预合金粉范文（精选8篇）
预合金粉 第1篇
钴具有很多的优越性能,诸如,对金刚石具有极优的把持力,良好的烧结性能,其产品能达到最优的密度,与其他金属粉末有很好的相容性,以钴为主的胎体在金刚石工具中有良好的适用性等,故到目前为止,一些排锯与绳锯采用了纯钴与高钴胎体,一些优质专业锯片不少仍采用含钴量较高的胎体。
但钴价昂贵,价格波动不定,供货渠道不够稳定,以及对工人身体健康有一定危害,加之钴是一种战略物质,在航空航天、国防工业、硬质合金与电池工业中具有广泛用途,故代钴预合金粉近十余年来在金刚石工具工业中越来越多地获得应用,其品种增多,性能不断完善,如法国Eurotungstene公司新增Next 900与Keen预合金粉,Umicore公司推出无钴Cobalite CNF预合金粉,Dr.Fritsch公司新增Master Tec 1, Master Tec-2预合金粉(见表1)。
预合金粉的优越性在于:胎体中各金属元素分布非常均匀,消除某单个金属元素的偏析与聚集;混料工艺简单,烧结温度低,有利于金刚石性能的发挥,减少石墨模具损耗,降低电耗,有利于降低成本;对金刚石把持力好,金刚石突出高,有利于提高锯切锋利度与使用寿命。
我国钴资源短缺,金刚石工具制造经常受到钴价波动的影响。引进与使用国外预合金粉末则价格昂贵,成本高。因此我国金刚石工具行业在发展低钴胎体与铁基胎体的同时,粉末制造厂家也开始研制与生产国产预合金粉末(见表2)。
近年来金刚石工具预合金粉的研制与生产具有下列特点:
(1)预合金粉在化学组分上向低钴与无钴胎体发展,以进一步降低成本与提高性价比。如Dr.Fritsch公司的DIABASE-V21的钴含量<15%,NEXT 900的钴含量<4%。Umicore公司的Cobalite CNF为无钴预合金胎体。
(2)预合金粉的使用性能进一步完善与提高。如Umicore公司的Cobalite CNF预合金粉,控制Sn/Cu比低于0.16,防止脆性相的产生,添加少量钨,可显著减少金属间化合物的形成,以及锡的分布不均问题。钨元素将阻止或限制锡向铁扩散,防止形成非常脆的铁-锡金属间化合物,以提高预合金的韧性。Eurotungstene公司的Keen 10, Keen 20预合金粉具有高的冲击强度与硬度,专门用于建筑工程及难以切割的材料。Dr.Fristsch公司新推出的Master Tec-1、 MasterTec-2预合金粉具有宽的烧结范围(700℃ ~860℃),其密度与硬度始终保持恒定不变。Master Tec-2的弯曲强度达到1500MPa,变形量8.6%,切口冲击强度为5.1焦尔/厘米2,是目前代钴预合金粉市场中韧性最好的预合金粉。非常适用于冲击载荷很高的钻进工程。
(3)产品向胎体全预合金化发展。预合金粉发展初期主要生产基础预合金粉,然后根据锯切对象的不同,在基础预合金粉为主的条件下添加20%、40%、60%的青铜,20%Fe或20%WC。近期新发展的预合金粉如Keen 10,Keen 20,cobalite CNF,MasterTec-1,MasterTec-2都是针对特定的用途,不用添加其他粉末的全预合金粉胎体。
(4)针对国内金刚石工具市场的需要,国内粉末制造厂家采用不同的方法如湿法冶金法,高压水(气)雾化法,机械合金化法和电解法等生产不同用途的预合金粉以满足国内市场的需求。
2 预合金粉性能的测试
以湖南伏龙江超硬材料有限公司的产品为例为将预合金粉推向市场,使用户更好的了解、掌握与使用该产品,粉末制造厂家必须给用户提供详尽的数据。下面以湖南伏龙江超硬材料有限公司的产品为例对有关预合金粉性能的测试做一简介。(对湖南伏龙江超硬材料有限公司生产的预合金粉末进行常规性能的测试,是由中国有色金属工业粉末冶金产品质量监督检验中心权威机构进行的,采用了先进的精密仪器进行检验)见表3。
2.1 粉末形貌的分析
采用扫描电子显微镜(SEM)高倍下可观察到粉末的形貌(见图1 a、b、c、d),而粉末的形貌取决于制粉方法与工艺。
湿法冶金方法:该法是将金属离子在水中溶解,合金中的不同元素及金属(如钴、铜、铁亚盐溶液)按正确的比例混合于溶液中形成金属盐,然后沉淀与还原而获得很好的金属粉末。其粒度在10μm以下,形状为似球形的多孔团聚体(见图1 a、b),具有很好的流动性、压制性与良好的烧结性能。烧结温度低,硬度高,韧性好,具有很好的金刚石把持力,制成的工具切割锋利。
高压水(气)雾化法:将合金粉末各元素的金属材料先经过真空感应炉熔炼,采用高压雾化介质(水或气体),通过雾化喷嘴将熔融金属流粉碎,粉碎液滴经固化形成细粒粉末。通过调节喷嘴几何尺寸,控制雾化介质及其它工艺参数,可获得一定尺寸与形状(球状或不规形状,见图1 c)的金属粉末。
机械合金化方法[16,17]:将两种或两种以上的金属粉末放置在高能球磨机内,通过粉末颗粒与磨球之间长时间激烈地冲击,碰撞,使粉末颗粒反复产生冷焊,断裂,导致粉末颗粒中原子扩散,从而获得合金化粉末(粉末的形貌见图1 d)。
2.2 粉末成分分析
在研制SB-1 FeNiCo预合金粉末时,对合金粉末最终产品的组成成分我们采用化学分析法,扫描电镜的能谱分析及X-射线荧光分析,三者结果相近,但更为准确快速的方法为X射线荧光分析法,其结果见表4。
2.3 热压烧结曲线的制订
Dr.Fritsch(飞羽)公司在研制Master Tec预合金粉末时,采用指定的热压烧结机,对40×3.6×10的刀头,在35N/mm2压力下,采用热电偶测温,在不同温度下,烧结时间为3min,一个模具烧结50个刀头,测定不同温度下刀头的密度与硬度,而得出图2的烧结曲线,确定了烧结温度以指导生产。
Umicore公司在制订Cobalite CNF预合金粉的热压烧结性能时,测定出不同烧结情况下的硬度,相对密度,还测定其抗冲击韧性,发现其韧性变化较大,在800℃和800℃以上,即可获得很好的韧性。当要求工具有很好的韧性时,则根据冲击韧性曲线,建议烧结温度为800℃或更高。
2.4 金刚石把持力的测定与比较
法国Eurotungstene公司在研制NEXT系列预合金粉时,采用50×10×4的烧结试样,进行了三点挠曲试验,两点距离为45mm,用测量仪器记录应力与变形,并绘制出应力(N)与挠曲变形(mm)的关系。说明NEXT 100对金刚石的把持力优于标准钴粉(Cobalt standed)和Couf钴粉。
2.5 抗氧化性能的测试
为了测试粉末的抗氧化性能,Umicore公司绘出了Cobalite CNF预合金粉和超细钴粉(CobaltEF)含氧量随时间的变化曲线,以说明与比较两者的抗氧化性能(见图3)
3 预合金粉末的应用
(1)以某一种预合金粉末作为基础胎体,再根据不同用途添加Cu/Sn、Fe、WC粉而获得特殊的性能与要求。表5以Dr.Fritsch公司的Diabase-V21为例,说明了添加不同粉末后获得的不同性能与用途。
(2)全预合金胎体锯切寿命比较
德国Dr. Fristsch(飞羽)公司将不同预合金粉末,加工成Φ400mm圆锯片,刀头尺寸为40×3.6×(8+0),24个刀头焊接在消音锯片基体上,采用SDA85+,40/50金刚石,浓度为22%,运用在Schlatter公司BS600桥式锯机上,16kW功率,锯切Baltic Brown菊花岗岩(又名啡钻),锯切面积625cm2/min,4个切程,切深9cm,往复式进行锯切,试切结果,寿命比较见图4。
比利时Umicore公司采用Cobalite HDR预合金粉做纯胎体与工业上标准粉末混合物加工成Φ400锯片,采用40/50目金刚石,浓度22.5%(0.98ct/cm3),锯切钢筋混凝土,0.8m长,含8×12mm钢筋,采用湿式锯切,切深50mm,进给速度1m/min,最大预调功率12kW,试切结果表明;Cobalite HDR锯片比标准锯片寿命提高了40%,锯切速度提高了50%,切割锋利,试切结果见表6。
(3)SB-1预合金粉初试效果
湖南伏龙江超硬材料有限公司采用电解沉积法,试制出SB-1型FeNiCo预合金粉,该法按照所要制备的预合金成分比例要求,调整原材料比例和电解液配方,确定合适的工艺参数,制得海绵状合金沉积物,然后经净化、烘干、还原、磨细得到预合金粉。
该预合金粉纯度高,无杂质,成分均匀,压制性能好,烧结温度低,硬度高,对金刚石把持力极好,制作的工具切割锋利。将该预合金粉添加Cu/Sn粉,制成Φ350mm锯片,刀头尺寸40×3.0×10,采用35/40,45/50,70/80金刚石,强度15kg金刚石,浓度25%,采用热压烧结机烧结,烧结温度730℃,硬度为HRB106~110。在金瑞新材料科技股份有限公司金刚石工具部试切车间进行了湿试试切。切机功率11kW,锯切丁字湾黑白花岗岩,板厚21mm,长1350mm,共锯切40刀,总长54m,锯片总磨耗量为0.1mm,平均锯切速度为5.4m/min,估计寿命为1008m。
对试切后锯片刀头观察,发现金刚石突出高,金刚石颗粒后部蝌蚪尾细长,说明胎体对金刚石把持力很好(见图5)。对烧结后刀头断口的扫描电镜分析表明,胎体刀头中预合金分布均匀。
初步试切结果表明:SB-1预合金成分均匀,成型性好,烧结温度低,硬度高,金刚石把持力好,制作的工具锯切锋利,磨耗少,寿命长,有待进一步稳定工艺,完善其性能。
4 小结
(1)国内外金刚石工具制造与应用的实践证明,研制生产与使用预合金粉是提高金刚石工具性能,降低成本的重要途径。
(2)代钴预合金粉的研制正向低钴、无钴预合金粉,全胎体预合金粉,提高其冲击韧性方面发展。
(3)为研制与用好预合金粉,预合金粉生产厂家,应对预合金粉的性能与工艺性能进行全面的测试与分析,为金刚石工具制造厂家提供更好的合作与服务。
预合金粉 第2篇
预扭转钨合金杆弹侵彻钢靶的数值模拟
在实验的基础上,对预扭转钨合金长杆弹提出了一个唯象的`本构模型和破坏准则,并针对预扭转钨合金长杆弹侵彻厚钢靶进行二维有限元计算,得到了侵彻过程中的主要物理图象和曲线,进而对计算结果进行了分析讨论.计算结果表明,侵彻过程中的主要物理数据与实验测量结果基本一致.
