摩擦处理范文（精选7篇）
摩擦处理 第1篇
对于部分牧草种子,如果未经处理或处理技术不正确,会出现种子发芽率低或不发芽现象。这种具有生活力但由于种皮外表有一坚韧致密层而不能吸水、没有发芽能力的种子,称之为硬实种子[1,2]。对于硬实种子,播种前应进行解除硬实处理。传统方法有变温浸种和加酸处理两种。这两种方法是利用化学与热学原理对植物种子进行解除硬实处理,皆易对种子的胚芽造成损坏。牧草种子颗粒小,采用上述传统方法解除硬实比较困难,而摩擦处理可以解除牧草种子硬实现象。
1 硬实种子摩擦机原理与结构
1.1 摩擦机原理
本装置利用输料螺旋的推进作用,使牧草种子之间、种子与螺旋及壳体之间发生均匀揉搓作用。最后,种子在两摩擦盘之间被合理地挤压与摩擦,流进收集箱。揉搓、挤压和摩擦使种皮产生微裂纹,提高种皮渗透水性,提高种子发芽率。
1.2 主要结构
摩擦机由电机、机架、输料螺旋、摩擦盘、压力调节装置、进料斗、搅拌器和支架等组成,如图1所示。
其主要性能参数为:
输料螺旋工作长度/mm:500
输料螺旋外径/mm:100
叶片与外壳间隙/mm:2
生产率/kg·h-1:300
2 性能试验
2.1 试验物料及指标
草木栖是我国北方最为重要的栽培牧草,在收获的种子中硬实率高达20%～80%[3],播种后水分不易渗入种子胚芽而影响发芽。以草木栖种子为试验材料,试验指标应用ISTA标准所完成的发芽率试验及其结果分析来表示[4,5]。该指标考虑了种子胚芽受伤等种子损失情况,为一综合指标。
2.2 试验方案
根据摩擦机基本原理可知,影响处理效率的因素主要有螺旋转速、出料压力和螺距,故选它们为本次试验的3因素。为了初步确定上述3因素对处理效率影响的主次作用和最佳参数组合,试验采用一次回归正交设计,其因素水平编码如表1所示。
试验方案如表2所示。每个处理试验做3次,取其平均值作为该处理的试验指标值[6]。
3 试验结果及分析
试验结果与数据处理如表2所示,方差分析如表3所示。
从表2可以看出,3个因素对分离效率影响的作用依此为: 摩擦机出料压力(回归系数为bj=6.85,极差为R=13.68)、螺旋转速(回归系数为bj=0.7,极差为R=1.35)、螺距(回归系数为bj=-0.5,极差为R=1.09) [7,8]。前者的显著水平明显优于后两者,且试验因素间交互作用不明显。
3.1 出料压力对处理效率影响极显著
种子在螺旋叶片间的揉搓强度以及摩擦盘间的摩擦强度与出料压力密切相关。出料压力愈大,揉搓区种子的密度愈大,揉搓强度愈大;摩擦区种子受到的摩擦强度愈大,种皮产生微裂纹的几率越大,解除硬实效率愈高。
3.2 螺旋转速和螺距对处理效率影响较小
在输料区转速与螺距虽然影响种子轴向和切向速度,但在此区段种子受到的压力并不大,则物料的摩擦力较小,搓强度较低,因此解除硬实不明显。在摩擦区,种子密度和压力的增大主要受出料压力的限制,而与转速和螺距无关,故转速与螺距对解除硬实效率影响不大。
3.3 回归方程
通过回归正交设计整理得到以处理效率Y为试验目标的回归方程,即
Y=72.23+0.012Z1+0.006 Z2-0.063 Z3
式中 Z1—螺旋转速;
Z2—出料压力;
Z3—螺距。
从表3可以看出,回归方程是极显著的(а=0.005),且方程拟合较好[9]。
4 结论
1) 利用输料螺旋与摩擦盘配合使种子间相互揉搓,种子在摩擦盘间受挤压与摩擦作用而解除硬实。种子摩擦处理机的原理和结构简单,解除硬实率高。解除硬实主要是靠摩擦盘的挤压与摩擦作用,输料区解除硬实作用不大。
2) 影响处理效率的最佳组合:螺旋转速为450r/min,出料压力为3600Pa,螺旋螺距为60mm。
3) 试验结果和回归分析表明,出料压力对处理效率影响极显著。如果加大出料压力,可使处理效率进一步提高。经试验,在加大出口压力后,处理效率可达95.2%。
参考文献
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摩擦处理 第2篇
关于这种新焊接方法的接头形式，推荐如图2-5所示的各种接头形状，
搅拌摩擦焊技术(二)-搅拌摩擦焊工艺
气动摩擦式飞剪常见故障处理 第3篇
1. 飞剪不剪
制动器不退出或离合器无法投入, 造成不剪。检查高压风和电磁阀控制是否正常。检查气源 (包括气动三大件) , 确认气包是否有压力, 气动三连件是否堵塞。离合器阀体有无窜气现象, 若窜气及时更换电磁阀。快排阀风管、阀芯是否脱落损坏。旋转接头是否脱落、气囊是否严重漏气。离合器外圈联结螺栓是否切断。制动器是否常制动或抱死。确认电磁阀是否常得电、冷却制动器或调整制动器间隙。离合器间隙是否太大, 或损坏打齿。若确定调整离合器间隙、更换打齿部件。
热金属检测器故障, 检查PLC输入M8模块A8有无信号, 测M8-08有钢时输入有无24V电压, 若无则更换热金属检测器。制动阀、离合器阀故障, 检查剪切时M3模块有无制动器和离合器动作信号输出。测量制动器、离合器输出24V电压。无输出电压则更换M3模块;有24V电压输出则更换制动快排阀、离合器快排阀。成品主机编码器及脉冲分路器故障, 造成飞剪高速计数器HSC计数不准, 引起不切, 若确定则更换编码器及脉冲分路器。
