45噸旋挖鉆機(jī)驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪設(shè)計(jì)【說明書+CAD+PROE】,說明書+CAD+PROE,45噸旋挖鉆機(jī)驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪設(shè)計(jì)【說明書+CAD+PROE】,45,噸旋挖,鉆機(jī),驅(qū)動(dòng),以及,鏈輪,設(shè)計(jì),說明書,仿單,cad,proe 湘潭大學(xué) 畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）任務(wù)書 論文（設(shè)計(jì)）題目： 45噸旋挖鉆機(jī)驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪設(shè)計(jì) 學(xué)號(hào)： 2006183810 姓名： 龔創(chuàng)先 專業(yè)： 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造及其自動(dòng)化 指導(dǎo)教師： 周友行 系主任： 周友行 一、主要內(nèi)容及基本要求 主要內(nèi)容： 1、熟悉履帶行走裝置的結(jié)構(gòu)和行走原理，并與本組其他同學(xué)一起確定履帶總體方案； 2、設(shè)計(jì)和計(jì)算驅(qū)動(dòng)輪、液壓馬達(dá)和拖鏈輪相關(guān)參數(shù)（包括驅(qū)動(dòng)輪的選型、拖鏈輪的選型和液壓馬達(dá)的型號(hào)）； 3、繪制具體的驅(qū)動(dòng)輪、驅(qū)動(dòng)輪與液壓馬達(dá)的CAD裝配圖、拖鏈輪非標(biāo)準(zhǔn)件零件CAD圖以及拖鏈輪CAD裝配圖； 4、用PROE建立驅(qū)動(dòng)輪和液壓馬達(dá)的三維模型、拖鏈輪的三維模型以及拖鏈輪非標(biāo)準(zhǔn)件的三維模型。 基本要求： 1、設(shè)計(jì)說明書一份； 2、提交CAD圖紙；（驅(qū)動(dòng)輪、驅(qū)動(dòng)輪和液壓馬達(dá)裝配圖、拖鏈輪非標(biāo)準(zhǔn)件零件圖和拖鏈輪裝配圖） 3 、提交PROE三維模型。（驅(qū)動(dòng)輪與液壓馬達(dá)的裝配圖和零件圖，拖鏈輪的裝配圖和零件圖） 二、重點(diǎn)研究的問題 通過比較輪式行走裝置與履帶式行走裝置比較的特點(diǎn)，確定行走裝置方案為履帶行走裝置；根據(jù)履帶行走裝置基本參數(shù)，確定了履帶行走裝置主要部件“四輪一帶”的型號(hào)，并完成“四輪一帶”結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；完成了履帶行走裝置PRO/E三維圖建模，并對(duì)進(jìn)行干涉檢測，以確定其結(jié)構(gòu)的合理性和可行性。 三、進(jìn)度安排 序號(hào) 各階段完成的內(nèi)容 完成時(shí)間 1 查閱旋挖鉆機(jī)相關(guān)資料 第一周 2 查閱履帶行走裝置驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪資料 第二周 3 確定整體大略方案 第三周 4 確定驅(qū)動(dòng)輪、拖鏈輪和液壓馬達(dá)選型 第四周 5 履帶行走裝置基本參數(shù)確定 第五、六周 6 CAD圖紙繪制 第七到第九周 7 PROE三維建模 第十周到第十一周 8 制作設(shè)計(jì)說明書 第十二周 四、應(yīng)收集的資料及主要參考文獻(xiàn) （一）應(yīng)收集的資料： 旋挖鉆機(jī)行走裝置的相關(guān)資料及與之相近的其他類型的工程機(jī)械相關(guān)資料。 （二）主要參考文獻(xiàn)： [1].《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》聯(lián)合編寫組編 .《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》（上冊(cè)） 第一分冊(cè) (第二版) [M] .化學(xué) 工業(yè)出版社,1979年10月北京第2版. 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[8].GB/T9140-1996，液壓挖掘機(jī)結(jié)構(gòu)與性能. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社. 2009.4. 湘潭大學(xué) 畢業(yè)設(shè)計(jì)說明書 題 目 45噸旋挖鉆機(jī)驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪設(shè)計(jì) 專 業(yè)： 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造及其自動(dòng)化 學(xué) 號(hào)： 2006183810 姓 名： 龔創(chuàng)先 指導(dǎo)教師： 周友行 完成日期： 2010-5-25 湘潭大學(xué) 畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）評(píng)閱表 學(xué)號(hào) 2006183810 姓名 龔創(chuàng)先 專業(yè) 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造及其自動(dòng)化 畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）題目： 45噸旋挖鉆機(jī)驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪設(shè)計(jì) 評(píng)價(jià)項(xiàng)目 評(píng) 價(jià) 內(nèi) 容 選題 1.