中孔材料

中孔材料（精选7篇）

中孔材料 篇1

摘要：分析了泡沫铝材料的发泡过程中气泡长大的动力学过程,推导了气泡长大中气泡半径与时间的关系及理论上球形气孔的最大半径,并依据熔体发泡法制备的不同孔径泡沫铝硅材料的实验结果,推导了此材料孔径与发泡过程中所加入增粘剂铝粉体积分数的关系,为泡沫铝材料中孔结构的控制和制备不同孔径的泡沫铝材料提供了理论指导。

关键词：泡沫铝,孔径,控制

泡沫铝及其合金材料是近10年迅速发展起来的一种功能与结构一体化的新型工程材料。泡沫铝具有质轻、比强度高、阻尼减振、吸声降噪、抗冲击等特点。不同孔径和不同密率的泡沫在吸音、隔声、减震、导热、缓冲和电磁屏蔽等方面均表现不同的性质[1,2],目前对其组织结构、力学性能和其它应用性能的研究都有了较大的进展,但对气泡如何在液体中形核和长大、气泡随时间的变化以及稳定后的孔结构等方面的研究较少[3,4]。本研究分析了泡沫铝材料的发泡过程中气泡长大的动力学过程,推导了气泡长大中气泡半径与时间的关系及理论上球形气孔的最大半径,并依据熔体发泡法制备的不同孔径泡沫铝硅合金材料的实验结果,推导了此材料孔径与所加入增粘剂铝粉体积分数的关系,为泡沫铝硅合金材料中孔结构的控制提供了理论指导。

1 气泡的生核

泡沫金属气泡成核可以分为2种类型:均相成核和固液界面非均相成核。在制备泡沫铝过程中铝熔体存在大量的添加剂颗粒,常常有发泡剂(TiH2)颗粒本身和用来增加粘度及稳定泡沫的Ca、Mg、SiC、Al2O3等固体颗粒[5]。

假设泡核是依附于熔体中固体颗粒的光滑表面而形成,其形状是从半径为r的圆球上截取截面半径为R的球冠,如图1所示。

由热力学推导出的均相生核和非均相生核要克服的最小自由能垒分别为[5]:

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ΔG*非undefined

式中:undefined;θ为气相与固相质点的润湿角,见图1;ΔP为两相压差;σ为气-液界面张力。

这些颗粒与铝液的润湿角(θ)大多大于180°,因此undefined<1,气泡非均相成核的临界自由能垒低于均相成核的临界自由能垒。此时都或多或少地有利于气泡非均相成核,制备泡沫铝中气泡非均相成核是主要的形核机制。

2 气泡的长大

气泡形核后,TiH2分解产生的氢气增量推动气泡长大。将气泡中的氢气看作理想气体,由理想气体方程pV=nRT可得[6]:

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对球形气泡有:

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式中:r为气泡半径;n0为TiH2的物质的量;k为反应速率常数;α为TiH2的分解率。

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由undefined积分得:

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α=1-(1-kt)3 (9)

将式(9)代入式(7)得:

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式(10)为气泡在没破灭前(仍处于长大过程中),半径r与时间t的关系。

3 气泡的最终半径及演化

对于在铝液中的泡沫,如果球状泡沫能在熔体内保持较长的稳定时间,就会有一部分转变为体积不均匀的多面体泡沫,形成球状泡沫和多面体泡沫的混合类型。气泡长大的演变过程如图2所示[3,7]。从图2可以看出,图2(d)中孔结构不均匀,主要原因为气泡的合并、相邻孔压力的不同导致孔壁的弯曲、部分气泡的破灭等;图2(c)为最理想的结构,有最大的孔隙率和较均匀的孔结构,因此要获得的孔结构应尽量为如图2(c)中的近球形气泡。

假设气泡为球形气泡时,在长大过程中,其在铝熔体中存在的最大理论半径为rmax。当球形气泡的内外压差2σ/r大于其上升的动压1/2ρU2时气泡才不会破裂,两者达到平衡时气泡达到一种亚稳态。其中,U为气泡上升速度,即要求[9]:

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球形气泡在流体中缓慢运动时的速率U可由Stokes定律得出[8]:

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将式(12)代入式(11),则有:

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式中:η为流体的动力学粘度;g为重力加速度;σ为熔体的表面张力。

4 铝硅合金泡沫材料中孔径的控制

根据推导出的式(13),孔最后的孔径与粘度和表面张力有关,表面张力变化较小,孔径可仅由粘度的变化来控制,固定其它的影响因素(如温度、时间、发泡剂含量),粘度的变化可由铝粉在铝液中的体积分数控制。

4.1 实验方法与结果

选用材料为铝硅合金,首先将铝硅合金在650℃熔化并保温,然后在熔体中加入不同体积分数的铝粉进行增粘,通过搅拌使铝粉颗粒均匀分布形成复合熔体,在复合熔体中加入2%(质量分数)经预处理过的发泡剂TiH2,以2000r/min转速搅拌60s, 使发泡剂均匀分布,保温2min,完成发泡过程,冷却后得到不同孔径的泡沫铝硅合金材料。线切割成直径Φ100mm、高15mm的样品,拍成照片,将样品图用Photoshop软件处理,用专门的软件统计出近似球形孔结构的平均孔径。某样品处理后的剖面图如图3所示。

铝粉在熔体中体积分数为:

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式中:WS为铝粉质量,WL为铝合金质量[12]。孔隙率采用体积差法计算[10],实验结果如表1所示。

4.2 讨论与分析

通过金相、SEM、EDS分析铝粉增粘机理发现[8],铝粉颗粒在与铝液之间形成不均匀多相系统的同时形成了大量氧化铝膜。氧化物与液态金属铝间的表面张力较小,易悬浮在液态金属之间,增大了金属质点间的内摩擦力,使粘度进一步增加[9,10],此时铝熔体为非牛顿流体。

前苏联学者在研究湿法冶金中高浓度矿浆粘度时发现,当固体颗粒粘度大且不断搅拌时,颗粒与颗粒之间的大量摩擦对固液悬浮液的流动及变形性质会产生较大影响,此时对流体施加外力产生流动,其对器壁的剪切力与流体的切应变不再呈线性关系,因其不再服从牛顿定理,为非牛顿流体,并对非牛顿流体粘度提出了一些经验公式,比较实用的有Vand式[10]:

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当铝粉增粘时,铝液中存在较多的固体颗粒,并形成大量的氧化物,同时也在不断搅拌,其也为非牛顿流体,推断此时熔体和湿法冶金中高浓度矿浆的粘度近似。

将表1中所测得的平均球形孔径值看作 rmax, 代入所推导的式(13)中,计算出此时熔体的粘度值。在650℃液态铝硅合金中,运动粘度η0*=0.002Pa·s [3],ρ=2400kg/m3,表面张力σ=0.851N/m[10]。将计算的粘度值与运动粘度η0*比值的对数与铝粉在铝液中的体积分数作图,结果大多在一条直线上,如图4所示,直线斜率b=12.24。

因此可认为推断合理,铝粉增粘后熔体和湿法冶金中高浓度矿浆的粘度近似,铝液的粘度可用Vand公式表示:

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由式(15)修正所推导的理论公式式(13),得适合铝硅合金孔结构的公式:

