表面分析（精选12篇）
表面分析 篇1
乙型肝炎病毒(HBV)的检测主要依靠血清学方法,目前常用的检测方法有酶联免疫法(ELISA)、放射免疫法、免疫荧光法、对流免疫电泳法、免疫层析法等[1]。ELISA法由于具有较高的灵敏度和特异性,且不存在放射免疫法设备昂贵、环境放射性污染等缺点,而成为实验室普遍使用的方法。免疫层析试纸条检测法是近年来兴起的快速检测方法,此法的特点是操作简便,不需要特殊设备和条件,故而受到基层医疗单位的重视,目前被大量应用于门诊体检、人群HBsAg筛查等,打破了很久以来乙肝检测检验工作在基层医疗部门不能开展的历史。为了解该法检测结果的可靠性,现用该法和酶联免疫法(ELISA)同时对400名年龄在6～17岁的小学、初中学校的学生进行HBsAg和抗-HBs检测,并对结果进行分析比较,现报告如下。
1 材料与方法
1.1 检测对象
武山县3个乡3所学校的400名健康中、小学生,其中小学生137人,占34.25%,年龄为6～14岁;中学生263人,占65.75%,年龄为12～17岁。对全部学生进行HBsAg和抗-HBs检测。每人采集静脉血3ml进行血清分离,低温保存待检。
1.2 试剂来源
免疫层析法检测试纸条由艾康生物技术(杭州)有限公司提供,HBsAg检测用试剂为胶体金法诊断试剂,抗-HBs检测试纸条为乳胶法诊断试剂。ELISA检测试剂盒由北京万泰生物药业有限公司生产,均在有效期内使用。
1.3 检测方法
免疫层析法:将检测试纸条和血清标本恢复至室温,用吸管吸取待测血清50μl(约1～2滴), 滴于试纸加样端, 在室温下15～20分钟内判断结果。ELISA法:严格按照检测试剂说明书操作。
1.4 结果判断
免疫层析法的HBsAg与抗-HBs阳性判断标准:在测试区和质控区内各出现一条红色条带;阴性判断标准:仅在质控区出现一条红色条带,在测试区内无红色条带出现;若质控区内未出现红色条带,检测无效。
ELISA法的HBsAg阳性判断标准:样品OD值≥临界值(CUTOFF)者判为阳性,HBsAg阴性判断标准:样品OD值<临界值(CUTOFF)者判为阴性;抗-HBs阳性判断标准:样品A值>临界值(CUTOFF)者判为阳性,阴性判断标准:样品A值<临界值(CUTOFF)者判为阴性。
1.5 统计处理
使用SPSS13.0统计软件进行相应统计学处理。
2 结果
2.1 HBsAg阳性率
400例血清标本中,胶体金试纸法检测出阳性标本14份,阳性率为3.50%;ELISA法检出阳性标本13份,阳性率为3.25%,两种方法HBsAg阳性检出率差异无统计学意义(χ2=0,P>0.05)。胶体金试纸法检出的14份阳性标本中,有1份ELISA法检测为阴性,其余13份与ELISA法检测出的阳性标本相符合。两种方法检测结果符合率为97.25%[(8+381)/400×100%](表1)。
2.2 抗-HBs阳性率
乳胶层析法检测阳性标本130份,阳性率为32.50%;ELISA法检出阳性标本165份,阳性率为41.25%,两种方法抗-HBs阳性检出率差异有统计学意义(χ2=13.93,P<0.05)。乳胶层法检出的130份阳性标本与ELISA法检出的阳性标本均相符合。ELISA法检出抗-HBs阳性率是乳胶层析法的1.27倍。两种方法检测结果符合率为79.25%[(106+211)/400×100%](表2) 。
2.3 不同年级儿童HBsAg阳性率和抗-HBs阳性率
胶体金法和ELISA法检测小学儿童HBsAg阳性率分别为3.65%、2.19%,两种方法检测小学儿童HBsAg阳性率差异无统计学意义(χ2=0.50,P>0.05);乳胶层析法和ELISA法检测小学儿童抗-HBs阳性率分别为31.39%、30.66%,两种方法检测小学儿童抗-HBs阳性率差异也无统计学意义(χ2=0,P>0.05)。胶体金法和ELISA法检测中学HBsAg阳性率分别为3.42%、3.80%,两种方法检测中学儿童HBsAg阳性率差异无统计学意义(χ2=0,P>0.05);乳胶层析法和ELISA法检测中学抗-HBs阳性率分别为33.08%、46.77%,差异有统计学意义(χ2=18.56,P<0.05)。
3 讨论
免疫层析技术是90年代初在渗透技术的基础上建立的一种简便、快速、特异性高的免疫学检测技术[2]。该法是在ELISA基础上发展起来的,它用胶体金或乳胶颗粒标记抗原、抗体后以层析方法进行检测,突出优点为快速、试剂便于保存、检测不需要特殊设备并可以单份检测[3,4]。
本次实验结果显示,胶体金法检测儿童HBsAg阳性率与ELISA法检测结果相近符合率为97.25%,据报道[5]胶体金试纸检测HBsAg灵敏度为96%,特异性100%,符合率97%,与此次检测结果相似。本次乳胶层析法和ELISA法检测儿童抗-HBs,结果表明乳胶层析法敏感性明显低于ELISA法,这与报道结果相似[6]。不同年级学生检测结果显示,两种方法检测HBsAg在小学和中学检测结果没有差别,而乳胶层析法检测抗-HBs在中学儿童中结果差异有统计学意义。
以上分析表明,与ELISA法相比较,免疫层析试纸条快速检测法存在一定假阳性或假阴性率,不能完全替代ELISA法进行HBV血清标志物的检测。造成此差异的主要原因为两者在方法学上的不同,免疫层析法试剂本身的灵敏度低于ELISA法,当HBsAg或抗-HBs浓度较低时免疫层析法试纸条的阳性条带大多较模糊,判定较困难,需要有较丰富经验的操作者才能准确地判定,这样就存在实验者个体差异,造成结果偏差[6,7]。故免疫层析法比较适合在不具备ELISA法检测条件的基层医疗单位和标本初筛使用,建议需严格在检测试剂说明书要求时限内读取结果,并对免疫层析法检测弱阳性标本,用ELISA法复检,以提高检测结果的准确性。
摘要：目的:探讨免疫层析法与酶联免疫法(ELISA)检测乙型肝炎病毒(HBV)表面抗原(HBsAg)和表面抗体(抗-HBs)符合率。方法:分别用免疫层析法和酶联免疫法检测待检儿童血清HBsAg和抗-HBs,将两法检测结果做以分析、比较。结果:400例标本中,胶体金法和ELISA法检测HBsAg结果差异无统计学意义,两法符合率为97.25%;乳胶层析法和ELISA法检测抗-HBs结果差异有统计学意义,两法符合率为79.25%。结论:免疫层析法简便快速,但存在一定假阳性或假阴性率,不能完全替代ELISA法进行乙肝病毒血清标志物的检测,适合在不具备ELISA法检测条件的基层医疗单位和标本初筛使用。
关键词：免疫层析法,乙型肝炎病毒表面抗原,乙型肝炎病毒表面抗体
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表面分析 篇2
采用有限元方法对表面含有两个不同大小半椭圆裂纹的有限厚矩形板在拉伸载荷作用下进行参数化求解,得到两裂纹取不同尺寸和位置坐标时附属裂纹(尺寸较小裂纹)对主导裂纹(尺寸较大裂纹)前沿参考点(θ=0,π/2,π)处的`应力强度因子的影响系数β,然后结合神经网络技术建立了相邻裂纹尺寸和位置参数到街鞯剂盐魄把氐愦Ζ碌亩啾淞糠窍咝杂成涔叵?
作 者：任克亮 吕国志 REN Keliang L(U) Guozhi 作者单位：任克亮,REN Keliang(西北工业大学航空学院,西安,710072;宁夏大学物理与电气信息学院,银川,750021)
吕国志,L(U) Guozhi(西北工业大学航空学院,西安,710072)
表面分析 篇3
摘要：为了研究非光滑车身表面边界层流场特性，采用大涡模拟与Realizable kε湍流模型对车身外部瞬态和稳态流场进行数值模拟计算，对比分析了非光滑模型与光滑模型边界层内速度、粘性底层厚度、壁面剪切力、表面摩擦阻力因数、湍流强度和湍流耗散率等流场参数，解析了非光滑表面对车身流场流动特性的影响。研究结果表明，非光滑模型边界层内速度明显高于光滑模型，边界层厚度、壁面剪切力、表面摩擦阻力因数、湍流强度、湍流耗散率都比光滑模型有所减小。非光滑表面的引入加剧了车身尾迹气流的参混效应，防止外界的高速流对内部低速流的引射作用，从而减少了车身流场能量的损失。
关键词：汽车工程；边界层；流场特性；气动阻力；尾迹气流
汽车气动阻力的产生与车身表面流场边界层结构密切相关。表面非光滑形态结构具有脱附、减阻等特点，能够改变表面边界层流场结构，控制物体表面流场从而降低气动阻力。压差阻力是汽车气动阻力的主要组成部分，约占总气动阻力的60%～85%＼[1＼]，能否利用非光滑形态来降低压差阻力决定了非光滑车身的减阻效果。因此，研究非光滑表面气固耦合边界层流场结构，分析非光滑表面引入对车身气动特性的影响，是实现车身非光滑形态气动减阻的关键＼[2-4＼]。
本文通过建立类似随行波的凹坑形非光滑车身模型，采用大涡模拟与Realizable kε湍流模型对车身外部瞬态和稳态流场进行数值模拟计算，对比分析了非光滑模型与光滑模型边界层内速度、粘性底层厚度、壁面剪切力、表面摩擦阻力因数、湍流强度、湍流耗散率等流场参数，解析了非光滑表面对车身流场流动特性的影响，为车身气动减阻技术开拓新的思路，为非光滑形态减阻技术的工程化、实用化提供理论依据。
1非光滑模型建立
1。1仿真模型
本文采用的车身仿真模型为MIRA阶梯背模型。MIRA标准参考模型是广泛应用的简化汽车模型，如图1所示。模型几何缩比为1∶3，按照国际标准尺寸制作。统一的试验模型是数据可比性的基础。
1。2非光滑结构的选择与布置
非光滑结构应该覆盖在分离点之前的汽车顶部表面，这样才能分析其对边界层流场特性的影响。因此本文选取类似随行波的凹坑结构布置在MIRA阶梯背模型顶盖上进行分析。同时，由于非光滑表面是通过对边界层的控制来减少湍流的发生和动能的损失从而实现减阻目的，非光滑单元体高度尺寸的选择与边界层厚度有关，应该小于车身表面到对数律区之间的距离＼[5＼]。由于MIRA模型边界层十分复杂，目前还没有统一的推算公式或经验公式用于计算其边界层厚度，非光滑布置的局部表面近似为平板，可以采用平板边界层厚度计算方法作为依据。
平板边界层厚度计算公式为：
δ（l）=0。035l/Re（l）1/7 。 （1）