是否符合培養(yǎng)目標(biāo)，體現(xiàn)學(xué)科、專業(yè)特點(diǎn)和教學(xué)計(jì)劃的基本要求，達(dá)到綜合訓(xùn)練的目的； 2.難度、份量是否適當(dāng)； 3.是否與生產(chǎn)、科研、社會(huì)等實(shí)際相結(jié)合。 能力 1.是否有查閱文獻(xiàn)、綜合歸納資料的能力； 2.是否有綜合運(yùn)用知識(shí)的能力； 3.是否具備研究方案的設(shè)計(jì)能力、研究方法和手段的運(yùn)用能力； 4.是否具備一定的外文與計(jì)算機(jī)應(yīng)用能力； 5.工科是否有經(jīng)濟(jì)分析能力。 論文 （設(shè)計(jì)）質(zhì)量 1.立論是否正確，論述是否充分，結(jié)構(gòu)是否嚴(yán)謹(jǐn)合理；實(shí)驗(yàn)是否正確，設(shè)計(jì)、計(jì)算、分析處理是否科學(xué)；技術(shù)用語是否準(zhǔn)確，符號(hào)是否統(tǒng)一，圖表圖紙是否完備、整潔、正確，引文是否規(guī)范； 2.文字是否通順，有無觀點(diǎn)提煉，綜合概括能力如何； 3.有無理論價(jià)值或?qū)嶋H應(yīng)用價(jià)值，有無創(chuàng)新之處。 綜 合 評(píng) 價(jià) 論文選題符合培養(yǎng)目標(biāo)要求，能夠體現(xiàn)學(xué)科專業(yè)特點(diǎn)，達(dá)到了綜合訓(xùn)練的目的。該生具有較強(qiáng)的的文獻(xiàn)查閱、資料綜合歸納整理能力，能在設(shè)計(jì)中熟練運(yùn)用所學(xué)知識(shí)，設(shè)計(jì)方案可行，工作量一般，論文質(zhì)量良好。 同意參加答辯。 評(píng)閱人： 2010年5月 日 湘潭大學(xué) 畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）鑒定意見 學(xué)號(hào)： 2006183810 姓名： 龔創(chuàng)先 專業(yè)： 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造及其自動(dòng)化 畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)說明書） 27 頁 圖 表 10 張 論文（設(shè)計(jì)）題目： 45噸旋挖鉆機(jī)驅(qū)動(dòng)輪和拖鏈輪設(shè)計(jì) 內(nèi)容提要： 通過對(duì)履帶行走裝置的結(jié)構(gòu)和行走原理的理解與分析，確定履帶行走裝置的總體方 案。本方案主要設(shè)計(jì)和計(jì)算出驅(qū)動(dòng)輪、液壓馬達(dá)和拖鏈輪相關(guān)參數(shù)，包括驅(qū)動(dòng)輪、拖鏈 拖鏈輪和液壓馬達(dá)的選型?；赑ROE建立拖鏈輪、驅(qū)動(dòng)輪和液壓馬達(dá)的三維模型，并 對(duì)裝配模型進(jìn)行了干涉檢測。與此同時(shí)繪制了具體的拖鏈輪、驅(qū)動(dòng)輪和液壓馬達(dá)的CAD 裝配圖，以及非標(biāo)準(zhǔn)CAD零件圖。 指導(dǎo)教師評(píng)語 龔創(chuàng)先同學(xué)在畢業(yè)設(shè)計(jì)過程中，態(tài)度認(rèn)真，并對(duì)畢業(yè)設(shè)計(jì)任務(wù)作了認(rèn)真的理解與分析，查閱了大量相關(guān)文獻(xiàn)資料，確定了履帶行走裝置的總體方案，設(shè)計(jì)和計(jì)算了相關(guān)參數(shù)，構(gòu)建了拖鏈輪、驅(qū)動(dòng)輪和液壓馬達(dá)的三維模型，并繪制相關(guān)的工程圖紙。說明書撰寫認(rèn)真，具有一定的專業(yè)英語文獻(xiàn)閱讀與翻譯能力。 同意答辯 指導(dǎo)教師： 年 月 日 答辯簡要情況及評(píng)語 答辯小組組長： 年 月 日 答辯委員會(huì)意見 答辯委員會(huì)主任： 年 月 日 Zhao evaluate during C211 2006 Elsevier Ltd. All rights reserved. abrasive particles and carrier gas coming out from a nozzle impinges on the target surface and erodes it. The fine par- mass flow rate and impact angle 57, the erodent abrasive properties 810, the nozzle material and