表面均匀性范文

表面均匀性范文（精选8篇）

表面均匀性 第1篇

热喷涂过程中影响涂层沉积均匀性的因素很多, 如喷涂轨迹、相对走枪速度以及送粉量、载气流量、工作电流、冷却水的稳定性等[6,7]。随着电源、送粉器、冷水机等喷涂设备制造水平的不断提高, 送粉量、载气流量、工作电流、冷却水等在喷涂过程中的稳定性大幅提高, 走枪速度、喷距、轨迹间距等离子喷涂路径参数均由工业机器人控制, 行走精度和稳定性得以保证。因此在目前热喷涂工艺中, 喷涂轨迹的设计和制定显得越来越重要, 特别是喷涂复杂型面和对工艺要求非常高的工件。国内外学者主要针对机器人在喷涂过程中的路径规划进行了广泛深入的研究, 但结合涂层性能的喷涂轨迹优化研究并不多见[8,9,10,11]。

本实验中设计两种不同的喷涂轨迹路线, 采用超音速火焰喷涂技术在铝齿柱工件表面制备了WC-10Co4Cr涂层, 利用OM、SEM和显微硬度测试进行了涂层的微观组织观测和厚度、硬度均匀性分析, 研究了不同喷涂轨迹路线对齿形表面沉积涂层的工艺和性能均匀性的影响。

1 实验

1.1 喷涂材料与工艺

实验基体材料采用机加工性良好的6061铝, 按表1中参数加工成高120mm的齿柱模拟件。喷涂粉末采用Metco公司生产的WC-10Co4Cr团聚烧结粉, 粒径10~30μm。齿柱件待喷涂表面经汽油除油和超声波清洗后, 采用24#锆刚玉进行喷砂粗化, 喷砂压力0.2 MPa, 随后用压缩空气和超声清除试样表面吸附的刚玉砂粒。涂层制备采用Sulzer Metco公司的WokaStar 600型HVOF喷涂系统, 喷涂参数为航空煤油26L/h、氧气900L/min、氮气9L/min, 喷枪在基体处保持移动线速率1000mm/s、喷距380mm。为防止实验中温度过高, 在试样快速转动的同时采用压缩空气强制冷却。

1.2 喷涂轨迹设计

根据工件齿形参数, 用计算机或手工按比例画制出齿形截面图, 在齿形截面上选定某一齿或某一齿槽, 作出过齿形件圆心的基准法线n, 如图1所示。

平行于基准法线n在上、下两侧距离H处确定A、B线, 喷枪沿着A或B线平行于齿柱轴向的水平面实施喷涂。上侧喷涂1个道次后移至下侧喷涂1个道次, 如此反复直至完成。该喷涂轨迹设计能有效地保证整个齿面沉积涂层, 又可以通过调整H或2 H的高度, 准确、快速调整喷枪喷涂角度, 研究各种工艺参数对涂层沉积均匀性的影响。实验中考虑到齿顶圆半径是40mm, 第一种喷涂轨迹设计H在齿顶圆半径1/2处, 距离基准法线n是20mm, 即2 H=40mm。第二种喷涂轨迹H位置在前者基础上向外调整移动1个齿距, 经测量2 H=55mm。

1.3 涂层分析

采用LEICA DMIRM光学显微镜通用图像分析软件定量测定涂层样品的厚度;采用JL-SM5910型扫描电镜 (SEM) 观察涂层样品截面形貌;采用EM-1500VP型数字显微硬度计测量WC-10Co4Cr涂层的显微硬度, 加载载荷为300g, 加载时间为15s。

2 结果与讨论

2.1 涂层截面形貌

齿形表面涂层的SEM截面形貌如图2所示。其中图2 (a) 、 (c) 、 (e) 分别对应2 H=40mm轨迹的齿顶、啮合面、齿槽底位置;图2 (b) 、 (d) 、 (f) 分别对应2 H=55mm轨迹的齿顶、啮合面、齿槽底位置。

由图2可以看到, 两种不同喷涂轨迹得到的WC-10Co4Cr涂层在齿顶和啮合面位置非常致密, 仅存在极少量的微孔, 涂层与基体之间结合非常好, 形成非常不规则的很深的交错咬合和嵌入, 结合界面非常完整连续, 界面处没有出现孔隙、涂层与基体的剥离和微裂纹等。这是因为铝材基体采用24#锆刚玉进行喷砂粗化, 形成了大粗糙度的待喷涂表面;同时超音速火焰喷涂具有适中的粒子温度和很高的粒子速度, 粒子具有较高的动能, 高速沉积时撞击相对较软的铝基体, 能形成很深的交错咬合和嵌入, 另外部分动能转化为热能, 提高沉积温度, 促进涂层与基体的结合。但从图2 (f) 可以看到2 H=55mm轨迹齿槽底位置的涂层孔隙相对较多, 原因分析如图3所示。图3是不同喷涂轨迹在齿形处的放大示意图, 其中图3 (a) 对应2 H=40mm轨迹, 图3 (b) 对应2 H=55mm轨迹。A是喷涂射流, m是过节点的切线。由图3可以看出, 2 H=40mm时射流可以直接喷涂到齿槽底部, 喷涂形成的“喷丸”夯实效应直接而明显;而2 H=55mm时射流有一小部分受到遮挡, 无法完全直接喷涂到齿槽底部, 喷涂形成的“喷丸”夯实效应相比稍弱, 同时还会因遮挡发生不规则粒子飞溅, 不利于形成致密涂层。

2.2 涂层厚度分布

两种喷涂轨迹的不同齿形位置的涂层厚度分布不均匀。任意选取某一个齿进行涂层厚度测试, 测试点的示意图如图4 (a) 所示。整个齿形面涂层分为3个测试区域:Ⅰ区是齿槽底位置, 对应测试点编号从左至右1-7;Ⅱ区是啮合面位置, 对应测试点编号从左至右8-14;Ⅲ区是齿顶位置, 对应测试点编号从左至右15-21。图4 (b) 绘出了两种齿柱的涂层厚度分布, 具体的厚度平均值和偏差见表2。

2 H=40mm轨迹的齿顶、啮合面、齿槽底处涂层的厚度平均值分别为197.2mm、164.2mm、376.0mm。从图4 (b) 中2 H=40mm的曲线可知, 齿顶处和啮合面涂层厚度相差不大, 而齿槽底位置涂层厚度几乎是齿顶位置的2倍, 这是因为齿槽底呈圆弧型, 几何原因导致射流中粒子集中沉积, 同时相邻啮合面喷涂时的溅射粒子会飞溅到槽底, 导致齿槽底位置涂层沉积率高, 厚度偏大。2 H=55mm轨迹的齿顶、啮合面、齿槽底处涂层的厚度平均值分别为198.1 mm、206.7mm、330.6mm。从图4 (b) 中2 H=55mm的曲线可知, 齿顶处和啮合面涂层厚度非常接近, 而齿槽底位置涂层厚度依然偏大, 但相对2 H=40mm而言不同位置的涂层厚度差趋势在减小。两种轨迹相对于啮合面的喷涂角度分别是58°和71° (见图3) , 而2 H=55mm轨迹的喷涂角度增大导致在啮合面的沉积率提高, 涂层厚度更接近齿顶面。同时2 H=55mm轨迹在齿槽底位置的涂层厚度相对较小, 这与前面分析的2 H=55mm时射流有一小部分受到遮挡有关系。射流无法完全直接喷涂到齿槽底部, 同时还会因遮挡发生不规则粒子飞溅, 此处的沉积率相对2 H=40mm轨迹的较小。

通过测量数据计算出不同齿形不同位置涂层厚度的标准偏差 (Standard deviation) :

用标准偏差来衡量数据值偏离算术平均值的程度, 即评价厚度分布的分散程度, 结果见表2。2 H=40mm轨迹的齿槽底、啮合面、齿顶处涂层厚度的标准偏差分别为27.5、8.3、7.9。2 H=55mm轨迹的齿槽底、啮合面、齿顶处涂层厚度的标准偏差分别为22.9、14.5、5.3。可见对于某一种轨迹, 齿顶处的涂层厚度标准偏差非常小, 啮合面的次之, 齿槽底的偏差较大, 这与齿槽底的圆弧型几何形状及部分无规则溅射粒子在槽底沉积有关。而两种轨迹相比, 2 H=55mm轨迹的标准偏差更优, 涂层厚度分布更均匀。

2.3 涂层硬度分布

任意选取某一个齿进行齿形不同位置的WC-10Co4Cr涂层显微硬度测试, 测试点的示意图如图5 (a) 所示。考虑到硬度测试数据误差大, 测试点数量略有增加, 整个齿形面涂层分为3个测试区域:Ⅰ区是齿槽底位置, 对应测试点编号从左至右1-8;Ⅱ区是啮合面位置, 对应测试点编号从左至右9-16;Ⅲ区是齿顶位置, 对应测试点编号从左至右17-24。图5 (b) 绘出了两种轨迹的涂层显微硬度分布, 具体的硬度测量值见表3。