式中：δ（l）为边界层厚度；l为平板的特征长度；Re（l）为雷诺数。
雷诺数计算公式为：
Re（l）=Vl/ν。 （2）
式中：V为来流速度；ν为运动粘度系数。本文取V=40 m/s，ν=0。072 2 m2/s，求得车身顶部附面层厚度为16 mm。
选择凹坑＼[6＼]为球冠状，如图2所示，其中：D=30 mm，d=1 mm，L=W=80 mm，凹坑深度为14 mm。
图2凹坑尺寸布局图
Fig。2Pit size layout
2 数值模拟方法与试验验证
2。1计算域选择
在数值模拟时，为使来流均匀稳定、尾流充分发展以及避免计算域过小产生回流，足够的流体区域对于计算的精度是非常重要的。本文选取长方体计算域：车前部3倍车长，后方7倍车长，上方4倍车高，左右各5倍车宽，数值风洞阻塞比2。24%，基本消除阻塞效应影响，整个计算域是一个长宽高分别为46 200 mm，11 200 mm和7 000 mm的长方体（见表1）。
非结构化网格能够较好地处理边界，模拟复杂外形结构。本文使用的MIRA阶梯背模型外形不规则，非光滑单元体的局部结构复杂，为了控制网格质量，选用非结构化网格＼[7＼]。使用ICEM CFD前处理软件进行网格划分，采用非结构化的四面体网格。壁面对湍流有明显影响，在很靠近壁面的地方，粘性阻尼减少了切向速度脉动，壁面也阻止了法向的速度脉动，因此近壁的处理明显影响数值模拟的结果。壁面是涡量和湍流的主要来源，已有关于非光滑表面流场的实验结果表明，在近壁区非光滑结构的底部大部分流动被粘性所阻滞，而顶部的流动参数变化较为剧烈，考虑到要高保真地模拟微观流场的流动状态和特点，必须在粘性底层内有足够的网格资源＼[8＼]。本文在非光滑处理的车身表面上进行网格加密，在车身表面添加三棱柱网格作为边界层。考虑到车身表面周围流场复杂，设置密度盒对网格进行细密化处理。密度盒内的网格尺寸为128 mm。稳态下，光滑模型网格总数为438万，节点数76万；非光滑模型网格总数为525万，节点数144万。瞬态下，非光滑模型网格总数为810万，节点数215万。光顺处理后网格质量基本上在0。3以上。图3为数值模拟网格划分，图4为近壁网格处理图。
2。3求解器设置
采用ANSYSFLUENT软件进行求解，边界条件的设置为：计算域inlet为速度入口边界，速度大小为40 m/s，沿X方向；outlet为压力出口边界；模型表面设为无滑移壁面，粗糙度为0。5；地板ground设为移动壁面，沿X方向，大小40 m/s；计算域上表面以及左右侧面均设为滑移壁面边界条件；湍流模型选用Realizable κε模型，采用标准壁面函数。Realizable κε模型的湍动能及其耗散率输运方程为：
ρdkdt=xjμ+μtσkkxj+Gk+Gb-ρε-YM； （3）
ρdεdt=xjμ+μtσtεxj+ρC1Sε-
ρC2ε2k+νε+C1εεkC3εGb。（4）
式中：C1=max0。43，η/（η+5）；η=Sk/ε。
为提高计算精度，空间离散格式采用二阶精度的迎风格式。计算残差设为0。000 001，迭代步数为3 000步，计算域温度为常温，进行CFD稳态仿真计算。
稳态分析点对流场做了时均化处理，忽略了流场细节。为了获得空气流动的动态特性，本文采用更加精细的大涡模拟（LES）湍流模型对汽车非光滑表面流场进行瞬态分析＼[9＼]，以获取更准确的流场特性。大涡模拟采用非稳态的NS方程直接模拟支配湍流脉动的动量和能量输运的大尺度涡，但不计算产生湍耗散的小尺度涡，小涡对大涡的影响通过近似模型来考虑。大涡模拟采用滤波方法将小尺度的脉动量从湍流的脉动中过滤掉，然后利用亚格子应力模型来封闭可解大尺度脉动和不可解小尺度脉动间的动量和能量输运。本文采用SmagorinskyLilly亚格子模型，边界条件同于稳态模拟。步长为10-4 s，最大内迭代步数为20，计算2 000步。
2。4计算方案验证
为了确保数值仿真方法的正确性，将MIRA光滑模型数值仿真结果与湖南大学工程试验研究中心HD2风洞试验测试值进行对比。MIRA阶梯背模型风洞试验中MIRA阶梯背模型与来流速度夹角为0°。风洞中空气密度为1。247 1 kg/m3，试验环境温度10 ℃。
表2为MIRA阶梯背模型风洞试验气动阻力系数，我们取试验结果的平均值，计算可得MIRA阶梯背模型风洞试验所得气动阻力系数Cd为0。324 2，数值计算仿真得到气动阻力系数为0。321 6，风洞试验结果与仿真结果误差为0。8%，在工程允许误差5%以内，从而验证了数值仿真方法的可靠性。
3计算结果分析
将Fluent软件计算出的结果数据导入后处理软件CFDPost进行可视化处理，分别将稳态下光滑模型与非光滑模型顶部边界层微观流场参数：速度、粘性底层厚度、壁面剪切力、表面摩擦阻力因数、湍流强度、湍流耗散率进行对比分析＼[10＼]，并利用瞬态模拟得到的结果进行验证。结果表明，由于凹坑结构的影响，非光滑模型边界层内速度较光滑模型明显增大，而粘性底层厚度、壁面剪切力、表面摩擦阻力因数、湍流强度、湍流耗散率各项流场参数则比光滑模型有所减小。
3。1速度分布比较
为了定量反映模型近壁面的速度大小，采集顶部非光滑区域的速度，与光滑模型进行比较。速度采集位置在模型中面距离顶部5 mm处。光滑模型与非光滑模型的速度对比图如图5所示。与光滑汽车表面相比，非光滑模型车身顶部近壁面的气流速度明显增大且有所波动。瞬态模拟得到的非光滑模型顶部气流速度较稳态下略微增加，但变化趋势接近同步，验证了稳态模拟结果。气流速度的增加说明凹坑型非光滑单元影响了车身边界层底部运动的涡结构，使上下层动力交换减弱，动量输送更加顺畅＼[11＼]。
3。2边界层厚度比较
为统一起见，定义了速度为来流99%的位置作为边界层厚度的定义＼[12＼]，这个厚度被称为边界层厚度。如图6所示，边界层即为图中黑色方框内的交界部分。研究表明，压差阻力和摩擦阻力与边界层以及边界层的厚度有很大关系。由图6（a）和图6（b）对比可以看出，光滑模型边界层厚度前后几乎无变化，而非光滑模型前后部边界层厚度小于中间部分。在整个边界层范围内，非光滑模型表面的边界层小于光滑模型，与速度比较结果相吻合，由于非光滑凹坑结构存在，使边界层内速度提高，从而减小了其厚度。由图6（b）和图6（c）对比可以看出，瞬态模拟得到的边界层厚度小于稳态模拟，验证了稳态模拟的结果。
（a）光滑模型（稳态）
（b）非光滑模型（稳态）
（c）非光滑模型（瞬态）
图6非光滑模型与光滑模型边界层厚度
Fig。6The thickness of boundary layer
of nonsmooth and smooth model
3。3壁面剪切力比较
空气流过车身表面时会产生壁面剪切力，属于沿程阻力。图7为非光滑模型与光滑模型壁面剪切力对比图。由图7（a）和图7（b）可知，光滑模型顶部壁面剪切力几乎不变，而非光滑模型在进入、离开非光滑区域以及非光滑区域中部的壁面剪切力均有所减小，即减小了沿程阻力，凹坑内部剪切应力变化大，这是由于凹坑内存在低速涡，使得凹坑的壁面速度变化较大，从而影响了剪切应力。由图7（b）和图7（c）可知，瞬态模拟得到的壁面剪切力明显小于稳态，这进一步验证了凹坑结构的减阻效果。
3。4表面摩擦阻力因数比较
汽车的摩擦阻力是由于空气的粘性作用使得空气与汽车车身表面产生摩擦而形成。图8为非光滑模型与光滑模型表面摩擦阻力因数，由图8（a）和图8（b）可知，非光滑模型车身顶部非光滑区域前部摩擦阻力因数较光滑模型大，但其后区域则相比有所减小，整体上起到了减小摩擦阻力因数从而减小摩擦阻力的效果，但不是十分明显。非光滑表面对摩擦阻力影响较小的一个重要原因是由于空气的粘性较低，在粘性较高的流体或者固体中，非光滑表面减少摩擦阻力的效果还是十分明显的。由图8（b）和图8（c）可知，瞬态下的表面摩擦阻力因数要小于稳态时的摩擦阻力因数。
（a）光滑模型（稳态）
（b）非光滑模型（稳态）
（c）非光滑模型（瞬态）
图7非光滑模型与光滑模型壁面剪切力对比
Fig。7Wall shear stress of nonsmooth
and smooth model
3。5湍流强度和湍流耗散率比较
湍流强度是湍流强度涨落标准差和平均速度的比值，是衡量湍流强弱的相对指标。湍流强度的大小直接影响湍流的转捩。对比非光滑模型与光滑模型在非光滑区域的湍流强度，如图9所示，可以明显看到非光滑模型的湍流强度小于光滑模型，意味着边界层内的湍流脉动较平缓，不容易发生湍流转捩。
湍流耗散率是指在分子粘性作用下由湍流动能转化为分子热运动动能的速率，如图10所示。由图10可知，非光滑表面的添加显著地改变了湍流耗散率数值大小，非光滑表面可以显著降低其近壁面的湍流耗散率。也就是说，非光滑表面可以减少能量的耗散，增大气流运动速度，推动气流向后移动，延迟气流分离，并使涡流中心远离汽车的尾部。非光滑表面通过延后气流分离点及削弱尾部涡流对汽车的影响进而减少前后压差阻力而实现减阻。
（a）光滑模型（稳态）
（b）非光滑模型（稳态）
（c）非光滑模型（瞬态）
图8非光滑模型与光滑模型表面摩擦阻力因数
Fig。8Skinfriction coefficient
of nonsmooth and smooth model
X/m
图9非光滑模型与光滑模型湍流强度
Fig。9Turbulence intensity of smooth
and nonsmooth model
X/m
图10非光滑模型与光滑模型湍流耗散率
Fig。10Turbulent dissipation rate
of smooth and nonsmooth model
3。6对模型尾迹的影响
模型顶部凹坑结构的布置不仅对边界层内流场
参数产生影响，必定也会对流经其后的流场产生影响，使模型尾迹出现变化。本文针对模型尾部流场压力分布、后风窗和尾迹气流两个方面探究非光滑结构对汽车模型尾迹的影响。
3。6。1模型稳态与瞬态压力比较
从图11（a）和图11（b）的压力云图对比可知，在后风窗和尾部，非光滑模型的压力明显大于光滑模型，而前部正压几乎不变。汽车在运动过程中，由于前后所形成的压强差导致产生压差阻力，是汽车空气阻力的主要组成部分。减小尾部负压的结果将使汽车行驶过程中所受的压差阻力降低，可见非光滑结构的布置具有不错的减阻效果。由图11（c）可知，在后风窗和车尾处出现低压中心，压力分布不再均匀，导致原来集中的大的涡流区破碎减弱，从而减小了气动阻力。
