二氧化铀成型论文

二氧化铀成型论文（共4篇）

二氧化铀成型论文 篇1

0 引言

粉末冶金在国民经济中占有重要地位, 其中粉末压制成型是粉末冶金中的关键一环。作为核燃料的二氧化铀金属粉末, 需要经过压制成型才能够被制成满足燃料元件要求的芯块。而将二氧化铀粉末压制为芯块的系统称为二氧化铀粉末成型系统。为了满足压制工艺要求, 提高该成型系统电液伺服系统中位置和压力复合控制过程的效率、精度, 首先需要单独分析该成型系统压制芯块的位置和压力控制过程, 然后需要实现系统在某一时刻由位置控制转换成压力控制, 以便尽量使转换平滑无冲击。目前, 单独的电液位置伺服控制系统和电液压力伺服控制系统的理论研究已经比较成熟, 而一个既需要位置伺服控制又需要压力伺服控制、且两种控制方式能够平滑无冲击转换的理论还有待完善, 尚未见到有系统性的研究工作分析如何由位置控制转换为压力控制最为合理。

本文首先在研究非对称液压缸伸出和内缩时的不同传递函数的基础上, 分别仿真了该系统中的电液位置伺服控制和电液压力伺服控制。然后在整定两种控制方式的不同PID参数的基础上, 提出了并联位置压力复合控制策略, 为实现平滑无冲击的转换提供了一种解决方案。最后仿真结果表明, 所提出的控制策略可行且有效。

1 二氧化铀粉末成型系统的工作原理

根据二氧化铀粉末成型工作过程, 二氧化铀粉末成型系统的工作原理如图1所示。

1—压力表;2—蓄能器;3—伺服阀;4—过滤器;5—单向阀;6—溢流阀;7—安全阀;8—泵;9—散热器;10—油箱;11—阴模;12—冲头;13—压力传感器;14—液压缸;15—位置传感器

图1中, 油箱中的液压油被泵入该系统中, 经过过滤器、单向阀和伺服阀后进入液压缸的无杆腔中, 液压油推动液压缸活塞杆外伸, 从而将二氧化铀粉末压制成为所需燃料芯块。与此同时, 位移传感器检测活塞杆的位移, 压力传感器检测活塞杆端部的压力, 检测出的位移和压力数值经过数据采集卡传至计算机处理, 然后由计算机发出控制信号经数据采集卡和伺服放大器控制伺服阀来实现位置和压力伺服控制, 这样就形成了闭环控制系统。

系统原理图中液压缸为非对称液压缸, 是该系统的被控对象。其基本控制方式为:首先, 系统处于位置控制模式中, 非对称液压缸的位移量由位移传感器检出并与目标位置值比较, 从而控制液压缸的前行。而当位置控制使得液压缸活塞杆端部冲头与二氧化铀粉末有了接触时, 液压缸活塞杆端部冲头给二氧化铀粉末施加压制力。在不断的加压过程中, 计算机在某一时刻发出指令使得该系统由位置控制转换为压力控制, 以便精确控制压制力以保障二氧化铀压制芯块的密度。

2 系统数学方程

在如图1所示的对称阀控非对称缸系统中, 伺服阀和非对称液压缸组成了四通对称阀控非对称缸动力机构, 如图2所示。

由于液压缸两腔的有效面积不相等, 使得流经液压缸两腔的流量不相等, 而对称阀的四个控制边是相同的, 这样就使得伺服阀的两对节流窗口的阀压降不同, 造成活塞杆伸出、内缩两个方向运动时的流量增益不等, 造成活塞正、反向运动时传递函数不一致[1]。因此在建立动力机构基本方程时需要分别加以考虑。

2.1 阀控非对称缸动力机构方程

对如图2所示的四通对称阀控非对称缸动力机构进行流体力学分析, 得到如下方程:

a) 当活塞运动速度大于零, 即阀芯位移xv>0时:

式中:qL———负载流量;

Kq1———活塞正向运动时阀开口系数;

Xv———阀芯位移;

Kc1———活塞正向运动时负载压力系数;

pL———负载压力;

A1———液压缸无杆腔活塞面积;

Vt———有效容积;

t n———液压缸活塞面积比 (n<1) ;

βe———液体弹性模量;

Ct c———泄露系数;

Ctc1———总泄露系数;

ps———油源压力;

m———负载与活塞杆与冲头总质量;

y———活塞位移;

Bc———粘性阻尼系数;

K———负载弹性系数。

b) 当活塞运动速度小于零, 即阀芯位移xv<0时:

式中:Kq2———活塞反向运动时阀开口系数;

