DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 研究结果 4.1. 空气自然对流换热对温度分布的影响 在空间同位素热源正常工作条件下，恒温的内热源处于封闭状态中，在封闭的腔体内支撑杆上端受到热传导与热辐射的作用，如果不进行其他的热防护，夹具的垫高座底板很可能达到比较高的温度从而影响振动台的正常工作。 试验夹具设计前期，需对仅考虑力传递因素的夹具设计方案进行热传递特性分析，以辨识该方案从热防护设计角度是否满足台面温度要求。该方案下，夹具上端支撑杆处于高温辐射条件，其他与常温空气接触的部分进行对流换热。图4给出了该方案的仿真结果，由图可知，热源为400℃时，夹具底座温度就已达70℃，与一般试验产品相比，同位素热源属自发热产品，处于较高温度状态。热量经夹具传递至振动台面，造成台面温度过高(振动台台面工作温度须在50℃以下)。远高于振动台的正常工作温度要求，因此，需对夹具进行主动热控设计。 图4. 自然对流条件下热源表面温度400℃夹具温度分布 4.2. 冷水强制对流换热对温度分布的影响 由于采用空气自然对流换热强度不够，不能带走多余热量，同位素热源夹具热量积累，夹具底座超出振动台台面允许的工作温度。拟提出采用冷水强制对流换热的方式，通过增大对流换热系数，维持恒定的温差条件提高换热能力。在上述模型中，将冷却水从底部进水管通入，在水箱内部吸收热量后从排水口排出，以冷却水温20℃，对流换热系数1200 W/m 2 ，同位素热源的表面温度分别选择400℃、500℃、600℃为模拟试验环境参数，结果如图5所示。 图5. 冷水强制对流条件下温度分布 在温度云图中，由冷水强制对流换热的夹具底座均为20℃，冷却水带走的热量远高于热传导的热量，保持了垫高座底板的温度，使其符合振动台的安全工作范围。通常来讲，振动试验一般需要30 min以上，为了详细观察温度随时间的变化，选择图2所示的3个监测点进行温度监测，其时域变化曲线如图6所示。 图6. 监测点温度变化曲线 由图6可知，上述3种型号同位素热源尽管具有不同的温度，但通过冷水强制对流的试验夹具底板温度(1号监测点)均稳定在20℃，基本不随时间发生变化，这表明冷水强制对流换热能够有效的实现工作要求，稳定性好。夹具的支撑杆温度越靠近热源温度越高，形成温度梯度，向下传递热量。在2号监测点处，温度随时间逐渐升高，最后趋于稳定，实现热量的动态平衡。因此，使用冷水强制对流换热是一种有效的热防护措施，可以很好的保护振动台的正常工作。上述方案已经经过试验验证，证明可行。 4.3. 优化设计 4.3.1. 材料优化 上述方案选用的是合金钢，相比下，铝合金刚度同样满足要求，加工性能更优，钛合金热强度更高，导热系数更小，两者也适用于振动试验夹具。为了对夹具进行优化，确定不同材料夹具在不同条件下的热响应特性，对钛合金夹具与铝合金夹具进行数值模拟比较研究。材料热物理属性见表1。 选择型号为表面温度500℃的同位素热源计算，不同材料的夹具温度云图如图7所示，由图中可知，从夹具的热传递特性角度来看，选用Ti合金对于夹具来说更加适合，无需冷却就可以满足振动台的工作要求，而铝合金的导热系数远高于合金钢的导热系数，在没有水冷的条件下底板温度为191℃，远远高于合金钢的底板温度，经过冷水强制对流换热的铝合金夹具底板温度为20℃，满足工作温度要求。 4.3.2. 结构优化 在振动试验中，力的传递有效性是夹具至关重要的考核项，支撑杆高度和水箱高度的降低必然使得整体高度降低的夹具具有更好的力学传递特性。因此，不同的结构对于夹具的温度分布必然存在着影响。 Table 1 Material propertie 材料 质量/kg 比热容J/(kg·℃) 导热系数W/(m·℃) 密度Kg/m 3 钛合金 83.63 522 21.9 4620 铝合金 50.14 875 175 2770 合金钢 142.09 434 60.5 7850 表1. 材料属性 图7. 不同合金材料的温度云图 为进一步实现夹具空间结构的优化，对夹具的结构边界条件进行摸底，将水箱的高度从200 mm减小为60 mm，上端支撑杆长度变为200 mm，质量减少为135 kg，尺寸如图8所示。以温度为20℃的冷却水强制对流换热，对不同型号的同位素热源温度(表面温度分别为400℃、500℃及600℃)进行数值模拟，结果如图9所示。温度梯度主要集中在支撑杆上，冷却水箱将夹具分成了高温区与低温区，经过结构优化的夹具底座在冷水强制对流换热的条件下依旧只有20℃，满足振动台台面的工作要求。因此，通过减小水箱高度的方式从减小夹具高度及质量两方面使得夹具在满足热的传递特性的基础上具有更好的力传递特性。 图8. 夹具结构改变尺寸 图9. 夹具结构改变后温度分布
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user: 5. 结论 通过对同位素热源高温–振动复合环境试验用夹具的热仿真分析与优化设计，得出以下结论： 1) 冷水强制对流热防护方式效果明显，在不同型号的同位素热源(表面温度为400℃、500℃、600℃)的条件下均可使夹具垫高座底板处于较低温度，满足振动台的正常工作热边界条件； 2) 导热性能更好的材料如铝合金等必须采用冷却水的方法进行冷却才能满足热边界条件，而采用钛合金的夹具不需冷却也可使垫高座底板满足热边界条件； 冷水强制对流热防护方式使夹具优化有了更大的变化空间，可以根据具体情况对水箱的大小高度等进行合理的调整，使其力学响应性能更好。
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user: 摘 要 《煤矿防治水细则》中明确指出煤矿水文地质类型要每三年划分一次。针对潘三矿水文地质类型划分问题，以收集整理的潘三矿概况及近三年采掘揭露的基础水文地质资料为根本，在之前该矿编制的地质报告等报告的基础上，应用构造、水文地球化学与层次分析等相关理论，结合勘探与生产实际，按照细则中各项划分条款，详细地分析了各划分指标情况及影响程度，采用传统方法与层次分析法，从定性与定量两个角度对该矿水文地质类型进行划分。结果表明：两种方法都将水文地质类型划分为“中等”，划分结果一致，互为补证。可为潘三矿水文地质类型划分提供一种新方式，也为其矿井水害的防治工作提供了参考性意见。 关键词 :潘三矿，水文地质类型，传统方法，层次分析法 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在煤炭开采及生产中，矿井水害是与火灾、瓦斯等事故并列的矿井最主要安全灾难之一，造成了一系列严重的后果。近些年，由于浅部煤层开采完结，开采深度和范围也在不断加深和扩大，致使矿井突水事故越发频繁 [ 1 ]。将矿井水文地质情况确定为哪种类型，不仅能说明矿井受水害威胁的程度，也标示着做好矿井水害防治工作的困难等级，更决定了矿井的开拓方式、采掘系统布置与总体规划 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]。李贤志等 [ 5 ] 依据山西王家岭煤矿勘探与生产揭露的地质及水文地质情况，对该煤矿水文地质类型与特点进行了分析；刘畅等 [ 6 ] 划定了山西某煤矿水文地质类型，并给出防治水意见；孙文洁等 [ 7 ] 对华北煤田中复杂与极复杂矿井的水文地质情况及水害事故发生原因做出分析，得出突水水源主要来自老空水，部分矿井未能准确查清潜在的致灾因素。王甜甜等 [ 8 ] 选用改进层次分析法对某矿井的水文地质类型进行划定，取得较好成效，为划分矿井水文地质类型提供一条新思路。上述研究只是单一的从定性或定量的角度做出分析，可靠性不是太高，且新的《煤矿防治水细则》已经实行，故上述研究成果局限性明显。潘三矿由于生产接续及实际揭露地质、水文地质条件的变化，需要定期进行矿井水文地质类型的确定工作，以使重新划定的水文地质类型更好地反映矿井近期的真实状况。本文将依据新实行的《煤矿防治水细则》中的相关条款规定，整理总结所需的各种地质与水文地质资料 [ 9 ]，采用可相互补证的传统定性法与定量的层次分析法，以提高结果可靠性，从而对潘三矿的水文地质类型做出符合本矿实际的划定，旨在为该矿新时期的防治水工作提供安全指导 [ 10 ] [ 11 ]。