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根据式(16)可知,在制备泡沫铝硅合金材料时可通过铝粉在铝液中的体积分数控制孔尺寸,制备不同孔径的泡沫铝硅材料。但实验中发现,当铝粉体积分数超过30%时,铝粉在熔体中很难混合均匀,所得样品孔结构不均匀;当铝粉体积分数小于8%时,熔体粘度太小,气泡难以稳定存在,所得孔隙率低于70%。因此,铝粉含量在8%～30%(体积分数)时为合适条件。

5 结论

(1)分析了泡沫铝材料发泡过程中气泡长大的动力学过程,推导了气泡长大中气泡半径与时间的关系以及理论上球形气孔的最大半径。

(2)依据熔体发泡法制备不同孔径泡沫铝硅材料的实验结果,推导了铝粉增粘后熔体与湿法冶金中高浓度矿浆的粘度近似,此时粘度可用Vand公式表示,同时推导了孔径与所加入增粘剂铝粉体积分数的关系公式,为泡沫铝硅合金材料中孔结构的控制和制备不同孔径的泡沫铝硅合金材料提供了理论指导。

参考文献

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[2] Banhart J,Ashby M F,Fleck N.Cellular metal and metalfoaming technology[M].Bremen:MIT Verlag,2001:193

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[6]李文超.冶金与材料物理化学[M].北京:冶金工业出版社,2001:271

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[10]扬守志,等.固液分离[M].北京:冶金工业出版社,2003:40

高精度数控中孔座面磨床 篇2

——无锡机床股份有限公司副总工程师蔡英

喷油嘴磨削难点

在柴油机高压共轨系统零部件中包含了多对精密偶件, 这些精密偶件在高温高压条件下工作, 开启时要在毫秒级的时间内准确定时定量的向发动机燃烧室喷油, 保证发动机燃油的充分燃烧, 以满足发动机高效低排放的性能要求。关闭时要将200MPa左右的高压燃油密封, 因此燃油系统零件需要极高的几何精度, 使组合起来的偶件有良好的滑动性和密封性。以图1喷油嘴偶件为例:这对偶件包括喷油嘴体和针伐两个零件。

对针阀体而言, 主要是磨端面、中孔和锥面三个部位, 磨削的难点是:

(1) 磨削精度高, 中孔圆度0.5μm, 圆柱度1μm, 锥面圆度0.5μm, 锥面对中孔轴线的跳动≤3μm, 表面粗糙度Ra≤0.05μm。由于孔径小而深, 这对机床的结构有很高的要求, 这对机床的进给系统定位精度, 重复定位精度都是很大的挑战, 同时为保证磨削需要的线速度还要有100 000r/min以上的高速高精度电主轴。

(2) 小锥面位于孔的底端, 磨削时砂轮的接杆需要很强的刚性和高转速状态下极好的动平衡, 同时还要中孔出水冷却, 因此砂轮接杆的设计与研制也是重要的难题之一。

(3) 磨削这样的小锥面需要X、Y滑台作直线插补以获得60°的锥角, 这就要求滑台的进给精度和稳定性好, 保证磨削后锥角母线的直线度和角度的准确性, 从而保证偶件在配副后, 内外锥角形成的密封凡尔线直径的精确稳定, 这是影响喷油量和喷油时刻的重要参数。

(4) 磨削高要求的小直径中孔和锥面, 要有一定的切削力, 同时又要保证高的表面粗糙度要求, 砂轮的选用和磨削参数的优化也很关键, 需要做大量的工艺试验。

(5) 针阀体端面的磨削, 也是难点之一。端面平面度≤0.9μm;表面粗糙度Ra≤0.05μm;这也是个具有挑战意义的指标。实际使用中平面要保证密封就需要在此平面度精度范围内略带内凹, 在产品装配后形成一种线密封状态。所以这道工序对机床的精度, 砂轮主轴的精度以及砂轮的选用都极高的要求。

关键设备

在高压共轨系统中有多对类似的偶件, 按功能分需要以下几种磨床:

(1) 高精度数控外圆磨床, 磨削精度要求是微米级, 除了磨外圆, 砂轮头架还要带B轴, 可以磨削针阀的锥面, 同时还要具备配磨功能。

(2) 高精度中孔内圆磨床, 磨削精度也是微米级, 要有数十万转的电主轴, 高精度夹头, 高精度高分辨率直线滑台, 同时选配相应的砂轮、砂轮杆和定位夹紧装置。

(3) 高精度端面和内凹端面磨床。用于密封平面的超精磨削, 加工精度也是微米级, 加工过程中除了要控制进给速度外, 还要控制加工压力以获得极高的表面粗糙度。

高端数控装备国产化进程与用户的长期应用有很大的关联。通过数控机床专项的实施, 我国在高端数控机床、关键功能部件等方面取得了长足的进步, 样机精度指标与国际同类产品相当, 但功能的稳定性、可靠性方面与国外同类机床还有一定的差距, 这就需要高端客户的长期应用支持, 才能得到持续改进。

高精度数控中孔座面磨床特点

无锡机床研发的精密数控中孔座面磨床是面向电控共轨柴油喷射系统关键零部件精加工技术需求开发研制的高端数控磨床。该机床可实现工件一次装夹完成中孔、端面、座面的复合精密加工, 降低了重复装夹误差, 提高了零件加工精度和效率。如图3所示。

本项目实施过程中取得了多项技术突破, 有些技术还是首次在项目产品上应用, 效果非常明显。

(1) 全闭式静压导轨与直线电动机组合的高刚性进给装置设计制造技术, 具有传动效率高、响应灵敏、定位精度高、运动精度高、承载能力大、吸振性好、运动平稳等特点。但零件制造精度高, 装配调整技术难度大, 通过本项目的实施, 在高精度静压导轨制造、直线电动机驱动、装配工艺等技术方面取得了较大进展, 为技术的升级换代打下了良好的基础。导轨装配过程如图4所示。

(2) 高速电主轴 (见图5) 是中孔座面磨床的关键功能部件, 要实现高精度深孔的精密加工, 必须采用100 000r/min左右的高速专用电主轴。本项目根据针阀体的加工特点, 开发了120 000r/min中空出水的高速高频电主轴, 重点突破了陶瓷球轴承及其油气润滑、超高速内置电动机与变频调速、砂轮中心孔专用喷射冷却系统与气体密封、高频电动机水冷却系统等关键技术, 实现了细长深孔的精密磨削。

重大收获

首先, 通过国家科技专项的引导, 无锡机床的高端数控磨床技术取得重大进展。这次针对电控共轨喷射系统关键零部件精密加工要求研发的高精密数控中孔座面磨床, 突破了120 000r/min高速电主轴、全向闭式静压导轨、直线驱动等设计制造技术, 研发的装备与国外同类产品水平相当, 不仅有效地替代了国外产品的进口, 同时提高了我国机床行业的制造水平。

其次, 企业研发创新能力得到全面提升。产品研发不再采用传统的类比法、模拟仿制法, 取而代之的是产学研用联合攻关, 机床整机动、热态特性分析、刚度设计、温度场分析等现代设计技术贯穿产品研发全过程, 同时完善了企业科研试验、检测条件, 购置的研发仪器可实现社会共享, 提高了社会化协作能力。