its geometry section in sand blasting (see Fig. 1), the nozzle entry region suers form severe abrasive impact, which may cause large tance 1922. Residual stresses arise from a mismatch between the coecients of thermal expansion (CTE), sin- tering rates and elastic constants of the constituent phases and neighbouring layers, and the residual stress field depends on the geometry of the layered structure and on the thickness ratio among layers 2326. Toschi 22 * Corresponding author. Tel.: +86 531 88392047. E-mail address: (D. Jianxin). International Journal of Refractory Metals Ceramic materials; Laminated materials; SiC 1. Introduction Sand blasting treatment is an abrasive machining pro- cess and is widely used for surface strengthening 1, surface modification 2, surface clearing and rust removal 3,4, etc. It is suitable for the treatment of hard and brittle mate- rials, ductile metals, alloys, and nonmetallic materials. In the sand blasting process, a very high velocity jet of fine 1116, and the temperatures 17,18. Ceramics, being highly wear resistance, have great potential as the sand blasting nozzle materials. Several studies 11,15 have shown that the entry area of a ceramic nozzle exhibited a brittle fracture induced removal process, while the center area showed plowing type of material removal mode. As the erosive particles hit the nozzle at high angles (nearly 90C176) at the nozzle entry Erosion wear of laminated Deng Jianxin * , Liu Lili, Department of Mechanical Engineering, Shandong Universit Received 31 March 2006; Abstract SiC/(W,Ti)C ceramic nozzles with laminated structures were produced and exit region of the nozzle. Finite element method was used to coecients and shrinkage of the SiC and (W,Ti)C solidsolution the laminated ceramic nozzle was assessed by sand blasting; the results nozzle with the same composition. The experimental results have shown resistance to that of the homologous stress-free nozzles. 0263-4368/$ - see front matter C211 2006 Elsevier Ltd. All rights reserved. doi:10.1016/j.ijrmhm.2006.06.005 ceramic nozzles Jinlong, Sun Junlong y, Jinan 250061, Shandong Province, PR China accepted 30 June 2006 by hot pressing in order to reduce the tensile stress at the entry the residual stresses due to the dierent thermal expansion the sintering process of the composite. The erosion wear of were compared with those obtained with an unstressed reference that the laminated ceramic nozzles have superior erosion wear Materials 25 (2007) 263270 element method. The erosion wear ofthe laminatedceramic nozzles was investigated in comparison with an unstressed reference nozzle with the same composition. 