摩擦温度（共4篇）
摩擦温度 篇1
0 引言
离合过程是一个动态的摩擦过程,在这个过程中,摩擦因数是摩擦副系统的综合特性,受到滑动过程中各种因素的影响,如材料副配对性质、静
止接触时间、法向载荷的大小、摩擦副的刚度和弹性、滑动速度、温度状况、摩擦表面接触几何特性和表面层物理性质以及环境介质的化学作用等。这就使得摩擦因数随着工况条件的变化而发生变化,因而预先确定摩擦因数的准确数据和全面估计各种因素的影响是十分困难的。
在离合过程中,材料副配对性质一定的条件下,摩擦因数主要与摩擦副的载荷、滑动速度、温升三因素有关[1]。对于离合器摩擦片和压盘这对摩擦副而言,压盘金属表面处于弹塑性接触状态,由于实际接触面积与载荷的非线性关系,使得摩擦因数随着载荷的增加而降低,而离合过程中,除离合器工作预紧力(最大工作载荷)外,载荷的大小完全取决于司机的操作习惯、行驶工况等非确定因素,量化过程十分困难,故本文研究摩擦因数的变化采取最大工作载荷下的离合过程。滑动速度影响摩擦力主要取决于温度状况,滑动速度引起的发热和温度变化,改变了表面层的性质以及摩擦过程中表面的相互作用和破坏条件,因而摩擦因数必将随之变化。而对于在很宽的温度范围内机械性质保持不变的材料例如石墨,摩擦因数几乎不受滑动速度影响[2]。
摩擦热是离合过程的必然结果,因此从能量的观点出发,摩擦离合器实质上就是能量转换器或热交换器。能量被吸收会引起摩擦副温度升高,导致材料摩擦表面结构组成发生一系列的物理化学变化,如压盘金属的氧化以及金相组织的变化,聚合物基摩擦材料的热分解、热疲劳等,进而影响其摩擦因数,导致离合性能热衰退[3]。
1 试验
为了系统地研究摩擦面温度对离合器摩擦材料摩擦因数的影响,本文试验选用自制的高温销盘式摩擦试验机,在定载荷和变速摩擦的工况下,结合扫描电子显微镜(SEM)分析等手段,对材料的摩擦因数随摩擦面温度的变化情况及摩擦面工作层的形貌进行分析。
1.1 试验设备
图1为自制的高温销盘式摩擦试验机结构简图,主要技术参数如下:①最大试验力为50kN,准确度为±0.1%;②摩擦力范围为0~500N,准确度为±0.1%;③温度范围为室温~600℃,控制精度为±2℃;④主轴转速为无级调速,转速范围为0~600r/min,精度为±5r/min;⑤时间设定范围为1~12 000s;⑥采用计算机进行数据采集,屏幕显示各主要参数,测量并自行记录离合器摩擦面片的摩擦因数μ,形成摩擦因数、温度、转速的关系曲线。
1.主轴 2.传力手臂 3.上试样 4.下试样 5.电炉 6.滑动轴承 7.扭矩传感器 8.滚动轴承 9.平衡块 10.滑动轴承 11.力传感器 12.载荷
1.2 试样选用
本试验上试样采用多数国内微车制造商选用的离合器摩擦面片,该摩擦面片以质量分数为17%的酚醛树脂和丁晴橡胶作为基体,其他的主要元素如下:w(Cu)为8%~10%,w(Al)为2%~5%,w(C)为5%~10%,w(Si)为8%~12%,w(Ca)为10%~15%,w(Fe)为1%~2%,w(Zn)为7%~10%,加工成25mm×25mm的正方形试验小样,下试样采用ϕ90mm×35mm的HT250试环,硬度为220HB。
1.3 试验项目及方法
小样试验定速式摩擦试验机国家试验标准GB5763-98规定[4]见表1。
根据表1的试验标准和微型汽车的实际工作条件,定载荷选取0.5MPa,摩擦速度分别选取230r/min、330rmin、430r/min、480r/min、530r/min、580r/min6个速度点,25℃、50℃、100℃、150℃、200℃、250℃ 6个环境温度点。6个速度点和6个环境温度点进行耦合,共进行36组试验,每组试验进行3次,每次试验摩擦时间为30min,每隔30s记录一次瞬时摩擦因数及温度。通过安装在下试样试环侧面距摩擦表面2mm处的热电偶来测量材料摩擦面的温度;然后对摩擦后的摩擦面进行SEM分析,对比不同速度和环境温度条件下材料摩擦因数和摩擦面形貌随摩擦面温度的变化。
2 试验结果与分析
2.1 摩擦因数随摩擦面温度变化的试验结果
在不同速度点和环境温度条件下,耦合出36组试验,每组进行3次30min试验,每隔30s记录一次瞬时温度和瞬时摩擦因数,共计36×3×30×2=3240条数据记录,对这些数据进行统计,如表2所示。
各平均温度与对应的平均摩擦因数的关系如图2所示。通过MATLAB对图2中数据进行三次曲线拟合,拟合曲线如图3所示。