图11模型稳态与瞬态压力云图
Fig。11The pressure contours of model in steady and transient state
3。6。2模型稳态与瞬态尾迹气流比较
气流流经不同车型时都是发动机罩上的流速快，来自发动机罩上的气流都与前窗相撞，气流在顶盖部位的流动方向都与主流相同，故主要区别在尾流结构＼[13＼]。从图12中的流场对比可以看出，在车身顶部添加了非光滑结构后，其后的流场发生了显著变化。稳态情况下，后风窗处出现了简单的单个涡，添加凹坑结构后尾流流速提高，使尾涡中心后移，减小尾流耗散从而减小压差阻力；瞬态流场则更加复杂，由于逆流和后风窗处气流分离的综合作用使后窗处产生涡流，气流紊乱。尾迹气流波动起伏加剧，说明凹坑结构的引入加剧了尾部气流的参混效应，防止外界高速气流对内部低速气流的引射作用，减少车身尾部能量的损失，最终导致压差阻力的减小。
4结论
1）非光滑模型边界层内速度大小明显大于光滑模型，说明凹坑型非光滑单元影响了车身边界层底部运动的涡结构，使上下层动力交换减弱，动量输送更加顺畅。
2）在整个边界层范围内，非光滑模型表面的边界层厚度小于光滑模型。与速度比较结果相吻合，由于非光滑凹坑结构存在，使边界层内流速提高，从而减小了其厚度，并在瞬态流场得到验证。
3）非光滑模型边界层内壁面剪切力与表面摩擦阻力因数都较光滑模型有所减小，在瞬态流场也得到了相同结论，减小了沿程阻力和摩擦阻力。
4）非光滑模型的湍流强度小于光滑模型，意味着边界层内的湍流脉动较平缓，不容易发生湍流转捩。非光滑表面同时也显著降低其近壁面的湍流耗散率，减少能量的耗散，增大气流运动速度，推动气流向后移动，延迟气流分离，并使涡流中心远离汽车尾部。
5）非光滑结构的引入使后风窗和车尾处出现涡破碎现象，同时也加剧了尾部气流的参混效应，减少车身尾部能量损失，减小气动阻力。
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表面分析 篇4
砷化铟(InAs)是直接跃迁型化合物半导体材料,已经成为制作长波、远红外探测器和激光器的主要衬底材料[1,2],并在大气监测、医疗、国防及卫星通讯领域有广泛、重要的应用前景。InAs基器件的性能除了与单晶材料电学参数有关外,还受作为衬底的InAs晶片的表面质量的影响,InAs晶片表面质量决定着外延层的质量和性能,从而影响器件的性能和可靠性。因此,研究InAs单晶的表面形貌和表面重构是一项重要的工作。目前国内外大多数对于InAs的研究主要集中在自组装量子点[3,4,5]上,对于InAs的单晶生长、表面形貌与表面重构的分析和研究仍然较少。迄今为止, 国内部分研究者报道了关于掺S和掺Te的n型InAs单晶生长的结果[6,7,8]。此外,InAs的光电特性与材料表面的平整度有很密切的联系,制备表面平整的高质量InAs薄膜对于研究与制备InAs半导体光电器件有着极其重要的意义。本研究利用带有反射高能电子衍射(Reflection high energy electron diffraction,RHEED)仪的分子束外延(Molecular beam epitaxy,MBE)方法,通过RHEED图像演变实时监控薄膜生长状况,利用RHEED强度振荡测量薄膜生长速率,在InAs(001)基片上同质外延得到InAs薄膜,获得表面为原子级平整的InAs薄膜。扫描隧道显微镜(Scannong tunneling microscope,STM)图片表明样品为原子级平整薄膜,同时指出样品表面处于β2(2×4)与α2(2×4)两种重构混合的重构相。
1 实验
实验在超高真空((4～8)×10-9 Pa)的MBE真空腔中进行,衬底为可直接外延(Epi-ready)InAs(001)衬底基片,S掺杂浓度为ND=1.49×1018 cm-3。进行本实验之前,利用束流监视器(Beam flux monitor,BFM)对As(In)束流等效压强进行校准;衬底温度已于实验前完成校准[9]。实验时,As源温度为360 ℃,此时最高As蒸气压为12×10-4 Pa。生长及退火过程中真空腔处于高As压状态。实验中,利用RHEED图像演化实时控制薄膜生长状况,通过RHEED强度振荡测量薄膜生长速率;在InAs衬底500 ℃脱氧以后,将衬底温度降到460 ℃附近,进行InAs同质外延层的生长,生长时间30 min,退火时间15 min;完成InAs生长后降低衬底温度至380 ℃(逐步关闭As阀)附近进行零As压退火30 min,退火结束以后直接关闭衬底加热电源对样品进行淬火,2 min(降至室温)后将样品送入真空连接的STM进行扫描与分析,获得InAs薄膜的表面形貌和表面重构信息。
2 结果与讨论
实验中,InAs衬底完成脱氧后,RHEED图样如图1所示。从图1中可观察到网格状的衍射斑点,整个图像背景很亮,无法判断样品的表面重构。这是因为在样品脱氧时,表面的氧化铟和氧化砷在样品表面分解,表面结构遭到破坏,粗糙度迅速升高[10]。
样品完成脱氧后进行InAs外延层的生长,生长开始后衍射图像迅速变暗,亮斑逐渐变小并迅速条纹化,这是因为在生长开始后原来由于脱氧而粗糙的表面逐渐趋于平坦。随着生长的持续进行,样品表面平整度进一步得到提高,最后表面将呈现原子级平整。在刚刚完成脱氧的表面,很难准确地测量生长速率,这主要是因为样品表面相当粗糙[11],只有当样品完成初期的生长,表面逐渐平整时,RHEED强度振荡才能够准确测量该条件下的生长速率。图2是在InAs生长5 min以后,再次生长时测量到的RHEED强度振荡图,可计算出InAs单晶生长速率为0.38 ML/s,整个生长持续30 min,生长厚度约为200 nm。RHEED振荡表明,在该条件下InAs以2D成核层状生长模式进行生长。生长完成后为获得重构级平整表面,将样品原位退火15 min。退火不仅能够细化晶粒,减少组织缺陷,同时还可促使生长结束时样品的表面小岛[12]经过合并或者消亡而熟化,形成大岛并最终被平台吞并,退火结束后RHEED图样如图3所示。从图3观察到 [110]方向呈2×结构,[100]方向呈1×结构,
完成生长并退火后的InAs样品经过淬火至室温后送入真空连接的STM进行扫描成像,淬火能够冻结高温表面形貌,使得扫描得到的图像即为样品表面完成退火后的形貌。
图4为InAs样品完成生长与退火结束后的室温STM扫描图像。从图4(a)可以明显看到样品为层状结构,STM图像显示3个比较完整的平台,每个平台的横向宽度都超过1000 nm,在纵向宽度上达到200～500 nm,纵向宽度较小,这可能是因为衬底片的错切(Miscut)较大,衬底片标识错切为±0.05°,实际错切要比这个值大一些;在图4(a)的1 μm×1 μm扫描尺度上,几乎没有任何明显的岛和坑存在;平台上所有的台阶边缘都沿着
3 结论
采用MBE生长方法,通过RHEED图像演变实时监控薄膜生长状况,利用RHEED强度振荡测量薄膜生长速率,在InAs(001)基片上同质外延生长了200 nm厚的InAs薄膜,并采用STM对薄膜表面进行扫描成像,获得样品表面形貌与表面重构的表征认识,证实样品为原子级平整的高质量InAs薄膜。利用RHEED振荡测量InAs的生长速率为0.38 ML/s,通过分析RHEED图像得出样品处于(2×4)表面重构。利用STM对淬火后的InAs样品进行不同尺寸的扫描分析,大尺寸的STM上没有明显的岛和坑存在,确认样品表面为原子级平整;小尺寸的STM图表明InAs表面处于β2(2×4)与α2(2×4)两种重构混合的重构相。本研究完成了原子级平整的InAs薄膜的MBE生长,并利用RHEED与RHEED振荡对生长过程进行了细致分析,结合不同尺度的STM图片,详尽分析了InAs表面形貌和表面重构情况,证实样品是原子级平整的InAs薄膜。研究结果对于Ⅲ-Ⅴ化合物半导体材料的外延生长优化,以及进一步增进对化合物半导体表面物理现象的理解都具有重要的现实意义和应用价值。
摘要：利用带有反射高能电子衍射(RHEED)仪的分子束外延(MBE)方法,通过RHEED图像演变实时监控薄膜生长状况,采用RHEED强度振荡测量薄膜生长速率,在InAs(001)基片上同质外延InAs薄膜。利用扫描隧道显微镜(STM)对MBE生长的InAs薄膜表面形貌以及表面重构进行扫描分析,证实样品表面为原子级平整,并指出样品表面处于β2(2×4)与α2(2×4)两种重构混合的重构相。
表面分析 篇5
一、教学内容：人教版五年级数学上册第三单元长方体和正方体的表面积
二、教学目标：
1、使学生理解长方体、正方体表面积的概念。
2、引导学生通过合作探究长方体表面积的求法，在观察对比中，得出长方体、正方体表面积的计算公式。
3、能运用公式解决生活实际问题。
4、提升学生的数学思维能力空间想象能力。
三、教学重点：
1、探究长方体表面积公式的求法。
2、能运用公式进行生活的实际应用。
四、教学难点：
引导学生理解长方体表面积公式的“长×宽，长×高，宽×高”，分别求的是哪些面的面积。教具、学具的准备：长方体、正方体纸盒各一个以及它们的展开图、课件等。
五、教学过程：
（一）回忆长方体、正方体特征，重建表象
1、师：前面我们已经认识了长方体、正方体的特征，那谁来说说它们各有哪些特征呢？
2、指名生口答：
（长方体有6个面，每个面一般都是长方形，但有时有两个相对的面是正方形；可分为3组，相对的面面积相等；有8个顶点，12条棱，每平行的四条棱长度都相等„„）
（正方体有6个面，都是完全相等的正方形；有8个顶点，有12条棱，都相等，正方体是长、宽、高都相等的一种特殊的长方体„„）
3、师并追问：长方体、正方体有哪些相同点呢？
4、生答：都有6个面、8个顶点、12条棱。。
5、师小结并引出课题。
师：今天我们就来进一步探究关于长方体、正方体的这6个面的表面积问题。（板书课题）