2. Materials and experimental procedures 2.1. Preparation of SiC/(W,Ti)C laminated ceramic nozzle materials The starting materials were (W,Ti)C solidsolution pow- ders with average grain size of approximately 0.8 lm, pur- ity 99.9%, and SiC powders with average grain size of 1 lm, purity 99.8%. Six dierent volume fractions of (W,Ti)C (55, 57, 59, 61, 63, 65 vol.%) were selected in designing the SiC/(W,Ti)C laminated nozzle material with a six-layer structure. The compositional distribution of the laminated ceramic nozzle materials is shown in Fig. 2.Itis indicated that the compositional distribution of the lami- 264 D. Jianxin et al. / International Journal of Refractory Metals TiC : E 480 GPa; m 0:25; a 8:5C210 C06 K C01 ; k 21:4W=mK: SiC : E 450 GPa; m 0:16; a 4:6C210 C06 K C01 ; k 33:5W=mK: Owing to the symmetry, an axisymmetric calculation was preferred. Presume that it was steady state boundary conditions. The results of the distribution of the axial stresses in the GN-3 laminated nozzle in fabricating process at dierent showed higher cumulative mass loss under the same test conditions. The worn ceramic nozzles were cut after operation in longitudinal directions for failure analysis. Fig. 10 shows the photos of the inner bore profile of the GN-3 and CN-2 nozzles after 540 min operation. It is showed that inner bore diameter of the worn CN-2 nozzle along the nozzle longitudinal directions is larger than that of the worn GN-3 laminated nozzles, especially at the nozzle entry region. The results of the nozzle entry bore diameter variation with the erosion time of for GN-3 and CN-2 nozzles are shown in Fig. 11. It is indicated that the entry bore dia- meter enlarges greatly with the operation time for CN-2 stress-free nozzle. While the entry bore diameter increases slowly with the operation time for GN-3 laminated nozzle. Fig. 12 shows the comparison of the erosion rates for GN-3 and CN-2 nozzles in sand blasting processes. It is obvious that the erosion rate of the stress-free nozzles is higher than that of the laminated nozzles. Therefore, it is appar- ently that the GN-3 laminated nozzles exhibited higher ero- sion wear resistance over the CN-2 stress-free nozzle under the same test conditions. 