2. 飞剪连剪
检查制动器阀体是否有气, 有无窜气现象, 阀体是否常开, 确认电磁阀是否常得电, 若无则更换电磁阀。检查离合器间隙是否太小, 若太小则调整间隙。快排阀是否排气顺畅。若排气不畅则更换快排阀芯。制动器、离合器气囊是否漏气或变形, 若漏气则更换气囊。摩擦盘外圈、内齿是否断裂掉齿, 扇形块是否脱落。飞剪限位开关故障, 检查PLC飞剪限位接近开关输入信号指示灯, 测M7-B5信号电压。无24V输入, 则更换接近开关。制动器不投入或离合器无法退出, 检查高压风, 用万用表量电磁阀线的电压值是否正常, 电缆有无故障, 如果电压不正常, 可查控制柜内的故障, 电压正常则更换电磁阀。
3. 剪切位置不稳 (或剪切堆钢)
检查离合器、制动器间隙是否合适, 有无进水、进油导致打滑现象。若确定, 则调整间隙或撒松香粉增加摩擦力。电磁换向阀是否窜气, 快排阀是否排气顺畅, 若确定, 则更换损坏的电磁阀和快排阀芯。皮带是否打滑, 若打滑, 则撒松香粉增加摩擦力或更换皮带。制动器、离合器气囊是否漏气或变形。若漏气则更换气囊。检查感光板 (码盘) 是否位置不准, 接近开关是否失灵, 若确定, 则调整感光板或更换接近开关。检查摩擦盘外圈、内齿是否断裂掉齿, 扇形块是否脱落。检查剪刃侧间隙是否增大, 重合度是否减小, 若确定, 更换磨损刀片并调整剪刃侧间隙和重合度。检查胀紧套是否松动, 上剪臂是否自由摆动, 若确定, 要重新设定上剪臂正确位置, 然后紧固剪臂螺丝。检查电机转速是否正常, 不正常可更换电机。
4. 剪不断或剪切弯头
检查剪刃螺栓是否松动或断裂, 确定则紧固或更换剪刃螺栓。检查剪刃侧间隙是否增大, 重合度是否减小, 或剪刃崩。确定则调整或更换剪刃。检查导槽位置是否到位, 或存在高低不平或倾斜现象。制动器相对离合器的电磁阀的延时时间是否正常, 确定则调整延时时间。检查超前率是否正常, 确定则调整超前率。
W11.07-40
作者通联:河南安阳钢铁集团有限公司第一轧钢厂维检车间河南安阳市455004
摩擦处理 第4篇
化学复合镀层硬度高、耐磨损、耐腐蚀,是国内外研究的热点[1,2,3]。如Ni-P-Al2O3化学复合镀层耐腐蚀,硬度可达600 HV[4]。添加纳米Al2O3 (n-Al2O3)粒子后,Ni-P合金镀层的硬度和耐磨性显著提高[5]。热处理可显著提高镀层的硬度和耐磨性[6,7,8,9]。目前,有关热处理对添加不同含量n-Al2O3制备的Ni-P-Al203镀层的结构、性能的影响的报道不多。本工作在45钢基体上化学镀Ni-P-纳米Al2O3复合层,并在不同温度下对其热处理,研究了镀层镀态及不同温度热处理后的物相、硬度及耐磨性能。
1 试验
1.1 基体前处理
基体为45钢,尺寸30 mm×20 mm×1 mm。前处理流程:打磨→抛光→化学除油→水洗→化学除锈→水洗→弱酸活化→水洗。
化学除油:80～100 g/L NaOH,50～60 g/L Na3PO4,3～5 g/L洗衣粉;室温,10 min。
化学除锈:150.00～200.00 g/L H2SO4,300.00～350.00 g/L HCl,3.00～5.00 g/L OP-10,4.00 g/L硫脲,0.02～0.05 g/L十二烷基硫酸钠;室温,5～10 min。
弱酸活化:10%～15%HCl;室温,30～60 s。
1.2 镀层制备及热处理
镀液组成及工艺参数:25 g/L NiSO4·6H2O,20 g/L NaH2PO2·H2O,15 g/L CH4COONa,10 mL/L C3H6O3,10 g/L C6H8O7·H2O,0～3.0 g/L n-Al2O3(粒径50 nm,纯度大于99.9%),150 mg/L十二烷基硫酸钠,1 mg/L C4H6CO4Pb·3H2O,90 mg/L OP-10;镀液温度85℃,pH值为4.4,超声功率200 W,时间2h。
将化学镀Ni-P-Al2O3试样放入箱式高温电阻炉中恒温热处理1 h,热处理温度分别为200,300,400,500℃,取出空冷。
1.3 性能测试
利用D/max 2400型全自动X射线衍射仪(XRD)分析复合镀层物相。利用HX-200型显微硬度计测量镀层硬度:加载1 N,保载15 s,在镀层表面不同位置采集5个数据,取平均值。镀层耐磨性能测试在MM-200型摩擦磨损试验机上进行:下试样为φ40 mm GCr15淬火钢(硬度63～65 HRC),上试样为镀覆试样,以线接触的方式测试,载荷20 N,钢环转速200 r/min,干摩擦,磨损时间10 min。利用JSM-6460LV型扫描电镜(SEM)观察镀层表面形貌。
2 结果与讨论
2.1 不同温度热处理的镀层的物相