（二）引导学生构建表面积的概念：
1、师：看了这个课题，你想到哪些问题呢？
2、生交流：什么叫表面积？ 怎样求表面积？
表面积在生活中有哪些用途? 求生活表面积问题是注意什么？ 怎样才能正确地求表表面积 ·······
3、师拿出长方体、正方体纸盒，问：你们知道表面积是指哪些面的面积吗？
4、生观察、摸一摸，说一说。
5、师明确：物体表面的总面积叫做物体的表面积，那长方体的表面积指的是哪里？正方体呢？
6、生指一指，摸一摸，说一说。
7、集体明确小结板书表面积的概念。
（三）探究长方体、正方体表面积的计算公式：
1、师：我们知道什么是表面积，如何来求它们的表面积呢？
学生自由合作探究，把你如何求长方体表面积的思路与你的合伴进行交流。（师在小组间巡视）
2、生交流汇报求长方体表面积的方法。
3、比较各种求法，精选得出长方体表面积计算的方法； 长方体表面积＝（长×宽＋长×高＋宽×高）×2
4、师追问：在上面的公式“长×宽 长×高 宽×高”中各表示求长方体的哪个面的面积？×2又是表示什么呢？
5、生观察、想象口答：分别表示下面、前面、右面；×2表示了上下、左右、前后6个面的面积。
6、师：你们能用字母表示以上的公式吗？
7、生思考口答：S＝ 2（ab＋ah＋bh）
8、课件展示：通过课件的展示，让学生直观感受长方体 表面积方法的研究过程。
9、生理解记忆：长方体表面积计算方法（含字母）
10、引导学生通过观察、比较，得出正方体表面积的计算公式：（1）、师：根据长方体的表面积公式的探究你们能推导出正方体表面积计算公式吗？（2）、生：因为正方体是一种长、宽、高都相等的长方体，所以：正方体表面积＝棱长×棱长×6（3）：师追问：棱长×棱长是求得正方体的哪个面的面积呢？×6又是表示什么？（4）、生：棱长×棱长是求得其中的一个面，×6是表示正方体的6个面的面积。用字母表示即得：S＝6a2（5）、集体理解记忆正方体的表面积公式。（含字母）
四、课堂成效展示：
1、即兴练习：
师：(1)出示手中长方体纸盒长为10cm,宽为7cm，高为3cm，生试做，并指名1号同学板演，2号同学上黑板批改(2)正方体纸盒棱长6cm,请你们计算它们的表面积。生试做，并指名3号同学板演，4号同学批改
2、课本“试一试”和相应的练习。
3、拓展应用（课件出示题目）
1、一长方体铁盒长18厘米，宽15厘米，高12厘米，做这个铁盒至少要用多少平方厘米的铁皮？
a、生交流思路 b、试列式。
2、一正方体无盖木箱，棱长5分米，这一箱子的表面积是多少？ a、生试做 b、交流思路
3、一间长8米，宽6米，高4米教室，门窗面积是15平方米，要粉刷四壁和房顶面，粉刷面积是多少平方米？ a、小组内交流思路 b、全班交流解题策略 c、生计算
d、集体明确小结
五、课堂评价
每一种新制度的推行，评价机制是最重要的。在学习的每一个环节，学生日常管理的每一个环节，都以小组为单位进行评价，让学生明白，个人的成绩不再凸显，只有小组的成绩才是自己的成绩，只有你的团队整体优秀了，你才是优秀的，以此强化团队的意识，督促学生在小组内互帮互助，提高整个小组的水平。每个学生每节课的表现，都有值日组长进行详细记录，我也设计好了记录表和评价标准。课堂小组评价表
预习
小组合作
展示
反馈
成绩
备注
预习笔记
双色笔
说
听
汇报板书
倾听观察
评价人员评价 1
预习（3分）2
小组合作（3分）3展示（3分）4反馈（1分）：通过小组合作、汇报、练习，学会本节课的知识。教师评价： 课堂小组评价表
预习
小组合作
展示
反馈
成绩
备注
预习笔记
双色笔
说
听
汇报板书
倾听观察
小测
预习（6分）1人1分，要做到都得分（双色笔、预习笔记）； 小组合作（6分）1人1分，只要做到参与说、听都得分； 展示（10分）板书好、重点突出5分 汇报清楚、有条理5分 补充：每补充1人加5分 反馈（10分）方式：（1）板演：做的好1人10分；（2）课堂练习本：做的好1人10分
(3)小测：做的好1人10分
每组进行分工：有汇报员、评价员、书写员、手势员、轮流由组长定。每天值日班长在班级日报中对表现好的小组和个人进行表扬，每月我们还要评出本学期的优秀小组、优秀组长和优秀组员进行表彰奖励。通过着一些列的措施，学生的积极性提高了，各小组间形成了你追我赶的氛围
反思：图形空间想象的教学是我们在教学中最困难的。本着“以生为主的”教学理念，老师创设一切有利于学生主体参与的环境氛围，在教师的引领及点拨下，让孩子们自己去观察、比较、指一指，摸一摸，说一说等活动，去认知、去概括、归纳总结，亲历知识形成的过程，让更多的孩子体验成功的快乐，使孩子们真正成为课堂学习中幸福的主人，提高数学课堂教学。本着这一教学理念，这节课设计了以下几个教学环节：
1、从回忆长方体、正方体特征，重建表象，为解决本节课的知识奏下前曲。
2、建立表面积概念
在提供实物这一材料下，通过看一看、指一指、摸一摸、说一说，调动多个感官来很好的认识、理解表面积这一概念。
3、探求表面积计算方法
在深刻建立表面积概念的基础上，通过学生自由合作探究得到长方体表面积不同的求法，并从中比较，精选出最简捷的方法，从而得到公式。由于正方体是特殊的长方体，在长方体研究透彻后，轻松的得出求正方体表面积的计算方法。
4、课堂成效练习
公式得出后的基本应用，通过老师手中长方体、正方体纸盒表面积的计算，及时对知识进行反馈。通过解决生活中的实际问题，使学生懂得数学来源于生活又回到生活的理念。同时加深对数学知识的理解，使孩子们深刻认识学习数学的巨大作用，并在应用中提升对数学理解的质量，由基本练习到变式练习，再到提升练习的设计，在交流思路的过程中，还渗透了审题意识及习惯的养成，并使孩子们体悟到遇到具体情况进行具体的分析，灵活而又准确的找到解题方法。有效的课堂评价
“有评价的学习”是新课程所倡导的一种新的学习方式，通过学习小组，学生的学习积极性被调动起来了，不但提高学习效率，优化了学习方法，同时也提高了监管力度。这一模式不仅可以使师生之间、学生之间更有效地进行语言交流；而且还可以培养学生的合作意识、团队精神。这在促进学生间合作交流、互帮互学、共同提高，发挥学生学习的主动性方面起着积极的作用。
表面分析 篇6
关键词回转炉窑;筒体;辐射余热回收
中图分类号TQ文献标识码A文章编号1673-9671-(2010)111-0127-01
随着哥本哈根气候峰会的召开,世界各国对日趋严重的能源危机及气候变暖环境恶化等问题越来越关注,我国在峰会上承诺到2020年将比2005年大幅度降低碳排放强度。在这之后,国务院常务会议决定了我国2020年降低碳强度的目标,即到2020年,单位国内生产总值二氧化碳排放比2005年下降40%-45%。这些充分体现了我国应对全球变暖这个世界性难题的态度。
水泥是国民经济建设的重要基础原材料,目前国内外尚无一种材料可以替代它的地位。据统计,1978年我国水泥产量为6524万吨,经过近二十年的发展,2006年我国水泥产量达12.4亿吨,占世界水泥产量的45.23%左右。现如今已占世界水泥总产量的48%左右。水泥行业是典型的高污染高能耗行业,且在国民生产中占有举足轻重的地位,对水泥行业采取行之有效的节能减排措施已经到了刻不容缓的地步。
现今关于水泥行业的节能技术较广,主要有磨粉系统优化、变频节能技术、数控励磁调速节能技术等,而炉窑窑身表面余热回收不是很普遍。本文将对回转炉窑表面散热进行详细分析,对回转炉窑筒体散热回收方法及余热利用进行探讨,参考太阳能热水系统的集热原理,大胆提出设想,考虑利用辐射的方法将回转炉窑表面的散热加以回收利用,对回转炉窑余热回收技术提供参考。
1水泥生产余热回收现状
水泥生产主要由生料制备、熟料煅烧、水泥粉磨几个阶段组成,其中熟料煅烧是水泥生产中的核心部分,也是水泥行业中能耗较大的一块。磨好的生料被连续地送入预热器最顶部的旋风分离器,预热器中的材料被上升的热空气加热,在巨大的回转炉窑内部,原料在1450℃下转化成为熟料。
回转炉窑的窑头、窑身、窑尾因为散热及排烟等原因均有不同程度的热量损失。在传统的节能改造中,通常将窑头、窑尾的余热加以回收利用,而对窑身表面的散热似乎没有太好的回收办法。
2回转炉窑表面热回收分析
通过对相关水泥行业的资料查阅,热工标定和具体分析得知水泥回转炉窑热耗的顺序为:熟料形成热耗→预热器出口废气带出热耗→冷却机排出空气的热耗→系统表面散失的热耗→出冷却机熟料热耗,各热耗所占比例见表1。
以某水泥生产厂φ4×60型的回转炉窑为例,其技术参数见表2。
φ4×60型回转炉窑生产能力为每天生产2500t熟料,根据《水泥工业热工设备及热工测量》,该回转炉窑表面散热为:
Q=G1G2Qnetη (1)
Q为全部的表面散热,kJ/h;G1为熟料的生产能力,t/h;G2为每生产1t熟料需要消耗的燃料,t;Qnet为燃料低位发热量,kJ/kg;η系统表面散失的热耗,见表1。根据文献《水泥窑用耐火材料的应用现状与发展》,每生产1t熟料,需要消耗低位发热量为5500×4.18kJ/kg的实物煤146～200kg,笔者计算时,选用平均值173kg,将数值带入式(1),计算得出,Q=104×173×5500×4.18×8%=3.3×107kJ/h。
由于工艺、工况条件的限制,实际上在整个回转炉窑表面积上全部回收散热是不可行的,但可以在回转炉窑分段上设置散热回收装置,以达到回收部分散热的目的。在总长60米的回转炉窑上选取一段约16米的位置设置回收装置,所占的面积是整个回转炉窑表面积的12%,如图1所示:
图1回转炉窑热回收装置图
根据热回收装置所占回转炉窑面积比,该回转炉窑热回收装置理论可回收散热值应为:
Qh=0.12Q (2)
Qh,回转炉窑热回收装置理论可回收散热值,kJ/h,带入式(1)中Q计算值,Qh=3.3×107×12%= 4.0×106kJ/h。
经上述计算,充分说明有足够热值可供利用。同时也可根据实际需求的热量,灵活调整回收装置的受热面积,达到控制热回收值Qh的目的。
3辐射热回收装置安装及使用