从图5和表3可以看到, 2 H=40mm、55mm两种轨迹在槽底位置的涂层硬度最低, 分别为HV0.3≈790和HV0.3≈680, 这主要是受到齿槽底位置几何形状的影响导致喷涂形成的“喷丸”夯实效应相对较弱, 同时溅射粒子容易在槽底发生沉积, 这部分粒子在碰撞基体后速度降低, 形成的涂层致密度降低。2 H=55mm时涂层硬度非常低, 这与图2中齿槽底涂层存在大量孔隙是相符的。2 H=40mm时啮合面的涂层硬度值介于齿槽底和齿顶之间, 在1150左右, 而齿顶位置涂层硬度非常高, HV0.3≈1300, 这是因为2 H=40mm时啮合面处的喷涂角度较小, 而齿顶面喷涂角度大, 粒子撞击时不容易发生溅射, 喷丸效应强。2 H=55mm时, 在啮合面处的喷涂角度增大, 从硬度试验结果看涂层性能非常接近齿顶面, 说明通过喷涂轨迹的调整, 使得啮合面和齿顶面的沉积环境相似, 因此获得了性能接近的涂层。表3还列出两种喷涂轨迹的涂层硬度标准偏差值。2 H=40mm轨迹的齿槽底、啮合面、齿顶处涂层硬度的标准偏差分别为156.4、85.9、61.5。2 H=55mm轨迹的齿槽底、啮合面、齿顶处涂层硬度的标准偏差分别为139.9、64.9、77.8。可见对于某一种轨迹, 齿顶处和啮合面的涂层硬度标准偏差较小, 齿槽底的偏差较大。这是因为齿槽底呈圆弧型几何形状, 容易产生颗粒集中沉积和溅射颗粒堆积, 涂层存在孔隙, 致密度降低, 导致硬度测量时数据分散性较大。

在保持送粉、功率、喷距、走枪速度等各种工艺参数不变的情况下, 喷涂轨迹的改变会很大程度地影响热喷涂过程中的涂层沉积率和涂层性能。对复杂型面来说, 喷涂轨迹对不同位置涂层的均匀性影响更大。从实验结果来看, 齿形件的喷涂轨迹参数2 H非常重要, 其影响到齿顶面、啮合面和齿槽底的喷涂角度和沉积环境, 进而导致涂层形貌、沉积率和硬度均有差别。2 H=55mm喷涂轨迹的不同齿形位置的涂层厚度和硬度分布更均匀, 不足之处是齿槽底涂层有孔隙, 硬度偏低, 因此喷涂轨迹需要进一步优化和改进。

3 结论

(1) 利用超音速火焰喷涂在6061铝齿形件表面沉积了WC-10Co4Cr涂层致密, 涂层与基体之间结合非常好, 界面处没有出现孔隙、涂层与基体的剥离和微裂纹。

(2) WC-10Co4Cr涂层的厚度和硬度分布不均匀。齿槽底涂层沉积率高, 厚度偏大, 厚度值分散性较大, 啮合面和齿顶位置厚度在160~210μm之间, 数值分散性非常小。齿槽底位置的涂层硬度低, HV0.3≈700~800, 啮合面和齿顶位置涂层硬度高, HV0.3在1150~1300范围内。

(3) 齿形件的喷涂轨迹参数2 H影响齿顶面、啮合面和齿槽底等不同位置的喷涂角度和沉积环境, 导致涂层形貌、沉积率和硬度均有差别。2 H=55mm喷涂轨迹的不同齿形位置的涂层厚度和硬度分布更均匀, 但齿槽底涂层存在孔隙, 硬度偏低。

摘要：设计和采用不同的喷涂轨迹, 通过超音速火焰喷涂技术在铝齿柱表面制备了WC-10Co4Cr涂层, 利用金相显微镜 (OM) 、SEM和显微硬度测试等进行了涂层的微观组织观测和厚度、硬度均匀性分析。结果表明:涂层致密, 与基体结合非常好。涂层厚度和硬度分布不均匀, 齿槽底沉积率高, 厚度偏大, 啮合面和齿顶位置厚度在160～210μm之间, 数值分散性较小, 齿槽底涂层硬度低, HV0.3≈700～800, 啮合面和齿顶位置涂层硬度高, HV0.3在1150～1300范围内。齿形件的喷涂轨迹参数2 H影响齿顶面、啮合面和齿槽等不同位置的喷涂角度和沉积环境, 导致涂层形貌、沉积率和硬度均有差别。2 H=55mm时, 不同齿形位置的涂层厚度和硬度分布更均匀, 但齿槽底涂层存在孔隙, 硬度偏低。

关键词：喷涂轨迹,WC-10Co4Cr涂层,厚度,显微硬度,均匀性

参考文献

沥青洒布均匀性对照试验分析 第2篇

沥青洒布均匀性对照试验分析

对乳化SBS改性沥青与乳化重交石油沥青下封层及普通沥青洒布车与智能型沥青洒布车施工进行了试验对比,通过试验数据证明,用智能型沥青洒布车洒布乳化SBS改性沥青铺筑的下封层,质量效果明显优于普通沥青洒布车洒布乳化重交石油沥青铺筑的下封层.

作 者：黄忠强 HUANG Zhong-qiang 作者单位：中铁十九局集团第一工程有限公司,辽宁,辽阳,111000刊 名：山西建筑英文刊名：SHANXI ARCHITECTURE年，卷(期)：35(16)分类号：U416关键词：乳化SBS改性沥青 乳化重交石油沥青 下封层 试验

表面均匀性 第3篇

表面波是一种沿着半无限大固体和空气边界传播的一种波,又称为瑞利波[1],在1885年由瑞利发现。它随着物体表面传播,能量主要集中在一到两个波长范围。因此,表面波尤其适合表征分层介质、功能梯度材料以及表面裂纹等[2]。

对于表面波的模型研究广泛地见于地震学和地质学领域。 考察地震表面波的数值方法包括:有限差分法、有限元法、谱元法以及边界元法[3]。边界元法的优势在于可以在考虑无限大介质时,可以避免人工边界的截断导致的误差。而有限元法较为灵活,能够适应复杂的几何形状,并且能够获得全场的数值解[4]。

然而有限元和有限差分法仍有缺陷,即数值频散以及人工边界反射。地震瑞利波和超声表面波的主要差异在于频率。前者的频率很低,往往为赫兹级;而后者的频率通常为兆赫级。因此,高频波的仿真需要更小的单元尺寸。由于高波数的关系,计算往往并不可靠。网格必须高度细密,才能保证计算的精确性。而另一个问题是在人工边界处引起的不必要的反射,从而影响计算。为了避免反射影响,一种方法是在扩大计算区域致使反射信号达不到边界[5]。显然这种方法会浪费计算时间和存储空间,尤其对于高频波的仿真;较为可靠的方法是引入合理的吸收边界条件。

本文基于脉冲力函数激发机制,建立了二维超声表面波的有限元模型,模拟了其在钢当中传播的情况。对于单元尺寸、边界吸收条件以及模型尺寸所引起的数值频散进行了分析与优化,仿真结果与理论进行了比较。

1 有限元模型

Lamb线源问题保证了在脉冲力作用下,表面质点能够在一定的时间范围内以表面波的方式运动。因此,在有限元中可以转换为动力学问题的求解。对于波的传播问题,忽略介质阻尼,有限元控制方程为:

[M]{Ü}+[K]{U}={Fext} (1)

其中[M]为质量矩阵,[K]为刚度矩阵,{U}为位移矢量,{Ü}为加速度矢量,{Fext}为脉冲力。通过时间积分法,可以求得位移场。

1.1 探头模拟

超声探头从本质上来说是一种压电效应,可以等效为垂直加载于表面节点的脉冲力。Zerwer等人将脉冲力考虑成从一定高度坠落的钢球与介质的碰撞[6]。 通过对实际超声检测中信号的分析[7],可以将脉冲信号表示成::

$F(t)=\left[1-\cos \left(2\text{π}m\frac{t}{{\rm T}}\right)\right]\sin \left(2\text{π}mn\frac{t}{{\rm T}}\right)(2)$

其中T为持续时间,m表示脉冲数量,n表示周期。

为了产生一定的中心频率以及带宽的信号,可以通过设置m和n来实现。当T=1μs,m=1,n=5时,能够产生一个中心频率为5 MHz的脉冲信号,时域信号及其频谱如图1所示。同样,当T=1μs,m=1,n=10时,能产生中心频率为10MHz的脉冲力。

1.2 有限元分网

线源冲击模型考虑成二维的平面应变问题,选取4节点平面应力PLANE42单元(如图2所示),从而简化模型减小计算时间。在波的模拟中,网格大小的选取需要谨慎地考虑。因为网格相当于是一个低通滤波器,超声波一般都是高频的,如果网格过大,则会滤去高频的成分。如果网格过小,则增加了计算时间,本文考虑了多种尺寸的网格并对其影响进行了讨论。