268 D. Jianxin et al. / International Journal of Refractory Metals 128:13952. 9 Shipway PH, Hutchings IM. The influence of particle properties on 270 D. Jianxin et al. / International Journal of Refractory Metals 1998. 2 Deng Jianxin, Lee Taichiu. Techniques for improved surface integrity and reliability of machined ceramic composites. Surface Engineering 2000;16(5):4114. 3 Raykowski A, Hader M. Blasting cleaning of gas turbine compo- nents: deposit removal and substrate deformation. Wear 2001;249: 12732. 4 Djurovic B, Jean E. Coating removal from fiber composites and aluminum using starch media blasting. Wear 1999;224:2237. 5 Oka YI, Ohnogi H. The impact angle dependence of erosion damage caused by solid particle impact. Wear 1997;203204:5739. 6 Finnie I, Stevick GR, Ridgely JR. The influence of impingement angle on the erosion of ductile metals by angular abrasive particles. Wear 1992;152:917. 7 Wellman RG, Allen C. The eect of angle of impact and material properties on the erosion rates of ceramics. Wear 1995;186 187:11723. the erosive wear of sintered boron carbide. Wear 1991;149:8598. 10 Bahadur S, Badruddin R. Erosion particle characterization and the eect of particle size and shape on erosion, Proceedings of the international conference on wear of materials, ASME, New York, (1989): 14353. 11 Deng Jianxin. Erosion wear of boron carbide nozzles by abrasive air- jets. Materials Science Engineering A 2005;408(12):22733. 12 Deng Jianxin, Feng Yihua, Ding Zeliang. Wear behaviors of the ceramic nozzles in sand blasting treatments. Journal of the European Ceramic Society. 2003;23:3239. 13 Deng Jianxin, Zhang Xihua, Niu Pingzhang, et al. Wear of ceramic nozzles by dry sand blasting. Tribology International 2006;39(3): 27480. 14 Deng Jianxin. Sand erosion performance of B 4 C/(W,Ti)C ceramic blasting nozzles. Advances in Applied Ceramics 2005;104:5964. 15 Deng Jianxin, Zheng Zhongcai, Ding Zeliang, et al. Erosion wear of ceramic and cemented carbide nozzles in dry sand blasting process. British Ceramic Transactions 2003;102:615. 16 Wood RJK, Wheeler DW, Lejeau DC. Sand erosion performance of CVD boron carbide coated tungsten carbide. Wear 1999;233 235:13450. 17 Deng Jianxin, Ding Zeliang, Yuan Dongling. Erosion wear mecha- nisms of coal-water-slurry (CWS) ceramic nozzles. Materials Science Engineering A 2006;417(12):17. 