Kc2———活塞反向运动时负载压力系数。

2.2 系统动力机构的活塞位移传递函数

将动力机构方程经拉氏变换并简化后可得该系统动力机构的活塞位移传递函数如下:

a) 当活塞运动速度大于零, 即阀芯位移xv>0时:

式中:ω2———负载刚度与液压阻尼之比;

ωr———液压弹簧刚度和负载弹簧串联耦合时的刚度与阻尼系数之比;

ζ0———动力机构阻尼比;

ω0———动力机构固有频率。

b) 当活塞运动速度小于零, 即阀芯位移xv<0时:

2.3 系统负载压力传递函数

将动力机构方程经拉氏变换并简化后可得该系统动力机构的负载压力传递函数如下:

a) 当活塞运动速度大于零, 即阀芯位移xv>0时:

式中:ζm———负载阻尼比;

ωm———机械固有频率;

Kce———总的流量--压力系数。

b) 当活塞运动速度小于零, 即阀芯位移xv<0时:

2.4 伺服阀的传递函数

电液伺服阀将输入的微小电气信号转换为大功率的液压信号 (流量和压力) 输出, 其传递函数视动力机构固有频率的大小而定。考虑到液压固有频率较大, 将电液伺服阀的传递函数近似为二阶振荡环节, 其传递函数为:

式中:Ksv———伺服阀的开环放大系数;

ζn———伺服阀的阻尼比;

ωn———伺服阀的频率。

2.5 伺服放大器的放大系数

由于伺服放大器的固有频率高, 响应速度快, 在液压控制系统中, 一般将伺服放大器等效为一个比例环节, 其传递函数为:[2]

式中:Ka———伺服放大器系数。

2.6 阀控非对称缸系统传递函数

综合分析可以得出非对称液压缸在不同的运动情况下, 阀控非对称缸系统位置控制和压力控制的传递函数。

a) 位置控制模式下, 当非对称液压缸活塞外伸时, 系统传递函数为:

b) 位置控制模式下, 当非对称液压缸活塞内缩时, 系统传递函数为:

c) 压力控制模式下, 当非对称液压缸活塞外伸时, 系统传递函数为:

d) 压力控制模式下, 当非对称液压缸活塞内缩时, 系统传递函数为:

3 系统位置控制和压力控制仿真分析

3.1 仿真参数的确定

由于金属粉末的特殊性, 一般在外力作用下金属粉末的压缩过程要经过三个阶段:1) 粉末的填充阶段, 此时, 金属粉末从稀疏不规则排列到紧密排列。2) 粉末颗粒弹性变形阶段 (同时也会有塑性变形和加工硬化) 。3) 粉末的碎裂阶段, 此时粉末颗粒由于受力过大而碎裂[3]。一般这三个阶段没有明确的分界, 同时三个阶段中金属粉末的三种变化在各个阶段也是或多或少的存在的。由于性质不同, 各种金属粉末的压制特性曲线也不一样。其中, 系统压制对象二氧化铀粉末 (32T9506) 的压制特性曲线[3]如图3所示。

系统在压制二氧化铀粉末时, 其压力未达到100 MPa, 结合图3和金属粉末的压缩过程可以认为, 该成型系统压制二氧化铀粉末的过程处于粉末的压缩过程三个阶段中的第一阶段, 然后结合巴尔申推导压制方程[4]的思路和图3压制特性曲线, 可以将压制二氧化铀粉末的过程看成下压一个弹性负载的过程, 因此该系统的负载可以简化为一个大刚度弹簧。

根据压制要求, 压制力为50 k N, 压制行程为40 mm左右。如上分析, 由于金属粉末的压制特性, 将压制过程简化为加载一个硬质弹簧, 弹性系数为:K=1.25×106N/mm。

本控制系统的液压参数见表1。

3.2 二氧化铀粉末成型系统位置控制仿真

电液位置伺服控制时, 控制系统的方框图如图4所示。

由于非对称缸在其活塞杆外伸和内缩时存在动态不对称性, 被控系统传递函数也因此不同。

利用Z-N整定法, 整定位置控制时液压缸活塞杠运动时的PID参数如下:

液压缸活塞外伸时的PID参数为:

液压缸活塞内缩时的PID参数为:

根据表1可以得出非对称液压缸在不同的活塞运动情况下的位置传递函数。为了真实地仿真分析非对称缸的位移阶跃响应特性曲线, 在液压缸伸出和内缩的时候分别使用对应的系统传递函数Gs1和Gs2并切换至分别与之对应的PID参数, 得到非对称缸的位移阶跃响应曲线如图5所示。

3.3 二氧化铀粉末成型系统压力控制仿真

电液力伺服控制时, 整个系统的框图如图6所示。

利用Z-N整定法, 整定压力控制时液压缸活塞杠运动时的PID参数如下:

液压缸活塞外伸时的PID参数为:

液压缸活塞内缩时的PID参数为:

根据表1可以得出非对称液压缸在不同的活塞运动情况下的压力传递函数。为了更真实地仿真分析非对称缸的压力阶跃响应特性曲线, 在液压缸伸出和内缩的时候分别使用对应的系统传递函数Gf1和Gf2并切换至与之分别对应的PID参数, 得到非对称缸的压力阶跃响应曲线如图7所示。

由图7可以得出, 为了使得非对称缸的压力响应比较好, 应当使得起始压力值最好大于最终压力值的50%, 即25 k N的压制力。

虽然图4和图6的两个系统框图看起来相似, 实际上它们完全不同。电液位置伺服控制和力伺服控制对象有着本质上的差别, 因而不能用同一个控制器来统一控制两种控制系统。

4 复合控制策略方式设计与仿真分析

现有的复合控制策略有如下几种:基于位置设定值的开关转换复合控制策略, 串联转换复合控制策略 (包括有位置外环、压力内环和压力外环、位置内环两种组合) 串并联混合控制方式等[5,6,7]。

本文提出一种并联位置压力复合控制策略, 可以通过改变压力的设定值, 在不同情况下, 实现该系统由位置控制向压力控制的转换。提出该复合控制策略的原因为:1) 因为该控制系统必须采用不同的PID控制参数, 而采用该控制策略可以不影响两种控制方式各自的控制特性, 能实现比较平滑的过渡;2) 采用设定压力控制值来实现系统由位置控制向压力控制的转换, 可以减小甚至消除图7中所示的阶跃响应曲线前部分的小幅度振荡, 对系统的平稳运行有较大帮助;3) 在系统的填料机构往阴模添加二氧化铀粉末时, 由于每次的填料量不可能做到完全一致, 所以采用设定压力控制值能够使得二氧化铀芯块压坯密度一致, 能满足压制产品的工艺要求, 即密度为50%-60%TD, 每批芯块密度变化为:ΔΡp≤±0.05 g/cm3。

因此, 所提出的并联位置压力复合控制原理图如图8所示。

由图8所知, 开始时系统处于位置控制模式下, 设定一个预期位置值, 其最小值一般为阴模顶端与冲头之间的距离, 最大值在阴模低端与冲头之间的距离。这样可以保证在液压缸冲头处的压力没有达到设定压力控制值的情况下, 液压缸持续快速伸出, 也可以避免过冲。在这个过程中, 压力传感器工作, 将液压缸冲头处的压力值传输给模式选择器。如果压力没有达到切换模式的设定压力控制值, 模式选择器不切换, 位置控制模式一直保持运行;如果压力传感器传回压力值达到了模式选择器设定压力控制值, 模式选择器将系统从位置控制模式切换到压力控制模式。这样, 整个系统处于压力控制模式, 可以精确控制液压缸产生的压制力。这样的控制策略不会使液压缸发生过冲, 对系统有保护作用, 而且能够满足压制产品的工艺要求。

当给控制器设定压力控制值为25 k N时, 仿真位移响应结果如图9所示。

由图9可以看出, 在设定压力控制值为25 k N时, 非对称液压缸的位置阶跃响应不到90%, 在这之后, 模式选择器起作用, 二氧化铀粉末成型系统的控制方式转为压力控制模式, 非对称液压缸的位置变化变得相对位置控制时缓慢起来, 压力成为被控对象, 位置量成为扰动量。基本不存在位置超调等情况的发生, 故可以顺利平滑的过渡。而且压力设定控制值在小于目标压力值50 k N时, 不管是25 k N或者更高, 非对称液压缸的位置阶跃响应都不会有振荡。

在压力设定控制值为50%, 70%, 90%的目标压力值情况下, 阶跃响应图形分别如图10~图12所示。

由图10~图12的对比分析可知, 在初始反馈压力为设定目标值的50%~90%这一逐步增加的过程中, 压力响应曲线的平滑性越来越好, 超调越来越小, 但调整时间略有增加。

在初始反馈压力为目标压力值的50%的时候, 它的阶跃响应曲线的前一小部分明显有振荡的情况出现, 但它的调整时间, 即进入图示小区域的时间只为0.04 s左右, 超调量为4.8%左右。在初始反馈压力为目标压力值的70%的时候, 它的阶跃响应曲线的前一小部分振荡情况有所好转, 但它的调整时间增加, 需要0.05 s左右, 超调量减少了, 为3%左右。在初始反馈压力为目标压力值的90%的时候, 它的阶跃响应曲线的前一小部分振荡情况消失, 但是会先下降到某个压力值然后上升, 其调整时间增加, 需要0.06 s左右, 超调量减少了, 为2%左右。