航空发动机维护中孔探检测的运用 篇3

1 航空发动机常见故障类型

为了加深对航空发动机的了解,更好地推动航空事业的发展,该文笔者对航空发动机常见故障加以总结并进行简要分析论述。航空发动机核心机故障具体可归结为如下。

1.1 压气机故障分析

通过长期的研究,引发压气机故障的主要原因在于发动机喘振导致的机体疲劳损伤以及进气道内外来物的冲击导致的叶片受损,情况较为严重时还会造成叶片断裂,造成后面转子叶片的直接损坏,进而造成发动机作业停止,若是这种情况发生在航行过程当中,其后果难以估量。

1.2 燃烧室故障分析

航空飞行过程中,飞机发动机处于长期高温作业,燃烧室损坏机率较大,由高温造成的损伤有以下3种:燃烧室烧穿、烧裂、掉块现象,不同部位材质不同、燃油喷射均匀程度不同,会产生不同程度的损伤。不仅如此,若是任由燃烧室保持大量积碳,就会降低发动机运行效率,造成空间的过度占用,对航空飞行的安全与稳定十分不利,必须要及时发现、及时解决,保证发动机安全与稳定地运行。

1.3 高压涡轮故障分析

受高温或高压影响高压涡轮可能会产生各种程度的损伤。特别是高压涡轮导向器叶片,这一工作区内的温度最高,容易受喷油不均、燃烧不均等情况的影响。因此而造成的前缘烧毁、后边缘断裂变形等情况均较为常见,情况严重时还会产生掉块现象。高压涡轮故障还可能是因转子高速旋转所带来的不必要损伤,较为常见的是燃烧室掉块砸伤涡轮转子叶片,造成了前缘卷曲、烧融、裂纹等现象,后缘部位裂痕会严重影响涡轮的实际运行效率,严重时还容易造成航空飞行事故,对人们的生命、财产造成巨大的威胁。为此,需要不断提升发动机故障检测技术,以便于尽早发现问题,保障航空飞行安全。

2 孔探检测技术发展趋势

为了更好地防范航空发动机故障的发生,及时发现故障问题,避免造成重大地人员或财产损失,孔探检测技术应运而生,该技术被越来越多地应用到航空发动机维护与检修工作当中,极大地保证了航空飞行安全。由于航空维修方式的转变,其他各方面也进行了相应的调整,以往按照设备、零部件使用手册开展的定期维修也变为了定时维修,对设备和零部件的基础物理标准实施检验和检查,以保证维护与检修的有效性和可行性,这种检修方式具有一定的预测性,提高检修程度,针对性更强。但该检测方式的前提条件是要有适当的故障检测手段,能够及时、准确分析出设备零部件或元器件的设计缺陷或是运行故障,可靠性检修是航空发动机故障检测的唯一倚仗。孔探检测技术就是在常规检修方式上的升级与改进,是建立在故障影响分析和模式的基础上逐渐开展起来的一种具有较高经济性、适应性、有效预防性维修,其借助了决断性原则,很好地贯彻了防微杜渐工作,针对不同的产品故障规律,实施更加有效、有针对性的控制方式,做好发动机维修、检测工作。从技术的角度来看,孔探检测技术从一定程度上做到了对发动机损伤、故障和潜在隐患的及时发现,并根据损伤情况进行航空维修的早期处理,极大地推动了我国航空事业发展,是航空飞行安全、可靠的重要保障。

3 孔探检测技术在航空发动机维修中的具体应用

航空发动机是飞机运行的主动力,是飞机的关键部位,发动机主要包括压气机、燃烧室和涡轮等,这些部件的使用频率较高,同时也是故障频发部位,但由于这些部件属于关键部位且拆卸较为繁琐,想要进行定期检测难度较大。航空发动机孔探检测技术有效地解决了这一故障检测难题,孔探检测技术在无需拆卸这些部件的条件下就可以对其进行维护和故障检测,具有操作简单快捷的特点,其成本造价相对也较为合理。因此,孔探检测技术充分发挥了其在航空发动机维护中的作用,其具体应用如下。

3.1 利用孔探检测技术进行发动机的定期维护和检修

对于航空发动机来说定期检查十分重要,它能够保证航空发动机的可靠性,定期检查一般是在没有故障发生的飞机上使用,孔探检测技术的应用极大地降低了定期检查工作的难度。检测工作开始前要详细分析前期孔探检测报告,做到对检测对象运行状况的提前了解,做好故障的深度检测,并将该次检测数据与前期数据进行对照,以便于及时发现问题,进而开展故障排查和检修工作。

3.2 突发事件维护和检修

突发事件就是航空发动机突发故障,例如压气机喘振、外来物打击和参数异常变化等突发情况。通常对于突发故障很难做到有效规避,只能进行短时间的故障排查和检修,避免造成重大的生命、财产损失。孔探检测技术能够快速地做到对航空突发故障的准确分析和判断,实现对某部位的单独检测,提升了故障检测的针对性,并实现了对故障产生的原因和故障类型的深入分析,认真仔细检查发动机损伤部位,会同相关技术人员制定切实可行的排故方案,谨防项目漏检现象的发生,争取在短时间内合理、快速地解决设备故障,进而提升航空飞行的稳定与安全。

3.3 航空发动机故障检测分析

就当前航空发动机故障研究结果而言,常见的航空发动机故障类型主要有以下3种:可忽略缺陷故障、严重超标频繁更换发动机缺陷故障以及过渡阶段缺陷故障。其中第一种故障较为常见,对于使用时间较长的航空发动机来说,严重超标需要更换发动机的缺陷故障发生机率则更大,应当充分发挥孔探检测技术作用,在更换发动机时做好故障检测工作,保证发动机初始应用的最佳状态,并根据检修时间深入综合分析故障问题,并酌情进行发动机运行状况处理。

4 结语

综上所述,孔探检测技术应用极大地改善了航空发动机传统检修和维护水平,是无损检测技术的重要应用之一,是我国航空发动机维修中不可缺少的内容之一。孔探检测技术的应用明确了航空发动机维修未来发展方向,是在传统检测技术的一大改进和提升,必须要将这种提升维持下去,做好维修检测技术升级,极大地保证了航空运行安全和稳定。

要充分认识到孔探检测技术对于航空发动机维护的重要性,不断提升检测技术水平,进行孔探技术的升级和改良,实现对航空发动机潜在故障的及时发现和排除,维护航空运行的安全稳定,推动我国航空事业的发展,为人们的生命财产安全提供重要保障。

摘要：迄今为止,我国航空事业取得了飞速的发展和进步,这都离不开发动机后期检测维护技术的支持和辅助。航空发动机作为航空飞行的主要动力装置,是航空维护的主要对象。孔探检测技术作为目前航空发动机维护的主要检测技术之一,在航空发动机维护领域备受重视,下面我们就孔探检测技术的应用进行深入地分析论述,希望能够为航空发动机维护提供有利的参考与借鉴。

关键词：孔探检测,航空发动机,故障检修

参考文献

[1]许启富,刘登第.航空维修差错的分析与管理[C]//第一届全国人—机—环境系统工程学术会议论文集.1993.

[2]陈益源,宋厉.南空机务人才培养“水涨船高”[N].解放军报,2000.