Ni-P-Al2O3镀层(n-Al2O3添加量为2.0 g/L)镀态和不同温度热处理后的XRD谱见图1。由图1可以看出:200℃热处理镀层的组织结构与镀态下的区别不大,峰值和峰宽均无较明显变化,这说明镀层仍然为非晶态;随着热处理温度的上升,镀层由非晶态向晶态转变,衍射角45°附近衍射峰的宽度逐渐变窄;热处理温度为300℃时,镀层结构明显转变,出现了2种新相Ni3P和Ni,此时Ni的衍射峰为最强峰;当热处理温度为400℃时,镀层中又出现了新相NiO;热处理温度为500℃时,镀层没有出现新相,只是NiO的衍射峰有所加强,说明镀层已完成了由非晶态到晶态的转变过程;不同温度热处理的复合镀层的衍射峰中Al2O3始终存在,只是衍射强度微弱,这是由复合镀层中n-Al2O3颗粒含量较低而造成的。综上可知,400℃热处理后复合镀层已达到稳态,稳定相是Ni+Ni3 P+NiO+Al2O3。
2.2 不同温度热处理的镀层的硬度
Ni-P镀层(n-Al2O3添加量为0 g/L)和Ni-P-Al2O3镀层(n-Al2O3添加量为2.0 g/L)不同温度热处理后的显微硬度见图2。由图2可知:随着热处理温度的升高,Ni-P-Al2O3复合镀层显微硬度提高,这是因为热处理后Ni3P从过饱和固溶体中析出,弥散分布在镀层中,阻碍了镀层的塑性变形,对镀层起分散强化作用[10];当热处理温度达到400℃时,Ni-P镀层和Ni-P-Al2O3镀层都完成由非晶态向晶态的转变,析出的Ni3P呈弥散分布状态,故镀层硬度最大;当热处理温度高于400℃时,分散的Ni3P开始聚集粗化,Ni3P在镀层里的分散程度降低,从而导致镀层硬度降低;400℃热处理1 h提高Ni-P-Al2O3镀层硬度的幅度比提高Ni-P镀层的明显,这是由于镀层中的n-Al2O3颗粒阻碍了析出相Ni3P的晶粒长大,细化了晶粒,弥散分布的Ni3P晶粒与n-Al2O3颗粒共同作用,使Ni-P-Al2O3复合镀层硬度增加幅度较大。
2.3 热处理前后镀层的磨损形貌
镀态和400℃热处理的Ni-P-Al2O3镀层(n-Al2O3添加量为2.0 g/L)干摩擦磨损试验后的表面SEM形貌见图3。从图3a可知:镀态镀层为严重的黏着磨损,磨损表面存在大面积剥落的痕迹,镀层局部脱落并有较宽的犁沟。这是由于镀层与摩擦副接触,表面温度不断升高,抵抗塑性变形的能力逐渐减弱,很容易发生软化和黏着现象,甚至发生局部脱落造成严重的黏着磨损。由图3b可见:400℃热处理后的镀层磨损表面较平整,有一些窄而浅的犁沟,仅有少量的黏着磨损痕迹,说明其磨损机理发生了变化,由黏着磨损转变为磨粒磨损和黏着磨损,镀层抗黏着磨损能力增强。
2.4 不同n-Al2O3含量的镀层热处理前后的硬度
不同n-Al2O3含量的Ni-P-Al2O3镀层镀态和400℃热处理后的硬度见图4。从图4可以看出:镀层400℃热处理后显微硬度明显升高;随着镀液中n-Al2O3颗粒含量增加,2种镀层的硬度均先增后减;当镀液中n-Al2O3颗粒含量为2.0 g/L时,2种镀层显微硬度均达到最大。
2.5 不同n-Al2O3含量的镀层热处理前后的磨损率
在摩擦过程中n-Al2O3颗粒随着镀层的磨损而逐渐裸露于接触表面,起一定的承载作用,从而削弱了摩擦过程中的犁沟效应,并抑制黏着区域的扩展和剥落,增强镀层抗黏着磨损的能力。伴随着镀层中n-Al2O3颗粒含量的增加,其降低犁沟效应和黏着脱落的效果越显著。
不同n-Al2O3含量的镀层镀态和400℃热处理后的磨损率见图5。
由图5可知:当镀液中n-Al2O3颗粒含量小于2.0g/L时,增加其含量可以降低镀层磨损率。这是因为随着镀层中n-Al2O3含量增加,镀层中位错、孪晶及其他缺陷的数量增多,局部发生塑性变形的抗力增强,基体位错运动和变形受阻,从而在一定程度上提高了镀层的硬度和强度;另外,n-Al2O3颗粒本身具有高强度、高硬度,且能在镀层中产生弥散效应而提高镀层的耐磨性能。由图5还可看出:当镀液中纳米颗粒含量超过2.0 g/L时,继续增加其含量则使其以团聚形式沉积到镀层中,造成干摩擦时颗粒大面积脱落、镀层的耐磨性降低[11]。热处理Ni-P-Al2O3复合镀层的耐磨性与硬度有关。当热处理温度为400℃,镀液n-Al2O3含量为2.0 g/L时,Ni-P-Al2O3复合镀层的显微硬度最大、耐磨性能最佳。
3 结论
(1)400℃热处理后Ni-P-Al2O3化学复合镀层达到稳态,稳定相是Ni+Ni3P+NiO+Al2O3。
(2)复合镀层的硬度随热处理温度的升高而先增加后降低。
(3)随着镀液中n-Al2O3颗粒含量的增加,镀层的硬度和耐磨性均先增后减。
(4)镀液中n-Al2O3颗粒含量为2.0 g/L,400℃热处理1 h的镀层的显微硬度和耐磨性能最佳。
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摩擦处理 第5篇