在实际工作中, 电液伺服系统的压力设定值可以按照产品的需要来设定, 本二氧化铀粉末成型控制系统选用的即为90%的目标压力值的设定, 实际运行时效果良好, 可以满足芯块的密度要求。

5 结语

二氧化铀粉末成型系统的液压缸是非对称缸, 其工作过程中, 活塞杆伸出和内缩过程的传递函数不一样。为了使仿真结果更贴近实际情况, 在MATLAB中编写该系统离散化程序, 在液压缸活塞杆伸出和内缩时, 切换成对应的传递函数和合适的PID参数, 仿真液压缸分别在位置控制和压力控制的阶跃响应。因为采用同一个伺服阀控制一个电液伺服系统的位置和压力, 由于控制机理和特性不同, 必须采用不同的PID控制参数。

依照整定的PID参数值以及位置和压力控制分别的阶跃响应情况, 提出一个并联压力位置复合控制策略。可以通过改变设定压力值, 在不同的情况下, 实现该系统由位置控制向压力控制的转换。采用该控制策略可以不影响两种控制方式各自的控制特性, 能实现比较平滑的过渡。

参考文献

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氧化铝凝胶注模成型的工艺研究 篇2

近年来,凝胶注模成型得到了广泛的研究,该工艺是将传统陶瓷工艺和聚合物化学有机结合起来,将高分子化学单体聚合的方法灵活地引入到陶瓷成型工艺中,通过制备低粘度高固相体积分数的浓悬浮体,可净尺寸成型复杂形状的陶瓷部件,从而获得高密度、高强度、均匀性好的坯体。目前,许许多多的陶瓷材料已经采用凝胶注模成型方法制备,其中单组分的通常有Al2O3,ZrO2[2],Si C[3],Si3N4,TiO2等;用凝胶注模成型的复合材料有钛酸铝[4]、钛酸铝-莫来石[5]复相陶瓷,纤维增强反应补强烧结Si3N4复合材料、层状陶瓷复合材料,以及用来制备纳米复相陶瓷等。本工作研究了影响凝胶注模陶瓷坯体性能的一些因素,并对陶瓷坯体的体积密度、抗折强度进行了表征,从而优化最佳的凝胶注模成型的工艺参数。

1 实验

基础配方:α-Al2O3(40~60μm)64.30%,氧化镁(化学纯)1.28%,长石粉(化学纯)1.33%,二氧化钛(化学纯)0.64%,羧甲基纤维素(化学纯)0.30%,水32.15%。外加无水乙醇5 ml及单体丙烯酰胺、高分子聚乙烯醇、引发剂过硫酸铵、催化剂四甲基乙二胺。

将单体与CMC(0.63g)混合加90ml水制成预混液,再加入水溶性高分子,水浴加热并充分搅拌使有机物完全溶解。将上述试液倒入球磨罐中,再加入氧化镁(4.0g)、二氧化钛(2.0g)、长石粉(4.2g)、氧化铝粉(200g)及5ml无水乙醇。经球磨(5min)混匀后,加入引发剂和催化剂,再球磨3分钟后,将浆料经过筛网倒入烧杯中。将烧杯中的浆料注入已做好的模具中,注模过程中应当不断振动模具,并且使中间部分的浆料略高。注模后放入烘箱干燥,烘箱温度为650C,干燥时确保坯体受热均匀,干燥两小时后即可脱模,坯体再放入烘箱进行单独干燥,烘箱温度可重设为500C。

采用AG204精密天平测定试条的体积密度。采用LJ-5抗折试验机测定试条的抗折强度。

2 结果与讨论

2.1 单体对坯体强度和体积密度的影响

选用丙烯酰胺为有机单体进行研究,四种单体含量分别为4.0、5.0、5.7和6.5g/200g Al2O3粉)。单体含量对坯体强度和体积密度的影响见图1,从图1可见,在其它量不变的条件下,当单体加入量由4.0g增加到6.5g时,坯体的抗折强度由1.839Mpa逐渐增加到2.673Mpa,体积密度由1.615g/cm3先增加到1.763g/cm3,后降低至1.609g/cm3。这是因为单体的含量越多,浆料中有机单体发生的聚合反应更完全,形成的三维网络越密,使陶瓷颗粒原位固化的力度更大,更牢固,所以坯体的强度越来越高。但是,单体量越多,起初是有利于坯体密度的提高,因为聚合反应越完全,形成的网状结构严密,可使坯体致密度增加,当单体的加入量超过一定值时,坯体密度反而下降,因为单体过多,粉料颗粒发生团聚,浆料变得粘稠,影响浆料的凝胶化,使致密度下降。