中孔材料 篇4

一、问题的提出

在进行土质边坡的稳定性分析时, 暴雨工况下传统的方法可以采用孔隙水压力系数, 其定义为

式中, γ为平均土体容重, h为土条中线的高度, uw为正的孔隙水压力。

对于地下水深埋的大型边坡, 比如深切河谷两侧的古老崩塌堆积体和大型边坡等, 或存在潜在滑动面, 这些潜在滑动面一般埋深较大, 没有足够大的降雨强度和持雨时间, 水分很难到达潜在滑动面。对于这种情况, 降雨仅能加重土体自重, 产生边坡局部滑动。由于传统的孔隙水压力系数是定义在饱和区的, 这种情况下孔隙水压力系数无疑是失效的。而对于中小型边坡, 特别是潜水面埋深较浅, 降雨能够较快抬升地下水位, 降雨水分与潜水相连, 致使土体抗剪强度降低, 危险滑动面穿越潜水面, 孔隙水压力系数的概念才有意义。

另外, 使用瑞典条分法, 仅考虑饱和区孔隙水压力系数, 计算边坡稳定系数。计算公式为

式中的符号意义请参照钱家欢的《土力学》。可以看出, 这种对于孔隙水压力的考虑从力学的意义来说, 相当于增加了土体的自重。因此从这点上来讲, 可以试图将传统的孔隙水压力系数的定义延伸到非饱和区, 并将其与降雨条件下土条块实际上增加的水量建立联系, 选择合理的孔隙水压力系数, 就可以省去复杂的饱和-非饱和渗流计算, 而用土坡的饱和稳定性分析来代替的土坡的非饱和稳定性分析。

二、建立在饱和-非饱和渗流计算基础上的土坡稳定性分析实例

土坡的非饱和稳定性计算步骤。首先, 模拟饱和—非饱和渗流场, 得到含水量和孔隙水压力分布场。然后, 将渗流计算的网格节点上的含水量、孔隙水压力值转化到任意坐标点的数据接口程序。最后, 编制土坡的非饱和稳定系数计算程序, 并调用数据接口程序, 进行土坡的非饱和稳定性分析。

算例选择浙江省某电站一土质边坡的稳定性分析。假设前两步工作已经完成, 模型以0.5d的暴雨和坡面过水。经计算, 滑动面为搜索到的最危险滑动面, 圆心为 (128m, 101m) , 半径为77.89m。计算滑动面以及饱和 (包括暂态饱和区) 、非饱和区如图1所示。

从图1可以看出, 最危险滑动面只有很小一部分落在饱和区。使用编制的建立在饱和—非饱和渗流计算基础之上的土坡稳定系数计算程序, 计算在暴雨入渗0.5d时该滑面的稳定系数, 并与其他几种计算条件进行比较。

图2为几种情况下滑动面上孔隙水压力的分布情况。考虑孔隙水压力系数为0.04, 土条自重使用土体的天然容重。对于孔隙水压力系数延伸到非饱和区的情况, 仍然以孔隙水压力的形式表示。为了对比的需要, 图2同时也列举了0.5d时间内土条内部实际增加的水量, 这个水量相当于非饱和区对孔隙水压力系数的考虑。对比0.5d的地表入渗后几种情况下滑动面上的孔隙水压力 (土体自重的增加) 。由于计算滑动面仅有第一和最后土条处于暂态饱和区, 使用静水水头和传统的孔隙水压力系数的概念, 其他条块的孔隙水压力为0。当把孔隙水压力系数延伸到非饱和区后, 计算得到的底面孔隙水压力较大, 而实际上底面中点的孔隙水压力除第一和最后土条外, 其他均为负值, 因此使用孔隙水压力系数计算水压力与实际情况有很大出入。其实在计算稳定性时, 可以把孔隙水压力看做是土体自重的增加。

从图2可以看出, 当使用0.04的孔隙水压力系数时, 土体中增加的水量自重和用孔隙水压力系数计算的值大致相当。同时, 由于水分入渗在土坡内具有一定的规律, 加上滑动面的切割, 土条水分的增量呈现两侧土条增量为上升段和下降段, 中间为平稳段的现象。从这一点来说, 传统的土坡稳定性分析使用的孔隙水系数延伸到非饱和区后, 具有实用意义。从这个例子可以看出, 一般的暴雨条件下土坡稳定性计算取0.1~0.2大小的孔隙水压力时, 计算的安全系数就相对保守。

所有的说明和数据列举最后还是要归结到稳定系数的计算上。这里不考虑孔隙水的情况, 计算土坡该计算滑动面上的安全系数。计算结果见表1。

表1中, 计算条件1为考虑孔隙水压力系数为0.04时并且延伸到非饱和区的计算结果;计算条件2为考虑孔隙水压力系数为0.04, 但仅使用在饱和区;计算条件3为考虑条块土体增重计算的结果;计算条件4为建立在饱和-非饱和渗流基础上的土坡非饱和稳定系数的计算结果。其中, 前3种计算条件没有考虑非饱和抗剪强度。从计算结果来看, 计算条件1、计算条件3下的土坡稳定系数大致相当, 这是因为虽然二者以不同的方式考虑对降雨的负面影响, 但从稳定系数计算公式来看二者的区别不大。由于计算条件4考虑到非饱和土的抗剪强度, 所以其稳定系数有所升高。计算条件2下的土坡稳定系数与天然条件下的几乎没有变化, 这是因为没有把孔隙水压力系数延伸到非饱和区, 由于边坡规模较大, 降雨入渗并没有大范围增加饱和区以及暂态饱和区, 所以对稳定系数的影响就很小。

三、结论

通过以上计算与分析, 可以得出以下结论。

1. 传统意义上的孔隙水压力系数在计算较大规模土坡暴雨条件下的稳定系数时, 需要把其定义延伸到非饱和区。

2.暴雨条件下将传统意义上的孔隙水压力系数延伸到非饱和区, 当选取适当的系数后, 稳定系数的计算结果可以和考虑土体水分增重计算的结果一致, 因为孔隙水压力系数的定义相当于土体自重的增加。

中孔材料 篇5

共轨喷油器零件对应磨削加工的技术特点分析

1.零件的表面性能要求高

共轨喷油器精密偶件的中孔、密封座面在高温高压的状态下要有良好的滑动性和密封性, 这就要求零件有很高的几何精度, 同时具有高耐磨、高强度、高抗疲劳的特性。通常圆度要求达到0.5μm以上, 圆柱度1μm以上, 表面粗糙度Ra=0.08mm以上。这对加工零件的表面残余应力、表面变质层、表面形态的高精度加工提出了新的挑战。

2.新材料应用带来的难题

高压共轨喷油器系统由于工作压力高、温度高, 对材料也提出了很高的要求。大量采用了钨、钼、镍、钒、铬等高温耐磨合金, 高强度复合材料。例如针阀体现在普遍采用18Cr Ni8, 18Cr NW, 孔板采用W6M05Cr4V2, 这些材料的应用引发了加工方法和设备的新一轮创新和改进。