1.3 时间步长

由于信号的最大频率需要满足:

$f{}_{\max }\le f{}_{{\rm N}yq}=\frac{1}{2\text{Δ}t}(3)$

由图1(b),取fmax=7MHz,fNyq为Nyquist频率,则Δt≤7.1×10-8 s,取时间步长为5 ns。

1.4 边界条件

材料的上表面为自由边界条件,x=0处为对称边界。由于表面波是在半无限大空间中的传播,而人工设置的边界不可能代表无限大的空间,这样就人为地引入了在边界处的反射,因而会造成接受点信号的失真。因此,在边界处需要引入无反射吸收边界条件[8]。在ANSYS中,并没有合适的吸收边界条件。采用COMBIN14弹簧振子单元适合作为吸声边界,其等效刚度系数和阻尼系数为:

切向边界:

${\rm K}{\rm T}=\alpha {\rm T}\frac{\mu }{R}C{\rm T}=\rho VS(4)$

法向边界:

${\rm K}{\rm N}=\alpha {\rm N}\frac{\mu }{R}C{\rm N}=\rho VL(5)$

KT、KN分别为弹簧的切向和法向刚度,R为波源到吸收边界点的最小距离,αT的取值范围为0.35～0.65,αN取值范围为0.8～1.2时,均可以给出良好的计算结果[9,10]。采用APDL参数化结构语言对底面和右面边界实施吸收单元的设置。

1.5 材料属性

由于模拟的介质为钢,选取材料弹性模量E=201GPa,泊松比ν=0.28,密度为7800 kg/m3。材料尺寸为L×H(20×3mm)Rayleigh波通常只集中在固体的表面传播,当深度超过大约3个波长以上时,固体中几乎没有扰动。这也表明了把实际结构作为半无限大体处理的正确性。在大多数情况下,这样的近似是可以接受的。由于5MHz的中心频率的波长大约为0.64 mm,因此取5个波长的范围作为人工边界的高度是可取的。

1.6 相速度分析

通过有限元分析,可以得到每一节点的位移响应。选取表面相隔一定距离两点的位移—时间关系,对该两信号进行相应的处理,能够得到波速—频率曲线。在计算相位频谱的时候,往往牵涉到频率解卷绕的问题,这会导致速度—频率曲线的失真[11]。按照一定宽度对接收点进行加窗截取信号,对信号进行傅里叶变换。通过相关性分析求解第二接收点的时间延时,对第二点相位进行修正。最后通过两信号相位差可以求解出频散曲线[12]。

2 讨 论

2.1 吸收边界效果

选取结构参数为L=20mm,H=10mm进行仿真,以便能够看到声场中的波整体情况。图3(a)所示为t= 3μs时的声场,此时表面波沿着表面向右传播,内部的波为剪切波,由于没有吸收边界条件,波在遇到底面时波发生了反射,形成了反射的纵波。而这部分纵波和横波会发生相互影响。而加了吸收边界条件以后,声场中几乎没有波的反射,波遇到了界面后,被界面吸收了,波好像继续向一个虚拟的无限大空间传播下去了。这就符合表面波在半无限大空间中传播的定义。

通过比较未加吸收边界和加吸收边界的情况下,同一节点(D=10mm)的位移时间历程;可以看到,前者的竖直位移,受到了来自底面和右边界的反射波的影响。而后者底面的反射几乎完全消失,仅仅来自右边顶点的反射影响,这个反射影响是很小的,并且在后续的信号处理中可以去除。

以上说明了引入该吸收边界条件,不会造成在该介质中形成板波或者波形失真,吸收效果较好。

2.2 单元类型与大小

将人工边界高度取为H=3mm,加入吸收边界条件时,考察表面距离激发源5λ和10λ两点的在不同单元尺寸时纵向位移历程。单元尺寸由粗到细划分,选择单元大小分别为λ、λ/8、以及λ/32。从图4可以看出,单元尺寸取得越大,波形误差越大。当取为一倍波长时,该两点的位置波形完全失真;当取为1/8波长时,两点波形基本上一致,第二点振幅有所改变,另外波形有拖尾现象。当单元取为λ/32时,该两点波形相同,没有引起数值频散,因此单元大小至少取为λ/32更为合适。

2.3 模型尺寸

在有限元计算中,如果单元数量过多,就会造成计算时间和空间过大。因此应该尽可能减少单元数量,并保证不会引起数值计算误差。模型的长度视实际检测距离而定,因此可以优化的参数为模型高度。引入吸收边界条件保证了有限元仿真的表面波是在半无限大空间内,而表面波主要的能量集中在1.5～2波长范围内。如果能减小人工边界高度的尺寸,并不会引起求解误差,可以减少计算时间。

取单元大小为λ/32(20μm),考察表面距离激发源5λ和10λ两点的在不同人工边界尺寸下纵向位移历程。从图5可以看出,人工边界高度H分别取1mm、3mm和4mm时的波的到底时间一样。对三种情况,波形振幅和形状都没有发生变化。说明该吸收边界条件下、单元尺寸小于λ/32时,模型的高度可以灵活选择,而不会引起计算误差。

2.4 频散曲线

从表面选取5mm、15mm两点的竖直位移,按1.6节处理方法得到频散曲线如图6所示。

在中心频率5MHz的波速为2938m/s,3MHz～7MHz范围内,波速变化为2m/s。说明波速不随频率发生变化。这符合表面波在均匀介质中传播的特性,即非频散特性。根据表面波在非频散介质中波速的计算公式:

$C{}_R=\frac{0.87+1.12\mu }{1+\mu }\sqrt{\frac{E}{2\rho (1+\mu )}}(6)$

求得CR=2933m/s,有限元计算出的结果与理论解相符合。

3 结 语

本文建立了以脉冲力函数作为等效载荷,一致性粘弹性吸收边界条件的二维有限元模型。模拟了超声表面波在均匀弹性介质中的传播。对网格大小、吸收边界、时间步长等因素造成的数值频散误差进行了分析,确定了最优的模型参数。通过对节点的信号处理,得到的频散曲线与理论上相符合。该模型为超声表面波无损评价提供了仿真的基础。

摘要：对半无限大弹性空间的垂直脉冲力的系统表面响应问题进行分析,建立以脉冲力函数作为等效载荷,一致性粘弹性吸收边界条件的二维有限元模型。模拟超声表面波在均匀弹性介质中的传播。对网格大小、吸收边界、时间步长等因素造成的数值频散误差进行分析,确定最优的模型参数。通过对节点的信号处理,得到的频散曲线与理论上相符合。该模型为超声表面波无损评价提供了仿真的基础。

关键词：超声表面波,有限元,数值频散

参考文献

[1]Shull P J.Nondestructive evaluation:theory,techniques,and applica-tions[M].New York:Marcel Dekker,2002.

[2]Silk M G.Determiniatin of crack penetration using ultrasonic surface waves[J].NDT International,1976,9:290-297.

[3]Semblat J F,Brioist J J.Efficiency of higher order finite elements for the analysis of seismic wave propagation[J].Journal of Sound and Vibra-tion,2000,231:460-467.

[4]Liu J,Du Y,Du X.3D viscous-spring artificial boundary in time do-main[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2006,5:93-102.

[5]Georgiadis H G,Vamvatsikos D,Vardoulakis I.Numerical implementa-tion of the integral-transform solution to Lamb’s point-load problem[J].Computational Mechanics,1999,24:90-99.

[6]Kausel E.Fundamental solutions in elastodynamics:a compendium[M].Cambridge University Press,New York,2006.

[7]Zerwer A,Polak M A,Santamarina J C.Rayleigh wave propagation for the detection of near surface discontinuities:Finite element modeling[J].Journal of Nondestructive Evaluation,2003,22:39-52.

[8]Hassan W,Veronesi W.Finite element analysis of Rayleigh wave inter-action with finite-size,surface-breaking cracks[J].Ultrasonics,2003,41:41-52.

[9]刘晶波,谷音,杜义欣.一致粘弹性人工边界及粘弹性边界单元[J].岩土工程学报,2006,28:1070-1075.

[10]Liu J,Li B.A unified viscous-spring artificial boundary for3-D static and dynamic applications[J].Science in China,Series E:Technologi-cal Sciences,2005,48:570-584.

[11]Zhao B,Basir O A,Mittal G S.Estimation of ultrasound attenuation and dispersion using short time Fourier transform[J].Ultrasonics,2005,43:375-381.