2.2 引发剂对坯体强度和体积密度的影响

本研究选用过硫酸铵引发剂,含量分别为0.12、0.15、0.18、0.20和0.25g/200g Al2O3粉。从图2可见,当引发剂加入量由0.12g增加到0.25g时,坯体的抗折强度由1.527Mpa逐渐增加到2.328Mpa,体积密度由1.447g/cm3先增加到1.657g/cm3,后降低至1.608g/cm3。这是因为单体发生聚合必须要有引发剂,经自由基引发进行乙烯基聚合,所以引发剂量越多,使自由基的浓度随着增加,聚合反应越完全,陶瓷颗粒固化得更牢固,所以抗折强度不断增大。至于加入过量的引发剂使体积密度稍有下降则是由于引发剂在烧成过程中烧失而留下孔隙所致。

2.3 PVA对坯体强度和体积密度的影响

选用五种PVA含量(分别为1,1.2,1.5,1.8,2.1g/200g Al2O3粉)进行研究。从图3可见,当PVA的加入量为1.8g时,坯体的体积密度最大,这主要由于加入适量的PVA,对浆料有一定的增稠作用,且PVA分子间的氢键作用形成网络将陶瓷颗粒粘接在一起,使坯体致密。但PVA的加入量的变化对坯体的体积密度影响不大,而对坯体的强度则有较大的影响。图中可见,坯体的强度随着PVA的增加先增大再减小。氧化铝坯体的强度主要是由单体丙烯酰胺聚合形成的凝胶来提供的,当PVA加入量较少时,对丙烯酰胺聚合影响不大,同时PVA交联形成的水凝胶带来一定的强度,导致强度总体上增加;但随着PVA增大至一定量后,PVA的交联影响了丙烯酰胺聚合,而PVA的水凝胶强度较丙烯酰胺凝胶强度低,导致了氧化铝坯体的强度下降,当用量过大时,下降明显。

2.4 催化剂对坯体成型性能的影响

本研究中当氧化铝为200g,单体为5.0g时,催化剂的用量以3滴为宜。当催化剂加入量太少,有机单体聚合不完全,悬浮体难以凝胶化,影响坯体的成型;加入量太多,可能发生其它反应,影响有机单体聚合,凝胶注模成型后的坯体出现裂纹等缺陷,影响了坯体的性能。

2.5 消泡工艺对坯体强度和体积密度的影响

本实验主要比较用无水乙醇作消泡剂及抽真空去泡对坯体的抗折强度、体积密度的影响。

从图4可见,就对坯体抗折强度的影响而言,浆料抽真空与加无水乙醇两种工艺效果相当,抽真空去泡的效果稍微要好一点,抽真空制得的坯体平均抗折强度为2.165Mpa,而加无水乙醇制得的坯体的平均抗折强度为2.053Mpa。但对于不加无水乙醇、浆料又不抽真空的凝胶注模后的坯体的强度比较差,平均抗折强度仅为1.681Mpa。同样,从图5可见,就浆料抽真空与加无水乙醇对成型后坯体体积密度的影响比较,抽真空去泡的效果明显要好,单纯抽真空制得的坯体平均体积密度为1.709g/cm3,而单加无水乙醇制得的坯体的平均体积密度为1.642g/cm3,但对于不加无水乙醇,浆料又不抽真空的凝胶注模后的坯体的体积密度最小,平均体积密度为1.489g/cm3。

3 结论

1)通过优化凝胶注模成型工艺,可制备出高密度、高强度、均匀性好的氧化铝陶瓷坯体,坯体抗折强度为2.202Mpa,体积密度为1.764g/cm3,且坯体表面光洁无缺陷;

2)增大单体含量、引发剂含量以及PVA含量均可以提高氧化铝生坯的强度,但是单体、引发剂以及PVA含量均有一最佳值,过多或过少均会导致坯体体积密度下降。综合坯体成型性能,最佳值分别为:以200g Al2O3为基准,单体5.7g;引发剂0.15g;PVA1.5g,催化剂3滴;

3)采用消泡工艺可以显著提高坯体的抗折强度和体积密度,其中真空消泡工艺效果更好。

摘要：以α-Al2O3为主要原料,外加单体丙烯酰胺,水溶性高分子聚乙烯醇,引发剂过硫酸铵,催化剂四甲基乙二胺,分散剂羧甲基纤维素,助烧剂氧化镁、二氧化钛、长石粉,消泡剂无水乙醇等,采用凝胶注模成型工艺,制备出了抗折强度为2.202MPa,体积密度为1.764g/cm3且均匀性好的陶瓷坯体。通过对凝胶注模成型后坯体的体积密度和抗折强度的测定,探讨了工艺参数对坯体成型的影响规律。