搅拌摩擦焊接(Friction Stir Welding,FSW)是一种新型的固相连接技术[3]。在该种焊接过程中,被焊接材料发生了剧烈的塑性变形,实现了焊接接头晶粒细化和组织均匀化。由于FSW具有较低的热循环作用,使熔化焊接中容易产生的缺陷得到较大程度的避免,抑制了焊接时组织严重粗化的倾向,提高了焊接接头的强度和塑性[4,5,6]。近年来国内外的一些学者对常用的2系、7系铝合金FSW进行了大量的研究表明:与传统的熔化焊接方法比较,FSW可有效提高高强铝合金焊接接头性能,但在焊接时也产生了由摩擦和塑性变形而引起的大量热量,从而引起了焊接接头的热软化效应,导致焊接接头强度明显低于母材[7,8,9,10,11]。为解决以上问题,国内外学者尝试使用强制冷却介质对FSW过程中的工件进行实时冷却或焊后冷却,可有效地减少被焊接工件的热输入量,减小再结晶晶粒和析出相长大的驱动力,进而达到细晶强化和沉淀强化的目的,使焊接接头的强度有所提高,抗拉强度可达到母材的70%~80%,但仍明显低于母材[12,13,14]。BENA-VIDES等[12]对比研究了空气中和水下2024铝合金FSW接头的组织性能。结果表明:在空气中FSW时,板材最高温度达到330℃,焊接接头晶粒尺寸为10μm,在水下FSW时,板材最高温度只有140℃,晶粒尺寸为0.8μm,焊接接头性能有了较大的提高。
为进一步提高焊接接头性能,国内外学者尝试在FSW后进行焊后热处理(Post Weld Heat Treatments,PWHT)[15,16,17]。HU等[15]对2024铝合金FSW接头进行200~450℃不同温度的热处理,结果表明:热处理后的焊接接头性能有所提高,450℃热处理2h后的接头强度明显提高,只略低于母材的强度。BOONCHOUYTAN等[16]对半固态成形的356铝合金FSW接头进行焊后热处理,热处理后接头最高抗拉强度达到228.92MPa,最高硬度为98.1HV,相比于FSW未热处理接头强度有明显提高。焊后热处理可改善焊接过程中产生的组织不均匀性及强化相分布,从而提高焊接接头性能。目前,关于焊后热处理对7系超高强铝合金焊接接头组织性能的影响研究报道较少,特别是针对水下搅拌摩擦焊接后的焊接接头进行焊后热处理的研究更是鲜有报道。本工作对7A04-T6铝合金板进行水下搅拌摩擦焊接(Submerged Friction Stir Welding,SFSW),并对焊接接头进行焊后热处理,重点研究焊后热处理对析出相尺寸及分布的影响,以期为实现7A04超高强铝合金高效优质连接提供实验数据和理论支持。
1 实验材料与方法
实验选用轧制态的7A04-T6铝合金板材,实验前将板材剪切为尺寸60.0mm×60.0mm×2.8mm,该材料的化学成分见表1。
SFSW实验在改造后具有循环水冷却系统的X5032型立式升降台铣床上进行,搅拌头工具材料选用W18Cr4V,搅拌头轴肩直径为12mm,搅拌针直径为3.4mm,针长为2.5mm,旋转速率为950r/min,焊接速率为150mm/min,实际压下量为0.2mm。焊接前,先将板材需要焊接的连接面用砂纸打磨平整并清洗,冷却系统的循环水流速为0.15L/s。对SF-SW后的板材进行PWHT,热处理工艺为475℃保温1h后水冷,再进行120℃保温24h的时效处理后炉冷。
将母材、SFSW及PWHT工件沿横截面切割制作试样。使用401MVD型显微硬度计进行硬度测试,测试位置为沿试样横截面厚度中心水平方向,硬度测试间隔为0.5mm。沿平行于焊缝方向切取透射电子显微观察试样,试样研磨至50μm后采用MTP-1型双喷减薄机进行减薄。减薄后的试样在JEM-3010型透射电子显微镜下观察。室温拉伸实验在Instron-8801试验机上进行,拉伸实验按照ASTM-E8/E8M-08标准执行,沿垂直于焊缝方向切取拉伸试样,平行试样3个,拉伸速率为1mm/min。拉伸断口形貌采用JSM-6700F型场发射扫描电子显微镜观察。
2 结果与分析
2.1 接头宏观形貌
图1所示为7A04-T6铝合金SFSW接头的横截面宏观形貌。由图1可见,SFSW接头主要包括焊核区(Nugget Zone,NZ)、热机械影响区(Thermo-mechanically Affected Zone,TMAZ)、热影响区(Heataffected Zone,HAZ)。由于循环水在SFSW过程中的强制冷却作用,抑制了由摩擦热和塑性变形热引起的高温,使热影响区的组织因受热产生的变化较小,因此热影响区较为不明显。位于前进侧(Advancing Side,AS)的TMAZ区与NZ区的分界面较后退侧(Retreating Side,RS)清晰。这是因为在SFSW过程中,位于AS侧的金属在搅拌针旋转剪切的作用下,流动方向与焊接方向相同,而RS侧金属的流动方向与焊接方向相反。同时,在搅拌针的移动过程中,AS侧和RS侧的金属同时受到搅拌针的前进挤压作用,使得两侧金属都向焊接方向的反方向流动,造成AS侧金属在搅拌针旋转剪切和前进挤压作用下形成了相反的流动方向,金属在该区域形成强烈的相对运动,从而形成清晰的分界面。
2.2 微观组织