参考《太阳能利用原理》中太阳能集热器特点,图1中回转炉窑表面散热辐射热回收装置,类似于太阳能热水系统中的真空集热管,由于回转炉窑表面为曲面,故要求该集热管具有可曲挠性,以便更好的与回转炉窑表面进行配合,确保设备美观及表面散热的充分回收。同时为了保证对原设备、工艺等不会造成影响,对安装方法有一些要求。
1)该回收装置由钢架结构做支撑罩在筒体上的,整个装置与筒体的间距约有250mm,且回收装置的面积只占筒体总散热面积的10%左右,以确保对筒体的散热不会造成影响。2)回收装置整体罩在筒体的上半圆周,并不随筒体旋转。炉窑筒体红外测温仪探头安装在与筒体径向中心线水平的位置,以确保安装辐射热回收装置后对红外测温仪没有任何影响,不需对红外测温仪作调整。
改造前后炉窑筒体温度没有明显变化,因此改造后对炉窑的工艺操作没有任何不良的影响。相反,在雨季该回收装置能避免炉窑部分筒体直接受雨水淋刷,减少了炉窑在雨季长窑皮的现象,对工艺以及炉窑使用都是有利的。
4回收余热的利用
回转炉窑表面散热回收以后,根据用户的不同需求,可以考虑用于以下几个方面:
1)通过热交换器预热燃煤的进风温度,使燃煤化学燃烧更充分,起到空气预热器的作用。2)对水泥生产中的生料进行预热,减少煤的消耗。3)通过热交换器,制取空调采暖热水,达到节省能源的目的。4)通过热交换器,制取生活热水,供职工生活使用。
5结论
综上所述,利用热辐射的原理将回转炉窑表面的部分散热通过回收装置回收在技术上是可行的。
1)充分利用12%的回转炉窑表面的散热量,日节省燃煤约4.15吨,年节省1245吨燃煤(一年以300天计),节能效益显著。2)采取一定安装措施,热回收装置对炉窑筒体及工艺不造成影响,且对炉窑雨季运行及维护有利。3)回收余热利用形式简单多样,可利用性强。
在能源日益紧缩的形势下,此项余热回收技术的应用将对水泥行业节能减排起到重要作用,对我国节能减排事业是一个不小的贡献。
参考文献
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表面裂纹荧光磁粉检测分析 篇7
1 对磁痕进行分析
在被检测工件接受检测之后首先要做的工作就是根据记录对磁痕进行分析, 磁痕分析所依据的原理主要是磁粉探伤原理。虽然磁痕的存在大部分都是由裂纹所导致的, 但是并不排除有其他原因也会导致磁痕的产生, 例如常见的有缺陷磁痕;非缺陷磁痕;伪磁痕等等, 故而在磁痕形成之后还要对磁痕进行准确的分析。
1.1 明确不同磁痕特征
在荧光磁粉检测过程中, 在磁力作用下所形成的磁痕具有很大的相似性, 所以分辨起来具有较大的困难, 如果不从特征入手很难精准区分。缺陷磁痕是一种线状磁痕同时磁痕本身也呈现细长状, 分布不规则并长短不一;非缺陷磁痕是一种直线状的磁痕, 相对于其他几种磁痕来说, 这种磁痕的位置相对比较固定;伪磁痕其形成原因是被检测工件的表面不光洁所导致的, 由于被检测工件上存在铁锈或者油污等, 在磁悬液经过时受到阻力而粘附上形成磁痕。
1.2 区分出真假磁痕
真假磁痕的区分是需要较多的检测经验的, 如果在区分过程中出现了失误就很有可能导致错误, 真假裂纹混淆, 这样就会导致合格的工件呗报废或者是报废的工件被应用, 很有可能导致事故的出现。对于这一问题最有效的解决方式就是对检测人员进行培训考核, 严格根据相关的标准进行, 以提高检测人员的工业技能。
2 磁痕影响因素
磁痕的形成并不是由单一因素形成的, 其是需要多种因素共同作用而形成的, 也正是因此, 在磁痕形成之后我们要对磁痕的种类和性质进行准确的判断, 那么通常而言, 磁痕的影响因素有哪些呢?我们一一来分析。
2.1 磁粉性质
磁粉性质主要包括磁粉颗粒大小、磁粉形状、磁粉磁性、磁粉密度等几项内容。
就磁粉颗粒大小而言, 如果要保证荧光磁粉的检测效果, 就要确保磁粉颗粒不要太大, 因为检测中的磁场是比较微弱的, 颗粒过大就很难被磁场所吸引, 但与此同时颗粒也不要过小, 如果过小磁粉会沾在无裂痕的工件表面, 会导致工件出现大面积亮区。最为标准的荧光磁粉检测方法所应用的磁粉颗粒在5μm~25μm, 而平均颗粒值应该控制在8μm~10μm左右。
磁粉形状对表面裂纹的检测效率有很大的影响, 从理论上来说, 进行荧光磁粉检测的最佳磁粉形状为条状, 因为在磁力的作用下, 这种形状的磁粉最易沿着磁力线进行排列, 其磁化性也较好, 对于磁痕的形成有很大的帮助。但是从实际操作上来看, 如果单纯采用条状磁粉会造成检测成本的增加, 灵敏性降低。所以在实际检测过程中所使用的磁粉是由球状颗粒磁粉和条状颗粒磁粉两种磁粉按比例配比而成的, 因为球状磁粉具有较强的流动性, 其能够缓解条状磁粉造成的结块现象, 尤其是在荧光磁粉的使用中更要注意条状磁粉的使用比例。
磁粉的磁性, 在荧光磁粉检测过程中, 对磁粉的要求并不是非常高, 一般只要起始磁响应, 所以要求其需要有较高的磁导率, 主要目的在于让磁粉发生响应, 形成磁痕。同时, 还要求磁粉具有低剩磁率、低矫顽力, 避免检测中衬底现象的出现。
磁粉密度, 荧光磁粉检测方法分为干法和湿法两种类型, 不同类型的检测方法其对磁粉密度的要求是不同的, 干法所用的磁粉密度要控制在8左右, 而湿法的磁粉密度则可以控制在4.5左右, 通过以往的经验得出, 磁粉的密度与裂纹检测的灵敏性呈反比例关系, 如果磁粉密度较大, 则裂纹的检测灵敏性就越小, 所以为了提高荧光磁粉检测效果, 要控制好磁粉的密度。
2.2 磁悬液浓度
磁悬液的浓度对于检测效果灵敏性也是有较大影响的, 只有磁悬液的浓度适中才能够在裂纹的表面产生正确的磁痕。如果浓度过高, 磁悬液就会不受磁力影响而沾到被检测工件表面, 造成存在裂纹的假象;而如果浓度过低, 经过表面裂纹的磁粉会减少, 其形成的磁痕就会不清晰, 为磁痕分析造成一定的困难, 所以在这样状况下我们要严格控制好磁悬液的浓度和密度, 以提高荧光磁粉检测效果。
2.3 磁化状态
在荧光磁粉检测过程中, 如果磁化的不够充分, 那么工件表面的细小裂纹就会很难发现, 而如果磁化过于强烈就会导致出现假磁痕。那么具体而言我们在检测过程中该如何掌握磁化状态呢?即将被检工件磁化到接近饱和的状态或者是完全饱和的状态, 这样就实现了工件的充分磁化, 检测的灵敏性就会相应的有所提高, 而确切的磁感受强度是需要根据具体情况进行计算和分析的, 但主要的参考因素为被检工件的直径和磁化的电流两项, 除此之外还应考虑被检工件的材料特征、尺寸特征、形状特征等等。对于磁化电流而言, 通常选用的都是交流电, 因为其能够保证在检测的过程中电量充足稳定, 同时交流电的很多特征都能够相应的提高荧光磁粉的检测灵敏性。
3 结论
本文主要对表面裂纹荧光磁粉检测方式进行了论述, 在论述中重点论述了磁痕的影响因素, 因为对一个工件的表面裂纹进行检测主要是利用磁粉在工件表面所形成的磁痕来判断的, 通过对这些影响因素性质特征的分析, 我们能够在检测过程中人为的控制某些因素, 以提高检测的灵敏性和质量。除此之外, 本文还对磁痕的特征;真假磁痕的分析等进行了简要论述, 主要目的在于清晰的区别磁痕, 避免浪费和安全事故的发生。
参考文献
[1]任志峰.磁粉检测法在球型储罐对接焊缝检测中的应用[J].佳木斯大学学报 (自然科学版) , 2010 (4) .
[2]凌永海.石化厂在用压力容器定期检验的磁粉检测[J].无损探伤, 2010 (4) .
机械加工表面质量分析 篇8
1 机械加工表面质量对机器使用性能的影响
表面质量对耐磨性的影响:表面粗糙度对耐磨性的影响一个刚加工好的摩擦副的两个接触表面之间, 最初阶段只在表面粗糙的的峰部接触, 实际接触面积远小于理论接触面积, 在相互接触的峰部有非常大的单位应力, 使实际接触面积处产生塑性变形、弹性变形和峰部之间的剪切破坏, 引起严重磨损。零件磨损一般可分为三个阶段, 初期磨损阶段、正常磨损阶段和剧烈磨损阶段。表面粗糙度对零件表面磨损的影响很大。一般说表面粗糙度值愈小, 其磨损性愈好。但表面粗糙度值太小, 润滑油不易储存, 接触面之间容易发生分子粘接, 磨损反而增加。因此, 接触面的粗糙度有一个最佳值, 其值与零件的工作情况有关, 工作载荷加大时, 初期磨损量增大, 表面粗糙度最佳值也加大;表面冷作硬化对耐磨性的影响加工表面的冷作硬化使摩擦副表面层金属的显微硬度提高, 故一般可使耐磨性提高。但也不是冷作硬化程度愈高, 耐磨性就愈高, 这是因为过分的冷作硬化将引起金属组织过度疏松, 甚至出现裂纹和表层金属的剥落, 使耐磨性下降。
表面质量对疲劳强度的影响金属受交变载荷作用后产生的疲劳破坏往往发生在零件表面和表面冷硬层下面, 因此零件的表面质量对疲劳强度影响很大。表面粗糙度对疲劳强度的影响在交变载荷作用下, 表面粗糙度的凹谷部位容易引起应力集中, 产生疲劳裂纹。表面粗糙度值愈大, 表面的纹痕愈深, 纹底半径愈小, 抗疲劳破坏底能力就愈差;残余应力、冷作硬化对疲劳强度的影响余应力对零件疲劳强度的影响很大。表面层残余拉应力将使疲劳裂纹扩大, 加速疲劳破坏;而表面层残余应力能够阻止疲劳裂纹的扩展, 延缓疲劳破坏的产生表面冷硬一般伴有残余应力的产生, 可以防止裂纹产生并阻止已有裂纹的扩展, 对提高疲劳强度有利。
表面质量对耐蚀性的影响零件的耐蚀性在很大程度上取决于表面粗糙度。表面粗糙度值愈大, 则凹谷中聚积腐蚀性物质就愈多。抗蚀性就愈差。表面层的残余拉应力会产生应力腐蚀开裂, 降低零件的耐磨性, 而残余压应力则能防止应力腐蚀开裂。
表面质量对配合质量的影响表面粗糙度值的大小将影响配合表面的配合质量。对于间隙配合, 粗糙度值大会使磨损加大, 间隙增大, 破坏了要求的配合性质。对于过盈配合, 装配过程中一部分表面凸峰被挤平, 实际过盈量减小, 降低了配合件间的连接强度。
2 影响表面粗糙度的因素
切削加工影响表面粗糙度的因素:刀具几何形状的复映刀具相对于工件作进给运动时, 在加工表面留下了切削层残留面积, 其形状时刀具几何形状的复映。减小进给量、主偏角、副偏角以及增大刀尖圆弧半径, 均可减小残留面积的高度。此外, 适当增大刀具的前角以减小切削时的塑性变形程度, 合理选择润滑液和提高刀具刃磨质量以减小切削时的塑性变形和抑制刀瘤、鳞刺的生成, 也是减小表面粗糙度值的有效措施;工件材料的性质加工塑性材料时, 由刀具对金属的挤压产生了塑性变形, 加之刀具迫使切屑与工件分离的撕裂作用, 使表面粗糙度值加大。工件材料韧性愈好, 金属的塑性变形愈大, 加工表面就愈粗糙。加工脆性材料时, 其切屑呈碎粒状, 由于切屑的崩碎而在加工表面留下许多麻点, 使表面粗糙。
