鋼坯火焰清理機的設(shè)計—總體方案設(shè)計及總體裝配【說明書+CAD+SOLIDWORKS+仿真】

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沖撞噴嘴進口區(qū)段 (見到圖1) ，噴嘴進口區(qū)域遭受形嚴重的研磨沖擊, 這可能引起大的張應(yīng)力。最高的張應(yīng)力位于噴嘴的進口區(qū)域。因此，噴嘴進口區(qū)域的沖蝕磨損相對于中心區(qū)域的磨損來說，總是嚴重的。圖1 沙噴過程中沖蝕粒子與噴嘴間的作用示意圖 由不同材料的交替層構(gòu)成的疊層混合結(jié)構(gòu)能適當(dāng)?shù)乇辉O(shè)計, 促使對一個表面產(chǎn)生壓縮殘余應(yīng)力，從而提高了表面的機械性能和耐磨性。殘余應(yīng)力增大主要是在于熱膨脹系數(shù) (CTE) ，燒結(jié)率，相階段和相鄰層的彈性模量之間的搭配, 并且殘余應(yīng)力區(qū)域決定于分層的結(jié)構(gòu)幾何形狀和層之間的厚度比率。 Toschi 等人報告疊層混合結(jié)構(gòu)能改善氧化鋁的滑動耐磨性。Portu 等人表明表面區(qū)域受壓縮殘余應(yīng)力的疊層結(jié)構(gòu)組成而得的混合物材料能具備更好的磨擦性能。鄧教授等人證實傾斜的陶瓷噴嘴能展現(xiàn)出比一般位置的陶瓷噴嘴更高的耐磨性。 目前的研究中, SiC/(W,Ti)C 疊層結(jié)構(gòu)的陶瓷噴嘴為了要在噴嘴的進出口區(qū)域減少張應(yīng)力 , 靠熱壓的方式生產(chǎn)。在燒結(jié)過程式中疊層噴嘴的殘余應(yīng)力由有限元方法計算而得。疊層陶瓷噴嘴沖蝕磨損對照于相同的條件下一個不受應(yīng)力的叁考噴嘴而被考查。2材料和實驗步驟2.1. 準備疊層陶瓷噴嘴材料SiC /(W,Ti)C 開始的材料是(W,Ti)C固溶體粉末，平均顆粒大約為0.8m，純度為 99.9% 。SiC粉末的平均顆粒大約為1m，純度為 99.8%。六種不同含量的 (W,Ti) C(55,57,59,61,63,65 vol.%)被選擇去設(shè)計六層結(jié)構(gòu)SiC /(W,Ti)C疊層噴嘴材料。疊層陶瓷噴嘴材料的成分分配在圖 2 被顯示。它指出疊層噴嘴材料的成分分配在噴嘴軸的方向中改變。如SiC的熱導(dǎo)率比 (W,Ti) C 的更高, 當(dāng)它的熱膨脹系數(shù)比 (W,Ti) C 的更低時候, SiC的最高含量的層被提出在進入層和出口層中兩地方 ( 見圖 2.1 a) 。相似的無應(yīng)力的噴嘴沒有成分變化在圖中 2(b) 被顯示。疊層陶瓷噴嘴在進入和出口兩區(qū)域叫做 GN-3, 無壓應(yīng)力噴嘴叫做 CN-2 。 圖2.1a為陶瓷噴嘴在進口和出口區(qū)域（ GN-3 ）輾壓的照抄原文/ （ W ， Ti ） C 成分分配示意圖； b 為相似的無應(yīng)力噴嘴（ CN-2 ）SiC/(W,Ti) C 以六種不同混合比合成的粉末被分別地在酒精中和接合的碳化物球體研磨 80 個小時而成濕球來作準備。在弄干之后，和不同的混合比的混合物粉末依次被疊壓進入模子之內(nèi)。這時樣品在流動的氮氣中以 30 MPa 壓力 ,1900 溫度熱壓 40 分鐘。2.2.噴沙測試如圖2.2.1所示，空氣噴射研磨機床 ( GS-6 類型) 的示意圖，它由一個空氣壓縮機，一只噴射槍，一個控制閥，粒子供應(yīng)管，一個過濾器，一個干燥器，一個調(diào)壓閥，灰塵捕捉器，一個研磨漏斗 , 和一個噴嘴。氣流流程率被被壓縮的空氣控制，而且研磨粒子的速度經(jīng)過噴嘴被調(diào)整為 60 米/ 秒。圖2.2.1 空氣噴射研磨機床的示意圖（ 1 ）空氣壓縮機，（ 2 ）控制閥，（ 3 ）過濾器，（ 4 ）干燥器，（ 5 ）調(diào)壓閥，（ 6 ）吸塵器，（ 7 ）噴槍）（ 8 ）研磨漏斗，（ 9 ）陶瓷噴嘴）。