3.共轨系统精密偶件磨削加工的技术特点

由于共轨系统精密偶件的精度高、材料复杂, 同时又是大批量生产的零件, 这对加工工艺、关键技术、磨料磨具和设备提出了很高的要求 (见表1) 。

针阀体中孔座面磨削的工艺技术

1.针阀体中孔座面的磨削技术要求

针阀体如图1所示。

其中, 孔、座面主要尺寸精度见表2。

为保证实现表2的技术要求, 现通常采用中孔座面磨床加工中孔和座面。作为高效高精度复合磨削一次装夹磨中孔、磨座面和大端面, 工艺上要考虑以下主要工艺参数。

(1) 工件装夹方式

加工时, 以校正精度后的大外圆和工艺角定位, 单薄膜夹头夹持大外圆, 夹持和定位方法如图2所示。这样定位夹紧的方式可以保证中孔座面磨削轴向跳动在3μm以内。

(2) 切削余量

切削余量是保证高效高精度复合磨削的一个重要参数, 对于0.5μm级的圆度, 通常精磨余量都控制在0.02mm左右, 考虑到装夹时的跳动等因素, 中孔的磨削余量应当控制在0.10～0.12mm, 大端面的余量通常控制在0.04～0.06mm。

(3) 砂轮的选择

现代磨削技术都采用高速磨削, 高速磨削要求砂轮强度高、锐利。特别对于W6M05C r4V2这种黏度很大的零件, 砂轮、磨料的选用, 粘结剂的配比, 砂轮的烧结气孔都要反复的试验, 以保证砂轮在磨削的过程中磨屑不会粘堵砂轮, 保持良好的自锐性。通常磨削这种高精度的小孔可选用棕刚玉、单晶刚玉和立方氮化硼 (CBN) 砂轮, 用树脂粘结剂或陶瓷粘结剂烧结。经反复的试验论证, 这里采用高强度的树脂粘结剂烧结的CBN砂轮, 由于产品的表面粗糙度值Ra=0.08mm以上, 砂轮应当选用280～320粒度。

(4) 工件回转转速

工件回转转速和磨削表面的直径有关, 工件的转速会对磨削切痕和表面粗糙度产生较大的影响, 过低的转速会使磨削表面产生波纹, 增大表面残余应力, 转速过高会会引起磨削表面烧伤。内圆磨削进给速度通常控制在10～20m/min, 由于喷油嘴的中孔座面只有φ4.3mm, 甚至更小, 所以工件转速为800～1000r/min为宜。

(5) 电主轴功率和转速

磨削加工中砂轮的线速度是一个很重要的因素, 现在磨削发展的方向是砂轮线速度不断提高。高速磨削主要有以下优点:材料变形区域明显变小, 工件变形小;单颗磨粒受力减小, 磨损减小, 砂轮寿命长;磨削热量集中在磨削加工件表面, 受力受热变质层薄, 加工质量高;增建了镍基材料在弹性小变形阶段的磨除率, 各种材料在不同的磨削速度情况下与切削温度的关系如图3所示, 考虑到喷油嘴中孔直径只有φ4.3mm, 要达到V s=35m/s的砂轮线速度进行磨削, 电主轴速度必须达到10万r/min以上, 由于主轴、砂轮和砂轮接杆在此高速下难以实现动平衡, 且价格昂贵, 考虑性价比, 现采用了9万r/min, 1kW的电主轴。

(6) 电主轴的横向进给速度横向进给摆动速度和纵向切削速度应当配合试验, 横向摆动速度过快, 砂轮切削率要求高容易造成挤压砂轮, 速度过慢效率太低, 经过反复试验, 对针阀体中孔的磨削加工选用16～34m m i n的速度作振荡摆动。同时要求摆动定位精度小于0.01mm, 以保证磨削中孔的锥度。

(7) 径向磨削进给速度径向磨削进给速度是分阶段的, 以0.1mm的切削余量为例, 在初始阶段, 作为粗磨进给速度较快, 10mm/min的进给速度去除加工余量;当留下0.03mm余量时, 磨削进给速度通常降到0.5～0.6m m/m i n, 当留下0.02～0.03m m切削量时, 用0.1～0.2mm/min的进给速度进行加工。最后应留有5～10s的无火芯磨削。

以上这些主要磨削工艺参数还要根据机床的实时状态进行优化组合。对于冷却液的优化选用、砂轮磨削状态的脱落修正自锐, 都要及时校正和调整才能保证成批量的磨削出合格的产品。以上工艺参数的合理选择和匹配, 才能加工出符合图样要求的工件。

2.中孔座面磨削加工常见质量问题及原因

(1) 加工精度加工精度包括中孔圆度和锥度, 主要由机床精度, 夹具精度和上述磨削工艺参数综合形成的。通常要求夹具夹持工件后回转跳动小于2μm, 砂轮接杆跳动小于2μm, 砂轮在振荡摆动的重复定位精度小于2μm, 砂轮离孔口端的距离将会影响中孔的锥度。

磨座面时, 砂轮磨削的摆动区间的准确稳定将会影响座面素线的直线度, 由于压力室仅φ1mm, 磨床的砂轮的摆动区间应控制在0.2～0.25mm。所以合理确定数控机床磨削坐标, 砂轮修正坐标的位置也是推进产品质量的重要参数。

(2) 磨削烧伤中孔或座面磨削过程中工艺参数不合理或毛坯的尺寸精度控制不好会出现磨削烧伤的现象, 如图4所示。

这种磨削烧伤主要是由以下因素造成的。

砂轮的线速度低、切削力低、砂轮和工件表面法向受力大。如图5所示随砂轮线速度提高, 法向磨削力变化的情况, 所以应当尽可能地提高砂轮的转速。

磨削液在高转速时无法深入到深孔加工表面。随着金属切除率的不均匀造成的局部烧伤 (见图4) , 烧伤的磨削硬化层深度和硬度的变化关系如图6所示, 同时还会产生氧化膜和硬化层, 使工件硬度不均匀, 尤其是喷油嘴的座面磨削常会出现这种情况, 导致工件的耐磨性、耐腐蚀性和疲劳强度大幅下降, 缩短了油嘴的使用寿命。

(3) 磨削表面裂纹和微裂纹当磨削参数选择不合理, 砂轮修正状态不好产生单点磨削时或零件热处理后有残余应力存在时, 磨削加工后中孔座面磨削表面会产生裂纹或细微裂纹 (见图7) , 别在座面压力室处的裂纹将使座面前缘产生穴蚀, 使工件的疲劳强度下降, 当工作一段时间后会早期失效。

提高中孔座面磨削表面完整性和精度的技术措施

要提高中孔座面的磨削表面完整性和精度, 首先要采用高速、超高速磨削, 合理选择工艺参数, 图8中可以看到随着砂轮线速度的不断提高, 在相同的切削量情况下, 单位磨削力逞下降的趋势, 这有利于降低磨削热量。

要改善磨削表面的粗糙度, 则要合理选择磨削参数, 优化工艺链尺寸, 减小最大表面变形切削厚度, 使最后的0.02～0.01mm余量有足够的磨削时间和无火花磨削时间, 做最后的精磨抛光。