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user: 2. 矿井简介 潘三矿区处于淮南市东北部潘集境内，东部紧邻潘一矿，西部接于丁集矿，13-1煤在−900 m处的等高线平面投射作为南部界线，F 1-3 断层为北部东区界线，西区与潘四东矿南部相邻(如图1所示)，东西长约为10 km，南北长约是6 km，划定面积近似为54 km 2 。该矿在1992年11月左右开始采煤，规划年产原煤300万吨。 全区开拓两个水平，一水平有东四、东三、西一、西二与西三采区，共计5个石门采区，二水平只有东一采区。选用综采的方式采煤。潘三矿自运营到现在，基本上都在采掘厚煤层13-1和中厚煤层11-2、8。目前，矿井采煤工作面分布于东四采区、西三采区和东一采区。 图1. 相邻矿井关系图
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user: 3. 层次分析法理论分析 层次分析法是一种将冗繁体系中的全部要素，根据所具有的内在联系与从属关系划定阶级层次架构；而后凭借人为经验及主观考量，评价相同层次中要素的重要程度，结合一致性标准检测所作评价是否正确，并依靠所建的递阶层次结构予以合计；从而获得指标要素相较于目标重要程度的所有排列的方法。计算步骤如下： 1、建立需要的层次分析构型 先对难度较大的问题予以合理化和结构化分析设计，创建出一个层次明晰的框架构型，大体上划分为三种不同的层次，由上至下分别称为目标层、准则层与方案层。 2、构筑层次分析判断矩阵 比如在单一层次中有n个指标要进行比较分析，依照客观情况与主观思量，利用Saaty的相较比例标度，对指标间的重要性进行对比评判，得出相较重要性的值a ij ，即可建立各层的成对判断矩阵A： A = ( a i j ) n × n (1) 矩阵A中的各元素a ij 代表横向指标A i 对纵向指标A j 相较重要程度的比例标度，则判断矩阵A中各指标相互对比的特点有 a i j > 0 ， a i j = 1 ， a i j = 1 / a j i ( i ， j = 1 ， 2 ， ⋯ ， n )。 若 a i j < 1 ，表示A i 比A j 重要； 若 a i j > 1 ，表示A i 比A j 重要； 若 a i j = 1 ，表示A i 与A j 同样重要。 3、得出特征向量及指标权重值且做出一致性验证 先得出第一层次指标的特征向量与指标权重值，指标权重值可由相关的平均法算得： a. 判断矩阵A各行各元素积的计算： m i = ∏ i = 1 n a i j ( i = 1 ， 2 ， ⋯ ， n ) (2) b. 计算指标权重： w i = w ¯ i / ∑ j = 1 n w ¯ j ，其中 w ¯ i = m i n (3) c. 对矩阵A和指标权重集作乘求出AW矩阵； d. 最大特征值λ max (近似计算)： λ max = ∑ i = 1 n ( A W ) i / n w i (4) 式(4)中，i代表第i个指标的权重，(AW) i 代表AW矩阵中第i个分量。然后进行一致性检验： a. 求出一致性指标： C I = λ max − n n − 1 (5) b. 求出相对一致性指标： C R = C I / R I (6) 式(6)中，RI为平均不固定一致性指标，为按照大量任意产生的判断矩阵求得的一致性指标平均值。RI的具体取值情况可见RI值表。 通常，求得的CR值越小表示判断矩阵越合理，一般在 C R ≤ 0. 1 时，可认为判断矩阵一致性较好。 4、求出组合权重 在确定一级指标权重值后，接着求出下一级的指标权重，若一级指标层较目标层的对比权重为： w ¯ i = ( w ¯ 1 ， w ¯ 2 ， ⋯ ， w ¯ k ) T (7) 那么可得二级指标层较一级指标层的对比权重为： w ¯ i = ( w 1 i ， w 2 i ， ⋯ ， w n i ) T (8) 故而，方案层内的各方案较目标层的对比权重w i 为： w 1 = ∑ j = 1 k w j w 1 j ， w 2 = ∑ j = 1 k w j w 2 j ， w n = ∑ j = 1 k w j w n j (9) 5、对比综合权重值 将求出的方案层各因素的综合权重值进行对比，算得其中最大权重值，即是最后结果。
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user: 5. 层次分析法定量划分 根据层次分析法构型要求及《煤矿防治水细则》相关条款规定，可绘制出如图3所示的结构图。 建立判断矩阵及确定指标权重 由潘三矿含水层性质、涌(突)水量等具体情况，对影响因素进行程度分析。依据影响程度的大小，第一指标层的顺序大小为：矿井涌水量 = 突水量 > 受采掘破坏含水层 > 矿井周围老空水分布 > 开采受水害影响以及防治水工作难易程度。第二指标层影响因素顺序大小为：补给条件 = 含水层性质 > 单位涌水量；井田老空水情况 = 周边老空水情况；矿井正常涌水量 = 矿井最大涌水量。根据该分析赋予各指标权重值，并建立判别矩阵。 第一指标层的判断矩阵为： A = [ 1 3 1 / 4 5 1 / 3 1 / 3 1 1 / 6 3 1 / 5 4 6 1 6 1 1 / 5 1 / 3 1 / 6 1 1 / 6 3 5 1 6 1 ] 图3. 水文地质类型划分各因素层次递阶图 第二指标层的判断矩阵为： B = [ 1 3 1 / 2 1 / 3 1 1 / 4 2 4 1 ] C = [ 1 1 1 1 ] D = [ 1 1 1 1 ] E = [ 1 1 1 1 ] F = [ 1 1 / 3 3 1 ] 判断矩阵A对总目标的权重为1.0000，最大特征值λ max 为5.2284，根据公式(5)与(6)，RI取值1.12，计算可得相对一致性比例值CR = 0.0510，即CR小于0.1，该判断矩阵的一致性较好。其余各判断矩阵的一致性检验同理，所得结果均小于0.1，有较满意的一致性。 由(3)式计算指标权重值。则有第一层的指标权重值为： w 1 = [ 0.149 0.072 0.386 0.04 1 0.35 2 ] T 进而可得第二层的指标权重值为： w 2 = [ 0 .320 0 .122 0 .558; 0 .5000 .500;0 .5000 .500;0 .5000 .500;0 .2500 .750 ] T 通过组合权重的计算，得到各指标的综合权重值(如表4)。 Table 4 Comprehensive weight value tabl 类型 权重 简单 0.2812 中等 0.5039 复杂 0.1341 极复杂 0.0809 表4. 综合权重值表 由表4可知，该矿各水文地质类型所占权重值大小依次为：中等0.5039、简单0.2812、复杂0.1341、极复杂0.0809。也即“中等”类型所占权重值最大。故依据层次分析法相关准则，将潘三矿水文地质类型划分为“中等”，与传统的定性方法划分结果一致。该方法从定量的角度，补足了定性法在“量”方面的不足，可提高划分结果的可靠性。