关键词：凝胶注模成型,α-Al2O3,抗折强度,体积密度

参考文献

[1]杨金龙,谢志鹏.α-Al2O3悬浮体的流变性及凝胶注模成型工艺的研究[J].硅酸盐学报,1998,26(1),41-46

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二氧化铀成型论文 篇3

流延成型作为一种成型方法,广泛应用于陶瓷基片及多层结构材料制备中。浆料由溶剂、陶瓷粉体和添加剂(分散剂、粘结剂、塑化剂)等组成。目前流延工艺有非水系和水系两类。非水系的流延工艺已经比较成熟,制备的陶瓷坯片结构均匀、强度高、柔韧性好,便于切割和加工,在工业生产中己广泛应用。非水系流延成型采用大量有机溶剂,并严重污染环境,造成生产成本的提高。因此,研究以成本低、无毒、绿色环保为特征的水系流延技术已经成为不可逆转的趋势[1]。然而,水系流延仍存在一些有待解决的问题:(1)溶剂(水)对粉料的湿润性较差、挥发慢和干燥时间长;(2)浆料除泡困难;(3)流延成膜后陶瓷坯片柔韧性较差,容易出现裂纹缺陷,强度不高等[2]。

针对以上问题,本文采用水系流延成型方法制备99氧化铝陶瓷坯片,通过Zeta电位和粘度测试研究了p H值、分散剂含量对浆料稳定性的影响。对粘结剂与塑化剂的加入量与流延坯片性能的关系进行了研究。

1 实验部分

1.1 原料

采用日本昭和电工α-氧化铝粉体纯度大于99.5%,平均粒径为0.52um,比表面积6.4m2/g,分散剂采用聚丙烯酸(PAA,3000g/mol),粘结剂采用聚乙烯醇(PVA-1788),塑化剂采用聚乙二醇(PEG,200g/mol)。

1.2 实验方法

将氧化铝粉料、水和分散剂按一定配比混合,以氨水调节体系p H值到9.0,并进行第一次球磨,时间为24h,再加入粘结剂和塑化剂进行第二次球磨混合,然后加入除泡剂进行真空除泡,调节适合的刀口高度和流延速度在流延机上成型,随后对坯片进行干燥和脱膜处理获得流延坯片。将流延坯片冲裁后进行烧结。以1.0℃/min速度升温到600℃,在600℃保温2h排胶,以7.0℃/min速度升温到1650℃,在1650℃保温3h烧结,最后制得99氧化铝陶瓷基片。

1.3 性能测试

采用Zeta电位分析仪(Brookheaven Instruments Corp.USA)测量99氧化铝粉体悬浮液的Zeta电位;利用粘度计(NDJ-55,上海)测量99氧化铝悬浮液的粘度;流延坯片及其烧结体的微观结构采用扫描电子显微镜(SEM,JSM-6700F,日本电子公司)分析;利用阿基米得法测定基片密度。

2 分析与讨论

2.1 氧化铝颗粒的分散

(1)p H值对分散的影响

图1表明固含量为2vol%的Al2O3粉末悬浮液在添加分散剂前或后Zeta电位随p H值的变化关系。纯氧化铝的等电点位于p H为8.1附近,当p H值低于8.1时,Al2O3颗粒表面带正电;当p H值高于8.1时,Al2O3颗粒表面带负电。加入0.25wt%的PAA使等电点移到p H为4.7左右。PAA的加入使整个p H范围内的Zeta电位均有所下降。p H为9时的Zeta电位呈现最大的负值(-60m V),这是由于PAA离解后带负电,并吸附在粉体表面,使双电层变厚,静电排斥力增大,从而使悬浮液更稳定。

(2)分散剂用量对分散的影响

PAA是一种聚电解质,其电离度受溶液中p H值的影响,p H值越高,其电离度越大,PAA分子中所带负电基团(COO-)越多,这样使得吸附PAA的氧化铝颗粒的Zeta电位负的更多,增强了粉体颗粒间的静电排斥;另一方面,PAA又是有机高分子,被吸附在颗粒表面,使颗粒之间产生空间位阻稳定[3]。

图2所示,p H为9.0时,Al2O3陶瓷浆料的固含量为45vol%时粘度与分散剂PAA加入量的关系曲线。不加分散剂时浆料的粘度最大。当PAA的用量在0.5-0.6wt%时,浆料的粘度最低,分散性最好。呈负电性的聚电解质PAA吸附在Al2O3颗粒表面,使双电层变厚,Zeta电位绝对值增大,颗粒间的排斥力增大。此外,COO-基团间的排斥作用提高了吸附在粒子表面的吸附剂分子所占有的空间体积,使位阻稳定效应增大,从而浆料更均匀稳定;当分散剂用量继续增大时,浆料的粘度随分散剂用量的增大而增大。当分散剂加入量较小时,吸附剂分子不足以全部覆盖颗粒表面,空间位阻作用较小,粘度高,不稳定;当分散剂加入量过多时,Al2O3颗粒表面达到吸附饱和,多余的吸附剂分子分布于浆料中会相互交链而产生絮凝,从而使浆料的稳定性变差,粘度又明显回升。