被用于這一項研究的沖蝕研磨劑是 50150m谷粒大小碳化硅粉末。作為干沙噴射的SiC粉末的SEM顯微圖在圖4中所示。圖2.2.2 沙噴中被用的SiC研磨劑的SEM顯微圖內(nèi)直徑 8 毫米和長度 30 毫米的噴嘴由SiC /(W,Ti) C 的疊壓結(jié)構(gòu) (GN-3) 制造而成，無壓應(yīng)力結(jié)構(gòu) (CN-2) 被熱壓制造而成，如圖2.2.3所示。圖2.2.3 GN-3 疊層陶瓷噴嘴的照片 磨損的噴嘴損失量被一個精確的電子稱測量。 ( 最小量 0.1 毫克) 。 所有的測試情況在表一中被列出。噴嘴的沖蝕率 (W) 被定義為噴嘴損失量除以噴嘴密度 d和沖蝕研磨粒子的乘積: W的單位為 。有限元方法 (FEM) 被做為一種數(shù)字地分析在制造過程中疊層陶瓷噴嘴的殘余應(yīng)力和它的分布狀態(tài)的方法。為微小損害的觀察和沖蝕機制的檢測, 磨損的噴嘴被軸向地分為區(qū)段。噴嘴的被侵蝕的孔表面由掃描電子顯微鏡檢查。3結(jié)果和討論3.1 疊層噴嘴材料的顯微結(jié)構(gòu)特征和性能 硬度測量在 GN-3 疊層噴嘴材料的橫截面面的每層上放著維氏壓痕處操縱。壓痕負荷是 200 N ，這時每層的三個壓痕的最小量被測試。每層的維氏硬度 (GPa)靠（P是壓痕負荷（N），2是壓痕對線的長度）計算所得。每層 GN-3 疊層噴嘴材料的硬度被列出在表二中。 GN-3 疊層陶瓷的噴嘴材料磨光的每層SEM顯微圖如圖3.1所示。黑色的區(qū)域被 EDX 分析鑒別為SiC, 和鮮明的對比白色的區(qū)域是(W,Ti)C。可以被看到，SiC粒子非常勻均地在顯微結(jié)構(gòu)中普遍分布, 多孔性事實上是不存在的。圖3.1 GN-3 疊層陶瓷的噴嘴材料磨光的每層SEM顯微圖（a）第一層（進口區(qū)域），（b）第二層，（c）第三層，（d）第四層，（e）第五層，（f）第六層3.2 疊層噴嘴的殘余應(yīng)力 制造過程中的疊層陶瓷噴嘴的殘余應(yīng)力被假設(shè)箱子從燒結(jié)溫度1900冷卻到室溫 20經(jīng)由有限元方法計算。（W，Ti）C和SiC的熱機械性能依下列各項所得: 由于對稱，軸對稱的計算被推薦。假定它是穩(wěn)定狀態(tài)邊界條件，在GN-3疊層噴嘴中從燒結(jié)溫度冷卻到窒溫過程中軸向的，徑向的。很明顯，一個額外的壓縮殘余應(yīng)力在GN-3疊層噴嘴進口與出口區(qū)域處被形成。圖3.2 GN-3疊層噴嘴在制造過程中的(a)軸向的()，(b)徑向的()，(c)圓周向的()殘余應(yīng)力沿噴嘴軸向不同位置的分布3.3 疊層噴嘴的沖蝕磨損GN-3 疊層陶瓷噴嘴的沖蝕磨損靠在沙噴時和 CN-2 無應(yīng)力陶瓷噴嘴對比來被評定。圖3.2顯示GN-3和CN-2噴嘴在沙噴過程中累積的損失量。很明顯累積的損失量隨著操作時間不斷地增加。在相同實驗條件下，與 GN-3 疊層噴嘴比較,CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴有更高的累積損失量。圖3.3 a GN-3 噴嘴和 CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴在沙噴過程中累積的損失量磨損的陶瓷噴嘴在操作之后在縱向的方向被切斷，出現(xiàn)分析失敗。圖3.3 a所示為操作 540分鐘后的GN-3 和 CN-2 噴嘴的內(nèi)部孔的輪廓相片。它被表明沿著噴嘴縱向的方向磨損的 CN-2 噴嘴的內(nèi)部孔的直徑是比磨損的 GN-3 疊層噴嘴更大, 尤其在噴嘴進口區(qū)域。圖3.3 b 操作540分鐘后的GN-3和CN-2噴嘴的內(nèi)部孔的輪廓相片 GN-3 和 CN-2噴嘴進口孔直徑隨著沖蝕時間而變化的結(jié)果如圖3.3 b所示。它被指出CN-2無壓應(yīng)力噴嘴進口孔的直徑隨操作運行時間而擴大得很快。然而GN-3 疊層噴嘴進口孔直徑慢慢地隨操作運行時間增大。