对于个别工件加工中出现的波纹现象, 关键要降低磨削系统的振颤, 包括提高机床的刚度, 检查电主轴和砂轮接杆的动平衡, 工件夹头的跳动等。

结论

电控高压共轨系统精密偶件的中孔座面磨削加工是一项综合工艺技术的复杂加工。除了要有高精度的机床以外, 其工艺参数、砂轮、工装夹具及其机床加工程序的编程和加工切削坐标的选择调试都会影响最终的加工结果。应当全面掌握和评价系统的工作状态。

中孔材料 篇6

1 结构特点

1．1门槽埋件

门槽埋件均为二期埋件，在调整定位并将预埋的工艺钢筋焊接固定后，浇筑二期混凝土。门槽埋件的安装质量控制主要存在两个难点：一是支铰钢梁的安装精度控制，由于支铰安装时，支铰座须与支铰钢梁表面紧密贴合，因此，支铰钢梁的安装精度是决定支铰安装精度的关键因素;二是门楣的安装精度控制，由于该门楣上安装有新型防止弧门启闭时产生射水的转铰水封，故该门楣在使用功能上不仅要求顶止水橡皮在弧门处于全关状态下能以合适的压缩量紧密压紧门楣顶止水座板，而且在弧门启闭的全过程中，转铰水封能紧贴弧门面板防止产生射水现象，因此，如何能够同时很好的实现门楣的两种使用功能，是门楣安装质量控制的重点。

1．2门叶

该闸门在形式上属于直臂纵主梁圆柱铰弧形闸门，门叶制作成整体，顶端中心设置一单吊点，侧止水为方头P形橡胶水封，侧止水封工作面外包一层1.0-1.2mm厚聚四氟乙烯保护层，顶水封为圆头方形水封，底水封为刀形水封。支臂分上、下支臂，整体预拼装。安装时，支臂与门体、支臂与支铰法兰为螺栓联结。门体安装的质量控制有两个主要关键点：一是支铰的安装精度控制，在规范中，支铰的安装精度要求为支铰中心对孔口中心的距离、支铰中心里程、支铰中心高程允许偏差均为±1.5mm，两支铰中心同轴度的允许偏差为1/1000的两支铰中心距，所以对支铰的安装精度要求较高;二是门叶的安装精度控制，门叶安装精度的主要要求是保证门叶在全行程中的轨迹精度，确保门体的正常启闭和止水装置的止水功能。

2 质量标准

百色水利枢纽中孔弧形工作门的设计、制作、安装、验收等过程均遵循DL/T5018-94《水利水电工程钢闸门制作安装及验收规范》的要求进行。

3 关键环节安装质量控制

3．1质量控制标准

在《规范》中，支铰钢梁中心对孔口中心距离、支铰面板中心点里程高程的允许偏差均为±1.5mm，面板倾斜面水平投影L的允许偏差为L/1000，按其最大斜边计算出其最大水平投影L的允许偏差为0.68mm。

支铰钢梁及锚栓安装主要工序流程。控制点测放锚栓安装吊装调整加固二期混凝土浇筑二期混凝土浇筑7天龄期后复测。

3．2质量控制方法及措施

(1)由于支铰钢梁与支臂连接板的螺栓孔都采用模钻加工，因此公称直径为￠48的锚栓在穿过支铰钢梁￠52螺栓孔后，将螺栓外露部分的根部定位在支铰钢梁螺栓孔中心，并用经过校核的钢直角尺调整螺栓对支铰钢梁面的垂直度，调整完成后，将锚栓与支铰钢梁焊接连接。后续的安装事实证明，采用这种工艺能够有效地保证锚栓的安装精度。

(2)支铰钢梁的调整采用传统的方法，即在两侧的水工钢衬上测放出同高程的支铰钢梁中心里程点，在两点间拉细钢丝或者尼龙线作为两侧面板的中心里程和高程基准线，调整两侧面板的中心里程和高程，同时，架设经纬仪实时调整和监控钢梁中心对孔口中心的偏差。支铰钢梁倾斜度的控制是在通过面板平行孔口中心线方向的中心线上取距离尽可能大的两点，通过控制这两点的里程差即这两点间的线段的水平投影距离来控制支铰钢梁表面对水平面的倾斜角度。

由于支铰钢梁的调整定位精度高，加固措施得当，因此，在支铰钢梁浇筑二期混凝土后，对支铰钢梁的检测结果是其定位精度值都在《规范》的允许范围内。

3．3门楣的安装

3．3．1质量控制标准

门楣中心对孔口中心的允许偏差为±5.0mm，其顶水封座板中心里程、高程的允许偏差分别为±5.0mm和±2.0mm，同时，门楣转铰水封须以适当的压缩量紧贴门叶面板，防止在启闭门时产生射水现象。

3．3．2主要工序流程

门楣吊入预留槽中寄放-→门叶安装止水装置并具备全行程启闭-→调整门楣并加固-→二期混凝土浇筑。

3．3．3质量控制方法措施

作为弧形工作门门槽的一部分，我们没有在前期预埋门槽埋件时将门楣安装就位，而是安排在门叶安装完成后再进行门楣的调整定位，这主要是考虑到门楣的安装精确与否直接关系到门叶顶止水封、底止水封以及门楣转铰水封的止水功能的好坏。

在安装门楣前，先将门叶的顶、底水封及侧水封安装完毕，开启液压启闭机将门叶的开度调整为4mm，此时底水封刚好接触到底轨不锈钢座板，以门叶此时的位置为基准，将门楣底水封座板调整到刚好接触到顶水封P形头的位置，同时门楣顶水封座板的中心与顶水封P形头的中心偏差不超过5mm，将门楣临时固定，注水润滑后，再将门叶开启至全开位置，观察在门叶运动过程中门楣转铰水封与门叶面板的接触情况，确认转铰水封在门叶运动全过程中始终顶紧门叶面板后，将门楣全面固定。

采取这种安装工艺，能够最大程度消除门叶在制作和安装过程中的累计偏差，有效保证门叶的止水功能的实现。

3．4门体的安装

3.4.1质量控制标准门体面板对支铰中心半径的允许偏差为±5.0mm，因为侧止水实际压缩量与设计压缩量的允许偏差为+1.0mm至-2.0mm，所以门体中心对孔口中心的允许偏差实际为±1.0mm。

3.4.2主要工艺流程门体吊入孔中→调整门体与侧轨止水座板间隙→焊接挡块→上、下支臂及支臂间竖向和横向支撑安装→去除挡块。

3.4.3质量控制措施

门体与侧止水座板的间隙决定侧水封的压缩量，其间隙是由;

(1)侧轨止水座板对孔口中心线距离的偏差±2.0mm;

(2)门叶宽度制作偏差+1.0mm至-2.0mm;

(3)止水橡皮厚度偏差±1.0mm;