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user: 6. 总结 根据矿井−650 m水平2016~2019年涌水量的平均值和最大值，预测出未来3年主要开采的−900 m水平的矿井正常涌水量为131.34 m 3 /h和最大涌水量为228.12 m 3 /h。 依据《煤矿防治水细则》中的单个评判依据，划分类别取高不取低，综合各评判结果，定性地将潘三矿水文地质类型划分为“中等”。采用层次分析法，由各指标影响程度，赋予权重值，最终所得定量划分结果与传统定性的相同，皆为中等。 将传统定性水文地质类型划分方法与定量的层次分析法结合应用，可优势互补，增加划分结果的准确性，也提供了一种新的水文地质类型划分思路。
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user: 摘 要 生态破坏是矿山开采中的主要环境问题，随着绿色矿山理念的提出和深化，矿山生态恢复作为矿山开采中的一项重要的环保措施近年备受关注。露天矿山开采时对生态的破坏主要表现在占压大面积土地，破坏植被和耕地，对景观造成负面影响，其对应的生态恢复措施为注重边坡治理，有计划的进行露天采场、排土场、矿区道路、工业场地等附属设施的植被恢复。地下开采对生态的破坏主要表现在采空区内地表产生裂缝和塌陷，对采空区上方的房屋和植被产生影响，其对应的生态恢复措施为对地面塌陷的填平，地裂缝的封堵，植被恢复措施可参照露天开采的植被恢复方案。 关键词 :生态破坏，生态恢复 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 矿山开采生态恢复研究起始于20世纪上半叶，其主要内容是对采矿业和开采地下水造成的塌陷、地形地貌变化等环境进行生态恢复研究 [ 1 ]。云南矿产资源丰富，是我国矿产资源大省之一，全省共发现各类矿产一百四十多种，占全国已发现矿产的80%以上，目前全省设立采矿权一千多个，包括黑色金属矿产、有色金属矿产、贵金属矿产、非金属矿产、稀有稀土及分散元素矿产、水气矿产、能源矿产等 [ 2 ]。各类矿山开采按照开采方式分为露天开采、地下开采、露天 + 地下联合开采，虽然不同的开采方式对生态的影响途径、程度不同，生态破坏依然是矿山开采的主要环境问题，随着绿色矿山理念的提出和深化，矿山生态恢复作为矿山开采中的一项重要的环保措施，近年备受关注。
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user: 2. 矿山生态破坏成因及破坏方式 2.1. 矿山生态破坏成因 矿山开采中有剥离废土石产出，产出量因矿种、赋存的地质条件及开采方式的不同，差异较大。云南矿产资源大多分布在高原山区，对于深层地下开采，铅、钼、镍等有色金属矿剥离废石与矿石之比大约是2:1；而露天开采时，需将地表上的植被以及地表的岩石全部的剥除，造成大量地表植被资源被清除一空 [ 3 ]，白银铜矿的剥离废石与矿石之比可达11:1。因此剥离废土石数量巨大，而且无计划地堆放不仅破坏水土资源、毁坏植被、而且有诱发滑坡和泥石流的风险 [ 4 ]。 大面积裸露的地表，需要通过生态恢复措施来治理，矿山的生态恢复既要选择适宜的植物进行植被修复，又要结合当地气候特征和采矿工程开采特点，通过促进整个生态系统的结构与功能的恢复与重建，逐步消除矿山生态破坏带来的影响 [ 5 ]，目前省内的矿山生态恢复措施实施率不高。 2.2. 露天开采生态破坏方式 露天开采矿山将设置露天采场、排土场、采矿工业场地、办公生活区，这些设施布设将占用大面积的土地，挖矿过程中产生大量的废土石堆放在排土场内，露天开采对生态的影响表现在以下几个方面：1、占压土地，改变原有的土地利用类型；2、矿山开采占地破坏原生植被及耕地，影响当地农业生产；3、对当地动物产生影响，表现在破坏植被导致动物栖息地受到损害，可能阻断动物运动路线，营运期噪声、人为捕猎对动物的不良影响等方面。4、大面积的开挖破坏景观结构，造成与周围自然景观的不相协调，对生态景观有一定的负面影响。 2.3. 地下开采生态破坏方式 地下开采矿山主要的开采活动集中在地下，采矿活动形成的采空区导致地表发生移动和变形，从而产生地面塌陷和地面裂缝，首先使采空区上方的房屋产生裂缝影响房屋居住的安全性 [ 6 ]，其次当地表下沉引起的倾斜和原始地形本身倾斜方向一致时，受影响区域内较高大的树木会产生明显歪斜。当采空区上方存在农田耕地时，地表变型会影响农作物生长，导致农作物减产。 由于云南地貌属于中山深切割地形地貌，因此开采沉陷引起的地表起伏与原有的地表自然起伏相比较小，一般来说开采不会改变区域总体地形地貌类型。开采后造成的地表沉陷不会明显改变地貌地形，不会像平原地区那样形成大面积明显的下沉盆地，地表不容易形成积水区。地表沉陷对该区域地表形态和自然景观的影响仅局限在采空区边界上方的局部范围内。
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user: 3. 生态恢复措施及效果 3.1. 露天矿山开采的生态恢复 露天矿山生态恢复应结合工程措施，注重边坡治理，在边坡治理的基础上，有计划的进行露天采场、排土场、矿区道路、工业场地等附属设施的植被恢复。同时满足“边开采边复垦”的政策要求。 在矿山露天采场经过一段时间开采之后，采场会形成相对固定的台阶。但由于长时间的裸露，遇到强度较大的降雨就可能发生水土流失，因此，需及时对采场边坡进行植被恢复。由于台阶坡面较陡，林地条件很差，不能直接种植植物，只能选用爬藤类植物进行覆盖，同时防治降雨对坡面的直接冲刷。 对于排土场的植被恢复工程措施包括平台和边坡的植被恢复。排土场平台恢复成“永久性林业用地”。根据矿区排土场稳定的需要，边坡植被恢复的最终利用方向只能是永久林业用地。通常建设排土场前，建设单位会委托设计单位进行排土场的排洪渠系工程和挡土墙工程的设计。在排土场一个台阶堆存完后，应快速恢复植被，从而有效地控制水土流失，改善矿山生态环境，同时恢复土地的生产力。排土场顶部种植乔木形成固土防蚀林，土体边坡种植灌木形成固土防蚀林和植物护坡。排土场下游直接影响区种植防护林。台阶坡面植物护坡：由于台阶坡面较陡，林地条件很差，不能直接种植植物，只能选用爬藤类植物进行覆盖。防治降雨对坡面的直接冲刷。 矿山道路植被恢复中需保留外联道路作为农村道路。矿山道路植被恢复的对象主要是采场道路和排土道路，植被恢复方向结合周边土地利用类型分布，通常全部恢复为有林地，矿山道路绝大多数为泥结碎石路面铺筑，为方便后期复垦林地创造条件，需对泥结碎石路面进行清理。 