时氧会达到较完全释放。
3.4.2分别在分析功率4000W、4500W和5000W条件下对Leco标准样品 (502-416) 进行了试验, 结果见下表
结果表明:功率在4000W和4500W时随着功率的逐渐增加, 氢、氧的数值也逐渐增大接近标准值, 功率在5000W时数值变化不大, , 说明试样中氢, 氧在4500W时已达到较完全的释放。过高的分析功率将产生更多石墨粉尘, 同时反应剧烈会造成试样的迸溅, 对仪器及测定可能造成不良影响, 因此选择分析功率为4500W。
4 结论
4.1使用OH900仪器时, 由于老仪器已用九年多, 脱气过程不完全分析曲线下移, 每分析一个试样, 要进行一次空烧。浪费分析时间、仪器试剂、自来水和气源等。ROH600可以连续分析试样, 不存在脱气不完全现象。
4.2由于OH900仪器采用红外吸收法测定氧, 热导法测定氢, 同一金属材料样品氧氢不能联测, 氢和氧要分别在不同分析条件下测定。ROH600可实现一次投样, 氧氢同时分析出准确数据。
摘要：研究应用先进的氧氢分析仪, 完成对钢铁、纯铜、钛合金等电机用金属材料中微量氧、氢的联测定的最佳工作参数, 分析结果稳定可靠。
关键词：惰气熔融,红外吸收法,电机用金属材料,氧氢联测
参考文献
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