3 切削用量
磨削加工影响表面粗糙度的因素正像切削加工时表面粗糙度的形成过程一样, 磨削加工表面粗糙度的形成也时由几何因素和表面金属的塑性变形来决定的。影响磨削表面粗糙的主要因素有:砂轮的粒度砂轮的硬度砂轮的修整磨削速度磨削径向进给量与光磨次数工件圆周进给速度与轴向进给量冷却润滑液
4 影响加工表面层物理机械性能的因素
在切削加工中, 工件由于受到切削力和切削热的作用, 使表面层金属的物理机械性能产生变化, 最主要的变化是表面层金属显微硬度的变化、金相组织的变化和残余应力的产生。由于磨削加工时所产生的塑性变形和切削热比刀刃切削时更严重, 因而磨削加工后加工表面层上述三项物理机械性能的变化会很大。
表面层冷作硬化:冷作硬化及其评定参数机械加工过程中因切削力作用产生的塑性变形, 使晶格扭曲、畸变, 晶粒间产生剪切滑移, 晶粒被拉长和纤维化, 甚至破碎, 这些都会使表面层金属的硬度和强度提高, 这种现象称为冷作硬化 (或称为强化) 。表面层金属强化的结果, 会增大金属变形的阻力, 减小金属的塑性, 金属的物理性质也会发生变化。被冷作硬化的金属处于高能位的不稳定状态, 只有一有可能, 金属的不稳定状态就要向比较稳定的状态转化, 这种现象称为弱化。弱化作用的大小取决于温度的高低、温度持续时间的长短和强化程度的大小。由于金属在机械加工过程中同时受到力和热的作用, 因此, 加工后表层金属的最后性质取决于强化和弱化综合作用的结果。评定冷作硬化的指标有三项, 即表层金属的显微硬度HV、硬化层深度h和硬化程度N;影响冷作硬化的主要因素切削刃钝圆半径增大, 对表层金属的挤压作用增强, 塑性变形加剧, 导致冷硬增强。刀具后刀面磨损增大, 后刀面与被加工表面的摩擦加剧, 塑性变形增大, 导致冷硬增强。切削速度增大, 刀具与工件的作用时间缩短, 使塑性变形扩展深度减小, 冷硬层深度减小。切削速度增大后, 切削热在工件表面层上的作用时间也缩短乐, 将使冷硬程度增加。进给量增大, 切削力也增大, 表层金属的塑性变形加剧, 冷硬作用加强。工件材料的塑性愈大, 冷硬现象就愈严重。
表面层材料金相组织变化当切削热使被加工表面的温度超过相变温度后, 表层金属的金相组织将会发生变化。磨削烧伤当被磨工件表面层温度达到相变温度以上时, 表层金属发生金相组织的变化, 使表层金属强度和硬度降低, 并伴有残余应力产生, 甚至出现微观裂纹, 这种现象称为磨削烧伤。在磨削淬火钢时, 可能产生以下三种烧伤:回火烧伤如果磨削区的温度未超过淬火钢的相变温度, 但已超过马氏体的转变温度, 工件表层金属的回火马氏体组织将转变成硬度较低的回火组织 (索氏体或托氏体) , 这种烧伤称为回火烧伤。淬火烧伤如果磨削区温度超过了相变温度, 再加上冷却液的急冷作用, 表层金属发生二次淬火, 使表层金属出现二次淬火马氏体组织, 其硬度比原来的回火马氏体的高, 在它的下层, 因冷却较慢, 出现了硬度比原先的回火马氏体低的回火组织 (索氏体或托氏体) , 这种烧伤称为淬火烧伤。退火烧伤如果磨削区温度超过了相变温度, 而磨削区域又无冷却液进入, 表层金属将产生退火组织, 表面硬度将急剧下降, 这种烧伤称为退火烧伤;改善磨削烧伤的途径磨削热是造成磨削烧伤的根源, 故改善磨削烧伤由两个途径:一是尽可能地减少磨削热地产生;二是改善冷却条件, 尽量使产生地热量少传入工件。正确选择砂轮合理选择切削用量改善冷却条件
表面层残余应力:产生残余应力的原因a.切削时在加工表面金属层内有塑性变形发生, 使表面金属的比容加大由于塑性变形只在表层金属中产生, 而表层金属的比容增大, 体积膨胀, 不可避免地要受到与它相连的里层金属的阻止, 因此就在表面金属层产生了残余应力, 而在里层金属中产生残余拉应力。b.切削加工中, 切削区会有大量的切削热产生c.不同金相组织具有不同的密度, 亦具有不同的比容如果表面层金属产生了金相组织的变化, 表层金属比容的变化必然要受到与之相连的基体金属的阻碍, 因而就有残余应力产生。零件主要工作表面最终工序加工方法的选择零件主要工作表面最终工序加工方法的选择至关重要, 因为最终工序在该工作表面留下的残余应力将直接影响机器零件的使用性能。选择零件主要工作表面最终工序加工方法, 须考虑该零件主要工作表面的具体工作条件和可能的破坏形式。在交变载荷作用下, 机器零件表面上的局部微观裂纹, 会因拉应力的作用使原生裂纹扩大, 最后导致零件断裂。从提高零件抵抗疲劳破坏的角度考虑, 该表面最终工序应选择能在该表面产生残余压应力的加工方法。
参考文献
[1]郑渝.机械结构损伤检测方法研究[D];太原理工大学;2004年
[2]杨春雷, 尹国会.浅谈机械加工影响配合表面的原因及对策[N].中华建筑报;2005年
降低铝锭表面波纹的探讨分析 篇9
中孚铝业公司铸造车间使用的是20KG水平连续铸锭机组, 主要用于重熔用铝锭的生产, 该机组是一种高效、自动化的铝锭铸造设备。在生产中, 高温铝液进入铸模凝固成铝锭的过程, 始终处于水平移动的链条之上, 铝锭表面在冷凝的过程中, 不可避免的会出现或多或少的波纹, 轻微波纹是充许存在的, 波纹严重时就会影响到铝锭外观质量, 进而影响到铝锭价格并有损公司形象。因此, 充分研究铝锭表面波纹产生的原因, 进而找到消除波纹的技术方法, 在铝锭铸造生产中有着极大的现实意义。
2 严重波纹产生的原因
经过多年生产经验的总结, 在铝锭铸造生产中, 产生严重波纹的原因主要有:铸造机机身不稳;铸机链条过紧或过松;铸机两侧链条松紧不一致;铸机链条轨道上或铸模下有凝铝;冷却水沸腾;外力所致等。而在生产实践中, 由链条松紧不一致、轨道或铸模下有凝铝、冷却水沸腾引起的铝锭表面波纹最为常见, 也最为严重。
3 消除铝锭表面波纹的主要方法
3.1 由铸机两侧链条松紧不一致引起的波纹
根据企业生产经营需要, 20kg连续铸造机组常常会连续作业, 铸造机经过长期的使用, 铸机机身两侧链条便会产生松紧不一致, 会引起铸模运行过程不平稳, 出现剧烈晃动。而铸模内的铝液在凝固过程中, 由于靠近铸模内壁温度相对较低, 此位置的液态铝先凝固成型, 未凝固的铝液振波每到接近已凝固的铝时就凝固成型, 从而使铝锭以中部为分界形成较深的沟槽。铸模晃动严重时, 常常会造成员工无法正常操作, 表面浮渣不能正常去除, 直接造成废料产生, 甚至会使相邻铸模内的铝液连成一片, 造成铝锭脱模困难, 严重影响生产, 甚至造成生产中断, 并且清理过程在高温设备上进行, 十分不易清理。针对这种原因造成的铝锭波纹, 我们在日常的工作中要调整铸机从动轮上的调整螺丝, 使两侧链条松紧适度、一致。调整过程中要细心, 边调整边观察, 当铸机两侧链条趋于松紧一致时, 铸模运行就会趋于平稳, 由此引起的波纹也会随之消失。
3.2 链条轨道上或铸模下有凝铝引起的波纹
另一种引起波纹的主要原因是链条轨道上或铸模下有凝铝, 阻碍铸模的正常移动。当铸机链条上或铸模下有凝铝时, 匀速运动的铸模因为受到凝铝磨擦力的作用, 而改变运动速率, 导致铸模内的铝液在晃动中凝固, 从而在铝锭表面形成波纹。对于这种原因造成的波纹, 生产前要认真点检设备, 保证链条轨道上、铸模下干净整洁, 必要时打开铸模进行清理, 对于在生产过程中进入铸模下的凝铝, 要查清原因, 及时清除, 保证链条运行平稳。
3.3 冷却水沸腾引起的波纹
铝液由分配器进入铸模后, 是靠铸模底部的冷却水冷却凝固的。正常的冷却水温度应该在65℃, 如果冷却水流量控制过小, 就会造成铸模底部的冷却水沸腾, 而沸腾产生的振动会作用在铸模上, 进而影响到铸模内正在凝固的铝液表面, 形成波纹。对于这种原因引起的波纹, 要求在生产中应正确控制冷却水流量, 一般在85t/h, 冷却水不沸腾, 就不会由此引起波纹, 另外要加强对循环水路的疏通, 回水不畅是造成冷却水沸腾的主要原因, 下面以中孚铝业动力分厂铸造车间的循环水清理方法, 来介绍一种高效环保的清理方法:循环水系统是铸造车间生产系统的一个重要组成部分, 主要负责为全车间提供生产用水, 经过近10年来的长久使用, 循环水管道的水渍也随之增加很多, 尤其进入夏季, 如果管理不当, 就会出现铝锭过热现象, 铸机水沸腾, 产生大量波稳铝锭, 给生产带来的很大的影响。但是如果用化学药物来清理, 成本相对较高, 平均清理1m管道要花费3000元左右, 还会对水质造成不可避免的污染, 后经清理观察发现, 循环水管道容易堵塞的地方一个为车间内部铸机两侧的回水管道, 主要会有大量水渍沉积在沉淀池中, 再者就是回水管道的回水口出, 极易被一些误如的漂浮杂物堵塞;为了高效环保清理回水管道, 车间经过多次实验制作了专用清理工具, 漂流瓶, 五角星, 钢丝绳, 对回水管道进行物理清除, 对沉淀池进行彻底清理, 并且形成定期工作制度, 有效地保证车间生产的安全顺利进行。另外对循环水管道还进行了多次改造, 在循环水池回水口出增开人孔, 然后进行定期的人工清理, 每月大概能清理水渍800余公斤, 使循环水系统满足工艺需求, 提高生产稳定性, 有效降低了波纹铝锭的产生。
4 结论
以上的三种措施和方法均已经在中孚铝业动力分厂铸造车间生产实践中应用, 有效改善了成品铝锭表面波纹现象, 铝锭表面整体比较光滑平整, 取得了比较明显的效果, 铝锭外观质量得到了极大地改善, 给企业带来了良好的经济效益, 同时为打造ZF牌铝锭良好品质奠定了坚实基础。
摘要：本文主要针对中孚铝业动力分厂铸造车间铸造生产中铝锭表面产生严重波纹的原因分析, 指出了在实际生产中最容易造成铝锭波纹的几种因素, 针对这几种因素, 列出了消除铝锭波纹所采取的措施。这些措施经实践证明, 明显消除了波纹, 有效提高了铝锭外观质量, 是解决铝锭表面产生波纹行之有效的方法。
关键词：铝锭铸造机组,铝锭,波纹,外观质量
参考文献
[1]周令德, 冯云祥.金属学及热处理[M].西南铝职工大学, 2006, 22-29.