重塑黄土成样均匀性研究 第4篇

1 材料与方法

1.1 材料与仪器

试验黄土取自宁夏同心下马关，密度ρ=1.56g/cm3，含水率w=7.9%，土粒比重ds=2.72，十字板剪切强度τf=90 k Pa，压缩系数α1-2=0.18 MPa-1，湿陷系数δz=0.084，颗粒组成主要为0.005～0.075 mm的粉粒，占83.9%。

击样法制样器为三轴仪配套设备，符合标准GB/T 50123—1999。压样法制样器，自行设计制造，如图1所示，由护筒、冲头、限位环、三瓣模和螺旋施力器组成。为了提高成样质量，还特制了整平、刨毛、标深等工具。

1.2 方法与方案

1.2.1 试验方案

试验分别采用分层击样法和分层单向压样法成样，将土样自上而下均匀分为8层，测定每层含水率、干密度，以含水率和干密度分布评价土样均匀性。干密度ρd设5个水平，分别为1.2、1.3、1.4、1.5和1.6 g/cm[3]。成样分层数设3个水平，分别为1、3和5(粉土宜为3～5层[4])。含水率过小，加水量少，含水率相对误差较大，且土样松散，难成样。含水率过大，土样易成团，难以碾散，含水率均匀性差。根据已有制样经验，含水率取为12.0%，此含水率下土样易于充分碾散和成样。

1.2.2 备料

将天然黄土置于阴凉通风处风干、碾散，过2mm筛，拌均，测定含水率，封存于塑料袋中。称取足量的风干土料，加水搅拌均匀，装入塑料袋内密封24 h以上，使水充分浸润，取出再次搓散，过2 mm筛，搅拌均匀，测定实际含水率，装入塑料袋密封待用。为了减少制备的土料实际含水率和设定含水率的差异，一次性备土料15.0 kg，并将所用容器具用湿毛巾润湿，实测土样含水率为11.94%。

1.2.3 成样

分层击样法成样按土工试验方法标准GB/T50123—1999中的规定进行。分层单向压样法成样按以下步骤进行:将三瓣模置于光滑平整的刚性钢板上，套上护筒，称取一层所需的土料质量，一次性加入模具，表面整平，放上限位环，放入冲头，用螺旋施力器将冲头下压，使其刚好与限位环接触，维持1 min，取下制样器，将冲头来回旋转3～5次后缓慢取出，刨毛接触面，如此直至最后一层压实，整个土样成型。

1.2.4 测定

成样后，稍松三瓣模紧箍，将土样自底部分层推出，每层10 mm，测定每层质量、含水率，计算干密度。

2 结果与分析

2.1 密度分布

自上而下以5 mm代表第一层，15 mm代表第二层，以此类推，75 mm代表第八层。击样法和压样法成样的干密度分布示于图2和图3。图中L1、L3和L5分别表示成样分层数为1、3和5。

由图2、图3可以看出，密度沿土样深度的分布不是均匀的，压样法和击样法成样的密度分布形态相似。同一成样分层，土样密度自上而下逐渐减小，顶部和底部的密度差异随成样分层数的增大而减小，如表1所示;成样分层数较少时，密度差异较大，在成样分层数为1时，击样法成样的密度差高达0.48 g/cm3，压样法成样的密度差达0.39 g/cm3;击样法成样的密度差大于压样法成样的密度差。随着成样分层数的增加，土样干密度沿深度的分布趋于均匀，与土样设定干密度间的差值减小。成样分层数相同时，压样法成样较击样法成样的土样密度分布均匀性较好。土样的密度分布均匀性与土样的设定密度有关，成样分层数少时，土样的密度分布均匀性受土样设定密度的影响较大，反之较小。因此，当成样分层数达到一定值后，土样的密度分布均匀性可以不考虑土样设定密度的影响。如本文研究的黄土，成样分层数为5时，成样均匀性受设定密度的影响已很小。

试验测得各层土样的含水率非常接近，几乎没有差异，成样方法、分层数和成样密度对土样含水率的分布均匀性影响甚微。

2.2 离散性分析

土样的干密度方差σ与干密度ρd、成样分层数和成样方法的关系示于图4，变异系数δ与干密度ρd、成样分层数和成样方法的关系示于图5，图中BM表示击样法成样，PM表示压样法成样。

土样干密度的方差和变异系数随成样分层数的增加而减小，可见成样分层数增加，成样均匀性提高。在成样分层数较少时，随设定干密度的增大，击样法成样的土样干密度的方差呈现先减小后增大的趋势，变异系数呈逐渐减小的趋势;若以方差来评价密度分布均匀性，设定干密度为1.4 g/cm时，土样的干密度方差最小，均匀性最好;压样法成样的土样干密度的方差变化较小，变异系数亦表现为逐渐减小的趋势，即干密度增大，均匀性提高，再次说明成样均匀性与设定密度有关。在成样分层数较大时，两种方法所成土样干密度的方差和变异系数随干密度的变化均很小，即成样均匀性受土样设定密度的影响较小。成样分层数相同时，压样法成样较击样法成样的方差和变异系数小，压样法成样较击样法成样均匀性明显。

本压样法成样技术，冲头设有排气沟槽，可使瓣膜和土中的气体顺利排除;限位环具有导向和准确定位冲头压入土中深度的作用，且每层土样一次冲压成型。因此，土样中带入的气体少，成样分层厚度能准确控制，成样效率高，均匀性好。

3 结论

上述重塑黄土成样均匀性研究得出以下结论:

(1)成样均匀性随着成样分层数的增加而增大。

(2)同一成样分层，土样密度自上而下逐渐减小，分层数少时，顶部和底部的密度差异大。

(3)成样均匀性与土样的密度有关，但密度的影响程度随成样分层数的增大而减小。

(4)在成样分层数相同时，压样法较击样法的成样均匀性好，效率高。

该结论是根据非饱和黄土的成样试验得到的，对于其他类型的土是否符合这一规律，有待进一步的研究。

摘要：为了改善重塑黄土成样的均匀性,提高成样效率和试验结果的可靠性,以宁夏同心下马关黄土为研究对象,成样方法、成样分层数和土样密度为因素,试验与统计分析相结合,研究了重塑黄土成样的均匀性。研究结果表明:成样均匀性随着成样分层数的增加而增加;同一成样分层,土样密度自上而下逐渐减小,在成样分层数较少时,顶部和底部的密度差异较大;成样均匀性与土样的密度有关,但密度的影响程度随成样分层数增大而减小;在成样分层数相同时,压样法较击样法的成样均匀性好,效率高;在成样分层数为5时,压样法可以获得很好的成样均匀性。

关键词：成样方法,重塑黄土,均匀性

参考文献

[1] 陈善雄,余飞,许锡昌,等.土样制备对自由膨胀率的影响及其改进方法.岩土力学,2006;27(8):1327—1330Chen Shanxiong,Yu Fei,Xu Xichang,et al.Effect of soil sample preparation on free swelling ratio and its improved measures.Rock and Soil Mechanics,2006;27(8):1327—1330

[2] 胡海军,蒋明镜,赵涛,等.制样方法对重塑黄土单轴抗拉强度影响的初探.岩土力学,2009;30(1):196—199Hu Haijun,Jiang Mingjing,Zhao Tao,et al.Effects of specimen-peparing methods on tensile strength of remolded loess.Rock and Soil Mechanics,2009;30(1):196—199

[3] Jiang M J,Konrad J.M,Leroueil S.An efficient technique for generating homogeneous specimens for DEM studies.Computers and Geotechnics,2003;30:579—597

[4] 中华人民共和国水利部.GB/T 50123—1999土工试验方法标准.北京:中国计划出版社,1999Ministry of Water Resources of the People's Republic of China.GB/T50123—1999 Standard for soil test method.Beijing:Chinese Planning Press,1999

[5] 中华人民共和国水利部.GB/T SL237—1999土工试验规程.北京:中国铁道出版社,1999Ministry of Water Resources of the People's Republic of China.GB/T SL237—1999 Specification of soil test.Beijing:Chinese Railway Publishing House,1999

[6] 郭莹,陈珍.成样方法对砂土静力三轴固结不排水剪切试验结果的影响.中国港湾建设,2010;(2):30—34Guo Ying,Chen Zhen.Influence of sample-preparing methods on results of static tri-axial consolidation un-drained test of sand.China Harbour Engineering,2010;(2):30—34

[7] 郭莹,陈珍.成样方法对饱和中砂静力三轴固结排水剪切试验结果的影响.土木工程学报,2010;43(S):306—311Guo Ying,Chen Zhen.The influence of sample-preparing methods on experiment results of saturatured medium sand in static tri-axial consolidation drained shear test.China Civil Engineering Journal,2010;43 (S):306—311

[8] 杨少丽,Rolf Sandven,林霖,等.改进的室内粉土制样技术.岩土工程学报,2000;22(3):379—380Yang Shaoli,Rolf Sandven,Lin Lin,et al.Improved preparing technique of silt sample.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2000;22(3):379—380

[9] 曾召田,吕海波,赵艳林,等.简单单轴拉伸仪的研制及制样方法探究.工程地质学报,2012;(1):621—626Zeng Zhaotian,LüHaibo,Zhao Yanlin,et al.Development of simple tensile strength tester and methods for sample-preparation.Journal of Engineering Geology,2012;(1):621—626