工业场地等附属设施在植被恢复时，应先拆除原有构筑物，之后清理场地硬化的地表，为植被恢复提供条件。 3.2. 影响露天矿山植被恢复其他因素 表土作为植物存活的关键因素，生态恢复首先应保存好表土，矿山开采过程中，首先应对区域内的表土层进行单独剥离，单独堆存。表土堆放处周围边界布置排水沟，采用密目网覆盖堆体，并在堆体周边用填土草袋围挡作临时挡护。 根据云南地区的气候气象，采用乔、灌、草本相结合进行植被恢复。乔木选用云南松、杉木、旱冬瓜，杂以杜鹃、杨梅等；灌木为马桑，草本主要为铁芒萁、蒿类、狗尾草、白茅等，其中藤本植物为葛藤。 抚育管理的主要内容为：补植、土、肥、水管理、防治病、虫、杂草、修剪及保护管理更新复壮等 [ 7 ]。 3.3. 地下开采生态恢复 地面有轻微变形的，不会影响植被生长。对于变形较大的地面，应及时扶正树体，出现的裂缝等，及时填补裂缝，主要的生态恢复措施是对地面塌陷的填平，地裂缝的封堵。较大裂缝浅部利用熟土封堵，可以保持土壤肥力，不影响农作物耕种和植物生长，深部填平和封堵的材料可优先利用矿山开采出来的废土石，这样一方面增加了废土石的综合利用率，另一方面减少了废土石堆放量，减缓了因废土石堆放导致的土地占压和景观破坏情况。植被恢复措施可参照露天开采的植被恢复方案。 3.4. 生态恢复措施效果 经采取上述一系列生态恢复措施后，植被成活率高，生态恢复效果显著 [ 8 ] [ 9 ]。
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user: 4. 结束语 本文结合云南省的自然环境特点，分析了露天和地下两种不同矿山开采方式下的矿山生态破坏情况，有针对性地提出了矿山不同开采方式下生态恢复治理措施要点，对矿山生态恢复有一定参考价值。
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user: 摘 要 为研究Ni 3 Al-Ni 3 V合金的室温磨损机理，采用固溶时效和渗碳工艺制备了不同微观组织的Ni 3 Al-Ni 3 V合金，通过往复式磨损实验机测试了其室温磨损性能。实验结果发现，固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金由软的Ni 3 Al相和硬的Ni 3 Al + Ni 3 V复合相组成；渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金表面生成了厚度约4 μm的碳化物层和约6 μm的富Ni相过渡层，组织致密，与基体合金结合良好，具有较高硬度和弹性模量的碳化物层提高了合金的摩擦磨损性能。Ni 3 Al相对环境中水汽敏感，磨损过程中易与水汽反应产生环境脆性，导致Ni 3 Al-Ni 3 V合金发生了磨损环境脆性，Al的临界含量为5.53 at.%。随着载荷和滑动速度的增加，固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金的磨损机制由磨粒磨损和环境脆性转变为粘着磨损，渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的碳化物层和富Ni相过渡层逐渐被磨掉后，也发生了环境脆性。 关键词 :Ni 3 Al-Ni 3 V，摩擦系数，磨损率，环境脆性，磨损机制 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着“中国速度”的快速发展，对航天、航空等领域所使用的高温轴承材料提出了更高的挑战。因为高温轴承所处的工作环境十分恶劣。例如：航空发动机压缩机和主轴处使用的滚动轴承我们通常称为主轴轴承，主轴轴承的温度高达300℃，接触应力也在2 Gpa以上。正是因为航空发动机所处的运行工况环境十分的苛刻复杂，所以使得高温轴承容易发生磨损失效，轴承一旦发生失效，会导致传动系统的精度降低，从而振动急剧增大，容易造成重大事故。Ni 3 Al-Ni 3 V是新型镍基超超合金，具有高蠕变断裂寿命、高硬度、低热膨胀系数和高导热性，而且在宽温度范围内具有高拉伸强度、高断裂韧性和≥2 %室温拉伸延伸率 [ 1 ] [ 2 ]。目前，Ni 3 Al-Ni 3 V主要在以下3个领域展现了应用前景：1) 作为高温滚珠轴承的内圈和外圈应用于发动机，使用寿命较SUS440C提高了20倍 [ 3 ]。2) 等离子渗氮Ni 3 Al-Ni 3 V作为搅拌摩擦焊的焊头，焊接SS400和SUS430，焊头的肩部没有磨损，搅拌针的形状没有变化 [ 4 ] [ 5 ]，也没有污染的现象。3) 作为粘结剂，替代Ni和Co制备硬质合金 [ 6 ]，常温~900℃的硬度均高于Co-TiC硬质合金。 由于Ni 3 Al-Ni 3 V合金磨损性能的国内外研究报道比较少，又考虑到前期研究发现Ni 3 Al在室温下会发生环境致脆特性 [ 7 ] [ 8 ]，磨削加工工件容易导致表面裂纹而报废。因此，本文作者以Ni 3 Al-Ni 3 V合金为研究对象，系统分析了合金在不同载荷、不同速度下的摩擦磨损性能与机理，并且为了进一步提高Ni 3 Al-Ni 3 V合金的摩擦磨损性能对合金做了表面渗碳处理，为Ni 3 Al-Ni 3 V合金应用到高温轴承领域中提供了参考。
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user: 2. 试验材料与方法 2.1. 试验材料 实验选取高纯Ni、高纯Ni-B、高纯Al和高纯Al-V为原料，按名义成分75Ni-8.5Al-16.5V (at.%)配置含有0.001 wt.% B的Ni 3 Al-Ni 3 V合金，合金在高真空电弧炉中熔炼成合金铸锭，为了保证化学成份的均匀，对合金锭反复熔炼3次以上。采用线切割方法切取厚度为4 mm的合金试样，表面磨至1200 # 砂纸，抛光。采用固溶时效工艺(1100℃ × 48 h → 1000℃ × 24 h)和气体渗碳工艺(950℃ × 48 h) 处理合金试样。试样抛光后，经丙酮 + 乙醇超声波清洗，烘干待用。 2.2. 试验设备及参数 测试合金的摩擦磨损性能所用的试验设备为HRS-2M型往复磨损试验机。试验在室内温度26℃、空气湿度70%的大气环境下进行。与合金对磨的试件为Si 3 N 4 陶瓷球，在试验设备的控制板块设置其加载条件，测试载荷为10 N和45 N滑动速度分别为0.05 m/s、0.1 m/s、0.2 m/s，单次往复滑动距离为10 mm，实验时间为30 min。取摩擦系数稳定后的平均值，磨损体积由NanoMap-500LS型三维接触式表面轮廓仪测量，按照公式W = V/(F∙L) (W为磨损率，V为磨损体积，F为载荷，L为滑动距离)计算磨损率。取三次试验结果的均值。 2.3. 分析设备 采用配置了能谱仪(EDS)的S-3400N扫描电子显微镜(SEM)观察Ni 3 Al-Ni 3 V合金的微观组织及磨损表面和横截面形貌。利用D/Max-RB型X射线衍射仪分析Ni 3 Al-Ni 3 V合金的相组成。合金的硬度用HV-1000数显显微硬度计测量，加载时间为15 s，载荷为50 g，取五次试验结果的均值。