7A04铝合金的主要强化机制是沉淀时效强化,合金的强度主要由沉淀析出相的特征决定,这里主要对合金在不同加工工艺下的沉淀析出相特征进行讨论。图2所示分别为母材、SFSW接头和PWHT接头NZ区微观组织形貌,从图2可见,7A04铝合金母材经T6人工时效导致晶粒内部和晶间沉淀析出细小的平衡相η-MgZn2[18](见图2(a))。
图2母材和不同焊接接头NZ微观组织(a)母材;(b)SFSW接头;(c)PWHT接头Fig.2 Microstructures of BM and NZ in different joints(a)BM;(b)SFSW joint;(c)PWHT joint
在SFSW时,搅拌头摩擦热和机械搅拌作用使处于NZ的金属发生剧烈的塑性变形。从热量的角度来看,随着转速的增大,焊接接头热输入量越高,当转速在950r/min时,较大的热输入量使SFSW接头瞬时温度超过了析出相η-MgZn2的固溶温度,在强塑性变形的联合作用下,大部分析出相发生了固溶,未固溶的析出相发生长大,由于循环水的快速冷却,使得接头NZ在冷却时只有少量的析出相从基体中析出,呈现出少量析出相分散分布的特征(见图2(b))。在对焊后接头进行固溶热处理的过程中,使得析出相重新发生固溶反应,并在时效处理过程中从基体中析出大量析出相,使PWHT接头NZ呈现出弥散分布的细小析出相形貌(见图2(c))。
2.3 力学性能
图3所示分别为母材、SFSW接头和PWHT接头的显微硬度分布图。由图3可见,SFSW接头和PWHT接头的硬度较母材都有所降低。SFSW接头硬度降低明显,这是由于焊接过程中的热软化作用破坏了母材T6峰值时效状态,导致接头中析出相η-MgZn2产生的沉淀强化作用减弱。SFSW接头硬度分布曲线呈现“W”型,这是因为在转速950r/min时,NZ材料经受了大量的摩擦热,并产生了剧烈塑性变形,使得析出相发生了固溶,在焊后循环水冷却过程中,NZ有少量析出相从基体中析出,发生了析出时效效应,使得NZ硬度明显回升,NZ平均硬度达到129.1HV。
PWHT接头硬度分布较为均匀,未出现明显的硬度下降区域。这是由于SFSW接头在固溶处理过程中,组织均匀化的同时析出相重新固溶到基体中,并在后续的时效处理过程中从基体中析出大量细小弥散分布的析出相,使得硬度明显升高,平均硬度达到168.8HV。
图4所示分别为7A04-T6铝合金母材、SFSW接头和PWHT接头的室温拉伸性能。由图4可见,PWHT接头的抗拉强度为590MPa,达到母材抗拉强度(614MPa)的96.1%,明显比SFSW接头的抗拉强度系数85.2%(523MPa)高。这是因为焊后热处理条件下,弥散分布的细小析出相,造成基体晶格畸变,阻碍了材料塑性变形时位错运动。金属强化取决于位错与脱溶相质点间的相互作用。当运动位错遇到脱溶质点时,会在质点周围生成位错环以通过脱溶质点的阻碍。按照Orowan强化机制[19],当体积分数一定时,脱溶质点半径越小,强化值越大。焊后热处理改善了SFSW接头析出相形貌及组织不均匀的特点,从而改善了接头的拉伸性能,使PWHT接头强度较SFSW接头明显提高。同时,SFSW接头拉伸时集中在NZ和TMAZ交界处发生断裂失效,这是因为此接头区域具有较大的组织梯度和析出相尺寸,使得此区域塑性较低。PWHT接头由于组织及析出相的均匀分布,接头断裂位置在焊接区域内随机分布。
图5所示为PWHT和SFSW接头拉伸真应力-真应变曲线,从图5可见,PWHT和SFSW接头呈现出相似的应力应变行为,其中PWHT接头表现出较长的加工硬化历程。图6所示为PWHT和SFSW接头拉伸加工硬化速率-真应变曲线。从图6可以看出,PWHT和SFSW接头表现出相同的应变硬化阶段。在变形初始阶段,材料中位错存储速率较大,具有较高的加工硬化速率。随着变形的进行,材料的应变硬化速率持续下降,当位错的存储被动态回复所抵消且两者达到平衡时,出现了新的平衡阶段,材料的应变硬化速率保持恒定,由于损伤的积累,最终导致在该平衡阶段快结束时,材料发生失效。与SFSW接头相比,PWHT接头表现出较高的加工硬化程度,这是因为PWHT接头具有弥散分布的细小析出相,提高了可动位错运动障碍,从而提高了接头的应变硬化能力,使得接头在具有优良强度的同时,保持了较好的塑性。
2.4 拉伸断口形貌
图7所示分别为SFSW接头和PWHT接头拉伸断口形貌。由图7可见,不同工艺下接头的拉伸断口特征为微孔聚合和解理混合型,具有等轴状韧窝。解理断裂是一种穿晶断裂,断裂面沿一定的解理面分离。韧窝的形成与析出相及塑性变形有关,因析出相的强度、弹性模量和塑性等均与母材不同,塑性变形时,滑移沿基体滑移面进行,析出相起到阻碍作用,形成位错塞积群,进而在两者交界处造成应力集中,随着应变量的增大,应力集中加剧,过大的集中应力造成界面分离或析出相本身折断,形成细小的微孔,这是裂缝的起源点。随着塑性变形的继续,微孔间金属继续变形,材料局部被拉长,微孔钝化。微孔间的材料以内颈缩的方式断裂,拉伸破坏时,微观裂纹就在析出相周围形成,进而扩展断裂。从SFSW接头拉伸断口(图7(a))可以看出,有颗粒状的析出相存在于部分韧窝内部,个别粗大的析出相颗粒在应力集中的作用下已经发生破裂脱落,并在析出相和基体界面处出现裂纹,粗大的析出相增加了界面开裂的几率和裂纹的扩展速率,降低了焊接接头的塑性。从PWHT接头(图7(b))中可以看出韧窝呈细小等轴状分布均匀,这是由于焊后热处理状态下接头中析出相呈细小弥散分布,没有粗大的析出相出现,使得PWHT接头伸长率较SFSW接头有所提高。