喷杆式喷雾分布均匀性试验研究 第5篇

现代农作物种植过程中,植保作业起到了决定作物产量的关键作用。在农药各种施用方法中,喷雾法是最主要的一种施药方式,90% 的农药施用是以液体药剂经雾化喷洒的[1]。我国植保机械整体性能较低,所用的喷头喷雾性能差,喷雾分布不均匀。据估算,喷洒农药时只有25% ~ 50% 可以喷洒到作物表面,而能喷洒在害虫身上的不足1% ,起到杀虫作用的不足0. 03%[2]。喷杆式喷雾机在喷雾的过程中,农药从喷头喷洒出来后呈正态分布,喷杆上布置多个喷头,喷雾会出现叠加现象,部分地方药液分布较多,部分地方药液分布较少,均匀性不高,无法保证药液有效作用于靶作物上。因此,研究喷雾的均匀性,找到喷头喷雾的分布规律,可以有效提高农药的利用率,改善农业生态环境。

国外Carltonetal[3]提出提出均匀性就是指假定在大小确定的平面上,喷雾完全均匀覆盖,此时的均匀性为100% ,其余的情况与理想情况的比值为其均匀性。Smith[4]指出,最均匀的喷雾应由沉积变异系数为0和最大与最小沉积比率为1来说明。Sehsah[5]在德国Hohenheim大学的农业工程研究所研究了风速、喷头工作压力和高度之间在不同水平下对喷雾均匀性的影响。研究表明: 在一定范围内喷嘴高度越大,喷雾的均匀性越大; 在风速一致时,增加喷嘴 的压力可以提高均匀性; 为了降低风速对喷雾均匀性的影响,应该适当增加喷头的工作压力或者降低喷杆安装高度。Muhammad、Kh、Altaf Hussai[6]等在Faisalabad大学农业部的喷杆喷雾机试验台上对空心锥形喷嘴的喷液压力、喷头流速和垂直高度3个因素进行了正交试验。实验表明: 当垂直高度为30、50、70cm时的平均覆盖均匀性为90. 8% 、73. 7% 、32. 6% ,因此高度对均匀性的影响非常显著; 当压力从300k Pa增加到400k Pa时平均覆 盖率增加 了1. 05倍,当压力从400k Pa增加到500k Pa时平均覆盖率增加了1. 04倍,因此压力对喷雾均匀性的影响并不显著。国内叶连民、吕天峰、崔为善[7]指出,影响喷杆式喷雾机全面喷雾作业雾量分布均匀性的因素主要有喷雾高度、喷头工作压力、喷头喷雾量分布特性、喷头安装距离,以及地面平整程度和风力等。其中,喷雾高度对雾量喷雾均匀性的影响最为明显。陈志刚、吴春笃、杨学军[8]指出,间距增大、喷杆高度增加时,喷杆分布的变异系数呈波浪式变化。杨君[9]对影响喷雾分布均匀性的主要因工作压力、喷嘴直径和喷杆高度进行了正交试验,得出喷嘴类型对喷雾的均匀性影响最大,工作压力对喷雾分布均匀性的影响最小。

1 试验设备

试验在由哈尔滨博纳科技有限公司生产的喷雾性能综合试验台( 见图1) 上完成。该试验台可以通过调节喷杆高度及喷头工作压力等因素,对喷雾均匀性进行测试。

该试验台可以完成《喷雾机喷头试验方法》所规定的综合试验内容,采用模块化设计,可通过灵活选用、组合,利用先进的计算机视觉图像处理技术、超声波精确测距技术、传感器耦合技术和微机综合控制技术,可以自动精确的测量各种数据,从而达到对喷雾机喷洒部件和增压部件各项指标的综合测试。喷头性能测试示意图如图2所示。

2 喷雾分布均匀性的影响因素

综合所查阅文献以及试验台的实际情况,本次试验所选取的影响喷雾分布均匀性的主要因素有以下几方面:

1) 工作压力。增加工作压力可以增加雾锥角,减小粒径,增加分布面积; 但压力的增加也会造成雾滴穿透能力下降,造成雾滴漂移,浪费农药,污染环境。减小工作压力又无法满足喷雾分布均匀性的要求。

2) 喷杆高度。在一定范围内,随着喷杆高度的增加,喷雾分布的均匀性也会增加; 但喷杆安装高度并不是越高越好,太高会造成雾滴漂移,过低会降低喷雾分布的均匀性。

3) 喷头流量。喷头是决定喷雾作业时喷雾质量的重要装置。喷头将药液分散成细小雾滴,然后分布到靶作物表面。因此,雾滴性能主要决定于喷头的质量、大小和类型。

3 喷杆喷雾均匀性的正交试验

3. 1 试验方案

本试验主要对影响喷雾分布均匀性的喷杆安装高度、喷头工作压力和喷头流量的不同水平进行试验。每个因素取3个水平,即需要做33次试验。为了避免重复试验浪费时间、降低效率,根据正交试验的原理,将该试验设计为L9( 34) 的正交试验,这样可以减少试验次数,只需进行9次试验。试验正交表如表1所示。

该试验中3个因素的3个水平都是平均搭配的,每个水平都进行了3次试验。因此,虽然只进行了9组试验,但根据这9组试验的结果就能够了解到全面情况,可以分析清楚每个因素对试验指标的影响。

3. 2 正交试验

利用喷雾性能综合试验台,根据正交试验表,收集雾液量,如图3所示。

由于喷杆两端安装的喷头的喷雾分布没有交叉现象,为避免该因素对雾液量分布检测的影响,只设定传感器测定10号到50号量筒中的雾液量,从而得出雾液量分布图,如图4所示。

一般用变异系数CV来评判喷雾的均匀性,CV越小,喷雾分布的均匀性越好。变异系数在11% 左右时的喷雾效果较好; 变异系数在10% 以内时喷雾分布均匀性最好; 而变异系数大于15% 将无法满足植保作业需求,应当剔除。变异系数 ( CV) 、药液体积平均值( x-) 、药液体积标准差( S) 的公式为

式中CV—变异系数( % ) ;

-药液体积平均值( m L) ;

S—药液体积标准差。

根据公式和综合实验台测得的雾液量分布,可

测得9组试验对应的变异系数如表2所示。

3. 3 数据分析

各试验组的标准偏差如表3所示。表3中,下面8行是通过计算得出的结果。推算过程如下:

K1、K2、K3分别是压力、高度和流量的第1、第2、第3水平变异系数的和。其中: 第2列为K1= 9 . 3+ 10. 0 + 9. 7 = 29. 0; K2= 10. 2 + 10. 1 + 7. 7 = 28. 0; K3= 6. 6 + 8. 5 + 11. 3 = 26. 4。第2列为K1= 9. 3 + 10. 2 +6. 6 = 26. 1; K2= 10. 0 + 8. 5 + 7. 7 = 26. 2; K3= 9. 7 +10. 1 + 11. 3 = 31. 1。第4列为K1= 9. 3 + 10. 1 + 8. 5= 27. 9; K2= 10. 2 + 10. 0 + 11. 3 = 31. 5; K3= 6. 6 + 9.7 + 7. 7 = 24. 0。k1,k2,k3分别是每一列K1、K2、K3对应的平均值( k = K/3 ) 。其中,第2列为: k1= 29. 0 /3 =9. 67 ; k1= 28. 0 / = 9 . 33 ; k1= 26 . 4 /3 = 8 . 80。第3列为: k2= 26 . 1 /3 = 8 . 70 ; k2= 26 . 2 /3 = 8 . 73 ;k2= 31 . 1 /3 = 10 . 37。第4列为: k3= 27 . 9 /3 = 9 .30 ; k3= 31 . 5 /3 = 10 . 50 ; k3= 24 . 0 /3 = 8 . 00。

极差就是同一列中k1、k2、k3所对应的3个数字中的最大值与最小值的差值。其中: 第2列为9. 67 - 8.70 = 0. 97; 第3列为10. 50 - 8. 73 = 1. 77; 第4列为10. 37 - 8. 00 = 2. 37。

通过表3可以看出: 极差最大的是第3列,就是流量。极差越大表明该因素对试验结果的影响越大。因此可以得出: 工作压力、喷杆高度和流量这3个因素中对喷雾分布均匀性影响最大的是流量,最小的是工作压力,流量是影响均匀性的主要因素。流量的3个水平对应的变异系数( CV) 的平均值分别为8. 80、10. 37、8. 00。其中,8. 00为最小值,其对应的为第3水平。因此,当流量值为0. 4时,喷雾分平均值分别为9. 33、8. 73、10. 50; 8. 73为最小值,其对应的为第2水平。因此,当喷杆高度值为500cm时,喷雾分布均匀性最好。压力的3个水平对应的变异系数( CV) 的平均值分别为9. 67、8. 70、9. 30; 8. 70为最小值,其对应的为第2水平。因此,当工作压力为0. 4Pa时,喷雾分布均匀性最好。