作 者：许沭华 王肖钧 张刚明 刘文韬 作者单位：许沭华(中国科学技术大学力学和机械工程系,安徽,合肥,230027;合肥工业大学机械与汽车工程学院,安徽,合肥,230009)王肖钧,张刚明,刘文韬(中国科学技术大学力学和机械工程系,安徽,合肥,230027)
刊 名：爆炸与冲击 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPLOSION AND SHOCK WAVES 年，卷(期)：2002 22(3) 分类号：O383.3 关键词：钨合金 预扭转杆弹 侵彻 数值模拟预合金粉 第3篇
制造金刚石工具,将单元素金属粉末进行机械混合进一步制得胎体材料的传统方法存在混合粉颗粒较粗,粉末表面易氧化,烧结活性差,以及制得的胎体烧结温度高,成分不均匀,合金化程度较低等缺点,限制其发展应用[1]。为提高胎体性能,人们在20世纪90年代提出了预合金粉概念,由于预合金粉合金化充分、组织均匀,不仅能大大提高烧结制品的抗压、抗弯强度,而且能降低烧结温度,缩短烧结时间,同时可避免金刚石高温损伤,并在切割性能相同的情况下降低生产成本,因此,预合金粉在金刚石工具制造业中的应用越来越广泛[2]。目前,鉴于钴粉价格较高,为进一步提高制得工具各方面性能,预合金粉向低钴化、无钴化、超细化、全预合金化等方向发展[3]。
按照“让每一粒金刚石都充分发挥作用”的理念,研究开发一种磨削工作一致性非常好的全预合金粉,用做金刚石工具胎体材料,是我们一贯的追求。作为强化胎体粉末,其在不同工具的配方中添加比例是广大用户最关心的问题。为降低工具成本、提高客户盈利空间,本文研究了添加不同比例的还原铁粉、铁铜合金粉、磷铁、锌粉对LFP全预合金粉末胎体性能的影响,探讨不同方法生产的粉末在金刚石工具胎体配方中的协同作用,为广大用户研制金刚石工具配方提供一些实际数据。
2 实验方法
本实验主要向LFP全预合金粉中添加不同比例的还原铁粉、锌粉、铁铜合金粉、磷铁(本实验采用粉末均为200目),经SM/3热压机烧结,烧结温度范围在720℃～920℃之间,保温4分钟,压力为20kN,研究其对LFP全预合金粉末胎体密度、硬度、抗弯强度性能的影响。
LFP全预合金粉采用电解法制得。
采用排水法测定胎体密度;采用HR-150DT洛氏硬度仪检测胎体硬度,使用标准为HRB;采用DKZ-5000型电动抗折试验机检测胎体抗折强度,跨距为28mm。
3 实验结果
3.1 LFP的烧结曲线
LFP由铁镍钴铜锡组成,含有骨架粘接材料和低熔点材料,可以实现液相烧结,可以净化粉末表面,易于形成合金,烧结过程可以和金刚石实现焊接性粘接而具有良好的把持力,胎体强度和耐磨性俱佳,可以让优质金刚石充分发挥作用。
图1～图3分别为LFP烧结体的硬度、抗弯强度、密度随烧结温度变化的实验曲线。它们表明LFP在很宽的温度范围内,基本性能变化不大。
3.2 向LFP内添加还原铁粉的烧结曲线
图4～图6是向LFP内添加还原铁粉的烧结曲线,这批样品的密实度较高,和投料量有关。
当加入的铁粉没超过30%时,烧结体的性能变化不大。尤其在750℃～850℃之间,烧结体性能相当稳定。
而当加入的铁粉超过40%时,硬度、抗弯强度、密度都明显降低。可能是因为过量铁的加入,超过了合金相对铁的溶解度,未形成良好的合金化,从而降低了胎体性能。
由图我们可以看出,铁镍钴铜锡在含铁30%的组分范围内、750℃～850℃工艺范围内能获得性能较为稳定的胎体材料,且在一定程度上调整了LFP胎体的硬度和抗折强度,可降低产品成本,保证产品质量。
3.3 向LFP内添加铁铜合金粉的烧结曲线
由图7看出,随铁铜合金粉加入量增大,胎体硬度变化较小,这可能是由于合金化都比较充分的影响。图8显示,随铁铜合金粉加入量增大,胎体抗折强度先略微增大后有较大幅下降。抗折强度先略微增大,这可能是因为铜可与Sn、Zn、Ni等制成性能优异的合金,如Cu-Ni-Zn等,这些合金在一度程度上提高了胎体的抗折强度。添加50%铁铜合金粉导致抗折强度有较大幅度下降,是由于铜铁的溶解度很低(铜在γ-Fe的最大溶解度为8%)[5],过多的加入铁铜合金粉,LFP的组分减少,烧结体中含镍量减少,一定量的铁铜合金粉未能与其它元素形成合金化,其本身强度并不高,导致抗折强度一定幅度的下降。
所以,向LFP中添加50%以内的铁铜合金粉,在很宽的工艺范围内,胎体性能几乎不发生变化,铁镍钴铜锡在比较宽的组分、工艺范围内能获得性能一致的胎体材料。这对保证产品质量的稳定性具有重要意义。与加入铁粉相比,加铁铜合金粉可以进一步降低胎体强硬度,对调控胎体性能能力更强些。
向LFP内添加铁铜合金粉,也是用雾化法制得的粉末与电解法制得的粉末配合使用的一种尝试,烧结体的密实度得到了提高,说明他们的成型性得到改善。硬度和抗折强度降低到更加适合制作刀头工作层,形成均匀物相的合金组分范围宽,避免了铁铜的组分偏析,在烧结性能方面形成了协同作用,值得我们继续做工作。
3.4 向LFP内添加磷铁合金粉的烧结曲线
图10和图11是加磷铁合金粉对胎体硬度和抗折强度的影响曲线,从图10中可以看出随着磷铁加入量增加,硬度有小幅增加,肖俊玲认为适量磷的加入可以改善胎体合金的显微组织,形成铁磷相,它是种硬脆相,从而能提高胎体的硬度。这可能是因为磷的加入,加快了镍铁向铜相中的扩散速度,诱导高熔点粉末颗粒的高能部位如角棱边大量熔解,使合金化更充分、更均匀,因此在一定程度上提高了胎体硬度[4]。从图11中可以看出随着磷铁加入量增加,与LFP胎体抗折强度相比,抗折强度不同程度下降,特别是加入量为20%时,抗折强度急剧降低,这是因为铁磷相是种硬脆相,过多的加入使胎体硬脆相过多,导致胎体脆性增加韧性下降,致使抗弯强度下降。同时从图12中可看出添加10%和20%磷铁胎体从800℃开始在烧结过程中出现渐多的流失,导致密度明显下降,这也是抗折强度下降的一个原因。
因此我们可以得出,向LFP中添加磷铁粉,胎体性能变得硬而脆,工艺范围变窄。而这种硬而脆的胎体对锋利度要求高的工具是个不错的选择。
3.5. 向LFPA内添加锌粉的烧结曲线
LFPA是在LFP中加入了50%的FeCu40的一种粉末,锌的加入对胎体硬度和抗折强度的影响可从图13和图14的曲线中看出,随着烧结温度增加,胎体硬度和抗折大体先略微上升后逐渐下降,这是因为锌是低熔点金属,它的加入导致混合粉熔点降低,更早地出现液相,实验中发现在800℃就出现流失现象,且随温度升高流失现象越严重,由于锌的蒸汽压高,蒸发点(907℃)低,920℃时在烧结过程中均观察到有金属火星溅出,说明流失很严重,因此我们在图15可以看到,随着温度升高,胎体密度大体呈下降趋势,920℃时基本达到最低,这是导致硬度和抗折强度下降的主要原因。另外锌易形成金属间化合物,例如和铁可以生成FesZn2l、FeZn9、FeZn3等,其他元素也有类似的情况,如Cu-Zn、Mn-Zn、Ni-Zn、Co-Zn[5],这些金属间化合物性能一般较差,这也是导致胎体硬度和抗折强度下降的原因。随着锌加入量的增加,胎体硬度和抗折强度大体呈下降趋势,这是因为锌加入量过多导致大量锌无法与其他金属元素形成化学冶金结合,这些游离的锌本身强硬度不高,从而导致胎体硬度和抗折强度不断下降。特别是无化合态的锌在高于907℃烧结会汽化大大降低胎体密度,从而使胎体性能急剧下降,锌加入量为50%在920℃时的硬度抗弯强度数据很清楚地说明了结果。
利用锌粉添加对LFP胎体性能影响的规律,我们认为向LFP中添加10%以内的锌粉,胎体性能变软,高温流失加剧,可以据此将其运用到对硬度要求不太高的切割陶瓷产品的金刚石工具上。
4 结论
①向LFP中添加30%以内的铁粉,胎体性能几乎不发生变化。
②向LFP中添加50%以内的铁铜合金粉,胎体性能几乎不发生变化。
③向LFP中添加磷铁粉,胎体性能变得硬而脆,工艺范围变窄。
④向LFP中添加10%以内的锌粉,胎体性能变软,高温流失加剧。
⑤铁镍钴铜锡在比较宽的组分范围内能获得性能一致的胎体材料。
⑥铁镍钴铜锡在比较宽的工艺范围内能获得性能一致的胎体材料。
⑦用锌粉或磷铁调整LFP胎体性能,能获得专业配方。
⑧LFP作为基础配方粉,具有净化功能和强化功能以及优良的工艺性能,是制备优质金刚石工具的好材料。
摘要：文章以合金粉末烧结体的密度、硬度、抗弯强度为判据,进行烧结曲线实验,分别研究添加还原铁粉、铁铜合金粉、磷铁、锌粉对LFP全预合金粉末性能的影响,探讨不同方法生产的粉末在金刚石工具胎体配方中的协同作用,为更好使用预合金粉末提高金刚石工具性能提供了一些有益的实验支持。
关键词：预合金粉末,金刚石工具,烧结工艺
参考文献
[1]吕申峰,李季,夏举学.国内外预合金粉末在金刚石工具中的应用[J].金刚石与磨料磨具工程.2006,154(4):81-82.