2.2 摩擦面形貌随温度变化的试验结果
通过图3所示的拟合曲线可以看出,20~130℃时摩擦因数逐渐增大,130~220℃时摩擦因数趋于平稳,220℃以上时摩擦因数开始下降,故选取25℃、75℃、170℃、250℃ 4个温度点的摩擦片试样结合扫描电子显微镜(SEM)进行摩擦面形貌观察,结果如图4~图7所示。
2.3 试验结果分析
根据上述试验结果可知,低速低温时,虽然材料表面温度较低(表2),表面没有发生或很少发生变化,但摩擦过程中材料表面受到的压力和摩擦热的作用足以使表面形成不稳定的温度场和压力场。与金属材料不同,摩擦面片的摩擦材料是由金属组元和非金属组元共同组成的复合材料,所以材料中各组元的热膨胀系数不同,这样就造成了受热表面层和次表层的热膨胀率不同,以及表面层中不同区域热膨胀率的差异[5]。由图4可以看出摩擦表面层会产生褶皱或微裂纹,材料表面的这些褶皱和微裂纹在压力作用下与相对较硬的对偶件反复摩擦,造成摩擦面的崩块和点状脱落现象,此时摩擦表面相对平整,磨屑较少,摩擦因数小,如图3所示。
随着摩擦的进行,摩擦表面温度不断升高,各种材料的热膨胀不同,在温度场和压力场的共同作用下经过与对偶件的摩擦,摩擦界面中的钢纤维与铸铁之间的铁原子易发生黏着,黏着点被反复剪切、黏着,形成磨屑而脱落,使细小的钢纤维被拔出或部分被撕裂,铸铁材料也可能被黏着、撕脱,从而造成磨损,形成磨屑。黏着较严重的部位撕脱的磨屑较大,同时,也很容易撕落黏着点周边的摩擦材料,形成块状脱落,如图5所示材料表面明显剥落,内部纤维已磨损至摩擦表面,此时摩擦表面已相当不平整,同时存在大量的磨粒,致使摩擦因数在20~130℃温度区间急剧上升,如图3所示。摩擦表面温度在130~220℃区间时,由表2和图3可知,摩擦因数基本稳定在0.38附近,已达到工作区域的最大值,这是因为,一方面摩擦材料在170℃时的粗大磨屑比较多,而其形状与75℃磨屑中的大颗粒有所区别,类似于材料破碎后的碎片,说明在170℃时复合摩擦材料的剥落比较严重,这是由于没有及时排出的细小磨屑在摩擦界面反复碾磨,黏附在摩擦表面,并形成不稳定的界面膜。同时,摩擦不够稳定,应力分布不均,受力大的地方容易产生裂纹,并随滑动过程的进行逐渐扩展,致使材料局部发生破裂甚至碎化,从而产生图6所示的磨屑形貌,这些大量体积大的磨粒,使摩擦因数提升至最大;随着摩擦面温度的提高,摩擦材料表面已基本形成了一层比较均匀致密的表面膜,大大减小了金属组分与铸铁对偶的直接接触面积,因而使黏着作用大大减弱,这降低了黏着磨损,表面粗糙度得到一定的改善,磨损趋于平缓,致使摩擦因数趋于稳定[6]。此前的摩擦均属于典型的磨粒磨损、黏着磨损和氧化磨损的干摩擦。
在摩擦性能试验过程中,可以明显地观察到,当温度达到220℃左右时可以闻到有烧焦的气味并有少量烟雾冒出,随着温度进一步升高,烟雾增多气味变浓,特别在330℃以后最为明显。这是由于,220℃已达到了酚醛树脂有机物的热分解温度,酚醛树脂产生分解,生成少量的液体和气体,此时,材料表面层发生软化和大量塑性变形,磨屑易滞留在材料表面,对偶材料在运动过程中将细微磨屑重新压入摩擦面,致使高温摩擦后材料形成比低温时相对光滑的表面层,改善了摩擦表面形貌,如图7所示,摩擦因数由最高值逐渐回落;随着温度的进一步提高特别在330℃以后,酚醛树脂分解剧烈,生成大量的液体和气体[7]。酚醛树脂经高温裂解后,其液体产物主要包括苯酚、2-甲基酚、4-甲基酚、2,6-二甲基酚、2,4-二甲基酚、2,4,6-三甲基酚,气体主要包括CO、CO2、CH4,此时导致酚醛树脂对复合材料中的其他材料黏结作用大大降低,材料表面继续大面积地剥落,出现部分纤维断裂,如图7所示。摩擦衬片中的低熔点金属高温液化或有机物黏结剂发生热分解产生液态物,使润滑点扩展而形成局部“润滑层”。同时衬片中酚醛树脂的分解而产生大量的气体物(CO、CO2、CH4等),对偶件金属表面的氧化膜又易吸附气体,因而在摩擦面上形成了局域的一层“气垫层”,在润滑层和气垫层的作用下,摩擦已从典型的磨粒磨损、黏着磨损和氧化磨损的干摩擦过渡到具有流体润滑的磨粒磨损的混合摩擦,摩擦因数出现明显下降,随着温度的升高,分解剧烈,流体润滑效果明显,摩擦因数进而出现陡降现象,如图3后半段曲线所示。
3 结论
微车离合器摩擦材料的摩擦面温度低于酚醛树脂热分解温度时,属于典型的磨粒磨损、黏着磨损和氧化磨损的干摩擦,摩擦因数先逐步增加,后趋于稳定;当高于酚醛树脂热分解温度时,属于具有流体润滑的磨粒磨损的混合摩擦,摩擦因数急剧下降。