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user: 3. 实验结果 3.1. Ni 3 Al-Ni 3 V合金的显微组织与硬度 图1是Ni 3 Al-Ni 3 V合金的SEM组织图片。从图1(a)可以看出，固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金的组织由网状的黑色相和块状的白色相构成，XRD (图1(f))和EDS分析表明，白色相为Ni 3 Al相，黑色相为Ni 3 Al + Ni 3 V复合相，其中，Ni 3 Al为软相，Ni 3 Al + Ni 3 V复合相为硬相 [ 1 ] - [ 6 ]。渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金表面呈现出白色块状形貌和黑色片状或块状形貌(图1(b))，XRD (图1(f))分析表明，主要存在Ni 3 Al、Ni 3 V、V 2 C相、Al 4 C 3 相和少量的Ni相；高倍SEM图片可以发现，白色块状表面主要由短棒状V 2 C相 [ 9 ] 构成(图1(c))，黑色块状表面主要由堆簇起来镶嵌在块状Al 4 C 3 相 [ 10 ] 中的短棒状V 2 C相组成(图1(d))；从横截面可以看出(图1(e))，合金表面生成了厚约4 μm的碳化物层和约6 μm的富Ni相过渡层，渗碳组织致密，与基体合金结合良好。 从表1 Ni 3 Al-Ni 3 V合金的表面硬度，可以看出：Ni 3 Al-Ni 3 V合金的硬度高于Ni 3 Al合金，这是由于Ni 3 Al + Ni 3 V复合相的强化导致的；V 2 C的硬度超过了2000 HV [ 11 ]，然而，固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金的硬度高于渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金，这可能是由于碳化物层较薄，棱锥状的压头压破碳化物层，压入硬度较低的富Ni相过渡层导致的。 3.2. Ni 3 Al-Ni 3 V合金的摩擦磨损性能 图2所示为Ni 3 Al-Ni 3 V合金的摩擦磨损性能曲线。从图2(a)可以发现：不同载荷下，合金的摩擦系数随着滑动速率的增加而降低；渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的摩擦系数低于固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金，这是由于V 2 C和Al 4 C 3 构成的碳化物层具有较高的硬度和弹性模量，磨损中其弹性变形及实际接触面积均较小导致的 [ 12 ]。从图2(b)可以发现：渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的磨损率低于固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金，表明表面渗碳可以有效地强化Ni 3 Al-Ni 3 V合金的耐磨损特性；然而，高载荷和高滑动速度下，渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金发生耐磨损特性不足的问题。 Table 1 Hardness of Ni3Al-Ni3V allo Carburizing Ni 3 Al-Ni 3 V Ni 3 Al-Ni 3 V Ni Ni 3 Al Hardness/HV 382.6~457.7 498.3~521.4 199 [ 21 ] 179 [ 22 ] 表1. Ni 3 Al-Ni 3 V合金的硬度 图1. 标准试验系统结果曲线 图2. Ni 3 Al-Ni 3 V及渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的摩擦磨损性能 3.3. Ni 3 Al-Ni 3 V合金的磨损表面形貌分析 图3为固溶Ni 3 Al-Ni 3 V合金的磨损表面形貌。可以发现，10 N + 0.05 m/s下，合金磨损表面呈现犁沟、剥落和裂纹特征(图3(a))，高倍磨损表面呈现显著的平行和垂直于磨损方向的裂纹(图3(b))和轻微的粘着磨损特征，剥落是以薄片形状脱离母材的，发生了磨损环境脆性 [ 7 ] [ 8 ] [ 13 ]；随滑动速度的提高，磨损表面粘着磨损特征增强，犁沟、剥落与裂纹特征减弱(图3(c)和图3(d))；随载荷的增加，磨损表面呈现犁沟、粘着、剥落和裂纹特征(图3(e))，高倍磨损表面呈现显著的擦伤特征(图3(f))，这是由于在高载荷下，真实接触面积占更大可利用的表观接触面积，以致松散的磨损粒子一旦生成就无法脱离开，故擦伤了Ni 3 Al-Ni 3 V合金 [ 12 ]。当45 N + 0.1 m/s时，随滑动速度增加，磨损表面粘着、剥落与裂纹特征增强，犁沟特征减弱(图3(g)和图3(h))。 图3. Ni 3 Al-Ni 3 V合金磨损表面形貌 图4为渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的磨损表面形貌。可以发现，10 N + 0.05 m/s下，合金磨损表面呈现犁沟特征(图4(a))；随滑动速度的提高，磨损表面环境脆性特征逐渐增强(图4(b)和图4(c))，这说明磨损深度到达了Ni 3 Al-Ni 3 V基体；随载荷的增加，磨损表面犁沟特征增强(图4(d))，并呈现轻微的粘着磨损特征，EDS分析表明，磨损深度到达了富Ni相过渡层。当45 N + 0.1 m/s时，磨损表面粘着、剥落与裂纹特征增强，犁沟特征减弱，并出现环境脆性特征(图4(e)和图4(f))，这可能是由于表面碳化物层和富Ni相过渡层已被磨掉，磨损发生在Ni 3 Al-Ni 3 V表面，故随滑动速度的提高，环境脆性特征增强，相应的磨损率与Ni 3 Al-Ni 3 V合金相近。 图4. 渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金磨损表面形貌
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user: 4. 分析与讨论 4.1. Ni 3 Al-Ni 3 V合金的磨损环境脆性机理 根据李玉芳 [ 14 ] 等的研究发现金属化合物Ni 3 Al合金在大气环境中呈现严重的环境脆性是由空气中的水汽诱发的，并且含Ni 3 Al相的镍基超合金在氢气环境中会发生氢脆的现象 [ 15 ] [ 16 ] [ 17 ]。脆化步骤有：空气中的水分子同Ni 3 Al中的Al元素发生表面反应 [ 18 ] [ 19 ] [ 20 ]：2Al + 3H 2 O → Al 2 O 3 + 6H形成的原子H和原子H不断向合金内部扩散并聚集到裂纹尖端塑性区，从而造成合金具有沿晶界断裂趋势或脆性穿晶断裂。所以暴露在大气中的Ni 3 Al表面只有同水汽发生反应生成原子态H才会导致环境脆性，并且Ni 3 Al有对水汽诱发的环境致脆敏感性高的特征。Ni 3 Al-Ni 3 V合金的室温磨损环境脆性可能是因为Si 3 N 4 陶瓷球的连续挤压产生塑性变形和表面微凸体的犁沟作用，Ni 3 Al-Ni 3 V合金不断地有“新”表面暴露在环境中。