[2]申思,宋月清,汪礼敏,等.预合金粉末在金刚石工具中的应用[J].粉末冶金工业.2006,16(6):37-42.
[3]姜荣超,陶先罗,郑日升.预合金粉末的发展、性能测试与应用[J].超硬材料工程.2009,21(2):1-3.
[4]肖俊玲,胡国程,丘定辉.高磷铁基金刚石工具胎体合金的研究[J].湖南冶金.2001(6):21-26.
预合金粉 第4篇
我国金刚石工具业与石材加工业使用80%的金属结合剂胎体的加工石材锯切, 磨削抛光工具, 每年使用大量的金属粉末与预合金粉末, 但是由于使用的工艺与设备不同, 诸如, 气雾化、水雾化、化学共沉积法, 机械合金化和多金属化学共沉积法等。生产过程、保管与储存条件不同, 如环境温度与湿度, 氧含量的控制与还原方法与工艺的不同, 将导至金属粉末与预合金粉的供货状态、质量与纯度不同。表征粉末质量的性能指标有多种, 如粒度、形状、氧含量、松装密度、流动性、压制性能、烧结体的致密度, 硬度及抗弯强度等。因此, 不断完善预合金粉的使用性能, 以满足金刚石工具使用性能的需求极为重要。
1 氧含量对金刚石工具性能的影响
金属粉末与预合金粉的氧含量是个重要指标。金属粉末的氧含量, 有化合态的, 如氧化物中的氧;也有吸附态的, 包括H2O、O2;还有固溶态的。氧的存在对烧结时的合金化有较大影响, 粉末颗粒外表面的氧化膜, 吸附的H2O和O2, 它们包围着粉末或粉末颗固 (二次颗粒) , 这些氧不除掉, 将大大影响粉末的可烧结性与工具的使用性能[1]。因此探讨粉末与预合金粉的氧含量对胎体与工具使用性能的影响, 寻求更好的还原工艺技术, 将具有重大意义[2,3]。我国已是世界上金刚石与金刚石工具生产大国, 但还不是强国, 特别是当前我国正进行经济结构方式的转变, 将致力于发展建设绿色环保, 循环经济与可再生能源的利用和低碳经济社会, 这将对我国金刚石工具进入世界生产强国具有重大意义。
1.1 氧含量对烧结基体机械性能的影响[2]
该试验采用合金体系配方, 分别制取氧含量在 (2500～12000) ×10-6范围的预合金粉末, 在相同的烧结工艺条件下, 制备 (3.2×8×40) mm抗弯试样, 测试不同氧含量试样的强度与硬度, 用扫描电镜进行断口显微组织分析, 以确定氧含量对烧结基体微观组织结构的影响。测试结果见图1与表1。
1.2 氧含量对烧结胎体把持金刚石能力的影响
粉末中的氧, 尤其是表面氧含量, 对烧结基体把持金刚石的能力影响极大 (见图2-4) 。粉末颗粒表面氧化膜的存在, 阻碍了颗粒间的界面结合, 致使烧结组织疏松, 致密化强度较差 (见图2.a) , 氧化膜隔离了金属颗粒与金刚石的接触, 而氧化膜本身对金刚石无润湿能力, 故烧结基体与金刚石间出现较大的缝隙 (见图2.b) , 因此, 基体对金刚石的机械把持力极差, 金刚石极易松动脱落。
当氧含量在5000×10-6时, 烧结体的显微组织得到改观:颗粒间的界面结合力加强, 低熔点物料的润湿铺展改善, 组织致密化程度提高, 对金刚石的包镶力得到较大提高, 基体组织与金刚石间的缝隙减小, 把持力增强 (见图3a、3b)
当氧含量在 (3000～4000) ×10-6时, 烧结颗粒间的界面结合状态良好, 组织致密化程度较高 (见图4a) , 基体与金刚石间基本无缝隙 (见图4b) , 金刚石把持力得到很大提高。
图2～4的SEM扫描电镜分析中, 不足之处是对金刚石把持力缺乏量化。法国Eurotungstene公司采用长×宽×厚 (50×10×4) mm平行六面体试样, 进行三点抗弯强度试验, 记录下了力与挠度变化的完整曲线 (两支点距离为45mm) 见图5[4]。NEXT100在800℃烧结时其金刚石的把持力要优于标准钴粉与COF钴粉在800℃烧结时对金刚石的把持力。图6显示的是不同氧含量的钴基胎体试样力与挠度冲击反应曲线[5,6]。
1.3 氧含量对工具冲击韧性的影响
在中直径锯片和薄壁钻头研制中, 工具用于锯切与钻进混凝土、钢筋混凝土时, 以及大直径墙锯的制作时, 对工具的冲击韧性要求较高, 而氧含量的高低影响则工具的冲击韧性 (见图7) [5]。
1.4 氧含量对工具锋利度及使用寿命的影响
笔者[2]采用预合金配方, 在相同的金刚石选配和烧结工艺条件下, 制作Φ105mm小锯片进行切割试验, 干切 (60×2) cm中硬花岗岩“中国黑”结果见表2。
笔者[2]认为, 适合的氧含量应控制在 (2500～4800) ×10-6为宜。
资料[7]介绍了两种水雾化研制的高硬度、高韧性、高耐磨性的铁基预合金粉TD200/TD300, 其粒度为300目, 松装密度不大于3.5g/cm3, 氧含量为 (1500～2000) ×10-6。为进一步降低其氧含量, 采用TD-H200-500 (自制) 还原炉, 其功率为1.5kW, 温度区间为200℃～700℃, 生产效率为50 kg/h。还原温度为380℃～480℃, 氧含量降低到 (100～200) ×10-6, 出炉后粉料节块, 再经球磨破碎、筛分、分批、真空封装。认为合理的氢气还原工艺, 可降低水雾化预合金粉的氧含量, 提高了锯片质量。
资料[8]在研制TB01激光焊接过渡层粉末时, 通过共沉淀反应与锻烧获得金属氧化物复合粉, 再将其转入全自动推杆煅烧还原炉内, 用氨分解气进行还原, 温度600℃～800℃, 氨分解气流量2～4m3/h, 时间50～90分钟, 被还原出来的金属通过扩散完成合金化过程, 获得的合金粉末其费氏粒度 (FSSS) 不超过10μm, 总含氧量不超过1wt%, 激光焊接试验表明, 其焊接强度达到或超过BSEn13236:2001安全标准。
上述试验表明, 目前国内还没有相应的有关粉末氧含量的企业标准、行业标准及国标。要求金刚石工具行业同仁在这方面共同探讨与努力, 但有一点是共同的, 当采用金属粉末或预合金粉生产金刚石工具时, 必须满足BSEn13236:2001安全标准。
2 不同设备条件下的还原工艺
2.1 大直径锯片刀头大批量生产条件下对金属粉末质量状态的要求
福建与山东地区主要生产锯切花岗岩的大直径锯片刀头, 产品批量大, 许多企业产值过亿, 刀头烧结机多达10台, 20台甚至多达30台。过去都以人工称料, 装模为主。现在已发展到以冷压机自动压制薄片刀头, 人工装模 (粉压片, 铁片交替装成七明治刀头) , 8分钟热压烧结工艺。因此金属粉末用量大, 可做到即来即用, 厂家多无金属粉末还原设备。因此, 要求金属粉末供应商按刀头生产厂家要求, 供应相应质量与纯度的金属粉末, 特别对氧含量有相应要求。
2.2 小批量生产, 采用管式还原炉还原金属粉末工艺
中小规模刀头与锯片生产厂家, 一般备有管式氢气还原炉或利用井式炉还原金属粉末, 然后经过搓筛、混料, 压制锯片与刀头。不同金属粉末的还原温度见表3[9]。
值得指出的是, 此时要控制好反应气体的平衡常数K值。 (见公式1)
undefined或K=H2O体积分数/H2的体积分数 (1)
平衡常数K的大小随温度的变化而变化, 图8表示铁-铁氧化物反应的平衡常数与温度的关系, 由图可清楚判断, 何时可得到期望的还原反应, 何时铁被氧化。要求注意降低烧结气氛的露点, 控制好K值[10], 使用高纯氢气, 减少氢气中的含水量。
2.3 氮气保护气氛下锯片整体热压烧结
丹阳锋泰华昌公司, 石家庄博深公司和北京安泰公司曾从韩国DIEX.Co引进CSF-500型锯片整体热压烧结炉。炉内未安装炉胆, 实际上都采用氮气作为保护气氛进行烧结, 若采用氢气还原气氛, 则氢气与炉内加热用镍铬丝直接反应, 易引起加热元件氢脆而断裂, 使设备事故增多, 维修量增大, 一般烧结出炉后, 另用一圆筒形炉胆罩住被烧结工件, 通入氮气保护以防止锯片氧化。
2.4 氢气还原气氛下的锯片整体热压烧结
金海威公司的SF-500V烧结炉, 郑州长城公司的SJL-70烧结炉, 丹阳宏皓公司的DL99-35型烧结炉与郑州机械研究所的JRL-01烧结炉[11], 在烧结炉内增设炉胆, 并进行密封, 使氢气与镍铬加热电阻元件隔开, 减少加热元件的氢脆, 氢气还原气氛仅在炉胆内与工件反应, 进行活化烧结。该炉型是当前我国金刚石工具行业使用最多的设备, 有的厂家多达30台, 它有利于提高密度与锯片的锋利度。
为进一步改进该炉型, 提高锯片烧结质量, 韩国DIEX.Co曾推出HSF500/2双工位热压氢气烧结炉, 金海威公司则推出SF400D与SF500D双工位热冷压烧结炉, 适用于生产金刚石砂轮, 高档陶瓷片, 玻璃或宝石切割片, 也可用于金刚石刀头的热压烧结。锯片完成热压烧结后, 平移至冷压炉内, 继续在冷压炉内的保护气氛下加压冷却, 保证工件不变形, 提高了刀头与锯片质量。这对于略有氧化的金属粉末特别有效, 因为该氢气炉烧结时具有脱氧作用, 山西太原刚玉公司全部采用该设备进行生产。