圖3.3 d表示沙噴過程中GN-3 和 CN-2 噴嘴的沖蝕率對比。顯而可見，無壓應(yīng)力噴嘴的沖蝕率比疊層噴嘴的沖蝕率更高。因此，很顯然在相同測試條件下 GN-3 疊層噴嘴比起GN-2 無壓應(yīng)力噴嘴展現(xiàn)了較高的沖蝕耐磨性。圖3.3 c GN-3 和 CN-2噴嘴進口孔直徑隨著沖蝕時間而變化圖3.3 d 沙噴過程中GN-3 和 CN-2 噴嘴的沖蝕率對比圖3.3 e 表明受磨損的 CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴的進口孔的表面 SEM 顯微像。從這些 SEM 顯微像, 噴嘴的不同形態(tài)學(xué)和破碎模態(tài)能被清楚地看見。CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴在進口區(qū)域處以非常脆的方式中失敗, 而且展現(xiàn)了一個促使去除處理的脆性破碎。位于噴嘴孔表面上有許多明顯的凹坑，該表面表示脆性破碎發(fā)生的表面。呈現(xiàn)在GN-3 疊層陶瓷噴嘴被侵蝕的進口孔表面的典型SEM圖 如圖3.3 f所示。顯而可見，疊層噴嘴受侵蝕的區(qū)域的出現(xiàn)表示與無壓應(yīng)力噴嘴受侵蝕的區(qū)域相比，它有一個相對平滑的表面。圖3.3 e受磨損的CN-2無壓應(yīng)力噴嘴的進口孔的表面 SEM 顯微像圖3.3 f 受磨損的GN-3疊層陶瓷噴嘴的進口孔表面的SEM圖因沖蝕磨損而失敗的陶瓷噴嘴通常由在噴嘴進口區(qū)域受大的張應(yīng)力的破碎所引起的 11-15。因為噴嘴進口區(qū)域遭受嚴重的研磨沖擊, 而且產(chǎn)生大的張應(yīng)力,這可能引起表面下的側(cè)部裂縫而且促進了材料碎片的去除.因此，噴嘴在進口區(qū)域處的沖蝕磨損依賴于壓應(yīng)力的分布。一旦最大的張應(yīng)力超過噴嘴材料的極限強度，將會發(fā)生破碎。在進口區(qū)域和出口區(qū)域根據(jù)壓縮殘余應(yīng)力的形成而分析， GN-3 疊層噴嘴比 CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴具有較高的沖蝕耐磨性。當(dāng)計算以上數(shù)據(jù)之時,在從燒結(jié)溫度到室溫的制造過程中，GN-3 疊層噴嘴的進口區(qū)域和出口區(qū)域處將形成受壓的殘余應(yīng)力，它可能會部份地與產(chǎn)生外部負載的噴嘴的進出區(qū)段處的的張應(yīng)力相抵消。這影響可能導(dǎo)致增加對破碎的抵制, 因此增加了疊層噴嘴的沖蝕耐磨性。4結(jié)論SiC/(W,Ti)C疊層陶瓷噴嘴通過熱壓而制造。目的是在沙噴過程間減少噴嘴在進口和出口的區(qū)域的張應(yīng)力。特別注意的是疊層陶瓷噴嘴的沖蝕磨損。結(jié)果表示了相對于類似的無壓應(yīng)力陶瓷噴嘴，疊層陶瓷噴嘴有上好的沖蝕耐磨性。可靠的機制被解釋作為在制造過程中疊層陶瓷噴嘴進口和出口兩區(qū)域壓縮殘余應(yīng)力的形成，它可能會部份地與產(chǎn)生外部負載的張應(yīng)力相抵消。疊層結(jié)構(gòu)在陶瓷噴嘴中是一種有效的改善無壓應(yīng)力陶瓷噴嘴的沖蝕耐磨性的方法。鳴謝該研究受到了“中國 (50475133) 的國家自然科學(xué)基金”“高等教育 (20030422105) 的博士計劃專門研究基金”，“山東省 (Y2004F08) 自然科學(xué)基金”和“大學(xué)（NCET-04-0622）新世紀杰出人才計劃”的大力支持。參考文獻1李國英，曲面工程，北京，機械工業(yè)出版社，19982鄧建新，改良的機器制造陶瓷合成物表面完整性和可靠性的技術(shù)，曲面工程2000； 16(5):411 4.3Raykowski A，燃氣蝸輪機混合涂料的噴射清潔，存放移動和基體變形。磨損2001;249:12732.4Djurovic B ，纖維合成物的涂料移動和使用淀粉媒體噴射的鋁。