18 Ding Zeliang, Deng Jianxin, Li Jianfeng, et al. Wear behavior of ceramic nozzles in coal water slurry burning. Ceramics International 2004;34(4):5916. 19 Lakshminarayanan R, Shetty DK, Cutler RA. Toughening of layered ceramic composites with residual surface compression. Journal of American Ceramic Society 1996;79(1):7987. 20 Cai PZ, Green DJ, Messing GL. 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International Journal of Refractory Metals and Hard Mate- rials, in press, corrected proof. 疊層陶瓷噴嘴的沖蝕磨損（譯文） 鄧建新，劉麗麗，趙進(jìn)龍，孫軍龍 山東大學(xué)機(jī)械工程系，中國山東省濟(jì)南 250061， 接稿 2006 年 3 月 31 日；收搞 2006 年 6 月 30 日 摘要 SiC/（W,Ti)C疊層結(jié)構(gòu)的陶瓷噴嘴通過熱壓成形，熱壓是為了減少噴嘴進(jìn)出口區(qū)域的拉應(yīng)力。在合成物的燒結(jié)過程中由于SiC和(W,Ti)C固溶體的熱量膨脹系數(shù)和收縮率不同將導(dǎo)致殘余應(yīng)力產(chǎn)生，通過有限元方法可以分析該殘余應(yīng)力。疊層陶瓷噴嘴的沖蝕磨損是由沙粒的沖擊產(chǎn)生，這個(gè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果和一個(gè)在相同條件下不受壓應(yīng)力的參考噴嘴實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比較而得。這個(gè)實(shí)驗(yàn)的結(jié)論已經(jīng)表明疊層陶瓷噴嘴比相類似的自由應(yīng)力噴嘴有更高的抵抗沖蝕磨損性能。 1.引言 噴沙處理是一個(gè)研磨的加工程序并且廣泛地作為表面的加強(qiáng)[1],表面的修正[2]表面的清理和除銹,等等。它適用于硬且脆的材料, 易延展的金屬，合金和非金屬的材處理。在沙噴的過程中，從噴嘴里出來的高速噴射的精細(xì)研磨微粒和載流氣體撞擊目標(biāo)對(duì)象的表面來沖蝕該表面。精細(xì)微粒通常由高于幾倍大氣壓的氣流來加速。粒子直接對(duì)表面進(jìn)行處理。當(dāng)粒子沖擊表面時(shí), 粒子引起一個(gè)小的破碎，氣流會(huì)將研磨粒子和已破碎的粒子帶離去。噴嘴是噴沙設(shè)備中最緊要關(guān)頭的部份。有許多因素影響力噴嘴的磨損如：流量率和沖擊角度，沖蝕研磨劑性能，噴嘴的材料和它的幾何形狀，溫度。有高耐磨性的陶瓷有很大的潛力做為沙噴的噴嘴材料。 一些研究已經(jīng)顯示陶瓷噴嘴的進(jìn)口區(qū)域展現(xiàn)了一個(gè)感應(yīng)去除程序的脆性破碎而中央的區(qū)域顯示出材料切除模態(tài)的耕犁類型。在沙噴中當(dāng)沖蝕的微粒以高的角度 ( 將近 90 °) 沖撞噴嘴進(jìn)口區(qū)段 (見到圖1) ，噴嘴進(jìn)口區(qū)域遭受形嚴(yán)重的研磨沖擊, 這可能引起大的張應(yīng)力。最高的張應(yīng)力位于噴嘴的進(jìn)口區(qū)域。因此，噴嘴進(jìn)口區(qū)域的沖蝕磨損相對(duì)于中心區(qū)域的磨損來說，總是嚴(yán)重的。 圖1 沙噴過程中沖蝕粒子與噴嘴間的作用示意圖 由不同材料的交替層構(gòu)成的疊層混合結(jié)構(gòu)能適當(dāng)?shù)乇辉O(shè)計(jì), 促使對(duì)一個(gè)表面產(chǎn)生壓縮殘余應(yīng)力，從而提高了表面的機(jī)械性能和耐磨性。殘余應(yīng)力增大主要是在于熱膨脹系數(shù) (CTE) ，燒結(jié)率，相階段和相鄰層的彈性模量之間的搭配, 并且殘余應(yīng)力區(qū)域決定于分層的結(jié)構(gòu)幾何形狀和層之間的厚度比率。 Toschi 等人報(bào)告疊層混合結(jié)構(gòu)能改善氧化鋁的滑動(dòng)耐磨性。Portu 等人表明表面區(qū)域受壓縮殘余應(yīng)力的疊層結(jié)構(gòu)組成而得的混合物材料能具備更好的磨擦性能。鄧教授等人證實(shí)傾斜的陶瓷噴嘴能展現(xiàn)出比一般位置的陶瓷噴嘴更高的耐磨性。 目前的研究中, SiC/(W,Ti)C 疊層結(jié)構(gòu)的陶瓷噴嘴為了要在噴嘴的進(jìn)出口區(qū)域減少張應(yīng)力 , 靠熱壓的方式生產(chǎn)。在燒結(jié)過程式中疊層噴嘴的殘余應(yīng)力由有限元方法計(jì)算而得。疊層陶瓷噴嘴沖蝕磨損對(duì)照于相同的條件下一個(gè)不受應(yīng)力的叁考噴嘴而被考查。 2．材料和實(shí)驗(yàn)步驟 2.1. 