空气中的水汽通过吸附作用与“新”表面接触，合金中的Ni 3 Al相的活泼原子Al与它发生化学反应生成原子H，原子H逐步向合金内部扩散聚集；当磨损接触区的交变应力大于合金的疲劳极限时，材料表面将引起裂纹萌生，原子H在应力作用下聚集在裂纹尖端塑性区并且引发脆化。磨损表面产生的原子H逐步扩散并聚集，同时破坏了Ni 3 Al-Ni 3 V合金磨损表面的完整性，经原子H脆化后的合金表面疏松，很快被Si 3 N 4 陶瓷球磨掉增加了合金材料的损失量 [ 21 ]。 合金对环境敏感性的主要影响因素是合金中的活泼金属组元及其含量。在磨损过程中，合金的一活泼组元与水汽发生反应的化学方程式如下： x y A + H 2 O = 1 y A x O y + H 2 (1) 其中A为活泼金属组元元素，x，y为化学方程式系数。上式化学反应发生的难易程度可以用来评价合金中活泼组元的环境敏感性，通过计算化学反应的Gibbs自由能变化 Δ G f θ < − 120   KJ / mol ，则合金活泼组元环境敏感性高 [ 22 ]。 Ni 3 Al-Ni 3 V合金中主要组成元素与水汽反应生成氧化物的Gibbs自由能变化如表2所示。可知Ni 3 Al-Ni 3 V合金中Al和V元素的Gibbs自由能变化 Δ G f θ < − 120   KJ / mol ，属于环境敏感性高的元素。所以，合金磨损过程中，暴露在大气中的“新”表面上的活泼组元与水汽发生反应，析出高逸度的原子态H，从而导致环境脆性。 Table 2 The main component of the alloy representative Gibbs free energy of oxide formatio Chemical Equation Δ G f θ   KJ / m o l 2/3Al + H 2 O = Al 2 O 3 + H 2 −290 Ni + H 2 O = NiO + H 2 26 V + H 2 O = VO + H 2 −172 表2. 合金主要组元的代表性氧化物生成Gibbs自由能 对于二元以上合金，其环境敏感性与活泼组元的敏感性和含量有关。若合金中含有对环境不敏感的不活泼组元，则合金的环境敏感性与活泼组元和不活泼组元的相对含量有关。二元合金与水汽发生反应可用。下式来表述 [ 22 ]： x A + y B + H 2 O = x r A r O t + y u B u O v + H 2 (2) 其中A，B为合金中不同的组元，x，y，r，t，u，v为化学方程式系数。Ni 3 Al-Ni 3 V合金中不同组元对环境敏感性程度也大不相同(表2)，其中合金Ni元素所占的原子百分比达75%，Ni与H 2 O发生反应生成NiO的Gibbs自由能变化为26 KJ/mol (表2)，属于环境不敏感元素。 考虑到Ni 3 Al-Ni 3 V合金中Al的Gibbs自由能最小(−290 KJ/mol)，环境敏感性最高，所以将合金中Ni， Al两组元代入(2)式得： x N i + y A l + H 2 O = x N i O + y 2 A l 2 O 3 + H 2 (3) 由(3)式和元素守恒(物料守恒)得： x + 3 2 y = 1 (4) 令反应方程式的 Δ G f θ = 0 KJ / mol ，反应处于平衡状态，则得到合金中环境敏感的Ni-Al临界含量比，其中H 2 O，Al 2 O 3 和NiO常温标准状态下Gibbs自由能分别为−237.13 KJ/mol，−1582.3 KJ/mol，−211.7 KJ/mol [ 23 ]。代入到(3)式中得： 211.7 x + 791.15 y = 237.13 (5) 联立(4)和(5)可计算Al的临界含量为5.53 at.%。试样Al元素占Ni 3 Al-Ni 3 V合金原子百分比为8.5%，Al + V元素原子百分比之和达到25%，所以，Ni 3 Al-Ni 3 V合金对大气中的水汽敏感性高，磨损过程中敏感组元易与水汽发生反应导致环境脆性。 鉴于Ni 3 V是以Ni 3 Al + Ni 3 V复合相的组织结构分布在合金基体中，因而，Ni 3 V对合金的环境脆性的作用机制还有待于进一步设计实验进行研究。 4.2. Ni 3 Al-Ni3V合金的粘着磨损机理 Si 3 N 4 硬度高，具有良好的抗粘着特性，当Si 3 N 4 表面微凸体犁削合金磨损表面形成的软金属Ni 3 Al-Ni 3 V磨屑逐渐积累在Si 3 N 4 陶瓷球表面上时，最终使陶瓷球与Ni 3 Al-Ni 3 V之间的滑动变成Ni 3 Al-Ni 3 V与Ni 3 Al-Ni 3 V之间的滑动，这时结点与两个表面皆为同一金属，然而变形和熔接会使结点硬化并使其剪切强度显著提高，故剪切很少发生于界面之间，而是在软金属Ni 3 Al-Ni 3 V中进行，所以，磨损表面损伤和磨损都很高 [ 12 ]。
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user: 5. 结论 1) 固溶时效处理的Ni 3 Al-Ni 3 V合金由软的Ni 3 Al相和硬的Ni 3 Al + Ni 3 V复合相组成。渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金表面生成厚约4 μm的碳化物层和约6 μm的富Ni相过渡层，碳化物层由短棒状V 2 C相和镶嵌在块状Al 4 C 3 相中的短棒状V 2 C相组成，组织致密，与基体结合良好。 2) Ni 3 Al-Ni 3 V合金和渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的摩擦系数和磨损率随滑动速率的增加而降低，渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的表面碳化物层具有较高的硬度和弹性模量，提高了合金的摩擦磨损性能。 3) Ni 3 Al-Ni 3 V合金对环境中水汽敏感，磨损过程中易与水汽反应产生环境脆性，Al的临界含量为5.53 at.%。随着载荷和滑动速度的增加，合金的磨损机制由磨粒磨损和环境脆性转变为粘着磨损，渗碳Ni 3 Al-Ni 3 V合金的碳化物层和富Ni相过渡层逐渐被磨掉后，也发生了环境脆性。
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user: 摘 要 热压成型技术是常用的一种微结构制造技术，因其具有低成本、高分辨率、操作简单等优点而被看作是最具有工业化应用前景的微结构制造方法之一。通过对柱镜光栅微结构热压成型技术研究，采用模具温度低于聚合物PET温度(加热)的非等温滚动热压成型工艺，使得柱镜光栅结构复制率高、成型稳定，成型过程运行速度3.5 m/min，聚合物温度140℃~160℃，脱模无缺陷，工艺稳定可靠；对不同高度和不同宽深比的柱镜光栅微结构模具进行实验，不同线数的微结构光栅，高度越小的微结构越能获得更好的复制效果，宽深比越大的微结构越能获得更好的复制效果。 关键词 :柱镜光栅，热压成型，非等温，复制率，宽深比 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 目前，市场对微结构材料的需求越来越大，尤其是在光学照明、生物医疗、立体显示和包装、光伏发电等领域这一趋势越来越明显，微结构材料制造技术的进步也在不断促进这一领域的发展。但是微结构材料制造仍存在许多问题，如工艺周期长、微结构一致性差、设备投资巨大等都使微结构材料制造的工业产业化存在一定技术风险 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ]。 本文基于柱镜光栅微结构的热压成型试验，提出新的聚合物PET表面微结构滚动热压连续成型工艺，并设计出实现该工艺条件的微结构滚动热压连续成型设备，为进一步实现聚合物PET微结构滚动热压成型技术的产业化进行实验研究，为滚动热压成型技术发展提出可行可靠的规划。