通过分析可以得出: 3个因素对喷雾分布均匀性的影响的大小顺序为流量、喷杆高度、工作压力; 最佳工作方案为: 流量0. 4L /min,喷杆高度500cm,工作压力0. 4Pa。

4 结论

本试验以喷雾机作业时对影响喷头喷雾均匀性的因素作为研究对象,结合正交试验,利用喷雾综合性能试验台,对影响喷雾均匀性的主要因素喷头安装高度、工作压力及流量进行试验。通过对试验数据进行分析研究,筛选出均匀性较高时的因素组合。

1) 通过正交试验研究了不同喷杆安装高度、不同工作压力和不同流量的情况下喷雾分布均匀性的不同情况。其中,流量的变化对于喷雾分布均匀性影响最大,其次是喷杆安装高度,压力的变化对于喷雾分布均匀性的影响最小。

2) 随着喷头流量的增加,喷雾分布的均匀性也呈增加趋势。

3) 喷杆安装高度对喷雾均匀性影响较大,且喷雾分布均匀性随着高度的变化呈波浪变化趋势。在一定范围内,喷雾分布均匀性随着喷杆安装高度的增加而增加; 但随着高度的增加,雾滴的漂移也会增加,反而会影响均匀性。因此,高度的增加应该控制在一定的范围内。

沥青混合料路面均匀性影响因素研究 第6篇

沥青路面具有平整、富有弹性、噪声小和维修方便等特点,广泛用于各级路面的修建。2004年年底,我国高速公路里程达3.42万km,其中沥青路面约占80%。但与国外沥青路面相比较,我国沥青路面整体质量不高,包括高速公路在内的绝大部分沥青路面在通常几年后就出现车辙、泛油、脱落、松散、透水、唧浆等早期破坏的普遍现象,显然路面局部破坏的根本原因就是路面材料结构组成的不均匀。

研究表明,路面大部分早期损坏类型都是起源于混合料的不均匀,这已经成为决定路面质量的重要因素。因此,提高沥青路面的均匀性,对提高路面的使用质量,减少甚至基本消除沥青路面的多种早期破坏现象以及保证路面的使用寿命具有十分重要的意义。

1 影响沥青混合料路面均匀性的主要因素

1.1 混合料类型

沥青混合料的类型选择主要依据路面结构层的设计厚度来确定。为了减轻不均匀性对沥青路面质量的影响,保证面层的压实厚度就显得非常重要。我国JTG F40-2004公路沥青路面施工技术规范中规定:沥青面层集料的最大粒径应与压实层厚度相匹配。对热拌热铺密集配沥青混合料,沥青层一层的压实厚度不宜小于集料公称最大粒径的2.5倍～3倍,以减少离析,便于压实。澳大利亚沥青混合料手册中要求面层结构层厚度宜为公称最大粒径的2.5倍;德国的沥青路面规范(1994版)中也规定路面结构层厚度为各混合料公称最大粒径的3倍～5倍。

1.2 原材料选择

选用集料时,应根据路面结构的位置选择集料。当集料的磨光值、洛杉矶磨耗值和压碎值符合规范要求时,应尽量选用碱性集料,提高集料与沥青自身的粘附能力,减小沥青混合料中骨料分离的倾向。

1.3 沥青混合料的级配设计

沥青混合料的正确设计对减小沥青路面的不均匀性具有重要作用。在级配曲线中对混合料均匀性影响较大的是中部颗粒数量和粉尘含量。因此,规范要求在目标配合比设计阶段,就对4.75 mm,2.36 mm和0.075 mm的通过率做出特别要求,即应接近级配范围的中值。4.75 mm和2.36 mm这二档集料过少,将影响面层表面的均匀性,过多则难以压实。而通过0.075 mm的主要是矿粉,矿粉过多则使沥青混合料中有效沥青含量减少,易使沥青膜变薄而降低混合料的粘性,增加了骨料在转换点分离的倾向。

1.4 集料的管理

1.4.1 集料的生产

集料生产过程的一个最基本的要求是集料产品特性的一致性。碎石应有稳定的料源,采购多个小石场生产的碎石作为搅拌设备的集料来源,不同来源的集料混杂堆放,将导致成品集料不均匀;破碎机的类型和破碎方式影响成品集料颗粒组成,如果生产出的各个规格集料颗粒组成变异性大,即使通过热料仓的二次筛分,也只能对颗粒组成有所改变,但不能根本改善,生产出的沥青混合料不可能铺筑出均匀的沥青路面。

1.4.2 集料的堆放

1)集料应堆放在坚硬、清洁的场地,特别是要避免雨天场地泥泞,将泥土带入集料中;

2)控制碎石含水量;

3)防止细集料遭雨淋和变潮湿,对保证沥青混合料的颗粒组成符合生产配合比确定的级配曲线十分重要;

4)不同规格的集料应用隔墙或料槽分隔开;

5)为保证集料均匀,需要用合适的堆料技术;

6)防止矿粉在贮存中受潮和结块,矿粉受潮后将难于流动,影响正常供料。

1.5 沥青混合料的拌和

1.5.1 冷料斗的流量应均匀

拌合机冷料斗中集料必须是同一规格的集料。冷料仓供给装置由冷骨料储仓、给料器和冷骨料输送机等组成。冷骨料给料器有往复式、电磁振动式、皮带式、板式等多种结构形式,板式给料器较往复式给料器、电磁振动式给料器工作稳定,不存在因打滑而影响给料的问题,从而能保证热料仓级配的稳定。

1.5.2 防止筛分过程中产生的混仓和离析

筛分系统超载运行、筛网有破损,会使热料仓颗粒组成发生变化。生产中应每天检查热料仓的级配,并检查其混仓率。

1.5.3 严格控制计量—控制系统的误差

计量—控制系统的误差是导致沥青混合料组成偏差的重要来源,也是计量—控制系统的主要性能指标,它们由标定误差、称量误差和控制误差组成。在正常情况下,这三部分误差中控制误差所占比重远比前二者大,它们是由于对批量计量的控制而造成的。现代的热沥青混合料搅拌设备通常都会在硬件和软件方面采取某些措施来减小计量过程中的控制误差,但如不能进行正确的调试,仍有可能导致严重的控制误差。

1.5.4 合理地设定搅拌器的生产能力

沥青混合料的拌合温度和拌合时间是混合料达到均匀的两个基本要素。应根据混合料拌和的难易程度和搅拌设备的设计参数合理地设定搅拌设备的生产能力,使得拌出的混合料外观颜色均匀一致、无花白颗粒,粗细颗粒的分布均匀,无粗细料分离现象。如有分离应及时调整拌合温度和适当延长拌合时间。

1.5.5 贮料仓

高速公路要求沥青混合料拌合设备必须配有一定容积的贮料仓,确保拌合机连续生产,不致发生摊铺机因等料而停机的现象。在往贮料仓中放料时,要确保贮料仓均匀填满。在气温较低时,贮料仓应能很好地保温,至少其锥体部分应该隔温。冷的锥体表面易使混合料粘在锥体内壁,在此情况下,混合料呈活塞式而不是以均匀方式卸下。

1.6 沥青混合料的运输

1.6.1 装料和卸料

贮料仓的卸料速度和高度是造成沥青混合料离析的原因之一。这两者之间是互相关联的,高度越高则速度越快,混合料流入运料卡车厢时其滚动作用就越大,离析程度就越严重。因此卸料口到卸料车厢侧板最高点距离不宜超过0.5 m,且越低越好;并且运料车应在不同位置受料。正确的装料方法为:分3个不同的位置往卡车中装料,第1次装料靠近车厢的前部,第2次装料靠近后部车厢门,第3次装料在中间,这样可以减轻卡车中混合料的离析现象。

当卡车将料卸入摊铺机受料斗时,要尽力使混合料整体卸落,而不是逐渐将混合料卸入受料斗。

1.6.2 防止沥青混合料在运输中发生离析

沥青混凝土温度离析在施工中是普遍存在的现象。混合料一装入运料车,沿运料车周边立即产生热量损失。由于沥青和集料的导热系数较小,热量从混合料中心部分向边部缓慢传导,在运料车的周边混合料与中心混合料之间产生温度差别。混合料经摊铺机摊铺后,形成温度不均匀的摊铺面。摊铺面温度较低的混合料经碾压后可能达不到要求的压实度,出现局部路面的空隙率大。空隙率愈大,其透水性就愈大,其疲劳寿命就愈短,其抗车辙能力也就愈差。

1.7 沥青混合料的摊铺和碾压

1.7.1 摊铺速度

连续、稳定的摊铺速度是保证沥青面层平整均匀的关键,同时也是减少面层离析现象的一个有效措施。摊铺速度要结合拌合机生产能力、运输能力、运输距离和碾压能力进行综合考虑。现场摊铺过程中,应严格控制摊铺速度,不能忽快忽慢。

