关键词：
小尺寸实验（精选八篇）
小尺寸实验 篇1
近年来,随着经济的发展,特别是现代石油、石化工业的迅速发展,国家对能源的需求越来越大,大型储油罐区日趋增多。“十五”期间,我国开始建立石油战略储备制度,以应对石油供应中断可能带来的安全风险。油品作为易燃易爆的危险品,使得储油罐区成为典型的重大工业危险源,其火灾燃烧迅速,火焰温度高,辐射热强,常伴随着爆炸、沸溢等现象,一旦发生火灾扑救非常困难,不但造成巨大的财产损失,还可能导致人员伤亡及环境污染。工业作业场所灾情统计资料表明:火灾爆炸历来是油罐区的首位事故,因此保证油品的安全储存,成为当前形势下的一项重要任务。
由于全尺寸实验的实验条件不易控制,实验现场的不确定因素多,测得的实验数据精度不高,再加上实验成本高,难以重复多次开展实验以得到定量的变化规律,因此,笔者进行了一系列小尺度的油罐火灾实验以研究油罐稳定燃烧及沸溢时的燃烧特性、温度场分布规律及周围辐射热通量的变化规律,为提高油罐火灾的预测能力提供理论依据。
2 实验方法
2.1 实验装置
实验装置如图1所示,实验系统主要由油罐本体以及数据采集系统两部分构成。实验中采用了两种不同内径的油罐,第一种油罐直径1.0 m,高度0.5 m;第二种油罐直径0.6 m,高度0.6 m。油罐壁面厚度为3 mm的普通碳钢。实验所用的燃料为煤油与机油的混合体,其体积比为1∶1。
实验过程中主要采集了不同距离处热辐射通量和油罐内不同高度处的温度。热辐射通量由热辐射通量计采集,热辐射通量计布置在距离油罐4 m和2 m的位置。油罐内不同高度的温度则通过两组热电偶耙来测量,两支热电偶之间的距离为5 cm,16支热电偶平均布置在罐内0～40 cm的范围内,热电偶测点位于油罐中心位置。
为了得到油罐燃烧时火焰及周围环境的温度分布规律,采用了美国Fluke Ti45红外热像仪对油罐燃烧时的情况进行成像。
2.2 实验工况
为了研究油罐燃烧以及火焰热辐射的规律,实验中采用了不同直径的油罐以及不同厚度的水垫层和油层,共开展了4组小尺寸的油罐燃烧模拟实验。实验工况如表1所示。
3 典型实验结果的分析与讨论
3.1 实验现象描述
实验1和实验2的燃烧过程如图2所示,点火后,火焰迅速蔓延到整个油罐的表面,火焰高度比较高,且有振荡现象发生,火焰上方伴随着大量的浓烟,整个区域可以清晰地分为连续火焰区、间歇火焰区和浮力羽流区三个区域。实验过程中没有发生沸溢现象。
发生沸溢前后的火焰结构如图3所示,沸溢现象发生后,火焰范围增大,火焰高度增高,大量正在燃烧的油
火从油罐中喷溅而出,显示出了极强的破坏力。这是因为油面燃烧产生的大量热量以热波的形式传到了水垫层,热量不断积累使得温度不断升高,当温度超过水的沸点后使水垫层沸腾,产生大量的气泡向上运动,带动燃烧的油火向外喷溅。
3.2 实验测量结果与讨论
实验1的热辐射通量以及温度变化如图4所示。距离油罐4 m处,即4D处,热辐射通量约为0.13 kW/m2。热电偶的温度分布呈现出明显的分层效果。在水垫层内,热电偶测得的温度比较低,没有达到水的沸点温度。这说明油罐的燃烧没有导致沸溢发生。而布置在油层以及空气中的热电偶,由于火焰燃烧导致温度急剧上升,最高达到约900 ℃。
实验2的热辐射通量及温度变化如图5所示,在距离油罐4 m处,即4D处,热辐射通量约为0.12 kW/m2。热电偶的温度分布也呈现出明显的分层效果,在水垫层内,热电偶测得的温度比较低,没有达到水的沸点温度,说明油罐的燃烧没有导致沸溢发生。在500 s前,靠近油层底部的两支热电偶温度没有升高,这说明燃烧产生的热量还没有传到油层底部。而在500 s后,两支热电偶温度有所上升,但温度不太高。