磨損 1999;224:2237.5Oka YI ， Ohnogi H 。堅硬的粒子沖擊引起沖蝕損害依賴于沖擊角度，磨損1997;203204:573 9.6Finnie I， Stevick GR, 角研磨粒子碰撞角度在易延展金屬的沖蝕中的影響，磨損 1992;152:917.7Wellman RG ，艾倫 C ，沖擊角度和材料性能對陶瓷沖蝕率的影響，磨損1995;186 187:11723.8Srinivasan S，Scatterrgood RO ，沖蝕硬度對脆性材料的沖蝕的影響，磨損1988;128:139 52.9Shipway PH，Hutchings IM ，粒子性能對燒結(jié)的碳化硼沖蝕磨損的影響，磨損 1991;149:8598.10Bahadur S ，Badruddin R ，沖蝕粒子的特征和粒子大小與形狀對沖蝕的影響，關(guān)于材料磨損的國際會議學(xué)報，ASME，紐約，(1989):14353.11鄧建新，研磨空氣噴射的碳化硼噴嘴的沖蝕磨損，材料科學(xué)工程學(xué)A， 2005;408(1-2):227-33.12鄧建新，在沙噴處理中陶瓷噴嘴的磨損行為。歐洲陶瓷社會的雜志，2003;23:323 9.13鄧建新，張西華，劉平彰 ，干沙噴射的陶瓷噴嘴的磨損，國際摩擦學(xué) 2006;39(3):27480.14鄧建新，B4C/(W,Ti) C陶瓷噴擊噴嘴的沙子沖蝕性能。應(yīng)用陶瓷的進步2005;104:59 -64.15鄧建新，鄭中菜，在干沙噴射過程陶瓷和粘合的碳化物噴嘴的沖蝕磨損，英國的陶瓷交易， 2003;102:61 5.16Wood RJK ，Wheeler DW, Lejeau DC, 涂抹碳化鎢的CVD碳化硼的沙子沖蝕性能,磨損，1999;233 -235:13450.17鄧建新，煤-水-泥漿 (CWS) 陶瓷噴嘴的沖蝕磨損的機械裝置，材料科學(xué)工程A，2006;417(1 -2):1 -7.18丁澤亮，鄧建新，用煤水泥漿燒結(jié)的陶瓷噴嘴的磨損行為，國際陶瓷，2004;34(4):5916.19Lakshminarayanan R ， Shetty DK ，帶有殘余表面壓縮的分層的陶瓷合成物變堅固，美國陶瓷社會的雜志1996；79(1):79 87.20Cai PZ ，Green DJ，Al2O3/ ZrO2 混血疊壓片的機械性能，歐洲陶瓷社會的雜志，1998;5:2025 34.21Tarlazzi A，Roncari E ， Pinasco P ， Guicciardi S ，Al2O3/ZrO2- ZrO2 的疊壓合成物的磨擦行為，磨損，2000;244:2940.22Toschi F ， Melandri C ， Pinasco P ，殘余壓應(yīng)力對礬土/ 礬土氧化鋯疊層混合物的磨損的影響，美國陶瓷社會雜志，2003;86(9):1547 53.23Hillman C ， Suo Z ，疊壓片受雙軸的張應(yīng)力的裂痕，美國陶瓷社會雜志，1996;79:2127.24Marshall DB,Ratto JJ,Lange FF，分層的CeZrO2 和 Al2O3 的微混合物破碎韌性的提高，美國陶瓷社會雜志，1991;74:2979.25Sergo V ， Lipkin DM ， Portu GD ，礬土/氧化鋯疊壓片的邊緣應(yīng)力，美國陶瓷社會雜志1997;80(7):16338.26Portu GD ， Micele L ， Sekiguchi Y ，Al2O3/3 Y- TZP多層合成物殘余應(yīng)力分布的測量，2005;53:1511 20.27Portu GD ， Micele L ， Prandstraller D ，疊層陶瓷合成物的研磨磨損在，磨損，2006;260(9 10):1104 11.28鄧建新 ，劉麗麗 ，李建風(fēng) ，噴沙表面處理中基能上傾斜的陶瓷噴嘴材料發(fā)展，難熔金屬和高硬度材料的國際雜志，印刷，修正校樣13