3 结论
(1)焊后热处理使得NZ析出相重新发生固溶反应,并在时效处理过程中从基体中析出大量析出相,使PWHT接头NZ呈现出弥散分布的细小析出相形貌,优于SFSW接头NZ的少量析出相分散分布的特征。
(2)SFSW接头硬度曲线呈“W”型,PWHT接头硬度分布均匀,平均硬度值为168.8HV,明显高于SFSW接头NZ平均硬度值129.1HV。
略论摩擦力和摩擦力的判定 第6篇
摩擦力的性质是很复杂的, 即使在科学高度发展的今天, 物理学家对摩擦力的本质还未搞得很清楚。多数研究者认为摩擦力是由相互接触的两个物体接触面 (应理解为微观接触面) 上的分子间的内聚力引起的, 此即“分子粘合说”。笔者认为分子间的内聚力是属分子力的范畴, 分子力是短程力 (R<10-9m) 。而一个物体在另一个物体表面运动, 只有表面间比较突出的地方才会相互接触, 而大多数地方是不接触的。即实际的微观接触面积远小于视宏观接触面积。所以接触面上分子间的内聚力不能看做是引起摩擦力唯一因素。另一观点认为, 由于两个物体接触面的凹凸部的相互碰撞、断裂、磨损形成了一个阻碍相对运动的力——摩擦力, 称为“凹凸啮合说”。两种观点的共识在于摩擦力只与实际接触面积成正比, 而在一般情况下, 实际接触面积又跟表面上的正压力成正比。所以摩擦力跟正压力成正比, 其方向沿着物体接触面的切线方向, 其指向在于阻碍两个接触面的相对滑动, 即摩擦力的指向跟物体接触面上相对滑动或相对滑动趋势的指向相反。
实践证明, 这两种摩擦学说都只能解释某些类型的摩擦现象而非全部。例如按“凹凸啮合说”的观点, 当一个物体在另一个物体表面上滑动时, 其接触面越光滑, 滑动摩擦力应当越小, 但事实上接触面光洁度很高时, 却呈现出很大的摩擦力;这一现象若用“分子粘合说”却能较好解释之。总之, 摩擦力的机理从微观来看是很复杂的, 涉及分子、原子、甚至电荷之间的作用力问题。而我们现在仅考虑已查明的宏观规律。
二、库仑定律
英国物理学家库仑, 曾设计一实验装置 (图1) , 用于测定最大静摩擦力。
在水平桌面上放置一个重量为G的物块, 用一根轻质细绳绕过定滑轮 (无摩擦) 与一砝码相连, 使物块在水平拉力作用下刚好能运动;此时盘与砝码的重量即为物块与桌面间最大静摩擦力的大小。库仑用同一重量, 不同底面的物块重复上述实验, 积累大量数据, 从而于1781年建立了关于最大静摩擦力的近似规律——库仑定律:
1.重量和底面的光滑程度都相同的物体, 在同一平面上的最大静摩擦力跟接触面的大小无关。
2.静摩擦力的最大值fm跟接触面的材料、表面情况、温度和湿度等有关。
3.最大静摩擦力跟两个物体相互挤压的正压力N成正比。
即fm∝FN或fm=μ0FN。
式中μ0称之为静摩擦系数。它由相互接触物体的材料性质、表面粗糙程度、干湿程度及温度有关系。μ0之值, 可用实验方法测定。
实验装置 (图2) :
将欲测的两物体A、B同时放置于一倾斜角可变化的斜面上, 且下面物体B固定于斜面上, 而上面的物体A可滑动。
当斜面倾角为某θ值, 且物体A保持静止时, 据牛顿第二定律可知
其中f<μ0FN, 故物体A处于静止状态。当θ增大到θ=θ0时, A物体恰好开始在B物体表面上滑动。此时可用μ0FN代替上式中f值, 即
由此得出μ0=tanθ0
θ0常称为用斜面法则摩擦系数的临界角, 或称摩擦角。值得注意的是A、B两物体材料一定时, μ0还跟物体表面的光洁度、湿度、温度有关。一般手册中所给的数值仅是一数值范围或一大概的平均值。如果接触面之间放上润滑剂, 则摩擦系数将大大减小。因为润滑油粘着在固体表面上形成一液体层, 滑动仅在液体层之间发生。于是两固体表面间的摩擦变成内摩擦 (即粘性液体层之间的摩擦) 。
三、滑动摩擦力
库仑定律也适用于滑动摩擦的情况。
F=μFN, μ—滑动摩擦系数, 其值不仅跟接触物的质料和表面粗糙情况有关, 还与相对速度的大小有关, 如图3所示。从图不难看出, 推动静止的物体比较费力, 但一经推动之后, 维持物体匀速运动则较省力。通常说滑动摩擦小于静摩擦也就是这个道理。如果速度很大, 滑动摩擦力又有所增大了。
库仑也建立了两条关于滑动摩擦的规律:
1.滑动摩擦力的方向和每一个作相对运动的物体的速度方向相反。
2.滑动摩擦系数μ小于静摩擦系数μ0。
四、静摩擦力的判定
由于发生静摩擦作用时, 两物体间并无相对运动, 这就给我们分析两个物体间有无静摩擦作用和判定作用方向带来了困难, 有些是很麻烦的事。在具体问题中应如何判定呢?