从微车离合器摩擦材料摩擦因数的角度可解释微车起步发抖和面片烧蚀的离合器主要故障产生的原因:由图3所示的拟合曲线可知,在摩擦面温度较低的工况下,摩擦因数较低,微车起步时,离合器传递的扭矩不足以克服道路阻力,引起微车起步发抖;而在摩擦面温度过高的工况下,离合过程中,摩擦因数较低,传递扭矩效率低,导致离合器滑磨时间过长,引起烧蚀现象。
参考文献
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搅拌摩擦焊温度场研究进展 篇2
搅拌摩擦焊(FSW)是英国焊接研究所(TWI)于1991年发明的一种新型固相焊接方法,与传统的熔焊相比具有高效、节能、环保、接头组织缺陷少、残余应力应变小、力学性能优良以及焊接无需保护气体等一系列优点,被广泛应用于航空航天、核能、船舶、兵器工业等领域,成为现代焊接工业中不可或缺的一种精密焊接工艺[1,2,3]。搅拌摩擦焊主要利用搅拌头与焊件之间的摩擦热和剪切层内材料的塑性变形热作为焊接热源,通过搅拌头的旋转挤压作用将搅拌针前方的塑性金属挤压至后方,通过金属材料的动态再结晶过程形成固态焊缝,具体的焊接过程如图1所示。
搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布直接影响着焊接接头的微观组织,并最终影响到接头的力学性能,同时温度场也是焊缝塑性材料流动、焊接残余应力应变、接头组织结构转变、焊接参数优化、焊接机理分析等其他相关研究的基础。开展搅拌摩擦焊温度场的研究对确定焊接参数、控制接头微观组织、优化焊接工艺、提高焊接质量等具有十分重要的理论及实际意义,因此关于搅拌摩擦焊温度场的研究得到了众多焊接工作者的关注。
1 仅考虑摩擦产热的温度场研究
在20世纪90年代,搅拌摩擦焊温度场的研究仅以摩擦产热作为焊接热源,并且大多采用自然解析法,基于经典的Rosenthal解析方程,将热源简化为移动着的点、线或面热源,建立起搅拌摩擦焊的传热模型,后来逐渐被有限元方法(FEM)或计算流体动力学方法(CFD)等数值计算方法所代替[4,5,6,7,8]。
1998年Chao等[9]提出一个耦合的传热模型来研究焊接过程中的温度场分布。模型中假设焊接过程中的全部产热来自于轴肩与工件表面的摩擦,利用实验测定结果对模型中的热输入进行修正,进而得到焊接过程中热输入的具体数值。
Zhu等[10]在上述研究基础上对304L不锈钢的搅拌摩擦焊瞬态温度场进行了数值模拟,模型中假设轴肩处摩擦产热的热流沿轴肩的半径方向呈线性分布,并利用式(1)对该热输入进行定量计算。
式中:Q为总热输入能,di为搅拌针直径,d0为轴肩直径。他们将2种不同工艺参数下的模拟温度曲线与实验温度曲线进行了对比,结果表明该模型能在一定程度上反映出焊接过程中的温度分布,但与实际情况仍有较大差距。
徐韦锋等[11]模拟了厚14mm的2219铝合金厚板的搅拌摩擦焊温度场,模型中的热源不仅考虑了轴肩处的摩擦产热,同时还考虑了搅拌针侧面与工件的摩擦热输入,并利用式(2)、式(3)对其进行计算。
他们得到的焊接速度分别为60mm/min和80mm/min时温度场分布的模拟结果如图2所示。不同焊接速度下温度场分布云图几乎相同,搅拌头插入后5s时,两种焊接速度下的温度峰值均为325℃;插入后25s时,两种焊接速度下的温度峰值仍相同,为500℃,表明焊接温度峰值温与焊接速度无关。
赵俊敏等[12]模拟了厚4mm的TC4钛合金板焊接过程中的瞬态温度场分布和各特征点的温度变化曲线。在考虑轴肩、搅拌针侧面与焊件摩擦产热的基础上,加入了搅拌针端面处的摩擦热输入,进一步完善了温度场模型。模拟结果表明:焊接过程中的温度分布呈前面小后面大的椭圆型,高温区一直随热源的移动而移动,离轴肩越近温度变化越剧烈,温度峰值也越高。
王希靖等[13]基于移动热源的特点,根据温度场的叠加原理模拟了厚3mm的LY12铝合金薄板搅拌摩擦焊接过程中的温度场稳态和瞬态分布及焊缝区各个位置的焊接热循环曲线。模型中忽略了材料的塑性变形功,将热源简化为轴肩与工件的摩擦产热和搅拌针产热,并将搅拌针产热假设为搅拌针内部的体热源来补偿搅拌针与焊件的摩擦产热,从而便于进行数值计算。