2.2 流延坯片的分析

粘结剂的作用是增加流延带的强度[6]。当粘结剂的用量不够时,流延片将发生开裂;当粘结剂的用量过多时,流延带会有孔洞。图3是流延成型所得坯片断面的SEM照片。由图3可知,当粘结剂的用量为4.5wt%时,坯片端面粉体颗粒形貌较完整,粉体颗粒排列紧密、均匀,未见较大的孔洞,同时未见线团状的有机粘结剂,可见所加入的有机物已完全溶解的分子状态均匀分散在颗粒周围。

塑化剂PEG的加入可以降低粘结剂的玻化温度,提高坯片的柔韧性[6]。通过对PVA和PEG的用量及配比的使用,得到混合均匀,粘度和流动性适合的流延浆料。由图4可知,流延坯体强度高,柔韧性好,表面光滑平整,无缺陷。塑化剂的作用是增加坯体的柔韧性和可加工性,但同时也会降低坯体强度。当PVA和PEG的比例为1∶0.7时,流延坯片的柔韧性和强度两者的综合性能达到最佳。

2.3 坯片的烧结

流延坯片经过冲裁后,按照适当的排胶、烧成工艺可以制备出表面光滑的氧化铝基片。因为流延坯片中的有机添加剂较多,排胶的时间要长,升温速度要慢,而且排胶之后烧成时,升温速度也要慢,否则烧成的氧化铝基片则会出现开裂、针孔、凹坑等缺陷,其致密度也会降低。以1.0℃/min速度升温到600℃,在600℃保温2h排胶,以7.0℃/min速度升温到1650℃,在1650℃保温3h烧结,最后制得表面光滑、平整,致密度高的99氧化铝陶瓷基片。

图5为流延基片的微观结构。图5(a)为99Al2O3陶瓷基片的断面形貌,可以看出坯片的气孔率少,结构致密,沿晶界断裂,进一步说明烧结程度高,晶粒的强度高。图5(b)为Al2O3陶瓷基片的表面形貌,可以看出a-氧化铝晶体清晰,排列整齐,致密,表面光滑平整。同时运用阿基米德原理用排水法测得99氧化铝陶瓷基片的相对密度为99.5%。

3 结论

1)分散剂的量并非越多越好,实验表明,当p H值为9.0左右,分散剂用量为0.5-0.6wt%时,可以得到稳定的分散性好的氧化铝悬浮液。

2)当PVA和PEG的比例为1∶0.7时,流延坯片的柔韧性和强度两者的综合性能达到最佳。通过控制流延厚度和速度以及干燥工艺制得组分均匀、表面光滑、无裂纹、平整、强度高、柔韧性好的流延坯片。

3)在600℃保温2h排除有机物,在1650℃保温3h烧结致密化,得到表面光滑、平整,相对密度为99.5%的99氧化铝基片。

参考文献

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[2]江东亮等,一种水基流延制备陶瓷薄膜的方法,中国发明专利,申请号:99125697.2

[3]高濂,孙静,刘阳桥.纳米粉体的分散及表面改性[M].北京:化学工业出版社,2003:112-123

[4]Zeng Yuping,Jiang Dongliang,Peter Greil.Tape casting of aqueous Al2O3slurries[J].Journal of the European Ceramic Society,2000,20:1691-1697

[5]黄勇,向军辉,谢志鹏,杨金龙.陶瓷材料流延成型研究现状[J].硅酸盐通报,2001,5:22-27

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[7]Li Denghao(李登好),Guo Lucun(郭露村)[J].China Ceramic Industry,2005,12(4):1-4

二氧化铀成型论文 篇4

凝胶注模成型技术自发明以来[1],成为了高技术陶瓷的研究热点之一,现在已广泛应用于多种陶瓷材料、陶瓷复合材料、粉末冶金、甚至耐火材料的制备当中[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16],取得了很好的效果。其突出优点之一是适合于制备形状复杂的大尺寸陶瓷部件。但是在成型之前,都必须制作好模具。与普通陶瓷的成型使用的多孔模具不同,凝胶注模成型必须使用无孔模具。而且,由于凝胶注模成型过程中发生了有机聚合反应,有些模具材质会对其产生不利影响,导致成型后的坯体质量低劣。因此,这里着重研究不同的模具材质对凝胶注模成型的影响。