2.5 排锯刀头的真空烧结
我国长江三角洲、珠洲三角洲和福建地区每年从国外进口大量名贵大理石及澳洲砂岩, 在国内用排锯 (框架锯) 加工销往国内外, 其优势是可加工大规格板材, 提高石材加工效率和成材率。通常锯条数量多达80、90、100、120、140、160、180根, 由于锯切时是锯条来回往复运动, 金刚石后面无蝌蚪尾保护, 故对刀头质量烧结与焊接及锯片安装调试要求很高。故排锯刀头真空烧结获得广泛应用。真空烧结可保护炉内与产品的清洁, 可重复生产, 是受控无反应的气氛。它可防止金属氧化, 使金属产品脱气、脱脂、脱氧, 防止杂质进入炉内烧结区, 进行活化烧结, 提高产品质量, 并可防止石墨模具的氧化而降低烧结成本。因而各种单相、三相、圆筒形、箱形真空烧结炉在金刚石工具行业获得广泛应用。
此外为进一步保证烧结质量, 在完成刀头冷压后, 将刀头先期进行还原, 然后再组装装入石墨模内, 进行最终真空烧结。
摘要：随着预合金粉末在金刚石工具中使用量的增加, 使用范围的不断扩大, 不断完善预合金粉末的性能, 进一步满足金刚石工具应用的需求, 具有重大作用与意义。在预合金粉末生产方法中:湿法冶金方法生产的预合金粉, 广泛并成功地应用在国外, 但成本高, 在国内市场应用较少。机械合金化方法多用于科研中, 批量生产能耗大。在国内主要采用气雾化、水雾化、多金属化学共沉积法等生产预合金粉末。文章探讨了氧含量对金刚石工具性能的影响;介绍了国内不同生产设备条件下的还原工艺, 进一步提出不断完善预合金粉性能的各种途径, 以满足金刚石工具应用的需求。
关键词：预合金粉的性能,金刚石工具,综述,气雾化,水雾化,多金属共沉积法
参考文献
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预合金粉 第5篇
胎体材料传统的做法是单元素金属粉末进行机械混合而获得, 混合粉颗粒较粗, 粉末表面易氧化, 烧结活性差。这种方法获得的胎体烧结温度高, 胎体成分不均匀, 有时不能达到完全合金化。20世纪90年代, 比利时Umicore[6]首先提出预合金粉末概念。预合金粉末有其显著的优点[7]:预合金粉比机械混合粉末元素分布均匀, 从根本上避免了成分偏析, 使胎体组织均匀;预合金粉合金化充分, 使胎体具有高的硬度和高的冲击强度, 可提对金刚石的把持力;预合金化明显降低了烧结过程中金属原子的扩散所需的激活能, 烧结温度低, 烧结时间短, 这一方面有利于避免金刚石高温损伤, 另一方面可降低石墨模具用量与电能消耗。因此, 预合金粉末很快就在金刚石工具行业中得到推广应用。目前, 大多数金刚石锯片、取芯钻头及其他天然石材和建材加工工具的制造商在产品制造过程中, 除了使用纯钴外, 均使用相当比例的预合金粉末, 预合金粉末已占据金刚石刀头 (节块) 所用金属粉市场的25%[8], 其应用领域不断拓宽。
目前, 预合金粉末主要采用雾化法、机械合金化法与共沉淀法等方法制备。与其他方法相比, 共沉淀还原法具有如下优点:不需要用昂贵的高纯金属作原料, 而直接从无机盐开始, 避开了高纯金属的冶炼过程;共沉淀中各金属元素间的混合高度均匀, 使合金化可以在较低的温度下进行, 避免了雾化法所需的高温熔炼和长时间的均匀化热处理;可以精确控制各组分的含量, 使不同组分实现分子/原子水平的均匀混合, 粉体烧结活性高, 所需工艺设备简单廉价等特点[3,7]。因此, 用共沉淀还原法制备的预合金粉末, 即可以避免机械混合法制备的混合粉末的不均匀性, 又可以避免雾化法的设备、成本要求高的缺点。但由于沉淀法制备粉体有可能形成团聚结构, 从而破坏粉体的某些特性, 一般认为, 从液相反应的化学沉淀, 到沉淀物的洗涤、干燥及煅烧处理过程都有可能形成团聚体。在制备过程中, 选择合适的沉淀条件, 包括选择合适的盐溶液、沉淀剂, 最佳的沉淀工艺参数, 选择最佳的煅烧条件, 均可减少团聚体的产生。因此本工作采用双注并流沉淀法制备金刚石制品用FeCoCu预合金粉末, 研究了共沉淀反应溶液的浓度、共沉淀反应的温度及其溶液滴加速度和方式等对粉末性能的影响, 并对其使用性能进行实用性研究, 为探索新型实用的金刚石制品用FeCoCu预合金粉末提供理论与实验依据。
1 实验方法
按质量比 (FeCl2·4H2O) ∶ (CoCl2·6H2O) ∶ (CuCl2·2H2O) ∶ (H2C2O4·2H2O) =2599∶1009∶54∶2667配料, 将FeCl2·4H2O, CoCl2·6H2O和CuCl2·2H2O倒入加液釜中, 然后再加入去离子水, 配成Fe2+∶Co2+∶Cu2+摩尔比为73∶25∶2的浓度为0.2～1.0mol/L的水溶液, 再将草酸倒入另一个加液釜中, 然后加入去离子水, 配成浓度为0.2～1.0mol/L的草酸溶液。将金属盐溶液和草酸溶液通过加液釜以相同速率分别加入到反应釜中进行共沉淀反应, 反应温度为20～80℃, 充分搅拌后加入氨水溶液调整反应溶液的pH值, 反应20min后再静置沉淀2h, 获得Fe, Co, Cu的复合草酸盐沉淀物。沉淀物经过滤分离后, 用去离子水清洗, 当滤液的电导率小于20μs/cm 时, 再将沉淀物置于干燥箱中除去表面吸附水, 再将沉淀物放入推杆煅烧炉内煅烧, 煅烧温度为500℃, 煅烧时间为70min, 使Fe, Co, Cu的复合草酸盐沉淀物充分分解, 得到Fe, Co, Cu的复合氧化物粉末。将Fe, Co, Cu复合氧化物粉末放入推杆还原炉内用氨分解气进行还原, 还原温度400～600℃, 氨分解气的流量为2.5m3/h, 还原时间为20～60min, 获得Fe73Co25Cu2预合金粉末。将粉体置于真空热压烧结炉内进行真空热压烧结, 真空度为0.1 Pa, 压制压力为27MPa, 烧结温度为850℃, 烧结时间为10min。
采用真空热压烧结法制备过渡层, 烧结压力为27MPa, 烧结温度为850℃, 刀头尺寸为50mm×3.2mm×10mm, 其中工作层高度为8mm, 过渡层高度为2mm。工作层胎体的配方为:预合金粉末为75% (质量分数, 下同) , Ni为5%, 663合金为20%。采用德国产DC025板条CO2激光器 (标准功率为2500W, 波长为10.6μm) 与韩国产LWB15/20激光锯片焊接工作台进行焊接试验。焊接功率为1375W, 速度为3m/min, 双面焊接。钢基体材料为50Mn2V中碳钢, 尺寸为:ϕ336mm×ϕ25.4mm×2.2mm×19 (刀口数量) 。为了进行比较, 以国外某公司生产的预合金粉末为过渡层, 采用同样的方法制备并焊接刀头。将焊接好的刀头在2h以内放入高温干燥箱内在285℃保温2h回火处理, 冷却至室温, 放置48h后测试刀头的焊接强度。
采用D/max-rA10衍射仪对粉末进行物相分析;用日本的JSM-6360LV型扫描电子显微镜 (SEM) 对粉末和抗弯试样断口的形貌进行分析。TH-300型洛氏硬度计和WE-300液压万能材料试验机分别测量试样的表观硬度和抗弯强度。采用扭力扳手检测焊接强度, 直接得到的数据为扭矩 (N·m) , 然后再将扭矩换算成焊接强度 (MPa) 。扭矩与焊接强度之间的换算公式如式 (1) :
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式中:σb为焊接强度;Mbmax为最大扭矩;Lv为刀头长度 (mm) ;E为钢基体的厚度 (mm) 。根据式 (2) 可以得到最小焊接强度与最小合格扭矩之间的换算公式:
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式中:σmin为最小焊接强度 (BS En13236:2001安全标准规定达到的最小焊接强度为600MPa) ;Mbmin为最小合格扭矩。将Lv=50mm, E=2.2mm, σmin=600MPa代入公式 (1) 可得, Mbmin=24.2N·m。检测焊接强度时, 开始检测扭矩24.2N·m, 双面检测, 依次递增5N·m, 直至刀头与钢基体的焊缝断裂, 记录扭矩大小, 再根据公式 (1) 计算焊接强度。将平均焊接强度与600MPa的比值称为焊接强度平均安全系数, 它表示过渡层与钢基体的整体焊接可靠程度, 比值越大, 整体安全程度越高。将最小焊接强度与600MPa的比值称为焊接强度最小安全系数, 它表示过渡层与钢基体的最小可靠程度, 比值越大, 出现单个刀头断裂的可能性越小。
2 结果与讨论
2.1 混合金属盐溶液与沉淀剂溶液的浓度对预合金粉末的收得率与粒度的影响