Song等[14]提出了移动坐标系下搅拌摩擦焊的三维传热模型,在热源方面进一步引入了搅拌针剪切母材的产热。图3为利用该模型计算的温度场分布,等温线呈椭圆形分布,进入准稳态后温度峰值稳定在750.2℃。此外,他们通过红外摄像机对搅拌摩擦焊接过程中的温度场进行了测量,测量结果与模拟结果的对比如图4所示。结果表明该模型能够在一定程度上描述搅拌摩擦焊接过程中的温度变化规律,但与实际温度分布相比仍存在一定的差距。
Hamilton等[15]基于单位焊接长度的能量输入,引入滑动因子的概念建立了铝合金搅拌摩擦焊的热模型,并对AA6061-T6铝合金的瞬态温度场进行了数值模拟,其不同时刻的温度场分布如图5所示。从图5中可以看出,高温区呈椭圆分布,随着焊接的进行温度峰值逐渐升高,28s达到准稳态后温度峰值维持在462.7°C。该模型在较宽的能量输入范围内能够较好地预测搅拌摩擦焊接过程中的温度峰值,但由于忽略了塑性变形产热,导致在低能量输入时预测温度低于实测温度。
2 综合考虑摩擦产热及塑性变形产热的温度场研究
随着人们对搅拌摩擦焊物理机制的深入了解,关于搅拌摩擦焊温度场分布的研究也越来越精细,2004年9月在法国召开的第五届FSW国际会议上,很多学者提出在搅拌摩擦焊温度场的研究中有必要考虑材料的塑性变形产热对温度场的影响。
Fourment等[16]利用粘弹性理论计算了搅拌摩擦焊接过程中的材料塑性变形产热,同时考虑了搅拌头轴肩及搅拌针的摩擦产热,通过摩擦产热和变形产热的简单叠加建立起搅拌摩擦焊的温度场模型。
Ulysse[17]运用三维粘塑性有限元模型模拟了搅拌摩擦焊接过程,模型中假设90%的塑性变形能转化成了热能,并利用等效应力和等效应变的乘积来计算该产热,最终得到了焊件和搅拌头的等温线分布,如图6所示,搅拌头前方的等温线较密集,温度梯度较大。在转速为8.2rad/s、焊接速度为1.4mm/s的条件下,沿焊接方向预测温度曲线与实测温度曲线的对比如图7所示,其中虚线为预测结果。从图7中可以看出,左方预测温度与实测温度相差较大,而右方相对较为吻合,但温度峰值预测过高。
Hamilton等[18]在文献[14]的基础上将塑性变形产热纳入模型的热源,利用Johnson-Cook塑性本构关系来计算屈服应力,从而计算出塑性变形热。图8为利用该模型计算的FSW温度场分布,26s后温度峰值达到稳定。由于在计算塑性热时进行了一定的简化,导致焊接过程中温度分布的模拟结果与实际情况仍有一定偏差,两者之间的对比结果如图9所示,考虑塑性变形产热的温度曲线比未考虑塑性变形产热的温度曲线略高一些;转速为225r/min和250r/min时,预测曲线与实测曲线整体较为吻合但温度峰值预测过低;而转速为300r/min和400r/min时,预测曲线低于实测曲线但温度峰值预测较准。
Hilgert等[19]采用移动几何模型及滑动粘着接触条件计算了双面搅拌摩擦焊的温度场分布,并利用式(4)计算了摩擦和塑性耗散的总产热。
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式中:qtotal为总热流,undefined为剪切率,τfriction为摩擦剪应力,τyield为屈服剪应力,ωtool为角速度,r为距中心的距离。他们通过模拟得到了焊件及搅拌头上的温度分布,同时利用实验对计算结果进行了验证,结果表明在冷却过程中的计算温度偏高。
近年来,一些研究者在综合考虑摩擦和塑性变形的基础上尝试建立热力耦合的模型来描述搅拌摩擦焊的温度场分布,即在搅拌摩擦焊温度场的计算过程中同时考虑材料的应力应变状态与温度场分布之间的相互影响,从而得到热力耦合条件下的最终温度场分布。
Soundararajan等[20]采用热力模型对6061-T6铝合金的搅拌摩擦焊进行了研究,在焊件与垫板的热传导边界上分别采用了均匀和非均匀的换热接触条件,在均匀接触条件下换热系数为常数,而非均匀接触下换热系数为接触压力的函数。在焊接速度为133mm/min、转速为344r/min时,通过距焊缝6mm处特征点上温度随时间变化的计算值与实测值之间的对比,表明采用非均匀换热系数计算得到的温度变化规律较为符合实际情况。
Assidi等[21]采用ALE方法对6061铝合金搅拌摩擦焊进行了热力耦合的模拟研究,并利用Norton-Hoff粘塑性本构关系来描述焊接过程中等效应力应变与温度的关系。他们通过不同摩擦系数条件下轴肩外侧、搅拌针根部、搅拌针顶端这3点处的温度计算值与测量值之间的误差分析,得出当μ为0.25时模拟温度与实际情况最为接近,能够较好地反映出焊接过程中的温度场分布。