(4)两支铰转轴的同轴度偏差±1.5mm。

当第4项偏差达到极限值且为高程偏差时，它对门体与侧止水座板的间隙的影响最大，例如，门体中心线上某点在距离为6000mm的运动轨迹两端点上对孔口中心的偏差为1.5×6000/2350=3.8mm，在安装中，最大限度的保证支铰钢梁和支铰的安装精度可以把第四项安装偏差对门体与侧止水座板的间隙的影响减少到最小。对于第1、2、3项安装偏差的处理主要是在进行支臂间支撑焊接连接前将门叶处于全闭或者小开度的状态，预先测量侧止水橡皮厚度，然后在门叶左、右侧水封座板的两端及中间各选择一个点，测量左、右相对应的点到侧轨的距离，参考左、右侧水封橡皮厚度调整门叶的位置，使左、右侧水封座板到侧轨的距离最接近，然后焊接挡块固定门叶位置，焊接支臂间的竖向和横向支撑，焊接完成后去除挡块，由于整个支臂已经形成一个刚性很强的整体，故可以保证门叶左、右水封座板到侧轨的间隙基本相等，其偏差可保证在1mm以内，侧水封安装完成后，可保证门叶全行程启闭时，两侧水封的压缩量偏差在+1.0mm至-2.0mm以内，实际的结果表明，采用上述的施工工艺取得了很好效果，弧门侧水封在全行程运行中，两侧水封压缩量均等，不存在超过《规范》允许范围的水封超压和欠压的情况。

4 安装质量评定

中孔材料 篇7

中孔炭(Mesoporous carbon,Mc)材料一般指孔径在2～50 nm内的有序孔道结构含碳材料。中孔炭材料具有高比表面积、高孔体积等优点,不仅可以分离、吸附有机大分子,而且在催化、传感器、电导材料等方面都具有潜在的应用价值[1],近年来引起人们的广泛关注,成为研究的新热点。目前,比较活跃的中孔炭制备方法主要有3种:催化活化法、有机凝胶碳化法和模板法。其中,模板法能合成高度有序、孔结构规则的中孔炭[2,3],是最常用的制备方法。模板法制备中孔炭使用的无机模板剂有Al2O3薄膜[4,5]、SiO2溶胶[1,6]、介孔二氧化硅(介孔硅铝酸盐)[7,8,9,10]等。文献[11,12,13,14,15]报道,以分子筛作为模板制备的碳材料能够很好地复制分子筛的中孔结构。笔者尝试以硅铝比为38的分子筛为模板,蔗糖为前驱体制备中孔炭,并对制备的中孔炭材料进行氮气等温吸附测试,获得了材料的孔容、比表面积等数据,使用扫描电镜观察了材料的表面结构。

以NH3为还原剂选择性催化还原(Selective catalytic reduction,SCR)NO的技术近年来被广泛研究,目前工业应用的SCR催化剂载体主要是TiO2,活性组分为钒系金属氧化物,运行温度在300～400 ℃之间[16]。然而炭基催化剂可以在更低的温度下表现出良好的催化活性,同时,氧化铈因具有Ce3+和Ce4+的氧化还原转换能力而在催化剂中有着广泛的应用,已有将CeOx负载在活性炭纤维上制备SCR催化剂的相关报道[17]。SCR脱硝反应中较为重要的一步是气体吸附到催化剂上的过程,该过程受到催化剂比表面积、孔径分布等方面因素的影响。因此,若能将中孔炭高比表面积、吸附性强等特点利用到SCR催化剂研究中,对提高催化剂活性具有重要意义。而目前将CeOx负载到中孔炭进行NH3选择性催化还原NO的研究未见报道。笔者以CeOx为活性组分,制备的中孔炭为载体,采用浸渍法制备了一系列的Ce/Mc催化剂,验证了Ce的负载对NH3选择性催化还原NO催化性能的促进作用,并考察了Ce负载量和预处理方式对催化性能的影响。

1 实验

1.1 中孔炭材料的制备

以硅铝比为38的分子筛(南开大学催化剂厂提供)为模板剂,以蔗糖为碳源,采用模板法制备中孔炭材料。在3 mol/L蔗糖溶液中加入1.2 mol/L的硫酸溶液,混合均匀后将一定量的分子筛加入到混合液中进行浸渍(混合液的体积不超过模板的孔体积);将浸渍后的混合物均匀分装到培养皿中,在鼓风干燥箱中于105 ℃干燥24 h;对干燥后的样品进行研磨,筛分出20～40目的样品;接着将20～40目的样品在160 ℃加热6 h后于氮气保护下升温至800 ℃(升温速率3 ℃/min),停留3 h,自然冷却至室温,取出样品;将该样品放入10%的HF 溶液中浸泡24 h除去硅模板,从而制得中孔炭材料,命名为Mc。

1.2 中孔炭材料的表征

将样品在200 ℃真空下脱气12 h,以保证样品初始吸附相对压力P/P0在10-8以下。在液氮温度(-196 ℃)下采用ASAP2020型分析仪(Micromeritics公司,美国)测定样品的比表面积、平均孔径以及N2吸附-脱附曲线。应用容积法得到低温吸附等温线。采用BET方程获得比表面积。

采用日本电子株式会社JEOL公司生产的JSM-59001v型扫描电子显微镜观察材料的表面形貌,加速电压为0.3～30 kV,分辨率为3.0 nm(HV方式),工作电压为20 kV。

1.3 催化剂的制备

采用等体积浸渍法制备催化剂。根据相应负载量称取各个样品所需的活性组分(硝酸铈),溶入一定量的蒸馏水中配成盐溶液。按等体积浸渍法将制备的中孔炭材料与盐溶液混合均匀,浸渍24 h。浸渍后的样品在400 ℃氮气保护下焙烧3 h,制得相应负载量的样品Ce/Mc。根据不同负载量对样品进行命名:Ce的质量分数为3%的样品表示为3% Ce/Mc,7%负载量表示为7%Ce/Mc,10%负载量表示为10% Ce/Mc。作为对比,将制备的碳材料浸入浓硝酸中2 h,然后用蒸馏水洗至中性,105 ℃干燥,采用同样的方法制备了Ce负载量10%的催化剂,命名为10% Ce/Mc-HNO3。

1.4 催化剂的活性评价

在固定床反应器中进行催化剂的SCR脱硝性能测试,其反应装置如图1所示。

实验装置主要由以下几个部分组成:(1)气体控制系统,氮气、氧气、一氧化氮以及氨气分别由4个质量流量计进行流量控制;(2)控温系统,加热系统包括管式电炉和温度控制仪,用于整个反应器的加热以及升温控制;(3)反应系统,Φ15mm玻璃管反应器;(4)尾气检测系统,FGA-4100(5G)尾气分析仪,用于监测NO浓度变化。

原料气组成为:NO/N2(VNO=0.898%,中国测试技术研究院提供)、NH3/N2(VNH3=1%,中国测试技术研究院提供)、纯氮(99.99%,成都旭源化工有限公司提供)和O2/N2(VO2=89%,成都旭源化工有限公司提供)。

SCR脱硝活性测试在管式炉反应器中进行,程序升温控制装置控制催化剂床层温度。NO、NH3、O2和N2(平衡气)分别用质量流量计控制进入混合器,然后进入催化剂床层。采用FGA-4100汽车排气分析仪连续检测催化剂床层前后尾气中各组分的量。根据NO浓度在催化剂床层前后的变化计算催化剂脱硝效率。模拟气体的组成为:0.1% NO、0.1% NH3、3% O2,N2为平衡载气。NO脱除率的计算公式为:

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2 结果与讨论

2.1 中孔炭材料的表征

蔗糖浓度为3.0 mol/L条件下制备的碳材料样品(Mc)的低温N2吸附等温线如图2所示。从图2中吸附等温线的形状来看,有一个很明显的脱附滞后,属于IUPAC中的Ⅳ等温线,显示出材料中存在中孔;材料总的吸附量较低,说明孔体积和比表面积较小。同时,从图2中可以观察到,相对压力高于0.9时,吸附量明显增加,吸附等温线表现出了Ⅰ吸附等温线的特征,这表明碳材料样品中也存在微孔;样品Mc的比表面积为435 m2/g,孔体积为0.20 cm3/g,平均孔径为2.9 nm。从以上分析可知,该模板法制备的碳材料样品的吸附等温线是Ⅰ和Ⅳ等温线的混合型,孔径包括了中孔和微孔。

图3为碳材料Mc的SEM图。从图3中可以观察到,碳材料表面比较粗糙,呈明显的多孔结构,且孔分布不是很均匀。中孔的形成过程主要受模板孔的填充和碳源炭化过程控制,部分前驱体蔗糖进入模板剂中孔分子筛,经过干燥、煅烧后,在HF的作用下去除模板从而得到了碳材料。所得到的碳材料反向复制了中孔分子筛的孔结构,从而形成了中孔炭,也有部分形成了新的孔结构。而没有进入模板剂孔结构中的碳前驱体则形成了非孔结构的碳。从图3(b)中观察到少许大孔,这是因为干燥过程中,水分子在去除过程中同时带走了一部分碳源(蔗糖分子),使模板孔的外壁变得不稳定,在模板去除过程中部分孔壁被击穿而形成了大孔。

2.2 负载活性组分Ce对SCR脱硝活性的影响

图4为中孔炭材料负载活性组分前后的脱硝性能对比图。从图4中可以看到,未负载Ce的样品Mc在温度低于280 ℃时,随温度升高NO转化率处于增长状态;温度高于280 ℃时,随温度升高NO转化率迅速降低。这是因为温度低于280 ℃时,NO转化率的增长是由碳材料的吸附作用引起的,当吸附达到饱和时,随着温度的升高,碳材料的吸附急剧减少,脱附增加,从而使NO转化率下降。样品3%Ce/Mc的NO转化率在低温区呈现出先增长后降低的趋势;温度高于160 ℃时,随着温度升高NO转化率一直处于增长状态。这表明不只发生了吸附、脱附反应,还发生了催化还原反应,随温度升高NO被转化为N2。同时还观察到未负载Ce的样品,其总的脱硝效率较低,在10%以下;负载了Ce的样品脱硝效率明显增加。由此可知,将中孔炭材料作为催化剂载体,负载活性组分Ce后制备的催化剂,对NO具有催化还原的作用。原因在于碳材料Mc的中孔结构有利于气体分子在催化剂表面的扩散,气相中的NH3分子进入孔结构并吸附于碳材料表面的Bronsted酸性位形成NH4+,NO吸附在表面被氧化成吸附态的NO2,接着形成的NO2 与附近的NH4+反应生成N2和H2O[18,19]。CeOx对SCR反应具有催化作用的原因在于稀土元素Ce特殊的金属电子层结构,Ce的电子层结构为4f15d16s2,其5d轨道只有1个电子,提供了良好的电子转移轨道,起到了“电子转运站”的作用[17]。然而,在3%的Ce负载量下,催化剂总的脱硝效果并不理想,这可能是由负载量较小,催化剂表面活性点不够所致。因而有必要探讨更高负载量下的催化活性。

2.3 活性组分Ce负载量对SCR活性的影响

图5位不同Ce负载量的催化剂上NO转化率随温度的变化曲线。

从图5中可以看到,在3%、7%和10%负载量下,催化剂的起活温度都较高,活性温度区间基本集中在200～400 ℃之间,并且NO脱除率最高不超过40%,温度高于400 ℃时脱除率急剧下降,发生了碳的烧灼现象,直接造成催化剂的失活。但是不难发现,负载量对催化剂的脱硝效果还是有明显的影响。10% Ce/Mc催化剂的NO最高脱除率为35%,为三者最高。在320～400 ℃之间,10% Ce/Mc催化剂的NO脱除率随温度升高而增加,且高于3% Ce/Mc和7% Ce/Mc。从以上分析可以看出,Ce负载量显著影响催化剂的活性,增加负载量能提高催化剂脱除NO的活性。同时观察到3种负载量下的催化剂脱硝活性均较低,且低温区间NO吸附量也极低,这主要是催化剂载体比表面积低所造成的。研究[20,21]表明,碳材料的比表面积在以NH3为还原剂催化还原NO的反应中发挥了重要作用,良好发展的比表面积和孔结构对获得高催化活性至关重要。比表面积低不仅不利于活性组分在表面的负载和分散,还影响了对气相分子的吸附作用。同时,载体表面的物理化学特性也是影响催化剂活性的重要原因。碳材料表面的化学官能团,如酸性或碱性含氧官能团、含氮官能团、杂原子等可以作为活性中心或者吸附位。因而考虑通过硝酸预处理的方式考察其对催化剂脱硝活性的影响。

2.4 HNO3改性对SCR活性的影响

由于不同负载量下的催化剂脱硝效果均不理想,通过对中孔炭载体进行预处理改性再负载活性组分Ce来对比催化剂的脱硝性能。结果发现,HNO3改性后的催化剂NO脱除率相比改性前明显提高了,如图6所示,在380～450 ℃之间能够保持60%以上的NO转化率,在420 ℃时NO转化率可达到最高(63%)。HNO3改性后的催化剂脱硝性能更好,主要原因在于HNO3浸泡过程使载体表面酸性含氧基团增加,有利于NH3的吸附,促进NO的催化还原;同时,酸处理有利于金属氧化物在中孔炭载体表面的负载和均匀分布,能为后续负载活性物质提供较好的条件;酸处理还改变了中孔炭载体的比表面积、孔容,主要是通过破坏孔间墙,加宽孔径,使微孔向中孔过渡[22],利于表面含氧官能团的生成,这种官能团有助于活性组分的分布和固定,有利于对NH3的吸附,从而提高了催化剂的脱硝性能[23]。

3 结论

以蔗糖为碳源、分子筛为模板制备的碳材料中有中孔的存在。制备的中孔炭材料孔径分布不均匀,比表面积较小,且材料表面粗糙。中孔炭材料本身具有一定的NO吸附性能,但脱硝效率较低。通过浸渍法负载Ce到中孔炭材料表面,明显改善了碳材料的脱硝性能,活性温度区间基本集中在200～400 ℃之间。HNO3改性后的中孔炭材料负载Ce的催化剂脱硝性能明显改善,在380～450 ℃之间脱硝效率保持在60%以上,最高可达63%。

摘要：以硅铝比为38的分子筛为模板,蔗糖为前驱体,用模板法制备了中孔炭材料,并对制备的材料进行了表征。重点探讨了以制备的碳材料为载体,Ce为活性组分的催化剂的脱硝性能。结果表明,制备出的碳材料存在部分中孔,平均孔径为2.9nm;负载了Ce的催化剂,NH3选择性催化还原(Selective catalytic reduction,SCR)脱硝性能比未负载的脱硝性能好,表明Ce具有催化作用;将制备的碳材料经硝酸预处理,发现Ce负载量为10%的催化剂脱硝活性最好,在380～450℃之间保持60%以上的NO转化率。