图1所示为混合金属盐溶液、沉淀剂溶液的浓度与粉末收得率和粒度的关系曲线。由图1可见, 随着混合金属盐溶液A与沉淀剂溶液B的浓度的增大, 预合金粉末的粒度呈现明显的增加趋势, 同时收得率也随之缓慢增加。这是因为, 当溶液的浓度较高时, 在反应液中易形成非常稠的沉淀物, 溶液的黏度较大, 导致前驱体粉末分散性差, 当进行热分解时, 很难将其分散开来从而导致粉末粗化。由图1可见, 当溶液A, B的浓度约为0.6mol·L-1时, 预合金粉末的收得率和粒度同时具有比较理想的结果。
2.2 共沉淀反应温度对预合金粉末的收得率与粒度的影响
图2所示为共沉淀反应温度对预合金粉末的收得率与粒度的影响。由图2可见, 随着温度的升高, 粉末的粒度与收得率均呈增大趋势。这是因为, 溶液的过饱和度直接影响晶核的生成和生长。当溶液中溶质数量一定时, 温度高则过饱和度降低, 晶核生成速率减小, 而当温度低时, 由于溶液的过饱和度增大, 而使晶核的生成速率提高。研究表明, 晶核生成速率最大时的温度低于晶核生长速率最大时的温度, 即在低温时有利于晶核的生成, 不利于晶核的生长, 所以在低温时颗粒较为细小[9]。由图2可见, 当反应温度约为65℃时, 预合金粉末的收得率和粒度同时具有比较理想的结果。
2.3 还原温度及时间对预合金粉末的含氧量与粒度的影响
如图3所示为还原温度、还原时间对预合金粉末的含氧量与粒度的影响曲线。由图3 (a) 可见, 随着还原温度的升高, 粉末的含氧量逐渐降低, 而粉末的粒度却逐渐增大。这是因为, 当还原温度较高时, 氧化物的还原反应速度加快, 从而使粉末的含氧量降低;但温度的升高会使粉末颗粒之间在互相烧结时出现再结晶及晶粒长大, 从而导致粉末颗粒变粗, 反之, 粉末的粒度则细化。由图3 (b) 可见, 随着还原时间的延长, 粉末的含氧量逐渐降低, 而粉末的粒度却逐渐增大。这是因为当还原时间较长时, 氧化物的还原反应得到充分进行, 从而使粉末中的含氧量较低;但时间的延长同样会使粉末颗粒之间在互相烧结时出现再结晶及晶粒长大, 而导致粉末颗粒变粗。由图3可见, 当还原温度为450～550℃、还原时间为30～50min时, 具有比较理想的结果, 粉末中的含氧量约为0.6%, 粉末的粒度约为2μm。
2.4 预合金粉末的显微结构与成分表征
图4所示为采用上述最优工艺参数制备的预合金粉末的XRD图谱。由图4可知, 所制备的预合金粉末为复合相粉末, 即含有Co3Fe7 (PDF卡片号:48-1817) 和CoFe (PDF卡片号:44-1433) 两物相, 均为金属间化合物, 这表明, 采用该工艺所制备的粉末实现了预合金化。另外, 衍射图谱中未见到Cu相关的衍射峰, 这主要是因为材料中Cu原子所占比例较小, Fe∶Co∶Cu (摩尔比) =41.3∶13.4∶1, 同时Cu与上述两物相形成固溶体, Cu原子进入两相的晶格里面, 故衍射谱上没有Cu相关的衍射峰出现。
图5所示为预合金粉末的形貌在不同放大倍数下的SEM照片。由图5可见, 粉末的外形呈近球形, 颗粒表面光滑, 颗粒间形成聚合体。通过聚集方式得到的二次颗粒被称为聚合体或聚集颗粒。实际上, 聚合体有两种形式, 即所谓的团粒和絮状体。团粒是由单颗粒靠范德华力粘接而成的, 其结合强度不大, 用研磨、擦碎等方法或在液体介质中被分散成更小的团粒或单颗粒。絮状体则是在粉末悬浊液中, 由单个颗粒或二次颗粒结合成的更松软的聚集颗粒。由图5可见, 在较低放大倍数下观察到的粉末呈团粒状, 而在较大放大倍数下观察到的粉末呈絮状体。
2.5 预合金粉末的应用实例
预合金粉末烧结块的力学性能参数见表1, 可见, 在850℃下烧结的预合金粉末烧结块体具有较高的弯曲强度和硬度, 同时还具有较高的致密度。表2所示为过渡层与基体的焊接强度数据。由表2可见, FeCoCu合金粉末过渡层的焊接强度完全达到并超过BS En13236—2001安全标准。另外, 与国外某公司过渡层相比, FeCoCu合金粉末过渡层具有更高的焊接强度以及更好的安全性和可靠性。因此, FeCoCu合金粉末可以替代国外进口的粉末作为过渡层实现金刚石锯片的刀头和50Mn2V钢基体的激光焊接, 从而可大幅度降低国内激光焊接金刚石锯片生产企业的生产成本。
(单位:MPa)
3 结论
(1) 随着混合金属盐溶液A与沉淀剂溶液B的浓度的增大, 预合金粉末的粒度呈现明显的增加趋势, 同时收得率也随之缓慢增加。当溶液A, B的浓度约为0.6mol·L-1时, 预合金粉末的收得率和粒度同时具有比较理想的结果。
(2) 随着温度的升高, 粉末的粒度与收得率均呈增大趋势, 当反应温度约为65℃时, 预合金粉末的收得率和粒度同时具有比较理想的结果。
(3) 随着还原温度的升高, 粉末的含氧量逐渐降低, 而粉末的粒度却逐渐增大;随着还原时间的延长, 粉末的含氧量逐渐降低, 而粉末的粒度却逐渐增大。当还原温度为450～550℃、还原时间为30～50min时, 具有比较理想的结果, 粉末中的含氧量约为0.6%, 粉末的粒度约为2μm。
(4) 所制备的预合金粉末为复合相粉末, 即分别具有Co3Fe7和CoFe物相结构, 采用该工艺所制备的粉末实现了预合金化。粉末在较低放大倍数下观察到的粉末呈团粒状, 而在较大放大倍数下观察到的粉末呈絮状体。
(5) 在850℃下烧结的预合金粉末烧结块体具有较高的弯曲强度和硬度, 同时还具有较高的致密度。FeCoCu合金粉末过渡层的焊接强度完全达到并超过BS En13236—2001安全标准。另外, 与国外某公司过渡层相比, FeCoCu合金粉末过渡层具有更高的焊接强度以及更好的安全性和可靠性。
摘要：采用共沉淀法制备了金刚石制品用FeCoCu预合金粉末, 研究了共沉淀反应溶液的浓度、反应温度与还原温度、时间对粉末收得率与粒度的影响, 并对其使用性能进行实用性研究。结果表明:采用共沉淀法可以制备出良好的预合金化粉末, 随着混合金属盐溶液与沉淀剂溶液的浓度的增大, 预合金粉末的粒度呈现明显的增加趋势, 同时收得率也随之缓慢增加;随着温度的升高, 粉末的粒度与收得率均呈增大趋势;随着还原温度的升高和还原时间的延长, 粉末的含氧量逐渐降低, 而粉末的粒度却逐渐增大。在850℃下烧结的预合金粉末烧结块体具有较高的弯曲强度和硬度, 同时还具有较高的致密度。FeCoCu合金粉末过渡层的焊接强度完全达到并超过BS En13236—2001安全标准。与国外某公司过渡层相比, FeCoCu合金粉末过渡层具有更高的焊接强度以及更好的安全性和可靠性。
关键词：金刚石制品,FeCoCu,沉淀法,预合金粉末
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预合金粉 第6篇
关键词：硬质合金,建设项目,职业病危害,预评价
某企业主要从事硬质合金生产和销售, 产品广泛用于金属切削、地质钻探及合成金钢石等相关行业, 拟在本市某工业园建设新厂区。为预防、控制和消除该建设项目可能存在的职业病危害因素, 保护劳动者健康, 同时为卫生行政部门审批该建设项目提供科学依据, 受该企业委托, 本中心于2009年7月对该建设项目进行了职业病危害预评价。
1对象与方法
1.1 基本情况
该企业占地60亩, 定员260人, 年产硬质合金顶锤、超细晶粒硬质合金元棒、金属陶瓷刀片等硬质合金产品1 000 t。新建原料车间、烧结车间、压制车间、机加工车间、制氢站等生产车间, 设置休息室、更衣室、职工食堂、浴室、职工公寓等辅助用室。
1.2 评价内容
主要包括选址及总体布局、生产工艺及设备布局、建筑卫生学要求、职业病危害因素识别与评价、职业病危害防护设施、应急救援、个人使用的职业病防护用品、辅助用室及职业卫生管理措施。
1.3 评价方法
本次评价主要采用类比法及检查表法。选择与拟建项目的生产工艺、产品、原料、作业方式等相似的企业进行类比调查和监测。依据工程分析结合类比企业调查结果, 将建设项目有关职业卫生内容与国家标准、规范要求进行对比分析。
1.4 评价依据
依据《中华人民共和国职业病防治法》、卫法监发[2002]63号《建设项目职业病危害评价规范》《建设项目职业病危害预评价技术导则》《工业企业设计卫生标准》《工作场所有害因素职业接触限值》等法律法规、标准及规范进行评价[1,2,3]。
2结果
2.1 生产工艺流程
蓝色氧化钨在密闭电炉内用氢气还原为金属钨粉, 经炭化变成碳化钨粉;添加少量金属钴粉、微量炭化钛等原料在球磨机内加乙醇湿磨、过筛;加入丁苯橡胶 (用120#汽油溶解) 混匀后水浴加热干燥。干燥后经挤压或模压成型获得各种规格的毛坯。毛坯装入模具 (装舟) 放入真空烧结炉、冷却后根据产品的要求进行机械加工。
装舟时毛坯之间的填充物为氧化铝 (Al2O3) , 烧结后使用振动擦碎筛除去烧结毛坯表面的氧化铝。
氢气来源:以液氨为原料, 使用自动型氨分解制氢纯化装置在氨触酶催化下制取氢气, 经变压吸附N2和H2分离, H2供应烧结车间烧结炉使用, N2高空排入大气中。整套装置采用自动控制, 无专人值守, 定期巡检。
2.2 类比企业职业病危害因素检测