1 实验

1.1 模具材质的选择

实验所用的模具材质有12种:不锈钢模具,马口铁模具,玻璃模具,有釉陶瓷模具,PVC塑料模具,PP塑料模具,石蜡模具,涂蜡硬纸模具,涂漆石膏模具,Al2O3填料环氧树脂模具,长石填料环氧树脂模具,铝填料环氧树脂模具。

石蜡模具、Al2O3填料环氧树脂模具、长石填料环氧树脂模具、铝填料环氧树脂模具均为自己制作。制作环氧树脂模具的原料配比为:环氧树脂60份,邻苯二甲酸二丁酯(稀释剂)9份,无水乙二胺(固化剂)6份,Al2O3粉90份或长石粉90份或铝粉60份。

1.2 原料与设备

实验原料包括:氧化铝粉体,中位径D50=1～5μm。丙烯酰胺(AM,单体)、N,N’-亚甲基双丙烯酰胺(MBAM,交联剂)、过硫酸铵(ASP,引发剂)、氨水均为分析纯试剂。分散剂SD由南京工业大学提供。蒸馏水为自制。

实验设备包括电动搅拌器、旋转粘度计、干燥箱、真空泵、水浴、玻璃器皿,以及自制模具。

1.3预混液的配置及陶瓷浆料的制备

预混液由蒸馏水、AM、MBAM组成。按配比将AM和MBAM加入蒸馏水中,搅拌至完全溶解即可。将已称重的氧化铝粉体加入预混液中,并加入适量分散剂和氨水,用电动搅拌机搅拌均匀。陶瓷浆料的固含量一般应达到50%以上(体积百分比)、粘度在1000MPa�S以下为好。

1.4 凝胶注模成型

在制备好的陶瓷浆料中加入适量引发剂ASP,用电动搅拌机搅拌均匀,再进行抽真空除气处理,浇注到组装好的模具中,放置在45℃恒温的烘箱中,经过一定时间后,陶瓷浆料发生凝胶聚合反应,

形成高弹性凝胶体。再把它放入70～80℃的干燥箱中,干燥到一定程度后,脱模,得到湿坯,然后进一步干燥。最后送入窑炉中排胶、烧成。

2 结果与分析

2.1 模具材质对凝胶注模成型坯体质量的影响

实验结果如表1所示。

实验结果表明,不锈钢模具、马口铁模具、玻璃模具与有釉陶瓷模具成型出来的坯体质量较高,表面光滑,结构紧密(如图1),是理想模具材料的选择。塑料类(PVC、PP)、环氧树脂等高分子模具、石蜡模具、涂蜡硬纸模具成型出来的坯体质量不太理想,表面较疏松(如图2),内部致密而结实。涂漆石膏模具成型出的坯体质量较差,表面和内部都比较疏松。

造成坯体表面或整体疏松的原因主要是:

1.高分子(如塑料等)为有机物。丙烯酰胺聚合反应是有机反应,在反应的过程中,有些高分子材料模具的表面会抑制丙烯酰胺的聚合反应,影响坯体三维立体网络的形成,造成坯体表面疏松、粘模(如图3)。

2.因为分子热运动随温度升高而剧烈运动,若材质硬度不够(如石蜡在45℃时),坯体中的颗粒会进入模具表层中造成粘模。

3.模具内表面虽然光滑但不够致密(如涂漆石膏模具),使得浆料中的溶液被石膏模具吸收,减少了浆料中的有机物的含量,因此坯体中形成的三维网络较少,导致坯体的表面和内部都很疏松。

2.2 模具材质对凝胶时间的影响

表2所示的结果表明:用不锈钢模具、马口铁模具成型的坯体的凝胶反应时间相比其它模具要短一些,这主要是因为金属的导热性要比其它非金属材料好,使坯体升温较快,促进了反应进行。用涂蜡硬纸模具成型的坯体的凝胶时间也比较短,是因为实验采用了一次性饮水纸杯,纸杯壁比较薄,传热较快。用高分子类模具成型的坯体的凝胶反应时间都比较长,与涂漆石膏模具相当,因为它们的导热性都不太好。导热性最差的是石蜡模具。在环氧树脂类模具中用掺杂铝粉的模具成型的坯体凝胶化所需时间稍短是因为金属铝粉导热性好,提高了铝粉填料环氧树脂模具的导热性。

需要注意的是,模具的厚度也会影响导热速率,从而增加凝胶化时间。

3 结论

(1)不锈钢模具、马口铁模具、玻璃模具和有釉陶瓷模具成型出的坯体质量较好,可以作为凝胶注模的模具材料。塑料模具、树脂模具、石蜡模具、涂蜡硬纸模具成型出的坯体表面质量不高,不太适合作为凝胶注模的模具材料。涂漆石膏模具很不好。