Kim等[22]基于弹塑性理论对AA5083-H18铝合金搅拌摩擦焊热力耦合过程进行了数值模拟研究,并得到了不同工艺参数下焊件的瞬态温度场分布,通过与Gan等[23]的实验数据进行对比,发现计算温度曲线及温度峰值与实验值吻合较好。同时指出合理的边界条件对得到准确的模拟结果有着决定性的作用。
史清宇等[24]基于ALE方法建立了热力耦合模型,对7A52铝合金搅拌摩擦焊的温度场分布进行了数值模拟,模型中假设搅拌摩擦焊接是一个滑动摩擦与粘性摩擦共存的过程,并采用修正的Coulomb摩擦定律来计算摩擦产热。单位体积内材料的塑性变形产热可利用式(5)计算得到。
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式中:η为塑性变形产热系数,σ为应力,undefined为塑性应变率。温度分布的模拟结果如图10所示,两种转速下的最高温度分别为506℃和513℃,与实际焊接温度分布较为吻合。
Mendez等[25]针对搅拌针周围材料的塑性流动与传热的耦合现象进行了研究,通过一系列合理的简化假设建立了相应的解析模型,模型中利用式(6)计算剪切层内材料的塑性变形产热。
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式中:undefined为剪应力,undefined为相应的剪切率,ηs为机械热效率。他们推导了单位体积产热率qc、温度峰值Ts等物理量的近似解析表征(式(7)-(9)),并通过参数fT的值来表征焊接过程中温度峰值计算结果的准确性,fT越接近1表示预测的温度峰值越准确。此模型能够比较准确地预测搅拌摩擦焊接过程中的温度峰值。
式中:undefined为单位体积产热率解析计算值,undefined为温度峰值的解析计算值,Ts为实际温度峰值,T0为剪切层外侧温度,Tm为材料的熔点,T∞为室温,τR为参考应力,ω为搅拌头旋转角速度,k0为导热系数,a为搅拌针半径,η为总热效率,K0为关于佩克莱数的贝塞尔函数,A、Q、n为Sellars-Tegart本构关系中的相关参数,R为理想气体常数,B=-exp(Q/RTm),ΔTm=Tm-T0,ΔT0=T0-T∞。
Jacquin等[26]基于合理的动力学假设建立了一种简单的三维搅拌摩擦焊热力耦合模型,模型中利用粘塑性Arrhenius定律(式(10))来计算流动应力,并利用式(11)计算单位体积材料的变形产热。
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式中:σ0为流动应力,undefined为等效应变率,Γd为Taylor-Quinney参数,K为粘塑性参数,Q为激活能,R为理想气体常数。转速为400r/min时,不同焊接速度下的温度场分布模拟结果如图11所示,焊接速度越大,高温区的分布面积也越大,但温度峰值越低。图12为前进侧(搅拌头旋转速度与焊接速度同向侧)和回转侧(两者反向侧)不同测量点处的计算温度曲线与测量温度曲线的对比(为便于对比,将计算温度曲线向时间减小的方向移动了10s),可以看出前进侧温度峰值的计算值与测量值几乎相同,而回转侧计算值略低,表明该模型能够比较准确地预测焊接区域内的温度分布。
纵观搅拌摩擦焊温度场研究的发展历程,在温度场的研究中起初只考虑摩擦热输入,虽然摩擦热源的计算模型不断完善,但计算结果与实际情况仍有较大差距。后来,随着人们对搅拌摩擦焊物理机制了解的日渐深入,许多研究者认识到材料的塑性变形产热对搅拌摩擦焊温度场具有不可忽略的影响,尽管有的学者在温度场的计算中计入了材料的变形产热,但是并未深入考虑温度场与应力应变场之间的相互耦合效应。近年来,一些学者建立了热力耦合的模型来研究焊接过程中的温度场,与以往的模型相比此类模型考虑了焊接过程中温度与材料应力应变之间的相互作用,能够更准确地描述搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布。
3 结语