依据该项目工程分析、结合类比企业调查确定, 生产过程可能产生的主要职业病危害因素有粉尘、钨及其化合物、溶剂汽油、丁二烯、苯乙烯、氨、高温及热辐射等。
2.2.1 粉尘
该项目粉尘主要为氧化钨粉尘、碳化钨粉尘、氧化铝粉尘。对类比企业9个接尘工种的时间加权平均浓度和12个接尘岗位短时间接触浓度进行了监测。其中, 烧结毛坯过筛岗位氧化铝粉尘短时间接触浓度超标 (4.97～7.42 mg/m3) , 其余监测结果均符合国家职业卫生标准 (0.71～3.21 mg/m3) 。超标原因为类比企业烧结毛坯过筛岗位布置8台振动擦碎筛, 设备布置密集, 个别设备密闭不严有氧化铝粉尘逸出。
2.2.2 毒物
对类比企业钨及其化合物、溶剂汽油、丁二烯、苯乙烯4种毒物的时间加权平均浓度和短时间接触浓度及对氨的短时间接触浓度进行了检测, 检测结果均符合国家职业卫生标准, 钨及其化合物0.92～3.78 mg/m3, 溶剂汽油10.23～21.75 mg/m3, 丁二烯、苯乙烯、氨低于检出限。
2.2.3 噪声
该项目主要噪声源为合匹机、配碳机、回旋筛、振动擦碎筛、油压机等, 对类比企业15个噪声作业岗位进行了监测, 超标岗位:湿磨机91.7 dB (A) 、振动擦碎筛88.1 dB (A) ;其余13岗位噪声强度为78.7～83.4 dB (A) , 符合国家职业卫生标准。噪声检测结果合格率为86.7%。
2.2.4 高温
对类比企业还原炉、烧结炉等工作场所进行了监测, 其WBGT为25.6～27.8℃, 高温作业分级为Ⅱ～Ⅲ[4], 结合相应工种体力劳动强度及接触时间率判断, 符合相应卫生标准要求[3]。
2.3 选址
拟建项目位于工业园内, 符合本市总体规划, 充分考虑卫生、环保、气象、生活用水、工业废水排放等因素。周围无居住区、学校、医院和其他人口密集的被保护对象, 与其他企业无交叉污染, 符合国家标准。
2.4 总平面布置
该项目总平面布置分区明确, 生产区与生活区分开设置, 生产区内原料制备, 烧结、压制、机加工等分别设置在不同的车间内, 混胶室单独房间设置, 并与其他车间隔一定距离;尽可能将产生粉尘的车间与产生毒物的车间分开;产生高噪声的车间与低噪声的车间分开;热加工车间与冷加工车间分开, 基本符合国家标准。
2.5 建筑卫生学与卫生辅助用室
本项目在采暖、通风、空气调节、采光照明等方面拟按照国家有关标准设计。拟设置休息室、更衣室、浴室、厕所及妇女卫生室等卫生辅助用室, 符合《工业企业设计卫生标准》的相关规定。
2.6 职业病防护措施
2.6.1 防尘
该项目可研报告拟设立烧结毛坯过筛室, 密闭尘源, 并设置抽风及水浴除尘设施。通过工程分析及类比调查可知, 球磨、球磨后的过筛、掺胶、硬质合金机加工为湿式作业, 可有效减少粉尘的产生。
2.6.2 防毒
拟在车间外设立单独的混胶室、混胶室设轴流风机通风, 并设计事故通风换气次数>12次/h。液氨罐露天布置, 上方设遮阳棚和事故喷淋装置。
2.6.3 防噪声与振动控制技术
该项目拟选用低噪声的设备, 并采用适当减振、隔声、消声等措施;湿磨机、振动擦碎筛均单独房间布置, 设置隔声操作室观察设备运行。
2.6.4 防暑降温
在各操作室、车间办公室设置空调用于温度调节, 烧结车间拟设计为空气调节车间, 夏季室内温度设计为25～28℃。
2.7 个人使用的职业病防护用品
拟配置防尘口罩、防毒口罩、防噪声耳塞, 其他未作详细说明。
2.8 应急救援
拟在制氢站氨罐旁设置氨气报警器、事故喷淋装置、喷淋洗眼装置, 其他未作说明。
3讨论
3.1 评价
本项目选址、总体布局、设备布局、建筑卫生学、职业病危害防护设施、个人使用的职业病防护用品、应急救援及辅助卫生用室等方面基本符合《工业企业设计卫生标准》要求, 从职业卫生角度分析, 该建设项目是可行的。该项目建成投产后可能存在和产生的主要职业病危害因素有粉尘、钨及其化合物、溶剂汽油、丁二烯、苯乙烯、氨、高温及热辐射等, 其中氨为《高毒物品目录》所列的化学因素, 但氨分解制氢纯化装置无专人值守, 定期巡检, 类比检测结果低于检出限。根据《建设项目职业病危害分类管理办法》规定, 结合该项目职业病危害因素的浓 (强) 度、接触人数、频度、接触时间分析, 认为该拟建项目为职业病危害一般的建设项目。
3.2 建议
3.2.1 职业病危害防护设施
该项目可行性研究报告中初步考虑了防尘、防毒、防噪及防暑降温措施, 这些措施合理、可行。针对噪声和粉尘危害较重的环节进行了重点考虑, 在具体设计过程中要保证这些设施和措施的落实。在项目试运行阶段进行职业病危害控制效果评价, 以检验这些设施的效果, 并加以完善。做好定期的职业病危害因素检测评价工作, 发现问题及时解决。
3.2.2 职业卫生管理
项目投产前应根据国家职业卫生有关法律、法规的要求, 结合项目的具体情况, 设立职业卫生管理机构, 配备职业卫生管理人员;制定职业病防治规划及实施方案;制定具有可操作性的职业卫生管理制度, 对职业病危害因素检测、职业病危害因素告知、职业健康监护、职业卫生培训、个人使用的职业病防护用品、职业病危害事故应急救援、档案管理、职业病危害防治经费等做出明确规定。
3.2.3 应急救援
该项目存在高温、氨等职业病危害因素, 可引起高温中暑、氨中毒, 应成立应急救援组织机构、制定相应的职业病危害应急救援预案、配备相应的应急救援设施, 并进行定期演练。
3.2.4 职业健康监护
应根据国家有关规定, 委托有职业健康检查资质的机构按规定的检查项目和周期做好职业健康监护工作。
参考文献
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(2) GBZ 1-2002, 工业企业设计卫生标准 (S) .
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预合金粉 第7篇
陈康华等[12,13,14,15,16]对7xxx系铝合金进行了近固溶度高温预析出处理,发现高温预析出可实现在保持合金强度的同时,通过调控其晶界析出相尺寸与分布,显著改善抗应力腐蚀性能。然而该处理制度一般用于7xxx系铝合金,如7055[13,16],7A52[14,15],7085[17]等的T6处理或T7处理,关于固溶预析出后再进行T8处理等新型热处理制度对2519A合金力学及腐蚀性能的影响目前鲜见报道。本工作借助光镜(OM)与透射电镜(TEM),通过晶间腐蚀实验与恒载荷应力腐蚀实验,全面研究了预析出对2519A铝合金局部腐蚀行为的影响,并初步探讨了微观组织与合金不同腐蚀机制之间的关系,为高强耐蚀2519A铝合金的制备提供了理论依据。
1 实验材料与方法
2mm厚2519A铝合金板材成分为Al-5.8Cu-0.2Mg-0.3Mn-0.06V-0.2Zr-0.05Ti(质量分数/%)。固溶后降温析出处理工艺为:薄板经535℃×4h保温后,随炉降温至520,495,480℃保温0.5h后,淬入室温冷水中。经24h自然时效后在130轧机上分别进行0%与10%的冷轧变形,最后在101A-3型恒温干燥箱内进行180℃的人工峰时效处理,其中预变形量为0%的样品峰时效制度为180℃×12h,预变形量为10%的样品则为180℃×6h。降温析出处理工艺如图1所示。
晶间腐蚀性能测试按国标GB7997—98[18]进行。采用YFC-3型应力腐蚀拉伸机对薄板的应力腐蚀性能进行测试,试样尺寸如图2所示。其中加载应力选取合金屈服强度的90%,腐蚀介质为3.5%(质量分数)的NaCl溶液,并加入体积比为1%的H2O2进行加速腐蚀,记录拉伸试样断裂天数,结合拉伸断口的特征判断不同状态下合金的相对应力腐蚀敏感性。在CSS-44100拉伸机上进行力学性能测试,试样加工尺寸如图3所示。
透射电镜样品平行于轧面截取,经机械减薄至0.08mm厚,冲片成直径为3mm的圆片,在MTP-1A型双喷电解抛光仪上减薄至出现微孔,抛光液为30%的硝酸甲醇溶液,用液氮冷却,抛光温度为-30~-20℃,电压为15V,电流80~100mA。TEM观察在Tecnai G220型电子显微镜上进行,加速电压200kV。
2 实验结果
2.1 力学性能
2519A合金T6与T8态合金降温析出温度与其力学性能的关系曲线如图4所示。
对T6态合金:常规固溶并峰时效处理,即无析出样品屈服强度与抗拉强度分别为328.2MPa与411.2MPa,伸长率为14.2%,固溶后降温至520,495℃与480℃的峰时效合金,其强度呈先升高后下降趋势,在析出温度480℃时,强度最低,而伸长率相应达到最高。值得注意的是,析出温度控制在495℃以上时,合金的强度并未下降(见图4(a))。