1.用瞬时失去静摩擦力法判定
二物体相互接触, 但又相对静止时, 设想这时失去摩擦力, 若二物体发生相对运动, 则说明两物体间原来就存在静摩擦力;如果仍相对静止, 则原来就无静摩擦力。
例如:卡车在水平路上启动、匀速行驶、刹车三种情况下, 车内木箱跟车厢底板间有无静摩擦力 (木箱始终相对于卡车静止)
当卡车启动时, 若无静摩擦力, 木箱原来处于静止状态, 水平方向无外力作用, 则木箱仍应保持静止状态, 而此时木箱却随卡车向前运动。因此, 卡车起动时木箱相对于卡车有向后运动的趋势, 所以木箱受到向前的静摩擦力, 同时卡车底板受到一向后指向的静摩擦力。
当卡车匀速行驶时, 由于木箱相对卡车静止, 即木箱、卡车同速匀速前进。若无静摩擦力, 此时木箱在水平方向也未受到任何作用力, 则木箱将以原速作惯性运动, 始终跟匀速前进的卡车保持相对静止。所以匀速前进时木箱跟卡车之间无静摩擦力产生。
当卡车刹车时, 若接触面间无静摩擦力, 而木箱在水平方向又未受力, 则木箱应保持原速作惯性运动。但卡车在制动力作用下速度在减小, 木箱将相对于卡车向前运动。所以在刹车时, 木箱相对卡车有向前滑动的趋势, 故受到指向后的静摩擦力, 而卡车厢底受到指向前的静摩擦力。
2.应用物体平衡条件法判定
此法适用于静止的物体或一起做匀速直线运动但又相对静止的物体组。
例:图4, A、B二物体叠放在水平桌面C上, A与B, B与C接触面均为粗糙平面, 当用水平力F拉物体A, 而A、B两物体仍处于相对静止状态, 试问A、B间, B、C间有无摩擦力存在?
应用隔离法分析A、B受力情况:物体A因处于静止状态, 则ΣFAx=0, ΣFAy=0。GA与NA是一对平衡力。F必然亦有一个平衡力——即静摩擦力fA, 其施力物体必然是物体B。物体B因处于静止状态, 则有ΣFBx=0, ΣFBy=0。x方向因受fA的反作用力fA'作用, 因此桌面必定对B有一个向左的静摩擦力fB跟fA'相平衡。所以A、B间, B、C间均存在静摩擦力。
如果拉力, 作用于B上, 应用上述分析法可知A、B间无摩擦力, 而B、C间存在静摩擦力。
3.应用牛顿第二定律判定
当两个或多个相互接触但又相对静止的物体组处于变速直运动状态时, 判定其接触面间有无静摩擦力, 这种情况是较复杂的。此时, 可利用牛顿第二定律讨论系统中的一个物体, 如果没有静摩擦力作用时, 能否仍具有原来的加速度, 从而判断有无静摩擦力。
例如:如图5所示, 在粗糙斜面上叠放A、B二物体, 斜面倾角α=30°。当以A、B相对静止且以1 m/s2的加速度下滑时, A、B间有无静摩擦力?
取A为研究对象, 设A、B间无静摩擦力。则物体A仅受GA、NA二力作用 (A受力分析图如上) 。从而可知A沿斜面的下滑加速度aA'=gsin30°=4.9 m/s2, aA'>a从而可知A必定受到一个跟aA'方向相反的作用力——即B对A的静摩擦力, 方向沿斜面向上。其大小可据牛顿第二定律
mgsin30°+f=mAa,
得f=fA静=mAa-mgsin30°=-3.9mA (N) 。负号说明fA静方向跟a方向相反。
据牛顿第三定律可判定B必受力FB静。
五、静摩擦力大小的确定
f静的大小一般不能由公式直接给出。因为它的大小取决于物体的受力情况与物体自身运动情况。在接触面情况不发生变化的条件下, f静取值可能由0～某一最大值, 而fmax=μ0FN仅仅给出计算静摩擦力取值的最大可能性。
例如:木块1放置在水平桌面上, 木块2叠放在木块1上, 它们的质量分别为m1、m2, 木块1与桌面间摩擦系数为μ1 (μ1=μ01≈μk1) , 两木块间摩擦系数为μ2 (μ2=μ02≈μk2) 。试求木块1所受水平拉力F。
解析:分别隔离m1、m2, 分析受力情况, 列运动方程
f2=m2a (1)
N2=m2g (2)
F-f1-f2=m1a1 (3)
N1-N2-m1g=0 (4)
下面讨论三种情况:
1.木块1、2相对于桌面均静止不动, 即a1=a2=0, 则
f2=0, f1=F, 而f1≤μ1 (m1+m2) g。
故实现此情况的条件为:
F=f1≤μ1 (m1+m2) g。
2.木块1、2相对静止, 而木块1相对于桌面做匀加速直线运动, 即a1=a2=a, 则f1为滑动摩擦力, f1=μ1FN1=μ1 (m1+m2) g, f2为静摩擦力, f2≤μ1m2g, 木块1、2为一系统, 列运动方程求解, 故
因为f2≤μ1m2g, 所以
即实现此情况, 推力F应满足
μ1 (m1+m2) g≤F≤ (μ1+μ2) m2g
3.若两木块间有相对运动, 此时f1, f2均为滑动摩擦力:
f1=μ1FN1=μ1 (m1+m2) g,
f2=μ2FN2=μ2m2g
代入 (1) , (3) 两式, 可得:
实现此情况的条件为a1>a2, 即
摩擦摆支座的摩擦系数影响因素分析 第7篇
Victor Zayas等人利用钟摆的原理, 于1985年在美国加州大学伯克利分校研发了摩擦摆隔震装置[1,2]。摩擦摆支座的中部滑块是由高强抗压材料组成的, 滑动面由聚四氟乙烯和不锈钢组成, 如图1所示, 当结构在地震下产生位移时, 摩擦摆支座能起到隔离地震的作用, 从而减小传递到上部结构中的侧向力和水平振动, 同时根据钟摆的原理, 支座总能产生向心的回复力。