搅拌摩擦焊接过程是一个极其复杂的热力耦合过程,其中搅拌头与材料摩擦产热、材料发生塑性变形并产热以及传热现象共存。该过程实质上是一个多物理场相互影响、相互耦合的过程,包括温度场、应力场、材料塑性变形流场等,在温度场地研究当中需要综合考虑各场之间的耦合制约机制方能准确地描述该过程中的温度变化规律。尽管搅拌摩擦焊的温度场研究取得了显著的进展,但仍存在许多问题亟待解决,比如怎样确定不同焊接环境与材料状态下焊件与搅拌头之间的摩擦系数,怎样确定不同工艺参数下材料发生塑性变形的区域范围,如何确定符合实际情况的材料与环境之间的换热条件,以及建立能够更好地描述材料粘塑性行为的本构关系等,这些问题尚未得到很好的解决,现阶段主要通过对其进行一定的简化假设及近似估算,从而得到温度场的分布状态。此外,目前关于同种材料搅拌摩擦焊温度场的研究较多,而异种材料的研究则相对欠缺,由于不同材料的性能具有一定的差异,因此需要建立更为精确的模型来描述异种材料搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布。
摘要：自1991年英国焊接研究所(TWI)发明了搅拌摩擦焊(FSW)以来,许多学者对搅拌摩擦焊接过程中的温度场分布进行了大量的研究。随着人们对搅拌摩擦焊接物理机制的深入了解,描述其温度场分布的模型也越来越精确,由最初仅考虑摩擦产热,发展到综合考虑摩擦产热和材料塑性变形产热,近年来一些研究者更是尝试建立热力耦合的模型来描述其温度场分布。简要叙述了关于搅拌摩擦焊温度场研究的发展历程及研究现状。
摩擦温度 篇3
关键词：涡旋压缩机,LabVIEW,摩擦温度,信号采集
涡旋压缩机是一种新型容积式压缩机,具有结构简单、运转平稳、效率高、可靠性高等特性,其应用范围目前已从制冷、动力工程向医药、食品、燃料电池等需求无油污染的洁净压缩气体的领域拓展[1,2]。涡旋压缩机主要由动静涡旋、曲轴、防自转机构和支架组成。动涡旋在防自转机构的约束下,由曲轴带动相对静涡旋作公转平动[3]。由于运转过程中存在较多摩擦副,因此,实现无油润滑,不同材料对偶摩擦副的摩擦温度是研究的关键问题之一。摩擦副产生的热量对压缩机的性能和摩擦副的磨损、润滑特性等都具有很大的影响[4,5],所以,对摩擦副的摩擦温度的研究将对涡旋压缩机的动力学特性分析、理论设计和提高其性能等具有重要的意义。
本文基于虚拟仪器软件开发平台,借助其强大功能实现了动静涡旋端面摩擦表面温度信号的采集。LabVIEW(Laboratory Virtual Instrument Engineer Workbench)是实验室虚拟仪器集成环境的简称,具有直观的前面板用户界面和流程图式的编程风格,同时还具有数据采集、数据处理、存贮打印等多种功能,是一个功能强大的图形化软件开发平台[6,7]。其插入式DAQ板、SCXI卡等硬件以程序模块为基础,精度高,稳定性好,可以构建性能优良且廉价的测试系统。
1 涡旋端面摩擦副的结构及温度传感器的安装
动静涡旋端面摩擦副结构示意如图1所示。将自润滑材料镶嵌在涡旋齿顶构成动静涡旋齿顶端面摩擦副,动涡旋盘在曲轴的驱动下作回转平动,动、静涡旋摩擦副在轴向力作用下紧密贴合,自润滑材料在涡旋盘金属材料表面生成一层自润滑转移膜,从而达到润滑作用。由于受传感器结构的限制以及为便于传感器的安装对动静涡旋盘进行简化,如图2所示,本测试系统在静涡盘上同一半径圆周上均匀布置4个温度传感器。
2 系统测量原理
由于摩擦表面的温度梯度较大且是瞬时的,所以给测量表面温度带来了很大的困难。常见的摩擦表面温度测量方法有氪化法、红外测温法、热平衡法等。氪化法测温只能事后推导表面所经历过的最高温度而不能进行动态测量;红外测温法要求探头能直接看到摩擦表面,这对于非透明的摩擦材料是难以满足的;用热电偶法测量温度属于非接触式测温,它基于热平衡的原理,利用传感器的敏感元件与被测物体进行热交换,最后达到热平衡[8]。该测试系统采用非接触热平衡法测量摩擦表面的温度。由热电偶温度传感器的测温原理知,一般情况下应对热电偶进行冷端补偿,即将其参考端设为0 ℃以保证测量温度的正确性。该系统采用0 ℃恒温器法[9],该装置如图3所示。将冰刨成屑状和水混合放入保温瓶内,水面应略低于冰面,并将冰压紧。0 ℃恒温器法是一种精度很高的参考端温度处理的方法适用于精密温度测量,可使参考端的误差到达可以忽略的程度。
3 采集系统的构成
信号采集系统由传感器、数据采集卡和计算机等部分组成。图4为采集系统的结构框图。数据采集硬件的选择需根据具体的应用场合和现有的技术资源确定,由于本采集系统的应用场合为实验室,所以对采集系统硬件的要求较高。
3.1 传感器