对T8态合金:常规固溶、预变形并峰时效处理,即无析出样品屈服强度与抗拉强度均比T6态合金的高,分别为419.8MPa与447.3MPa,而伸长率则略有下降(12.0%),这主要是由于预变形促进析出相形核所致[9]。T8态样品固溶后降温过程中,合金屈服强度(394,348,390MPa)均低于无析出样品。由此可知,固溶后进行合适的降温析出处理(520~495℃),可维持T6态合金的力学性能,T8态合金的力学性能略有降低(见图4(b))。
2.2 晶间腐蚀性能
T6与T8态合金经降温析出处理后其晶间腐蚀性能如图5与图6所示。T6态无析出样品发生严重晶间腐蚀,平行轧制方向出现均匀的晶界宽化现象,晶间腐蚀深入基体内部,其最大腐蚀深度达220μm。520℃析出样品晶界宽化现象减弱,轧面沿晶腐蚀区域局域化(如图5(b)所示),出现类似于点蚀坑的腐蚀表面。尽管蚀坑剖面观察仍为沿晶腐蚀,但从整体上看,其抗晶间腐蚀性能比无析出样品略有提高。495℃析出样品最大腐蚀深度较520℃的略有降低,同时仅局部区域出现微坑。至480℃,样品最大腐蚀深度最小,仅为120μm,合金抗晶间腐蚀能力最强。可见,随着析出温度降低,T6态合金抗晶间腐蚀性能得以提高。
T8态样品表面均较平整,清洗后仍无明显的腐蚀沟出现,截面观察各样品均无明显沿晶界腐蚀迹象,仅有浅的蚀坑出现,因此样品中最大腐蚀深度计算采用蚀坑中心距原始表面的距离。通过对大量清洗后的表面进行腐蚀坑统计及截面观察与计算,发现520℃析出温度表面的蚀坑数量最少,蚀坑纵向深度也最小,无析出样品次之,495℃样品点蚀坑面积逐渐增大,至480℃时,样品表面蚀坑增多并相互连通,其腐蚀通道仍非沿晶腐蚀。由此可知,T8态合金基本无晶间腐蚀敏感性,固溶后降温析出温度对T8合金晶间腐蚀敏感性无明显影响。
(a)无析出;(b)520℃析出;(c)495℃析出;(d)480℃析出(a)no precipitation;(b)precipitation at 520℃;(c)precipitation at 495℃;(d)precipitation at 480℃
(a)无析出;(b)520℃析出;(c)495℃析出;(d)480℃析出(a)no precipitation;(b)precipitation at 520℃;(c)precipitation at 495℃;(d)precipitation at 480℃
2.3 抗应力腐蚀性能
样品应力腐蚀开裂时间与时效状态之间的关系如表1所示。
由表1可知,对T6态样品,随着降温析出温度断裂时间升高,480℃时其抗应力腐蚀开裂时间最长,达9天。对T8态样品,断裂时间均大于T6态,其应力腐蚀开裂天数先提高后降低,在520℃时,其应力腐蚀性能最好。随析出温度降低,T8与T6态样品的开裂时间趋于一致。由应力腐蚀实验结果可知,合金的应力腐蚀敏感性与晶间腐蚀有较强的相关性,固溶后降温析出有助于提高T6态合金的腐蚀性能,而对T8态合金,在仅在520~495℃之间的降温析出处理可改善其抗应力腐蚀开裂性,断裂天数有所增加,但增幅小于T6态合金。
2.4 TEM组织分析
图7为不同温度析出处理的T6态样品的TEM形貌。
由图7可知,固溶后降温析出温度对T6态合金的显微组织有着显著影响。T6态无析出样品的晶界及晶内组织如图7(a)所示,晶界析出相较为粗大且连续分布,无析出带(Precipitation Free Zone,PFZ)较宽,达140nm,而晶内分布着高密度的弥散强化相θ″与θ′[9]。固溶降温至520,495℃,时效样品内晶界析出相尺寸减小,间距略有增加;晶内析出相密度在520℃时仍比较高,而后随降温析出温度的降低递减。降温至480℃时,晶界析出相长大且近圆棒状分布,间距最大,同时PFZ最宽,晶内析出相密度最低,同时有较明显的宽化现象。
图8为不同温度析出处理的T8态样品TEM组织。由图8可知,经冷轧预变形后,相对于T6态而言,样品内晶界析出相断续分布明显,尺寸较小,PFZ相对也较窄,这与文献[9]中获得的结论一致。T8态样品中,无析出样品晶内仍为高密度分布的析出相,而随析出温度降低,析出相密度呈下降趋势,通过对大量TEM图片进行统计,发现其降幅较小,远低于T6态样品中由析出温度降低而引起的密度下降。随析出温度降低,晶界析出相平均间距无明显变化,均在100~120nm之间,而PFZ则随析出温度的降低而变宽,由520℃时的85nm逐渐增至113,141nm。
(a)无析出;(b)520℃析出;(c)495℃析出;(d)480℃析出(a)no precipitation;(b)precipitation at 520℃;(c)precipitation at 495℃;(d)precipitation at 480℃
(a)无析出;(b)520℃析出;(c)495℃析出;(d)480℃析出(a)no precipitation;(b)precipitation at 520℃;(c)precipitation at 495℃;(d)precipitation at 480℃
3 分析与讨论
高Cu/Mg比Al-Cu-Mg合金的时效析出序列通常为:α固溶体→G.P.(Ⅰ)→G.P.(Ⅱ)(θ″)→θ′亚稳相→θ稳定相[19]。由于晶内与晶界在析出相形核与长大热动力学上的差异,时效态2519A铝合金晶内与晶界析出组织差别显著。晶内析出相通常为G.P.区、θ′(或θ″)相与θ相,晶界析出相为θ相,同时存在晶界无析出带[2]。这些析出组织特征随热处理工艺参数的变化而变化。晶内平衡析出相(θ相)析出少,亚稳相(G.P.区、θ′相)析出多,尺寸小而弥散,沉淀强化效应越显著,合金的强度越高;而晶界析出相(θ相)尺寸和间距越大,抗应力腐蚀性能越好。主要是由于应力腐蚀条件下晶界析出相可作为阴极相,其周围的PFZ作为阳极相优先溶解,晶界析出相间距越大,可增加应力腐蚀开裂的阻力[20]。在晶间腐蚀溶液中,析出相间距较大时,晶界的阴极相周围基体即便溶解,也无法形成连续的腐蚀通道,因此有助于提高其抗晶间腐蚀性能。在应力腐蚀过程中,合金表面萌生点蚀后,逐渐扩展形成微裂纹,微裂纹缓慢扩展,直至合金发生断裂。大量的研究表明,PFZ相对于铝基体而言,其硬度较软。尽管晶界上析出相分布较为离散,但PFZ造成微裂纹扩展较快,导致合金的应力腐蚀性能变差,因此PFZ越宽,使合金的应力腐蚀性能越差。
对于T6态样品,预析出制度对该合金力学性能与腐蚀性能的影响规律与7xxx系铝合金基本一致[13,14]。在接近固溶度预析出时固溶体处于低过饱和度,析出驱动力小,发生局部脱溶,仅在晶界析出平衡相,晶内几乎没有析出相,预析出对基体组织的影响不大。随着预析出温度降低,2519A合金在相对535℃固溶温度较低的480℃析出时,晶内和晶界均有析出,淬火后固溶原子过饱和度比较小,所以时效后的沉淀强化效果也相应减小,因而合金在480℃析出后强度最低。在520,495℃预析出与峰时效时,晶界上优先形核的第二相粒子和富集溶质原子作为时效析出的核心。在时效阶段,长大变粗、间距宽的析出相(见图7(b-1)~(c-2)),同时PFZ逐渐加宽,形成T6态合金的典型组织。这种处理改善了合金的局部腐蚀敏感性(见图5与表1),使其晶间腐蚀深度减小,抗应力腐蚀时间由1天提高到9天,因此,合金的抗腐蚀性能随固溶后降温析出温度降低而提高。
对于T8态样品,在预析出与预变形共同作用下,其组织与性能变化规律与T6略有不同。一般来说,固溶后时效前的常规预变形,可引入高密度位错,为人工时效过程固溶原子的析出提供优先形核点。对无析出的T8态合金,其力学性能要比T6态合金的高,同时其腐蚀性能也相应地优于T6态,这与李慧中、刘玲对预变形2519合金的研究以及作者早期的研究结论基本一致[6,7,9]。降温析出过程中,晶界析出若消耗了一部分溶质原子,则晶内溶质原子的过饱和度相应降低,因为合金中的溶质原子数量是一定的。对于预变形过程中引入的位错与可利用位错择优析出的溶质原子之间是竞争的过程。预析出温度较高(如520℃与495℃),淬火态合金内溶质原子的过饱和度仍比较高,那么这些原子可能在时效过程中利用引入的位错优先析出,因此位错密度下降较大,同时仍会有部分溶质原子在晶内形核析出,故此时对合金强度的主要贡献项仍是析出相。而在预析出温度较低时的情况(如480℃),淬火态合金内溶质原子的过饱和度较低,时效过程中溶质原子在位错上的优先析出驱动力不大,仍有较高密度位错保留在晶内,这时合金强度来源于位错与析出相的共同作用,因此,480℃析出时强度相应比495℃的略高,合金的力学性能不会出现类似T6时的明显下降。
由于T8态合金预变形引入了大量位错有利于形核,使得淬火后的过饱和空位浓度也降低,因此T8态合金的PFZ相对T6的(见图7(d-2))要窄很多,相应T8合金的抗应力腐蚀性能明显得到提高。同时由于溶质原子大量利用晶内位错形核析出,向晶界扩散的比例减小,因此,晶界析出相不会明显的长大、变粗(见图8(d-2))。针对480℃析出的样品,可能是由于淬火后晶界已出现窄的无析出带,故在最终人工时效过程中,其PFZ也最宽。因此其应力腐蚀开裂天数最短,仅8.8天。