準(zhǔn)備疊層陶瓷噴嘴材料SiC /(W,Ti)C 開始的材料是(W,Ti)C固溶體粉末，平均顆粒大約為0.8μm，純度為 99.9% 。SiC粉末的平均顆粒大約為1μm，純度為 99.8%。六種不同含量的 (W,Ti) C(55,57,59,61,63,65 vol.%)被選擇去設(shè)計(jì)六層結(jié)構(gòu)SiC /(W,Ti)C疊層噴嘴材料。疊層陶瓷噴嘴材料的成分分配在圖 2 被顯示。它指出疊層噴嘴材料的成分分配在噴嘴軸的方向中改變。如SiC的熱導(dǎo)率比 (W,Ti) C 的更高, 當(dāng)它的熱膨脹系數(shù)比 (W,Ti) C 的更低時(shí)候, SiC的最高含量的層被提出在進(jìn)入層和出口層中兩地方 ( 見圖 2.1 a) 。相似的無應(yīng)力的噴嘴沒有成分變化在圖中 2(b) 被顯示。疊層陶瓷噴嘴在進(jìn)入和出口兩區(qū)域叫做 GN-3, 無壓應(yīng)力噴嘴叫做 CN-2 。 圖2.1a為陶瓷噴嘴在進(jìn)口和出口區(qū)域（ GN-3 ）輾壓的照抄原文/ （ W ， Ti ） C 成 分分配示意圖； b 為相似的無應(yīng)力噴嘴（ CN-2 ） SiC/(W,Ti) C 以六種不同混合比合成的粉末被分別地在酒精中和接合的碳化物球體研磨 80 個(gè)小時(shí)而成濕球來作準(zhǔn)備。在弄干之后，和不同的混合比的混合物粉末依次被疊壓進(jìn)入模子之內(nèi)。這時(shí)樣品在流動(dòng)的氮?dú)庵幸?30 MPa 壓力 ,1900 ℃溫度熱壓 40 分鐘。 2.2.噴沙測試 如圖2.2.1所示，空氣噴射研磨機(jī)床 ( GS-6 類型) 的示意圖，它由一個(gè)空氣壓縮機(jī)，一只噴射槍，一個(gè)控制閥，粒子供應(yīng)管，一個(gè)過濾器，一個(gè)干燥器，一個(gè)調(diào)壓閥，灰塵捕捉器，一個(gè)研磨漏斗 , 和一個(gè)噴嘴。氣流流程率被被壓縮的空氣控制，而且研磨粒子的速度經(jīng)過噴嘴被調(diào)整為 60 米/ 秒。 圖2.2.1 空氣噴射研磨機(jī)床的示意圖（（ 1 ）空氣壓縮機(jī)，（ 2 ）控制閥，（ 3 ）過 濾器，（ 4 ）干燥器，（ 5 ）調(diào)壓閥，（ 6 ）吸塵器，（ 7 ）噴槍）（ 8 ）研磨漏斗，（ 9 ）陶瓷噴嘴）。 被用于這一項(xiàng)研究的沖蝕研磨劑是 50–150μm谷粒大小碳化硅粉末。作為干沙噴射的SiC粉末的SEM顯微圖在圖4中所示。 圖2.2.2 沙噴中被用的SiC研磨劑的SEM顯微圖 內(nèi)直徑 8 毫米和長度 30 毫米的噴嘴由SiC /(W,Ti) C 的疊壓結(jié)構(gòu) (GN-3) 制造而成，無壓應(yīng)力結(jié)構(gòu) (CN-2) 被熱壓制造而成，如圖2.2.3所示。 圖2.2.3 GN-3 疊層陶瓷噴嘴的照片 磨損的噴嘴損失量被一個(gè)精確的電子稱測量。 ( 最小量 0.1 毫克) 。 所有的測試情況在表一中被列出。噴嘴的沖蝕率 (W) 被定義為噴嘴損失量除以噴嘴密度 d和沖蝕研磨粒子的乘積: W的單位為 。 有限元方法 (FEM) 被做為一種數(shù)字地分析在制造過程中疊層陶瓷噴嘴的殘余應(yīng)力和它的分布狀態(tài)的方法。為微小損害的觀察和沖蝕機(jī)制的檢測, 磨損的噴嘴被軸向地分為區(qū)段。噴嘴的被侵蝕的孔表面由掃描電子顯微鏡檢查。 3．結(jié)果和討論 3.1 疊層噴嘴材料的顯微結(jié)構(gòu)特征和性能 硬度測量在 GN-3 疊層噴嘴材料的橫截面面的每層上放著維氏壓痕處操縱。壓痕負(fù)荷是 200 N ，這時(shí)每層的三個(gè)壓痕的最小量被測試。每層的維氏硬度 (GPa)靠（P是壓痕負(fù)荷（N），2是壓痕對(duì)線的長度）計(jì)算所得。每層 GN-3 疊層噴嘴材料的硬度被列出在表二中。 GN-3 疊層陶瓷的噴嘴材料磨光的每層SEM顯微圖如圖3.1所示。黑色的區(qū)域被 EDX 分析鑒別為SiC, 和鮮明的對(duì)比白色的區(qū)域是(W,Ti)C?？梢员豢吹?，SiC粒子非常勻均地在顯微結(jié)構(gòu)中普遍分布, 多孔性事實(shí)上是不存在的。 圖3.1 GN-3 疊層陶瓷的噴嘴材料磨光的每層SEM顯微圖（a）第一層（進(jìn)口區(qū)域），（b）第二層，（c）第三層，（d）第四層，（e）第五層，（f）第六層 3.2 疊層噴嘴的殘余應(yīng)力 制造過程中的疊層陶瓷噴嘴的殘余應(yīng)力被假設(shè)箱子從燒結(jié)溫度1900℃冷卻到室溫 20℃經(jīng)由有限元方法計(jì)算。（W，Ti）C和SiC的熱機(jī)械性能依下列各項(xiàng)所得: 由于對(duì)稱，軸對(duì)稱的計(jì)算被推薦。假定它是穩(wěn)定狀態(tài)邊界條件，在GN-3疊層噴嘴中從燒結(jié)溫度冷卻到窒溫過程中軸向的，徑向的。很明顯，一個(gè)額外的壓縮殘余應(yīng)力在GN-3疊層噴嘴進(jìn)口與出口區(qū)域處被形成。 圖3.2 GN-3疊層噴嘴在制造過程中的(a)軸向的()，(b)徑向的()，(c)圓周向的()殘余應(yīng)力沿噴嘴軸向不同位置的分布 3.3 疊層噴嘴的沖蝕磨損 GN-3 疊層陶瓷噴嘴的沖蝕磨損靠在沙噴時(shí)和 CN-2 無應(yīng)力陶瓷噴嘴對(duì)比來被評(píng)定。圖3.2顯示GN-3和CN-2噴嘴在沙噴過程中累積的損失量。很明顯累積的損失量隨著操作時(shí)間不斷地增加。