1.7.2 摊铺工艺

沥青路面摊铺若采用摊铺机全幅摊铺,由于摊铺宽度大,螺旋布料器运送混合料距离过长,将不可避免地会造成粗细集料的离析。沥青混合料在螺旋布料器运送过程中,在空中反复转动,温度下降严重,边上与中间的温度是不一样的,温度不均是导致路面压实度不同的原因。摊铺机摊铺宽度越长,沥青混合料的离析就越严重。

采用双摊铺机并机梯形联合施工法,即前面一台摊铺机先完成一半路幅的摊铺,在相距一定距离(如10 m～20 m)处,用另一台摊铺机完成另一半路幅的摊铺作业,由于纵向接缝正好在路幅中央,故不会影响路面的摊铺质量,而且可以有效地控制沥青混合料在摊铺过程中的施工离析,提高路面的使用性能。

1.7.3 碾压工艺和工序

碾压温度的控制是沥青面层各项技术指标符合配合比设计要求的关键。针对不同的温度,采用不同压实机具,有助于提高沥青面层的压实度和减少表面离析现象。为防止表面温度失温过快和保证混合料温度的均匀性,胶轮压路机洒水装置应要求必须雾化或用拖把擦轮。在温度适当的时候利用胶轮压路机对热沥青混合料的揉搓作用消除摊铺过程中的部分离析,而且对沥青混合料的重分布和均匀性起到一定效果。

2 结语

沥青路面的局部破坏已成为我国沥青路面早期损坏的主要现象,而其主要原因在于沥青混合料在施工过程中产生的离析而形成不均匀的路面。沥青混合料的级配离析和温度离析由多种影响因素造成,从混合料类型选择、混合料配合比设计、原材料质量控制、拌和、运输、摊铺等方面采取有效措施,防止沥青混合料离析的发生,对于提高沥青路面的均匀性,保证沥青路面修筑质量,提高路面使用寿命,具有重要意义。

摘要：对沥青混合料路面均匀性的各影响因素进行了研究,结果表明,选择合适的沥青混合料类型和原材料、加强对原材料的管理、正确进行沥青混合料的设计、采用合适的拌和、运输方式和摊铺、碾压工艺,有利于提高沥青路面的均匀性。

关键词：道路工程,沥青混合料,均匀性,影响因素

参考文献

[1]JTG F40-2004,公路沥青路面施工技术规范[S].

[2]黄晓明.沥青与沥青混合料[M].南京:东南大学出版社,2002:9.

[3]沙庆林.高速公路沥青路面早期破坏现象及预防[M].北京:人民出版社,2001:5.

[4]刘磊.摊铺速度对沥青路面质量的影响[J].公路与汽运,2004(1):70-80.

沥青洒布均匀性对照试验分析 第7篇

1)乳化SBS改性沥青下封层与乳化重交石油沥青对比试验段。

2)普通型沥青洒布车与智能型沥青洒布车对乳化沥青洒布均匀性试验。

笔者作为该标监理人员参与了此次试验,现就现场施工及检测结果的对比情况总结如下,供同行共同探讨。

1 原材料选用

1.1 乳化重交石油沥青和乳化SBS改性沥青材料指标

乳化重交石油沥青和乳化SBS改性沥青由江阴科斯密特种沥青有限公司提供,检测结果见表1和表2。

1.2 集料指标

集料采用石灰岩碎石,规格S14,公称粒径3 mm～5 mm。水洗法筛分结果见表3。

以上检查结果表明,所选用原材料各项检测结果,均符合《公路沥青路面施工技术规范》的规定。

2 试铺下封层工程概况

下封层试铺段位于K38+235～K38+410,右幅长度为175 m,宽度12 m,分正式试铺A,B两段,C段为剩余乳化SBS改性沥青临时加铺下封层路段,A段采用乳化SBS改性沥青,桩号为K38+320～K38+410,长度90 m;B段为乳化重交石油沥青,桩号为K38+235～K38+320,长度85 m。

3 下封层试铺段施工检测日期及天气

下封层施工的天气和温度情况见表4。

4 下封层试铺段施工

1)基层表面的清扫与冲洗。a.清扫。先人工用扫帚将基层表面全面清扫,后用鼓风机沿纵向排成斜线将表面浮灰吹净,用钢丝刷对表面进行拉毛处理,吹、扫干净,最后用洒水车进行冲洗,确保表面洁净、表层集料颗粒部分外露。b.检查标高、横坡、宽度无异常现象。c.调查基层表面裂缝。对于干缩裂缝采用乳化沥青灌缝、后加铺玻纤格栅的方法进行处理。2)施工放样。因集料撒布机撒布宽度为3 m,施工时沿宽度方向分4幅进行施工,准确放出每幅边线,做好标记。3)喷洒乳化沥青。等基层表面冲洗的水分晾晒干燥后,即开始喷洒乳化沥青,基层表面未洒水湿润。4)撒布集料。每段乳化沥青喷洒后,立即用集料撒布机撒布集料,数量按5 m3/1 000 m2～6 m3/1 000 m2控制。集料撒布全部在乳化沥青破乳之前完成。5)碾压。集料撒布后即用轮胎压路机碾压3遍,每次碾压重叠1/3轮宽,碾压要求两侧到边,确保有效宽度。碾压顺序由路肩侧到中分带侧依次碾压。6)保护措施。施工结束后,对试验段进行交通封闭。

5 检测

1)渗水系数的检测。

下封层施工一周后,按交通部标准T 0971-95的规定测定下封层表面的渗水系数,检测结果见表5。

检测结果表明,A,B两段下封层基本上不渗水,两种乳化沥青下封层渗水系数基本上是相同的。

2)刹车试验。

下封层施工一周后,用BZZ-60标准的汽车,以50 km/h车速急刹进行刹车试验,下封层试铺段均完好,无推挤撕裂现象。在刹车轮迹上有车胎橡胶被磨下的橡胶粉,说明下封层与基层表面已牢固的粘结。

3)外观检查。

下封层施工一周后,试铺段表面均匀平整,用螺丝刀刺破下封层观察,与基层表面牢固粘结,不起皮。无油包和基层外露现象。

4)芯样剪切试验。

下封层施工一月后,在上面摊铺了沥青下面层,4天后取直径15 cm的下面层和上基层连体芯样14个。将芯样分别在30 ℃和50 ℃温度下进行剪切试验。剪切试验结果表明,乳化SBS改性沥青下封层试件抗剪强度不论是30 ℃或50 ℃均高于乳化重交石油沥青,特别是在50 ℃温度时,后者抗剪强度极低,有的试件尚未加荷载就已经断开;在两种试验温度下,智能型洒布车施工的下封层抗剪强度也高于普通沥青洒布车。

6 建议

1)智能型沥青洒布车施工的下封层抗剪强度明显高于普通沥青洒布车。建议沥青下封层采用乳化SBS改性沥青铺筑,用智能型沥青洒布车施工,以提高沥青路面的层间粘结和高温的稳定性。2)基层表面的清理、冲洗是做好下封层的关键,施工时要引起足够的重视。3)SX5190智能型洒布车完全克服上述缺陷,起步、结束和中间操作均能做到喷洒均匀,纵、横向接缝良好,由于装有加热装置,可适应不同气温下施工。建议高速公路下封层施工推广使用智能型洒布车,洒布宽度可在6 m之内任意调节,洒布量可控制在0.5 kg/m2～3.0 kg/m2,洒布精度2%,可明显提高洒布质量。

摘要：对乳化SBS改性沥青与乳化重交石油沥青下封层及普通沥青洒布车与智能型沥青洒布车施工进行了试验对比,通过试验数据证明,用智能型沥青洒布车洒布乳化SBS改性沥青铺筑的下封层,质量效果明显优于普通沥青洒布车洒布乳化重交石油沥青铺筑的下封层。

关键词：乳化SBS改性沥青,乳化重交石油沥青,下封层,试验

参考文献

[1]JTJ 032-94,公路沥青路面施工技术规范[S].