综上所述,固溶后高温预析出工艺能够使T6态2519A合金在强度损失较小的情况下,提高其抗晶间腐蚀与抗应力腐蚀性能,但由于预变形的作用,使得降温析出改善T8态合金的腐蚀性能仅在520~495℃这个温度区间适用。
4 结论
(1)2519A合金经预析出处理后,T6态与T8态样品晶界析出相均发生粗化,间距加大,但T6态样品变化趋势大于T8。
(2)预析出处理可使T6态2519A合金抗应力腐蚀性能得到明显改善,合金的应力腐蚀开裂时间由无析出时的1天提高到480℃析出的9天,晶间腐蚀最大深度由220μm下降到120μm;腐蚀形貌由无析出时连续的沿晶腐蚀变为局部微坑腐蚀,而抗拉强度损失较少。
(3)预析出处理对T8态2519A合金性能的影响较小,合金的抗应力腐蚀开裂时间由无析出时的10天先增加到14.9天,后降至480℃析出时的8.8天,而晶间腐蚀的最大深度无明显变化,腐蚀形貌也基本呈现点坑状。
摘要：研究了固溶后预析出对2519A铝合金的拉伸性能、恒载荷应力腐蚀和晶间腐蚀性能的影响,并通过透射电镜进行组织观察,分析了影响机理。结果表明:预析出提高了T6态2519A合金局部腐蚀性能,合金应力腐蚀开裂时间由无析出时的1天提高至9天,晶间腐蚀最大深度由220μm下降到120μm,而抗拉强度仍有400MPa。合适的预析出也可提高T8态合金局部腐蚀性能,开裂时间由无析出时的10天可增加到520℃析出时的14.9天,晶间腐蚀的最大深度和腐蚀形貌无明显变化,而预析出的抗拉强度有所降低。合适的预析出使T6与T8态样品晶界析出相粗化,间距加大,这是局部腐蚀性能提高的主要原因。
预合金粉 第8篇
腐蚀损伤形貌直接影响遭受腐蚀损伤的铝合金结构的剩余寿命,因此腐蚀形貌是计算剩余寿命的物理出发点,损伤参量多为腐蚀形貌的某个几何参数。文献[1,2,3]使用腐蚀深度描述表面腐蚀形貌;文献[4,5,6]使用表面腐蚀面积率描述表面腐蚀形貌;文献[7,8]使用蚀坑的长宽比等参数描述腐蚀表面形貌。然而这些参数都只描述了腐蚀形貌的一个方面,无法整体上反映腐蚀形貌。文献[9,10]给出了腐蚀表面形貌的分形维数,认为分形维数可以从整体上表征腐蚀表面形貌复杂程度,但是并未研究分形维数与剩余寿命之间的关系。
本文以实测腐蚀表面形貌轮廓线为基础,对垂直于载荷方向的腐蚀表面轮廓线的分形维数进行了研究。定义分形维数为铝合金预腐蚀后剩余寿命所遭受损伤的表征参量,得到了铝合金分形维数和剩余寿命之间的关系。
1 试验
1.1试件
试验材料为LC4CS铝板材,厚度为2mm。试件尺寸见图1。试件夹持段及过渡段用硅胶保护,试验段使用乙醇清洁表面。
1.2EXCO溶液
按航标HB5455-90配制EXCO溶液,配方为:NaCl(234g/L)、KNO3(50g/L)、HNO3(6.5g/L)、H2O(余量)。
EXCO溶液体积与试样试验面积之比为20mL/cm2。由于腐蚀时间较长,每隔48h检查一次溶液浓度,适量添加HNO3使溶液的pH值保持在0.4。
1.3LC4CS腐蚀过程描述
试件浸入EXCO溶液后,表面有气泡生成并有轻微变色及腐蚀,但由于钝化膜的保护,没有出现点蚀和剥蚀现象。当金属自腐蚀电位达到其破裂电位时,钝化膜破坏,试样表面出现不连续点蚀,蚀坑边缘有轻微鼓起。点蚀孔向四周和深度方向发展,互相连接的腐蚀坑形成锯齿状。初期由于蚀坑较浅,反应介质充足,腐蚀速度较快;随着浸泡时间的延长,腐蚀速度减慢,试样表面出现少量鼓泡,继而破裂,鼓泡破裂后的试样表面有轻微剥落层;当腐蚀到一定时间后,腐蚀扩展到基体内部,试样表面严重变色,剥蚀严重,从腐蚀形态来看,表层金属已完全脱落,锯齿状不明显(图2)。
1.4表面轮廓线
使用VHX-1000三维显微镜对试件表面腐蚀形貌进行测量得到横截面轮廓线,测量间距为1mm,见图3。轮廓线上每个像素点代表实际尺寸约为0.4μm。
1.5疲劳试验
室温条件下,对预腐蚀时间分别为0、50h、100h、150h和500h的试验件进行疲劳加载,采用轴向等幅加载方式,载荷应力比为0,加载频率为10Hz。最大加载应力分为两种,其中最大加载应力为156.53MPa的有效试验件为14件,最大加载应力为313.03MPa的有效试验件为16件。试件编号及剩余寿命见表1。
2 预腐蚀剩余疲劳寿命损伤参量
2.1断口附近形貌与分形维数
试验件断裂破坏后,从图3中测得的轮廓线中选取最靠近断口两侧的轮廓线,每个试验件选取5条,共150条,然后测量每条轮廓线上的腐蚀深度,得到不同预腐蚀时间下轮廓线的平均腐蚀深度和最大腐蚀深度,见表2。其中,轮廓线编号为试件编号加轮廓线数,如LC4_2试件的第3条轮廓线编号为LC4_2_3。图4给出了不同预腐蚀时间下试验剩余寿命均值随预腐蚀时间的变化规律。
文献[1,2,3]中对于预腐蚀剩余寿命评估大多采用腐蚀深度作为损伤参量,然而由图4可知,随着时间的延长,剩余寿命基本呈单调下降趋势,而表2中腐蚀深度却呈现明显波动性,可见腐蚀深度无法很好地表征预腐蚀对于剩余寿命的影响。
本文用圆规维数描述断口附近腐蚀表面轮廓线。用半径尺寸为ε的圆规从曲线一端作圆弧和曲线相交,以交点为圆心作下一个圆弧,重复此操作,直至得到曲线总长度为L(ε)。减小ε后测量得到更大的L(ε)。当ε足够小时,可以得到腐蚀表面轮廓线的真实长度。该真实长度包含了蚀坑等腐蚀形貌的完整信息,可以用来描述腐蚀形貌特征。标尺ε由腐蚀表面轮廓线投影长度逐渐减小到图像可分辨的最小尺寸,作lgL～lgε图后得到斜率为负的直线,则存在如下幂函数关系:
L(ε)=ε1-D (1)
式中,D为腐蚀表面轮廓线的分形维数。
由lgL～lgε图中直线部分斜率(α=1-D)可计算得到分形维数D。计算断口附近150条腐蚀表面轮廓线的圆规维数,图5给出了LC4_3_1轮廓线的lgL～lgε图,其余轮廓线lgL～lgε图与其类似。
腐蚀表面轮廓线为不规则分形,其自相似性是近似的或统计意义上的,这种自相似性只存在于标度不变区域,因此圆规维数的标尺范围也应该在该标度不变区域范围之内。图5中lgL～lgε曲线在一定标度内呈一条直线,其标度不变性是有限的,由该直线斜率可以计算得到分形维数。根据计算得到的五种不同预腐蚀时间下30件试验件腐蚀表面轮廓线的分形维数,可求得同一预腐蚀时间下的轮廓线分形维数均值。图6给出分形维数均值随预腐蚀时间的变化规律,由图6可见,随着腐蚀时间的延长,分形维数有所增大,但渐趋平缓。
2.2预腐蚀剩余寿命损伤参量
由图4和图6可知,分形维数D和剩余寿命N都呈幂函数变化,两者之间应存在一一对应关系。图7对比了不同预腐蚀时间下轮廓线分形维数均值和剩余寿命均值。由图7可知,剩余寿命和分形维数之间,具有良好的线性关系。虽然最大载荷不同,但是直线斜率相同。定义断口附近腐蚀表面轮廓线分形维数为预腐蚀剩余寿命损伤参量,图7表明预腐蚀剩余寿命损伤参量可以表征预腐蚀对于剩余寿命的影响,而这一参数不受施加载荷的影响。使用断口附近腐蚀表面轮廓线的分形维数作为预腐蚀剩余寿命损伤参量可以很好地描述不同载荷下试件的剩余寿命。
2.3讨论
剩余寿命均值与分形维数均值之间存在线性关系,且在经受不同疲劳载荷下直线斜率相同,表明铝合金剩余寿命受预腐蚀影响可以用轮廓线分形维数表征且与载荷无关。直线的截距则由当前载荷下未腐蚀试件的剩余寿命决定。因此,预腐蚀试件的剩余寿命可以由轮廓线分形维数和未腐蚀试件疲劳寿命得到。
每条轮廓线都可以根据图7中的线性关系计算得到对应试件的剩余寿命。由每个试件的5条轮廓线可以得到该试件的计算寿命均值、最大值和最小值,见图8。
每个试件的剩余寿命计算值均值都处于2倍分散带内,仅有部分试件的剩余寿命计算值的最大值或最小值超出2倍分散带。虽然轮廓线的选取具有一定的随机性和人为主观性,但无论选取那一条轮廓线,由其分形维数计算得到的剩余寿命大部分都处于2倍分散带内。表明腐蚀表面轮廓线分形维数受腐蚀形貌分散性的影响较小,可以很好地表征试件预腐蚀剩余寿命。然而试件剩余寿命不但受到表面腐蚀形貌的影响,同时也受到材料分散性影响。轮廓线分形维数虽然可以表征预腐蚀对剩余寿命的影响,但是无法表征单个试件的材料分散性,因此剩余寿命计算值仍有一定分散性。
3 结论
(1)腐蚀表面纵向轮廓线的分形维数能够很好地描述腐蚀形貌随预腐蚀时间的变化,其值随预腐蚀时间延长单调上升,并且上升速率逐渐降低。
(2)分形维数作为预腐蚀剩余寿命损伤参量与剩余寿命之间存在线性关系且与载荷无关。由腐蚀表面纵向轮廓线的分形维数可以预测预腐蚀试件的剩余寿命。
(3)分形维数作为预腐蚀剩余寿命损伤参量可以减少测量随机性的影响,分析表明无论随机选取那条轮廓线,其计算剩余寿命大多都处于2倍分散带内。
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