摩擦系数对摩擦摆支座的阻尼性能具有重要的影响, 为此很多文献都展开了对摩擦摆支座摩擦副特性的研究, 探讨温度、压力、滑移速度等因素对FPB摩擦系数的影响。文献[3]通过现场试验, 根据试验结果回归给出了动摩擦系数的计算公式, 并初步验证了摩擦系数与正压力以及润滑剂使用之间的关系;文献[4]采用平板摩擦试验研究了正压力和滑动速度对热镀纯锌、电镀纯锌、预磷化电镀纯锌和热镀锌铁合金摩擦系数的影响;文献[5]在自制的试验台上考察了相对湿度对金属-金属摩擦副、金属-石墨摩擦副、金属-Ti涂层摩擦副及金属-WC涂层摩擦副的静摩擦系数的影响;文献[6]通过实验, 研究了3种PTFE自润滑材料的摩擦系数随滑动速度和正压力的变化趋势;文献[7]得出了高接触压力下金属摩阻材料间的摩擦系数随滑动速度增大而减小, 随接触压力增大而变小的结论。以上文献仅从材料层面考虑了摩擦系数的影响因素, 而未对摩擦系数对摩擦摆支座的性能影响进行分析。鉴于摩擦系数对摩擦摆支座性能具有重要的影响, 对其影响因素研究是有必要的。
本文先对摩擦摆隔震支座进行理论分析, 再通过实验得出, 摩擦系数在不同压力和不同滑移速度下的变化规律且拟合出关系式, 再将关系式反代入支座理论公式, 从而推导出不同压力和不同滑移速度下支座性能的变化规律。
2 摩擦摆隔震支座理论分析
摩擦摆支座可简化成一个沿圆弧面滑道滑动的滑块, 如图2。滑动面和转动面具有相同的曲率半径, 半径均为R, 上部重量为W。其力-位移关系曲线见图3, 即可用双线性来表示。
摩擦摆隔震支座中, 几个关键参数为:动摩擦系数u、半径R及摆动刚度Kfps=W/R。可用等效线性化的方法得到支座的等效线性刚度和等效黏滞阻尼比, 其表达式为:
FPB支座由于弧形的滑动面, 具有一定的自回复能力, 但是在遭遇地震后并没有完全复位的能力, 通过推导, 可得其最大残余位移为:
3 聚四氟乙烯-不锈钢摩擦副试验
由上述理论公式可知:当FPB支座尺寸确定情况下, 影响支座性能参数Keff、ξeff、D余的主要因素是摩擦系数。因此, 对摩擦系数的影响因素开展研究是相当必要的, 而支座压应力、摩擦滑移速度、环境温度及润滑剂的使用都会对PTFE-不锈钢接触面的摩擦系数有明显影响。本文通过聚四氟乙烯-不锈钢摩擦副试验, 主要考虑支座在不同压应力、不同滑移速度下, 摩擦系数的变化规律, 从而进一步分析摩擦系数的变化对摩擦摆支座隔震性能的影响。
试验摩擦副材料采用聚四氟乙烯和不锈钢板, 试验仪器采用广州大学抗震研究中心1000t压剪试验机和100t高速压剪试验机。分别采用编号为SFP-1、SFP-2、SFP-3、SFP-4的四组摩擦副材料, 试件尺寸为:聚四氟乙烯板直径100mm, 厚度7mm;不锈钢板210×360mm, 厚度2mm。SFP-1、SFP-2两组摩擦副开展在不同压力下的摩擦系数变化规律试验, 试验控制条件为:试件表面温度和速度分别为17℃和0.4mm/s, 实验结果见图4;SFP-3、SFP-4两组摩擦副开展在不同速度下的摩擦系数变化试验, 试验控制条件为:试件表面温度、面压和滑移距离分别为22℃、45MPa和40mm, 实验结果见图5。
根据图4拟合出摩擦系数在不同面压下的公式为:
根据图5拟合出摩擦系数在不同滑移速度下的公式为:
将摩擦系数在不同压力、不同速度下拟合出的公式, 代入摩擦摆支座理论公式, 可以推出摩擦摆隔震支座性能变化规律。即将公式 (5) 代入公式 (2) 、 (3) 、 (4) 可知, 当支座面压逐渐增大, 摩擦系数逐渐减小, 从而支座等效线性刚度Keff、等效粘滞阻尼比ξeff、支座残余位移D余均逐渐减小;将公式 (6) 代入公式 (2) 、 (3) 、 (4) 可知, 当支座滑移速度逐渐增大, 摩擦系数逐渐增大, 进而得Keff、ξeff、D余也逐渐增大。因此, 通过对摩擦副材料的摩擦系数在不同滑移速度、不同面压下变化规律的研究, 即可知不同滑移速度、不同面压对摩擦摆隔震支座性能参数的影响。
4 结论与展望
⑴面压与摩擦系数成反比关系, 滑移速度与摩擦系数成正比关系。
⑵在支座面压逐渐增大的过程中, 支座摩擦系数逐渐减小, Keff、ξeff、D余均逐渐减小;在支座滑移速度逐渐增大过程中, 支座摩擦系数逐渐增大, Keff、ξeff、D余也逐渐增大。通过对支座性能参数的变化规律研究, 进一步可得出其对摩擦摆支座隔震性能的影响。
⑶环境温度及摩擦面润滑剂的使用等因素对摩擦系数的影响, 也可进行相关的试验, 得出其对支座性能的影响规律。
摘要：摩擦摆式隔震支座 (Friction Pendulum Bearing, 简称FPB支座) 利用其特有的圆弧面延长结构的振动周期, 通过不锈钢板和聚四氟烯板之间摩擦耗散能量, 因此摩擦系数对FPB支座性能的正常发挥有重要影响, 而支座压应力、摩擦滑移速度、环境温度及摩擦面润滑剂的使用等都对聚四氟乙烯板-不锈钢接触面的摩擦系数有明显影响。本文对FPB支座摩擦副进行试验, 主要考虑多组摩擦副的摩擦系数在不同压应力、不同滑移速度下, 摩擦系数的变化规律, 进一步通过理论分析推出支座摩擦系数的变化对摩擦摆支座隔震性能的影响。
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