传感器选用热电偶式温度传感器,该系统采用北京国电中自电气有限公司的活动螺钉式热电偶,型号为:CA1D-2M6,分度号为K,测量范围为-40～300 ℃。其突出特点是:温度与热电势呈线性关系,灵敏度较高,抗干扰能力强,性价比高,活动螺钉式热电偶为螺丝式样,可以方便的固定在物体上。
3.2 数据采集卡
数据采集卡,使用National Instrument公司的插卡式数据采集卡PCI-6221,LabVIEW软件具有专门的函数库可对该卡进行驱动,其硬件设置完全由软件实现,无需用户对硬件连接做任何改动。该卡采用PCI总线,有16路模拟信号输入端,可构成16个单通道输入或8 对差分输入,最大采样率为250 kS/s,输入电压范围±10 V。
4 测试系统软件设计
动静涡旋端面摩擦温度的测试系统与传统测试系统的不同点在于:使用了虚拟仪器来代替传统的测试分析设备,所谓虚拟仪器(Virtual Instrument,VI),就是在以通用计算机为核心的硬件平台上,由用户设计定义、具有虚拟面板和测试分析功能的计算机仪器系统。软件设计基于LabVIEW自带子VI的基础上,实现数据采集、信号调理、数据存储和图形显示,波形回放等功能。系统流程图如图5所示。
4.1 软件界面设计
软件界面提供了采集系统的各项参数设定,包括采集通道设置、采样模式的设定、采样点数目及采样率设定、被测目标范围设定、数据存储的设定。在软件界面中可实时观测整个测试过程各个通道温度的变化过程及平均温度变化,同时实现对滤波频率的控制,以及温度的限制。测试结束后会给出采集数据的最大值、最小值及平均值,方便测试者现场快速得出测试结论,测试完成后可保存当前测试的所有原始数据,以便进行记录和后期分析处理等。软件界面如图6所示。
4.2 软件程序设计
数据采集程序的编写利用NI-DAQmx模块下的相关VI进行编程,实现动静涡盘摩擦温度信号的数据采集功能[10]。首先使用DAQmx创建通道.vi创建热电偶温度传感器的测试通道;其次用DAQmx定时.vi和DAQmx配置输入缓冲区.vi分别对采样频率和缓冲区大进行设置;然后,在DAQmx开始任务.vi的触发下,利用DAQmx读取.vi对设置的4个输入通道进行数据读取,并在前面板显示信号曲线;最后,利用DAQmx清除任务.vi清除任务。程序框图如图7所示。
数据的存储是将采集到的信号参数进行保存,以便做后续的分析处理。为了满足不同数据的存储格式和性能需求,LabVIEW提供了多种类型的文件存储格式,比如,文本文件(txt)、二进制文件、数据记录文件、基于文本的测量文件(LVM)、数据存储文件(TDM)和TDMS文件等。本文选择基于TDMS数据记录文件(TDMS文件)进行数据的存储,这是一种能实现高速数据记录的二进制文件格式。启用TDMS数据记录后,NI-DAQmx可将数据直接从设备缓冲区以流盘方式写入硬盘。NI-DAQmx将原始数据写入TDMS文件,提高了写入速度并降低了对硬盘的影响。文件格式的特点是它能将动态数据按一定格式存储在文本文件中,并且在数据前加上一些信息头,例如采集时间等,可以由Excel等文本编辑器打开查看其内容。
5 测试结果及分析
系统设计完成后进行实试,4路温度传感器位于温场的不同位置,在试验台运行5 min后进行数据采集,表1是端面摩擦温度实验的部分实测数据。从实测数据可以看出,随着摩擦时间的增加温度值随之升高,最后趋于稳定;各被测点温度偏差最大为0.5 ℃,整个温场最大偏差为0.46 ℃,数据表明被测摩擦端面温场的均匀性和稳定性较好。
6 结 语
本文基于LabVIEW图形化编程语言,实现了对动静涡旋端面摩擦温度信号采集系统的设计,整个系统实现了信号采集、信号调理、数据存储、图形显示和波形回放等功能。无油润滑涡旋压缩机动静涡旋端面摩擦温度信号进行采集和存储,对动力学特性分析、理论设计和提高其性能等具有重要的意义。
相比传统的信号采集系统,基于LabVIEW的数据采集系统具有成本低廉,友好的人机界面,开发周期短,数据处理简单方便以及便于维护等优点。
参考文献
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摩擦温度 篇4
关键词：整芯阻燃输送带,滚筒摩擦试验,温度测量,不确定度评定