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user: 2. 实验部分 2.1. 实验方案 2.1.1. 柱镜光栅微结构热压成型工艺实验 对于结晶型聚合物PET，采用模具温度低于聚合物的非等温热压成型工艺，模具起到冷却的作用，更利于微结构的定型。实验所研究的影响因素有三个：模具温度、聚合物温度、运行速度，设定模具温度恒定不变，其他每个因素赋予三个水平的值，影响因素数值如表1所示。实验方案中各因素的水平由查阅相关文献和预先的实验确定，聚合物温度设定最高为160℃是因为此温度为保证聚合物PET不会过度融变而被拉断可取的最高温度 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ]。 采用75线(1英寸宽度有75个柱镜光栅柱)柱镜光栅微结构模具作为热压成型模具，模具数据为线宽0.3368 mm，高度0.0487 mm，主要分析聚合物PET滚动热压成型柱镜光栅微结构工艺是否具备可行性。 2.1.2. 不同结构柱镜光栅微结构热压成型实验 采用模具温度低于聚合物PET温度热压成型实验方案，分别对75线、155线两种不同规格的光栅线数置于同一个模具上，同时进行热压成型，测试不同线数柱镜光栅微结构的高度、宽高比对热压成型的影响，柱镜光栅微结构如图1所示，不同线数柱镜光栅微结构数据对比表如表2所示。 Table 1 Experimental values of influencing factor 实验次数 模具温度(℃) 聚合物温度(℃) 运行速度(m/min) 1 25 140 3.5 2 25 140 4 3 140 4.5 4 150 3.5 5 150 4 6 150 4.5 7 160 3.5 8 160 4 9 160 4.5 表1. 影响因素实验设定数值表 图1. 柱镜光栅微结构示意图 Table 2 Microstructure data of cylinder lens gratings with different line number 项目 75线(mm) 155线(mm) 高度 0.0487 0.0088 宽高比 7:01 18:01 表2. 不同线数柱镜光栅微结构数据 2.2. 实验设备 柱镜光栅微结构热压成型设备工艺设计方案采用挤出连线热压成型工艺，热压成型设备的基本设计方案：采用现有成熟挤出工艺生产的PET光面基片，通过设计加装加热和成型组件，使得PET光面基片直接通过烘箱加热区域进行加热，加热后的PET光面基片进入热压区，柱镜光栅微结构模具(辊筒)热压PET光面基片，同时微结构辊筒内部设计冷却水道，可以起到冷却定型的作用；斜上设计牵引辊能最大限度提高材料在微结构辊筒上的定型时间，整体方案是具备可操作性的，可以通过该方案加工多种复杂微结构材料，设计方案如图2所示。 2.3. 实验仪器 表面轮廓仪SMB-9，分析软件FGA41VE1920C，用于测试和分析柱镜光栅微结构轮廓； 点温计TES-1310，用于测试材料、烘箱等的温度。 2.4. 实验材料 本实验采用的聚对苯二甲酸乙二醇酯(PET)基片为挤出设备在线生产，PET原料牌号为普拉斯公司66151。PET材料有高强度，但缺口抗冲击韧性一般，能承受抗拉应力。低温时可变脆，化学稳定性、电气性能优良。PET微结构器件可应用于多种场合和领域，材料性能参数如表3所示。 图2. 柱镜光栅微结构热压成型设备设计图 Table 3 Main performance parameters of PET material 性能 测试方法 数值与描述 单位 密度 ISO 1183 1.38 g/cm 3 维卡软化点 ISO 306 75 ℃ 热变形温度 ISO 75 65 ℃ 拉升屈服强度 ISO 527 60 MPa 表3. PET材料的主要性能参数
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 热压成型工艺分析 热压成型实验结束后用表面轮廓仪SMB-9测试PET表面柱镜光栅微结构的成型情况，采用测试软件FGA41VE1920C进行分析。具体测试方法：取PET热压成型基片截面进行测试，用柱镜光栅微结构热压成型的高度来表示其复制率(复制精度)，所谓复制率是指柱镜光栅微结构热压成型的高度与模具高度的比值(取百分比表示)，复制率越高表示柱镜光栅微结构热压成型效果越好。在热压成型PET基片的左、中、右三个区域各取10个柱镜光栅微结构轮廓高度，取其平均值来表征整体的复制率。其结果如表4所示。 Table 4 Experimental results of hot pressing PE 实验次数 模具温度(℃) 聚合物温度(℃) 运行速度(m/min) 模具高度(mm) 高度(mm) 复制率(%) 1 25 140 3.5 0.0487 0.0415 85 2 140 4 0.0395 81 3 140 4.5 0.0338 69 4 150 3.5 0.0437 90 5 150 4 0.0402 82 6 150 4.5 0.035 72 7 160 3.5 0.0444 91 8 160 4 0.0406 83 9 160 4.5 0.0387 80 表4. PET热压成型实验结果 由实验数据分析可知，模具温度恒定25℃，加热聚合物PET到融变较大时 [ 9 ]，热压成型的柱镜光栅微结构效果很好，聚合物PET温度和运行速度对柱镜光栅微结构的高度影响都很明显；同样温度下，速度越慢成型效果越好，同样速度下，温度越高成型效果越好。由以上分析可知，通过加热聚合物PET热压成型柱镜光栅微结构是可行的。 由于所使用的表面轮廓仪SMB-9是接触式测试方式，轮廓仪SMB-9测试的结构可以完全表征聚合物PET表面的结构，以聚合物PET温度160℃，3.5 m/min、4 m/min、4.5 m/min三个不同速度的结构为测试依据，如图3所示，柱镜光栅微结构的复制效果很好，复制率都在80%以上，同时可以看到光栅的弧线是非常光滑的，可以满足柱镜光栅微结构器件的使用要求 [ 10 ]。 图3. 不同运行速度下的轮廓测试图 通过分析聚合物PET的热压成型实验研究认为，对于滚动热压印成型工艺来说，模具温度低于聚合物PET温度(加热)的非等温热压成型工艺具备可行性，柱镜光栅微结构复制率高、结构稳定，成型过程运行速度3.5 m/min，温度140℃~160℃，脱模无缺陷，工艺稳定可靠。 3.2. 不同线数柱镜光栅微结构成型效果 热压成型实验结束后用表面轮廓仪SMB-9测试，选取聚合物PET温度为160℃，运行速度为3.5 m/min的数据进行对比。其结果分析如表5所示。 Table 5 Hot pressing results of grating microstructure of cylinder lens with different line number 线数 模具高度(mm) 高度(mm) 复制率(%) 75线 0.0487 0.0444 91 155线 0.0088 0.0086 99 表5. 不同线数柱镜光栅微结构热压成型结果 通过以上测试结果分析可知，同样的工艺条件下，不同线数的柱镜光栅微结构，高度越小的微结构越能获得更好的复制效果，宽深比越大的微结构越能获得更好的复制效果。