超薄金刚石带锯镀层均匀性研究 第8篇

随着精密加工技术的高速发展, 对切片、分割要求越来越高, 采用复合电沉积制备的超薄、超精密金刚石工具逐渐引了起人们的关注。其中, 超薄金刚石带锯 (d≤0.2mm) 具有出材率高, 加工精度高, 切面光滑, 使用寿命长, 切割效率高等特点, 在光学玻璃、电子芯片、特种陶瓷、功能晶体、宝玉石、硅材料等领域运用广泛。然而, 制作过程中电镀超薄棱边伴随而来的是复合电沉积过程的尖端放电效应急剧上升, 阴极表面电流密度分布不均, 镀层精度难于控制, 与制备高精度、高均匀性镀层相矛盾。因此, 研究超薄棱边对电流密度分布的影响意义重大。

研究表明通过仿真计算电沉积过程中阴极的电流分布, 从理论上分析阴极镀层厚度的均匀性是可能的[1,2,3,4], 并已有大量关于数值计算阴极电流密度、电解池电场分布的报道[5,6,7]。实践证明, 为制备高均匀性的复合镀层, 通过把握制备工艺特性 (电传导性) 与阴阳极极距对镀层厚度均匀性变化的影响, 调整其分布或加隔板[8,9], 合理控制阴极电流密度分布, 进而控制镀层厚度均匀性是最有效、最实际的方法。

本文通过有限元计算方法, 以制备超薄金刚石带锯0.2mm×8mm (厚×宽) 为例, 进行了模拟计算, 得到了复合电沉积制备超薄带锯过程阴极电流密度的分布及其变化规律, 并与实验结果对比, 两者具有较高的一致性。

1 数学模型及数值建模

1.1 数学模型

金属离子在阴极结晶生长形成沉积层, 其中阴极电流密度分布包括初级分布、二级分布和三级分布[1]。初级电流分布考虑几何因素的影响, 电极之间的电阻决定了其分布[10], 是低电流密度下影响均匀性的最关键因素。低电流密度条件下, 电极极化和离子扩散对电流密度的影响可以忽略, 阴极电流分布由阴阳极之间形成的几何结构引起的电阻决定。忽略传质和扩散引起的极化作用, 电极表面电势 (Φ) 等于与之毗邻的电解液电势 (Φ0) , 即:

依据电场及电沉积理论, 空间密闭区域 (Ω) 内, 决定电流密度的电场电势分布符合拉普拉斯 (La-place) 方程:

根据拉普拉斯方程确定计算域及边界条件, 建立电沉积电场数学模型, 如图1所示:

1.2 数实及验值建模

按照实验设计尺寸进行1∶1建模, 依据实验条件加载边界条件及设定材料属性, 分别进行模型建立、网格划分和激励加载、属性设置。

同时, 进行验证实验, 阳极为99.99%高纯可溶镍丝 (Φ4mm) , 阴极为0.2mm (厚) ×1.5mm (侧高) 的不锈钢带边, 采用国内某公司生产的140-170#金刚石颗粒, 电解液为以一定比例的氨基磺酸镍 (Ni (NH2SO3) 2·4H2O) 、氯化镍 (NiCl2·6H2O) 、硼酸 (H3BO3) 、十二烷基硫酸钠 (C12H25SO4Na) 、柠檬酸三钠 (Na3C6H5O7·2H2O) 用去离子水配制的混合电解液;温度为40℃, pH=3.8, 药品均为分析纯 (AR) , 加载电流密度为3A/dm2, 时间为180min, 制备完成后取带锯横截面打磨平整, 采用德国徕卡公司DMi3000M金相显微镜50X倍放大后标注测量。

采用ANSYS建立模型, 选择多物理场中的E-lectric, 进行网格划分和参数设置 (见表1) , 网格划分方法为sweep, 并对阴极网格加密, 尺寸为100μm, 见图3。

通过模拟计算可得阴极电流密度分布, 如图4所示, 图中显示, 镀层厚度增加, 阴极电流密度分布逐渐均匀。设Dk为对应点的电流密度, 用式 (3) 衡量阴极表面的电流密度分布均匀程度。

2 结果与讨论

2.1 模拟计算电流密度分布

沉积厚度为0μm时, n0=3, 电流密度分布极不均匀, 图中曲线峰值尖, 变化趋势大, 最高电流密度点在顶端0点处 (见图2) ;当沉积厚度达到100μm时, n1=2.25, 均匀性有所增加, 最大电流密度从7.14A/dm2下降到5.42A/dm2;最低电流密度区从2.37A/dm2上升到2.55A/dm2;镀层继续增长;沉积厚度达到200μm时, n2=2.12, 均匀性程度增强, 高电流密度区变化幅度减小, 低电流密度区变化幅度略微增大;镀层厚度达到300μm时, n3=1.95, 在100μm增厚过程中, 高电流密度区电流降幅为0.18A/dm2, 低电流密度区升幅为0.12A/dm2。表明:电沉积制备超薄带锯过程中, 随镀层厚度的增加, 电流密度整体分布变化较大, 其中高电流密度区 (顶端) 先快后慢减小, 低电流密度区 (两侧低端) 先慢后快增大, 如图5所示。

2.2 实验结果与计算结果对比

阴极所得金属镀层厚度与阴极电流密度密切相关, 并符合法拉第电解定律。电流密度大小和电沉积中获得金属镀层厚度 (δ) 满足表达式 (4) :

δ为沉积厚度, μm;C为沉积离子电化学当量, C镍=1.095, g/ (A·h) ;Dk为电流密度, A/dm2;t为电沉积时间, min;ηk为沉积效率, %;ρ为沉积金属密度, 8.9g/cm3。

电沉积制备带锯过程中, 电流密度随镀层的增厚而变化, 但试验测试结果为变化的平均值, 为有效模拟整个制备过程的平均电流密度分布, 选取镀层中间面 (见图2) 建模计算, 并与实验测试结果对比, 见图6。结果表明:计算电流密度与实测电流密度整体趋势一致。电沉积制备超薄金刚石带锯的过程伴随尖端放电效应, 电子由低电流密度区向高电流密度区集聚[5], 最高电流密度约为最低电流密度的2倍。两组曲线均显示两侧边电流密度低, 顶端高, 并在0点 (见图2) 出现峰值。以实测结果对比, 阴极两侧边计算结果与测试结果吻合, 顶端差距略大。其原因是在电沉积过程中, 侧边的增长是平面增长, 镀层增厚过程中电流密度保持不变, 顶部为圆弧面, 随镀层的增长表面积增大, 导致电流密度减小, 实测厚度计算得到的电流密度为整个沉积过程的平均值, 计算结果为沉积中间面值, 顶端镀层增厚先快后慢, 因此平均值大于中间面计算值。

计算电流密度在两侧底部 (Ⅱ区、Ⅲ区) 略低于实测电流密度, 在顶端高于实测电流密度 (Ⅰ区) , 可能的原因是:镀层薄时, Ⅰ区电流密度高, 沉积速率快, 沉积厚度迅速增加, 面积增大, 电流密度减小, 致使Ⅱ区、Ⅲ区电流密度上升, 略高于计算电流密度。同理, Ⅰ区低于计算电流密度, 是因为顶端中间面内侧电流密度高, 镀层增长速度快, 中间外侧电流密度远低于内侧, 同时增长速率随着降低。表明镀层的增长是顶端先快后慢, 底端先慢后快。这也解释了图4中随镀层厚度的增加, 均匀性得到提高的趋势。

3 结论

(1) 电沉积制备超薄金刚石带锯0.2mm (厚) ×1.5mm (侧高) 镀层过程中, 会引起高达3倍的高低电流密度差, 该差值随着镀层的增厚先快后慢减小, 其间高电流密度区的电流密度先快后慢下降, 低电流密度区电流密度先慢后快增加。

(2) 镀层的增厚过程为顶端的增厚速率先快后慢, 底部增厚速度先慢后快, 引起顶端与低端厚度约2倍的差距。平均电流密度与中间面不重合, 其顶端位于中间面外侧, 低端位于中间面内侧。

(3) 数值模拟技术能够准确分析电沉积制备超薄金刚石工具制备过程的阴极电流密度分布, 便于更加准确地控制超薄金刚石带锯镀层的均匀性。

参考文献

[1]Low c t j, Roberts e p l, Walsh f c.Numerical simulation of the current, potential and concentration distributions along the cathode of a rotating cylinder Hull cell[J].ElectrochimicaActa, 2007, 52 (11) :3831-3840.

[2]张锦秋, 王海博, 王晓伟.有限元模拟电镀银体系阴极电流密度分布[C].第十二届全国表面工程·电镀与精饰年会暨2014 (重庆) 国际表面工程论坛论文集, 2014.

[3]ZHENG Z M, STEPHENS R M, BRAATZ R D, et al.A hybrid multiscale kinetic Monte Carlo method for simulation of copper electrodeposition[J].Journal of Computational Physics, 2008, 227 (10) :5184-5199.

[4]刘太权.电镀层均匀性的数值模拟及验证[J].电镀与环保, 2010, 30 (2) :11-13.

[5]秦建新, 陈超, 等.赫尔槽电沉积阴极电流密度与电势数值模拟计算[J].电镀与涂饰, 2014:33 (7) :287-290.

[6]蔡豫.利用Ansys Workbench建立350kA铝电解槽电场全槽仿真模型[J].轻金属, 2013, (12) :22-25.

[7]孙明礼, 胡仁喜, 崔海蓉, 等.ansysl0.0电磁学有限元分析[M].北京:机械工业出版社, 2007.

[8]金晶.立式连续电镀槽中镀层均匀性的改善作用研究及多物理场耦合分析[D].上海:上海交通大学, 2013.

[9]张三元, 张磊.电镀层均匀性和镀液稳定性:问题与对策[M].北京:化学工业出版, 2011:5-9.