输送带是煤矿井下运输装置的重要组成部分, 传统的橡胶输送带是易燃物织物, 不能满足井下阻燃的要求, 因此不允许井下使用。整芯阻燃输送带既能阻燃、抗静电, 且具有防水、防潮、抗撕裂、质量小、能耗少等优点, 因而在煤矿应用较普遍。输送机在运转过程中, 滚筒与输送带间摩擦将产生高温, 如果输送带阻燃性能差, 则会燃烧产生火花, 由于井下存在瓦斯、甲烷等易燃易爆气体, 遇到明火极易引发严重安全生产事故, 故必须保证输送带可靠的阻燃性能。因此, 在投入使用前, 必须进行滚筒摩擦试验, 测定滚筒表面最高温度, 以对煤矿用织物整芯阻燃输送带阻燃性能进行准确评估。在滚筒摩擦试验中, 由于受到试验条件、试验方法、环境因素等影响, 测量结果会有一定的误差, 要提高测量精度, 需排除上述影响因素所造成的误差, 故笔者认为, 需对温度测量不确定度进行评定。当前业内对滚筒表面温度测量不确定度讨论较少, 现以PVG800S-650mm规格的煤矿用织物整芯阻燃输送带为例, 对整芯阻燃输送带滚筒表面温度测量不确定度评定方法进行探讨。
1 温度测量
1.1 测量仪器
钢滚筒:Ø (210±1) mm, 负载转速: (200±5) r/min;张紧装置:对试件施加拉力343 N;风速表:0~25 m/s, 准确度0.1 m/s;测温装置:数字式热电偶测量滚筒表面温度;通用电子计数计:准确度0.1%。
1.2 测量过程及测量结果
根据MT914—2008《煤矿用织物整芯阻燃输送带》、MT450—1995《煤矿用钢丝绳芯输送带阻燃抗静电性能试验方法和判定规则》的试验方法, 在静止空气中试验试件应绕钢滚筒成180°圆弧, 其一端刚性固定, 另一端与张紧装置连接, 施加张力343N, 滚筒以 (200±5) r/min的转速朝着离开试件固定端的方向转动。试验期间, 张力始终保持在343 N, 记录试验过程中滚筒表面最高温度, 观察有无燃烧现象, 试验测量结果见表1。
2 数学模型的建立
滚筒表面温度测量所用仪器为数字式热电偶温度计, 其测量的数学表达式为
式中, t为实际温度;d为读取的示值;b为修正值。
3 标准不确定度分量评定
(1) 独立测量温度示值重复性不确定度分量评定。通过对同一型号输送带滚筒摩擦独立试验10次, 且各次测量互不相关, 根据表1检测结果计算其试验标准差 , 在试验检测过程中, 所报出的结果均为一次检测结果, 以第10次检测结果, 滚筒表面最高温度为215℃为例, 计算试验标准差s (x) =1.61℃。其相对不确定度 。
(2) 温度测量时的电子计数示值误差和标准测温仪校准引入的不确定度。 (1) 温度测量是由电子计数计数显提供, 而说明书提供的通用电子计数计不确定度为0.1%, 测温计的示值误差为±0.1%, 可以认为示值误差出现在此范围内的任何处均是等概率的、均匀的, 处于该范围以外的概率基本为0, 即属于矩形分布, 。因此, 温度测量的电子计数的B类相对不确定度分量 ; (2) 滚筒摩擦试验机温度测量用热电偶是借助于0.01级标准测温仪进行校准, 校准证书给出200℃处的修正值b=1.3℃, U=1.4℃, 置信因子k=2, 则由标准测温计引入的B类相对不确定度分量 。
4 合成标准不确定度计算
鉴于滚筒摩擦试验机示值重复性、通用电子计数计、标准测温仪、钢滚筒转速、张紧力、除烟抽风风速这6个不确定度分量彼此无关。所以温度测量相对标准不确定度可合成为:
即ut, r=0.235×10-1
根据第10次测试数据, 由式 (1) 得, t=d+b=216.3℃, t的合成标准不确定度为ut=t·utr=5.08℃。
5 扩展不确定度计算
t的扩展不确定度等于包含因子乘以合成标准不确定度, U=k·ut, 即U=10.16℃ (在置信水平约为95%, 包含因子k取2) , 修约后U≈10.2℃。因此, 经过不确定度评定后, 滚筒表面最高温度测量结果为t= (216.3±10.2) ℃, k=2。
6 结论
(1) 综上分析和计算可知, 张紧力引入的B类相对不确定度分量ut4, r为0.17×10-1, 钢滚筒转速引入的B类相对不确定度分量ut3, r=0.14×10-1, 相对于示值重复性、通用电子计数计、标准测温仪、除烟抽风风速4个因素, 张紧力、钢滚筒转速不确定度分量影响较大。因此, 可认为, 煤矿用织物整芯阻燃输送带的阻燃性滚筒摩擦试验滚筒表面最高温度测量不确定度的主要来源是张紧力不恒定和钢滚筒转速不稳。为了确保实验室滚筒表面最高温度的测量准确度, 就要求实验人员在试验操作过程中, 按照标准要求实施的同时尽可能地保持张紧力的恒定和钢滚筒转速的稳定。