气囊表面龟裂分析及其解决措施 篇10
气囊是某水下装置压力补偿系统的重要组成部分,工作中直接与海水接触,工作环境恶劣,为了保证水下设备的正常使用,气囊橡胶材料采用丁腈橡胶2707,该橡胶材料耐油、耐海水腐蚀、紫外线,满足工作温度-15 ℃~-60 ℃的使用要求。但是在实际生产中,气囊材料常采用丁腈橡胶6250 代替丁腈橡胶2707,实际使用时气囊表面出现了龟裂现象。本文针对龟裂原因进行分析,并提出解决措施。
1 气囊结构
气囊是压力补偿系统中的最主要部件,其作用是确保水下装置工作时内外表面压差接近于零。气囊将水下装置组成一个封闭气室,由管路与气囊连成一体,工作时,气囊内部充入一定压力的气体,使得气囊呈膨胀状态,入水后在水压作用下气囊容积逐渐被压缩,气囊内部压力随之增大,使得水下装置内外表面压力平衡。
2 气囊龟裂原因分析
通过硫化技术将橡胶与金属底板硫化粘接成一体构成气囊,其外形呈圆台形,小端为盆底形。气囊使用一段时间后会出现较为严重的龟裂现象,龟裂位置为橡胶折叠弯曲处,其他部分没有出现此现象。龟裂是橡胶老化的一种现象,引起橡胶老化的主要因素有热氧、臭氧、机械应力、水分及其他介质等。本文从原材料选用、橡胶耐臭氧和热氧作用、折叠弯曲和弯曲变形等方面进行龟裂原因分析。
2.1 材料基本性能指标测试
实际生产中,气囊材料常采用丁腈橡胶6250代替丁腈橡胶2707,现分别采用丁腈橡胶2707(试样1)和丁腈橡胶6250(试样2)制备试样,依据设计技术要求和国标要求检测这两种橡胶的机械性能,检测结果见表1。
由表1可见,丁腈橡胶2707和丁腈橡胶6250的各项性能指标均满足要求。
2.2 材料热老化性能试验
分别制备试样1 和试样2,按GB/T7762-1998标准进行热氧老化试验,试验条件为100 ℃ ×72h。热氧老化后的性能测试结果见表2。
由表2可知,试样1和试样2经过72h的热氧老化后,其邵A硬度均有所增加,但变化未超出指标规定的范围;拉伸强度有所增加,也满足技术指标要求,说明两种材料经热氧老化后,橡胶分子交联程度有所上升。综合分析,热氧老化不是表面龟裂的主要原因。
2.3 材料耐臭氧性能试验
分别制备试样1 和试样2,按GB/T7762-1998标准进行自由放置状态、20%拉伸形变状态和180°弯曲形变臭氧老化试验,试验条件为40℃×50×10-8kg/m3、48h。耐臭氧性能试验结果见表3。
从理论上讲,丁腈橡胶6250和丁腈橡胶2707两种橡胶的耐臭氧性能应是一样的,从表3的试验结果也可见试验结果与理论分析基本上是吻合的。在自然放置的情况下,试样1和试样2的耐臭氧性能基本一样,在48h试验期内表面无变化,说明无论是试样1还是试样2,在不受应力作用时,其耐臭氧性能均能满足要求。但当试样被拉伸20%时,在48h试验期内,表面均出现了明显龟裂;同样,在180°弯曲疲劳状态下,在48h试验期内,出现的龟裂情况更加迅速,这说明试样1和试样2在拉伸和弯曲应力作用下,其耐臭氧性能均不能满足要求,但是试样1的耐臭氧性能好于试样2。
生产气囊时,原材料由丁腈橡胶2707替换成丁腈橡胶6250,虽然二者在性能上极为接近,其主要指标丙烯腈含量接近,但是气囊长期裸露在大气中,受大气中的臭氧和热氧作用,而且长时间折叠弯曲和拉伸变形,这些因素的共同作用是造成早期出现龟裂的主要原因。
2.4 气囊龟裂的原因
通过以上分析,气囊表面产生龟裂的主要原因是:①气囊储存不当,造成气囊长时间被拉伸和弯曲,加速了表面龟裂,尤其是弯曲表现更为突出;②试验和理论分析表明,丁腈橡胶2707的耐臭氧老化性能与丁腈橡胶6250在自然状态下基本一样,但是在20% 拉伸和180°弯曲时,丁腈橡胶2707的耐臭氧老化性能明显好于丁腈橡胶6250,所以不能用丁腈橡胶6250代替丁腈橡胶2707。
3 解决方法及措施
气囊是压力补偿系统的最主要部件,工作环境恶劣,为了保证水下设备的正常工作,根据上面分析结果,采取以下解决方法:
(1)储存方面:为避免产品在储存时出现折叠和弯曲,包装前应充入少量空气,并用堵头密封气嘴。为避免产品与臭氧等不利因素接触,产品用不透明的包装材料包装,储存过程中应避免阳光或紫外线长期直射,远离热源,避免高温曝晒;储存室内不应使用能产生臭氧的装置,如荧光灯、高压电器、电动机或其他可产生电火花或无声放电的装置;严禁把气囊倒压在地面上,避免产品折叠和弯曲。
(2)原材料方面:虽然丁腈橡胶6250与丁腈橡胶2707在性能上极为接近,其主要指标丙烯腈含量接近,二者基本性能指标也满足技术指标要求,但是橡胶老化是一个多因素共同作用的结果,而且丁腈橡胶2707在折叠弯曲的条件下耐臭氧老化性能明显好于丁腈橡胶6250,气囊的原材料还是采用丁腈橡胶2707。
参考文献
[1]刘栋.一种水下声辐射膜板压力自平衡装置[J].机械工程与自动化,2010(10):86-87.
[2]黄远红.丁基橡胶密封材料的老化研究[J].润滑与密封,2009(7):44-49.
表面分析 篇11
答：内墙釉面砖表面落脏缺陷，根据其产生原因可分为两类：一是釉线过程控制不良产生的落脏；二是窑炉控制过程不良而产生的飞沙落脏。产生原因不同，其预防解决措施也不一样。
1 釉线类落脏缺陷的预防与解决措施
（1）刮干净坯体底、面的边锋或者对坯体底边部进行倒边工艺处理；
（2）釉线上部做好防尘遮盖的防护工作，预防外界粉尘掉落到未干的釉面上；
（3）釉线及窑炉入口安装鼓风机吹干净砖釉面粉尘，防止碎片或其它杂物被带入窑内。
2 窑炉内飞沙落脏缺陷的预防与解决措施
（1）窑顶落脏，由于所选择的吊顶砖质量不合格或者使用时间过长，导致吊顶砖起粉状脱落，掉落到釉面上形成落脏。
预防措施：1） 使用压缩空气，定期对窑头至第一组面枪处的窑顶进行吹扫；2） 有条件的厂家待停窑维修时，更换质量好的新吊顶砖或采用堇青石吊板，其表面光滑，硬度高且不容易脱落。
（2）窑顶吸斗边缘未密封好或者砖隙掉落粉尘落脏。
预防措施：安排热工人员到窑顶上逐个检查排烟吸斗，石棉板间隙或者砖隙是否存在漏光现象。若发现漏光则用石棉毯铺盖，避免外界粉尘掉落。
（3）助燃风带入的落脏：助燃风不洁净，粉尘多或风管内生锈也会产生落脏。
预防措施：1）助燃风机入风口安装过滤网除尘并定期检查清洗滤网，保持畅通。否则滤网堵塞也会引发其他缺陷产生。2） 将生锈的助燃风管内部吹扫干净或更换不锈钢风管。
（4）砖坯入窑间距的合理控制。
预防措施：1） 砖坯前后间距不能过小，否则会导致坯体崩边面，碎片落到釉面上形成落脏；2）如果太疏，窑内砖底粉可能会吹到砖面上形成落脏。
（5）辊棒浆粉造成的落脏。
预防措施： 一般情况下，窑炉前段低温区的辊棒不需上辊棒浆，否则辊棒浆粘黏性不好时，脱落掉到砖面形成落脏。
（6）窑炉排烟吸斗设计或开启不合理造成的落脏。
预防措施：检查窑炉面抽斗的安装设计及开启情况是否合理，如果不合理，需要进行技改或者使用暂时性闸板做一定的微调或改为侧抽，避免过多脏物脱入窑内砖面形成落脏。
（7）排烟风机抽力不足造成的落脏。
预防措施：窑炉各排烟支闸靠高温区的尽量少开或不开，只开最前面的3～4个，以提高窑内气流速度，减少粉尘的滞留。另外窑头段温度不能过低，否则水汽过大也会影响窑内落脏。
除以上几点外，还可在窑炉前段安装鼓风机吹釉面粉尘。在窑炉前段10～15 m左右的低温段，安装一条横跨窑内的不锈钢管，开小孔吹扫釉面上的粉尘，对减少釉面落脏也有一定的作用。
综上所述，根据你所提到的釉面有明显刺手的落脏，应该着重从窑内落脏方面去处理，相信会有所改善。
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仿生非光滑汽车表面的减阻分析 篇12
空气阻力是汽车高速行驶时受到的主要阻力。当汽车以80km/h(22.2m/s)行驶时,消耗燃油所产生的功率中,60%是用来克服空气阻力的[1]。可见,减小汽车的空气阻力,对减小油耗、减少环境污染有重要意义。然而,现有的减小汽车空气阻力的方法都已相当成熟,想要进一步减小汽车空气阻力的空间很小。因此非常有必要寻求新的减小汽车空气阻力的方法。
近些年来,仿生学的研究发现,生物界普遍存在着非光滑的表面形态,这种非光滑的表面形态通常具有减阻的功能[2]。Bechert等[3]发现,鲨鱼皮肤非常粗糙,但经过测试,在海水中,这种粗糙的非光滑表皮受到的流体阻力要比光滑表皮受到的流体阻力小9%以上。Han等[4]模拟鲨鱼皮肤的非光滑结构,设计出一种微型沟槽膜,并进行了减阻实验。在该实验中,当水以3.3m/s和3.0m/s的速度流过物体时,外表面贴有微型沟槽膜的物体受到的流体阻力要比光滑物体受到的流体阻力分别约小4.3%和7.6%。
受非光滑表面减阻的启发,本文在车身设计中引入仿生非光滑表面,利用计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)数值模拟方法,分析研究通过仿生非光滑表面减小汽车空气阻力的可行性,并通过正交试验法分析非光滑单元体的大小、形状,以及单元体的间距和在车身表面的布置位置对仿生非光滑汽车表面减阻性能的影响。
1 建立模型
1.1 三维车身模型的建立
根据某车型的原始三维点云数据,在Pro/E中构建1∶10的三维车身模型(图1)。
原始的车身数据有大量细小的局部特征,这些细小的局部特征对本文的仿真实验结果影响较小,却会影响建模和仿真工作的效率,并且影响高质量网格的生成。因此,在构建三维车身模型时,需要对模型进行合理的简化。本文在建模时,略去了前后车灯、后视镜、车门把手、轮胎花纹、汽车天窗等局部特征,并用光滑的曲面代替原有局部特征。简化后的三维车身模型如图2所示。
1.2 数学模型的选用
考虑到空气阻力是汽车高速行驶时的主要阻力,实验选用的车速为108km/h(30.0m/s)。当汽车的速度为30.0m/s时,车速远远低于音速340m/s,几乎没有温度差,产生的体积变化几乎为零,所以在分析中将空气视为不可压缩流体,这样汽车绕流就是一个定常、不可压缩的三维流场。因此,运用三维不可压定常Navier-Stokes方程来描述汽车流场湍流现象,流场数值计算采用SIMPLEC算法[5]。