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user: 4. 结论 1) 对于滚动热压印成型工艺来说，模具温度低于聚合物PET温度(加热)的非等温热压成型工艺具备可行性，柱镜光栅微结构复制率高、结构稳定，成型过程运行速度3.5 m/min，温度140℃~160℃，脱模无缺陷，工艺稳定可靠； 2) 对于不同高度的柱镜光栅微结构，高度越小的微结构越能获得更好的复制效果，宽深比越大的微结构越能获得更好的复制效果。
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user: 摘 要 本文利用有限元分析软件deform，对热处理退火工艺过程进行模拟计算。从而获得退火过程中的相关细节数据，通过热处理过程的温度和应力分布曲线图，验证了工艺的可行性，进一步详细分析了计算机数值模拟仿真的可行性，为实际生产提供了参考依据，提高了实际生产效率，缩短生产周期，更好的控制生产工艺过程。 关键词 :紫铜，模拟仿真，应力分布，退火处理 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 紫铜因具有优良的导热性、延展性和耐蚀性被用来制造导电、导热并兼有耐蚀的器件，广泛应用于航空航天、机械、电气、化工及制冷等领域，尤其在冷却行业备受青睐。工业生产中，大部分工控设备的变压器在工作状态下需冷却处理，而紫铜管因其优良的导热性能便被广泛使用 [ 1 ] [ 2 ]。在冷却换热系统加工过程中，紫铜圆管经过冷加工后，材料塑性变差，硬度变高以及内应力也会相应增加，这对后期应用及其不利，为安全使用需对紫铜圆管进行相关热处理。传统的热处理工艺验证周期长、成本高，不能满足零件加工的需求，为此，采用模拟软件进行工艺模拟验证，方便制定合理的热处理工艺，提高生产效率 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]。本文研究铜冷线圈装置样品的去应力退火模拟仿真。
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user: 2. 铜冷线圈的模型设置 2.1. 线圈设计 铜冷线圈以紫铜为材料，通过模具绕线加工而成，实际样品主要用于感应加热变压器的冷却，如图1所示。考虑到模拟运算的繁冗性以及复杂性，结合实际样品热处理单元的对称性，截取其中的部分圆管作为仿真对象，如图2所示，通过三维建模软件solidworks建立铜冷线圈仿真模型，将其存储为复合模拟软件的STL格式，利用模型导入进行模拟计算 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。 图1. 铜冷线圈样品整体结构图 图2. 铜冷线圈中部分圆管形状图 2.2. 实际热处理工艺条件 本文研究的铜冷线圈结合其材料属性以及工作条件要求，在使用前要去除其加工引起的内应力，所以要求对整个线圈模型进行去应力退火，具体工艺工艺条件如下： 1) 结合材料的热物理性能，参考《热处理手册》选取铜冷线圈去除加工应力的热处理退火温度为620℃；温度每小时增加80℃，逐渐由室温加到620℃。 2) 铜冷线圈退火保温时间的确定主要参考经验公式1，如下： t = 30 + A ( D − 2 ) ( min ) (1) 式中t——保温时间(min)；A——加热系数，一般取4~6 min/mm；D——零件的有效厚度。将相关参数带入公式1，得出热处理热保温时间可选取为60 min。 3) 实际加工冷却介质直接选用水冷。具体铜冷线圈热处理工艺过程如图3所示。 图3. 热处理过程工艺图
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user: 3. 仿真模拟过程 3.1. 模拟过程数据生成 铜冷线圈仿真选取模块中的热模拟模块，然后新建一个数据名称，材料选为CuC2_Copper，设置相应的材料热物理参数，导入已建好的铜冷线圈物理模拟模型如图4所示，然后对模型进行均匀化网格划分以及切片处理。 图4. 网格化模型 3.2. 模拟边界条件的加载 参考实际热处理条件，开始样品由于处在室温条件，所以初始温度设置为25℃，加热方式选择为热辐射，温度从室温逐渐变化，每小时增加80℃，增加到620℃之后，保温60 min；然后取出样品放入冷却介质水里，冷却时间为20 min。 3.3. 模拟数据提取设置 研究为了获取铜管内外不同位置的温度和应力分布情况变化，根据对称性，进一步使用剖切工具将铜管对称剖切。然后分别在铜管的内壁面、中间、外表面设置三个数据追踪点，分别按次序标记为P1、P2、P3，如下图5所示，用于分析不同温度条件状态下、不同部位数据以及相关变化趋势。 图5. 数据追踪点示意图
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user: 4. 模拟结果分析 4.1. 铜管温度变化分析 在铜管热处理模拟过程中，随着炉温的不断升高，工件温度逐渐由20℃升高至620℃，并且是从内外表面向中间逐渐加热的过程，由于铜管厚度为6 mm，导热系数高，高温保温时间60 min，所以铜管全部温度都加热为620℃，通过加热保温消除前期样品冷加工产生的内应力。实际样品铜管在经过加热后，表面会产生部分氧化皮，通过出炉水冷，可以有效的去除表面氧化皮，同时将铜管工件温度由表层到内逐渐降至室温如图6。 图6. 温度变化曲线图 4.2. 铜管应力分布 根据模拟结果，对铜管剖切面的内表面至外表上定义的追踪点P1、P2、P3进行应力分析，在第一阶段加热保温过程中，中间点的应力最大为0.306 MPa，内表面为0.247 MPa，外表面为0.244 MPa，铜管剖切面上的内外表面三个部位等效应力同步变化，到3600秒入水瞬间得到最大应力如图7~8。由以上分析可知，铜管线圈在出炉冷却过程中，管壁心部位置为最大应力集中点。紫铜的应力值范围为0.1~1 MP，对比分析，铜管模拟结果显示的最大应力值在材料的允许应力范围之内，因此，紫铜管用常温状态下的水冷却，不会造成铜管的开裂等缺陷。 图7. 等效应力曲线图 图8. 最大应力曲线图
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user: 5. 结论 铜管冷却线圈去应力退火进行了仿真模拟，通过模拟分析样品不同位置的温度分布以及应力分布，验证了退火工艺温度从室温到620℃，最高温度保持60 min，冷却介质为室温水，冷却时间20 min边界条件的可行合理性，实现了利用仿真模拟软件对冷却线圈去应力退火工艺的有效验证，确定了工艺的可行性，为实际生产提供了便利条件，提高生产效率。