在相同實(shí)驗(yàn)條件下，與 GN-3 疊層噴嘴比較,CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴有更高的累積損失量。 圖3.3 a GN-3 噴嘴和 CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴在沙噴過程中累積的損失量 磨損的陶瓷噴嘴在操作之后在縱向的方向被切斷，出現(xiàn)分析失敗。圖3.3 a所示為操作 540分鐘后的GN-3 和 CN-2 噴嘴的內(nèi)部孔的輪廓相片。它被表明沿著噴嘴縱向的方向磨損的 CN-2 噴嘴的內(nèi)部孔的直徑是比磨損的 GN-3 疊層噴嘴更大, 尤其在噴嘴進(jìn)口區(qū)域。 圖3.3 b 操作540分鐘后的GN-3和CN-2噴嘴的內(nèi)部孔的輪廓相片 GN-3 和 CN-2噴嘴進(jìn)口孔直徑隨著沖蝕時(shí)間而變化的結(jié)果如圖3.3 b所示。它被指出CN-2無壓應(yīng)力噴嘴進(jìn)口孔的直徑隨操作運(yùn)行時(shí)間而擴(kuò)大得很快。然而GN-3 疊層噴嘴進(jìn)口孔直徑慢慢地隨操作運(yùn)行時(shí)間增大。圖3.3 d表示沙噴過程中GN-3 和 CN-2 噴嘴的沖蝕率對(duì)比。顯而可見，無壓應(yīng)力噴嘴的沖蝕率比疊層噴嘴的沖蝕率更高。因此，很顯然在相同測試條件下 GN-3 疊層噴嘴比起GN-2 無壓應(yīng)力噴嘴展現(xiàn)了較高的沖蝕耐磨性。 圖3.3 c GN-3 和 CN-2噴嘴進(jìn)口孔直徑隨著沖蝕時(shí)間而變化 圖3.3 d 沙噴過程中GN-3 和 CN-2 噴嘴的沖蝕率對(duì)比 圖3.3 e 表明受磨損的 CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴的進(jìn)口孔的表面 SEM 顯微像。從這些 SEM 顯微像, 噴嘴的不同形態(tài)學(xué)和破碎模態(tài)能被清楚地看見。CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴在進(jìn)口區(qū)域處以非常脆的方式中失敗, 而且展現(xiàn)了一個(gè)促使去除處理的脆性破碎。位于噴嘴孔表面上有許多明顯的凹坑，該表面表示脆性破碎發(fā)生的表面。呈現(xiàn)在GN-3 疊層陶瓷噴嘴被侵蝕的進(jìn)口孔表面的典型SEM圖 如圖3.3 f所示。顯而可見，疊層噴嘴受侵蝕的區(qū)域的出現(xiàn)表示與無壓應(yīng)力噴嘴受侵蝕的區(qū)域相比，它有一個(gè)相對(duì)平滑的表面。 圖3.3 e受磨損的CN-2無壓應(yīng)力噴嘴的進(jìn)口孔的表面 SEM 顯微像 圖3.3 f 受磨損的GN-3疊層陶瓷噴嘴的進(jìn)口孔表面的SEM圖 因沖蝕磨損而失敗的陶瓷噴嘴通常由在噴嘴進(jìn)口區(qū)域受大的張應(yīng)力的破碎所引起的 [11-15]。因?yàn)閲娮爝M(jìn)口區(qū)域遭受嚴(yán)重的研磨沖擊, 而且產(chǎn)生大的張應(yīng)力,這可能引起表面下的側(cè)部裂縫而且促進(jìn)了材料碎片的去除.因此，噴嘴在進(jìn)口區(qū)域處的沖蝕磨損依賴于壓應(yīng)力的分布。一旦最大的張應(yīng)力超過噴嘴材料的極限強(qiáng)度，將會(huì)發(fā)生破碎。 在進(jìn)口區(qū)域和出口區(qū)域根據(jù)壓縮殘余應(yīng)力的形成而分析， GN-3 疊層噴嘴比 CN-2 無壓應(yīng)力噴嘴具有較高的沖蝕耐磨性。當(dāng)計(jì)算以上數(shù)據(jù)之時(shí),在從燒結(jié)溫度到室溫的制造過程中，GN-3 疊層噴嘴的進(jìn)口區(qū)域和出口區(qū)域處將形成受壓的殘余應(yīng)力，它可能會(huì)部份地與產(chǎn)生外部負(fù)載的噴嘴的進(jìn)出區(qū)段處的的張應(yīng)力相抵消。這影響可能導(dǎo)致增加對(duì)破碎的抵制, 因此增加了疊層噴嘴的沖蝕耐磨性。 4．結(jié)論 SiC/(W,Ti)C疊層陶瓷噴嘴通過熱壓而制造。目的是在沙噴過程間減少噴嘴在進(jìn)口和出口的區(qū)域的張應(yīng)力。特別注意的是疊層陶瓷噴嘴的沖蝕磨損。結(jié)果表示了相對(duì)于類似的無壓應(yīng)力陶瓷噴嘴，疊層陶瓷噴嘴有上好的沖蝕耐磨性?？煽康臋C(jī)制被解釋作為在制造過程中疊層陶瓷噴嘴進(jìn)口和出口兩區(qū)域壓縮殘余應(yīng)力的形成，它可能會(huì)部份地與產(chǎn)生外部負(fù)載的張應(yīng)力相抵消。疊層結(jié)構(gòu)在陶瓷噴嘴中是一種有效的改善無壓應(yīng)力陶瓷噴嘴的沖蝕耐磨性的方法。 鳴謝 該研究受到了“中國 (50475133) 的國家自然科學(xué)基金”“高等教育 (20030422105) 的博士計(jì)劃專門研究基金”，“山東省 (Y2004F08) 自然科學(xué)基金”和“大學(xué)（NCET-04-0622）新世紀(jì)杰出人才計(jì)劃”的大力支持。 參考文獻(xiàn) [1]李國英，曲面工程，北京，機(jī)械工業(yè)出版社，1998 [2]鄧建新，改良的機(jī)器制造陶瓷合成物表面完整性和可靠性的技術(shù)，曲面工程 2000； 16(5):411 –4. 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