(1)Navier-Stokes方程:
式中,p为流体压力,Pa;μ为流体动力黏度,Pa·s;ua、ub为流体速度在a、b方向上的分量,m/s。
(2)Realizableκ-ε三维湍流模型:
式中,t为时间,s;ρ为空气密度,kg/m3;κ为湍流动能,m2/s2;ε为湍流动能耗散率,m2/s3;ua为平均速度在a方向上的分量,m/s;μt为湍动能黏度,Pa·s;σκ、σε分别为湍动能κ及其耗散率ε的湍流普朗特数,常数;Gκ为由平均速度梯度引起的湍动能产生项,常数;Gb为浮力影响引起的湍动能,常数,Gb=0;YM为可以压缩湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响,常数,YM=0;Sk、Sε为用户定义的源项,常数,Sκ=Sε=0;C2、C1ε、C3ε为常数;Eab为主流的时均应变率,m/s2。
2 实验方案
2.1 实验方法和工具
当前,测试汽车空气阻力系数的方法主要有风洞试验法、功率平衡法和CFD数值模拟法。CFD通过计算机数值计算和图像显示,对包含有流体流动和热传导等相关物理现象的系统进行分析。随着CFD的发展,汽车外流场的CFD数值仿真由于其具有可再现性、周期短以及成本低等优越性,而成为研究汽车空气动力性能的一个有效方法[6]。
本文利用常用的商业CFD软件Fluent,通过计算表面非光滑的汽车在无风的水平路面上,以108km/h(30.0m/s)的速度匀速行驶时的空气阻力系数,来比较不同仿生非光滑汽车表面的减阻效果,并根据仿真结果分析非光滑单元体的大小、形状,以及单元体的间距和在车身表面的布置位置对仿生非光滑汽车表面减阻性能的影响,进而达到对仿生非光滑汽车表面进行优化设计的目的。
2.2 实验设计
2.2.1 正交试验设计
非光滑的表面形态受到非光滑单元体的形状、分布位置、大小(用深度来表示)、间距等因素的影响[7]。为了解决以上多因素多水平的对比实验问题,并用较少的实验得出尽可能充分的结果,本文采用正交试验法来设计仿真实验,从全面实验中挑出部分最具代表性的组合进行实验。
根据前人已做的研究[8,9,10],选用3种最常见的非光滑表面单元体:半球形凹坑、半圆形沟槽、正三角形沟槽(图3),并将它们布置在汽车的发动机罩、顶盖和行李舱盖上,用单元体的深度0.50mm、0.75 mm、1.00mm来表示单元体的大小,间距为单元体最大横截面宽度的1.5倍、2.0倍、2.5倍。根据以上条件,采用L9(34)正交表[11],因素和水平见表1所示。
根据L9(34)正交表,同时对照表1所示因素水平表,在汽车不同表面布置不同单元体尺寸的仿生非光滑表面。布置了仿生非光滑表面的汽车三维模型及原始汽车模型见图4。
2.2.2 风洞模型的建立及网格的划分
设三维车身模型的车长为L,车宽为W,车高为H。实车在路面上行驶时,所处的环境是无边界的,在风洞中进行实验时,空间是有限的,实验得到的汽车外流场与实车的外流场会有所不同。如此一来,为了能准确反映汽车行驶状态时的气动特性数据,就必须对风洞的尺寸进行控制,让风洞能够提供尽量大的空间,以便接近实车的行驶环境。为此,风洞的高度取为3 H,宽度取为3W,长度取为6L[12]。应用前处理软件Hyper mesh对车身以及风洞进行网格划分,如图5所示。
汽车高速行驶时,汽车尾部气流的流动较为剧烈,为了更好地计算汽车压差阻力,对车身尾部的网格进行了加密。同时,仿生非光滑汽车表面的单元体尺寸很小,最小尺寸仅为0.5mm。为了捕捉车体表面附近物理量的梯度变化,在车体表面附近划分了5层总厚度为0.1mm的附面层网格,加密后的网格如图6所示。
划分网格时,为了能够将大小仅为0.5mm的非光滑单元体的几何特征表现出来,对布置了仿生非光滑单元体的汽车表面进行了网格加密,加密后的非光滑车身表面网格如图7所示。
3 实验数据及减阻机理分析
3.1 实验数据分析
通过仿真计算求得的表面光滑汽车的空气阻力系数为0.385,轿车的空气阻力系数为0.28~0.42[1],因此,所构建的计算模型基本准确。对具有非光滑表面结构的汽车,经过仿真实验求得的空气阻力系数如表2所示,括号内外的数据分别为水平对应的数值和水平代号。表2中的实验号与图4中的模型编号一一对应。表2中,yj为各实验风阻系数;y0为光滑表面汽车风阻系数,y0=0.385;αi、βi、γi为因素的各水平总和;极差Ei=[max(αi,βi,γi)-min(αi,βi,γi)]/3;i为影响因素,i=A,B,C,D;j为实验号,j=1,2,…,9。
采用级差分析法(直观分析法)初步分析影响试验指标的主次因素和寻求因素的最优水平。实验结果的级差分析如表2所示,汽车以108km/h(30.0m/s)的速度匀速行驶在水平路面上时,影响空气阻力系数的主要因素为C、D,而因素A、B对风阻的影响程度是相同的。最优的组合为A2B2C3D1,这个组合为第5号实验。级差分析只能刻画1个因素的2个水平的差异。而对于有3个水平的因素,极差分析只能分析两两之间的差异,不能全面分析3者之间的差异。为此采用离差分析法,考查因素各水平下数据平均值的分散度,来分析因素对指标的影响。实验结果的离差分析如表3所示。表3中,1~9号实验风阻系数总和;1~9号实验风阻系数的平均值u=T/9;离差Ki=(αi/3-u)2+(βi/3-u)2+(γi/3-u)2。影响空气阻力系数的主次因素为C、D、A、B,最优的组合为A2B2C3D1。
综合级差分析和离差分析的分析结果可知,不同的仿生非光滑汽车表面的减阻性能是不一样的,它受到多种因素的影响,而影响减阻性能的主次因素为C、D、A、B,即大小、间距、形状、分布位置,最优组合是大小为1mm的半圆形沟槽单元体,以1.5倍的间距布置在汽车行李舱盖上(A2B2C3D1),此时的减阻率为5.45%。
同时,由实验结果可知,与表面光滑的汽车相比,仿生非光滑汽车表面具有明显的减阻效果,平均减阻率为1.56%,最大减阻率达到了5.45%,如表4所示。各因素的水平效应和工程平均如表5所示。表5中,因素的各水平平均为因素的各水平总和的1/3;效应为因素的个水平平均与风阻系数平均值的差。最优条件A2B2C3D1的工程平均uA2B2C3D1=u+a2+b2+c3+d1=0.36,最优条件下的风阻系数为0.36,减阻率为6.49%。
3.2 减阻机理分析
分析气动阻力的构成成分可知,总阻力的85%来自压差阻力,其余的15%为摩擦阻力。从来源来分,压差阻力的9%来自车身前端,91%来自车身尾部(其值随车身长短及外形不同而异);从气动阻力的机理来看,压差阻力由型阻和涡阻构成,涡阻约占40%,主要来自于汽车的尾涡[13]。
(1)将光滑表面的汽车与沟槽型非光滑表面的汽车(5号实验),以及凹坑型非光滑表面的汽车(3号实验),进行中心对称平面外流场速度矢量图的对比,如图8所示。对于沟槽型非光滑表面的汽车,气流在汽车车顶(顶盖布置有沟槽型非光滑表面)后缘发生分离时,速度梯度变化较缓,气流速度损耗较低。这是由于在沟槽尖顶附近会产生具有低动能的“二次涡”(图8a),“二次涡”的产生,有效地限制了“反向旋转涡对”的展向运动,进而削弱了它们集结低速流体和向上抬升低速流体的能力(图8b),能提高车表边界层中黏性底层内湍流脉动的动能,降低边界层中过渡区的湍动能,从而降低湍流“猝发”的强度,减弱边界层流体的速度脉动和压力脉动,最终导致摩擦阻力的减小[14,15]。
而对于凹坑型非光滑表面,当气流在后车窗上分离并流过行李舱盖(行李舱盖布置有凹坑型非光滑表面)时,气流速度的衰减明显减缓,如图9所示。这是由于凹坑型非光滑表面改变了近壁面气流的流动状态,在凹坑的底部形成了一个具有旋转涡能的逆向涡流(图10)。这个逆向涡流类似于滚动轴承,使气流与凹坑型非光滑表面的摩擦由滑动摩擦转变为了滚动摩擦,减小了摩擦阻力。
(2)气流流过车身后,会在车尾形成2个涡流,涡流的中心为低压区。对于表面非光滑的汽车而言,尾部形成的2个涡流的涡流中心离车尾的距离较表面光滑的汽车远(图11),说明表面非光滑的汽车车尾,受到的涡流中心低压区的影响较小,汽尾部的气流流线较表面光滑的汽车好,有着更优的汽车尾涡,空气阻力小。
(3)比较表面光滑的汽车与表面非光滑的汽车的车表等压线图(图12)可以看出,汽车前半部的车表压力差别很小,汽车后半部的车表压力差别很大,这种差别使得表面非光滑的汽车有更小的前后压差,计算得出,沟槽型非光滑汽车表面和凹坑型非光滑汽车表面的车表压差较光滑汽车表面分别降低了2.33%与1.92%。
4 结论
(1)仿生非光滑汽车表面具有明显的减阻效果,可降低汽车油耗,提高汽车的燃油经济性。与表面光滑的汽车相比,平均减阻率为1.56%,最大减阻率达到了5.45%。
(2)仿生非光滑汽车表面的减阻性能受到非光滑单元体的形状、大小,以及单元体的间距和在汽车表面分布位置的影响,通过正交试验得出,对减阻性能影响最大的是单元体的大小,其次是间距,然后是形状,而分布位置的影响是最小的。最优的组合是大小为1mm的半圆形沟槽单元体,以1.5倍的间距布置在汽车的行李舱盖上,此时的减阻率为5.45%。
(3)沟槽型非光滑表面能抑制流向涡的展向运动,增加层流底层厚度,减小混合层厚度;凹坑型非光滑表面能在凹坑的底部形成一个类似于滚动轴承的涡流,使气流与凹坑型非光滑表面的摩擦由滑动摩擦转变为滚动摩擦。因此,与光滑的汽车表面相比,当气流流过非光滑汽车表面时,速度的损耗较小,受到的摩擦阻力也较小。同时,非光滑汽车表面能改善汽车的尾部涡流,减小空气阻力,并减小汽车的前后压差阻力,从而达到减阻的效果。
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