实验3的热辐射通量以及温度变化如图6所示,距离油罐4 m处,即4 D处,热辐射通量约为0.12 kW/m2。对比前面实验1和实验2,3次实验相同距离处的热辐射通量值相差不大,说明对于相同直径的油罐,总的来说油面的燃烧比较稳定。但是对于实验3,热电偶的温度分布已经不存在分层的效果,在下面0.05 m的水垫层内,300 s以前,热电偶测得的温度比较低,约为环境温度,但在300 s后水垫层内的热电偶测得的温度都发生了上升,而且温度比较高,达到了850 ℃,这说明油罐的燃烧导致沸溢发生。
对比实验2和实验3,水垫层厚度均为0.05 m,但实验2的油层厚度较薄,约为0.10 m,而实验3的油层厚度较实验2厚,约为0.15 m。实验3发生了沸溢,而实验2没有发生沸溢,这说明在相同的水垫层厚度下,油层越厚越容易发生沸溢。这是因为油层越厚,可燃烧的燃料油越多,燃烧产生的热量越多,因而向下传到水垫层的热量就越多。随着持续的燃烧,热量不断积累,水温不断升高,当达到水的沸点后,水发生沸腾,产生气泡,在向上升的过程中带动燃烧的油品喷溅而出,产生沸溢现象。
对比实验1和实验3,两次实验的油层厚度相差不大,实验3的油层厚度约为0.15 m,实验1的油层厚度约为0.20 m,但是实验3的水垫层厚度约为0.05 m,比实验1的水垫层厚度0.15 m薄不少,最终的结果是实验3发生了沸溢,而实验1没有发生沸溢。这说明在油层厚度差不多的情况下,水垫层越薄越容易发生沸溢。这是因为水垫层越薄,要使水垫层的温度升高到沸点需要吸收的热量越少,越容易产生沸溢现象。
实验4的热辐射通量以及温度变化如图7所示,对于直径0.6 m的油罐,距离油罐2 m处,即约3D处,发生沸溢前的平均热辐射通量约为0.12 kW/m2,沸溢阶段的最大热辐射通量约为2.5 kW/m2。热电偶的温度分布呈现出明显的分层效果,在下面0.2 m水垫层内,特别是在油水界面处,在燃烧末期热电偶测得的温度存在一个突然上升过程,这说明油罐内发生了沸溢。由于沸溢导致大量油品参与到燃烧中,从而使得火焰急剧上升,温度最高达750 ℃。
实验2和实验3的红外热像仪成像如图8所示。对于实验2,油罐燃烧产生的火焰有比较清晰的结构和分层现象,而且温度较高,而对于发生了沸溢的实验3,油罐燃烧产生的火焰已经没有清晰的结构和分层现象,且温度比没有发生沸溢时略低,与油罐中心处热电偶测得的温度分布类似。这是因为在发生沸溢时,水沸腾后产生的气泡加剧了燃烧区的混合程度,所以火焰没有清晰的结构。而且水蒸发要带走部分热量,所以温度较没有发生沸溢时略低。
4 结 论
针对油罐火灾的燃烧特性以及周围热辐射通量的分布规律,采用两种不同内径的油罐进行实验模拟研究,得出了如下结论:
(1)对于直径为1 m的油罐,在距离油罐4D处,热辐射通量约为0.12～0.13 kW/m2,对于直径0.6 m的油罐,距离油罐约3D处,热辐射通量约为0.12 kW/m2;
(2)在相同的水垫层厚度下,油层越厚,油罐燃烧越容易发生沸溢;
(3)在油层厚度相差不多的情况下,水垫层越薄,油罐燃烧越容易发生沸溢;
(4)在没有发生沸溢时,油罐燃烧产生的火焰有比较清晰的结构和分层现象,而且温度较高;发生沸溢时,油罐燃烧产生的火焰已经没有清晰的结构和分层现象,且温度比没有发生沸溢时略低,与油罐中心处热电偶测得的温度分布类似。
摘要：采用两种不同内径的油罐,开展了4组小尺寸的油罐燃烧模拟实验。研究了不同油罐直径、油罐高度、水垫层厚度、油层厚度下油罐火灾的燃烧特性以及周围热辐射通量的分布规律,分析了这些因素对燃烧过程及沸溢现象的影响,认为油层越厚,水垫层越薄,越容易发生沸溢;没有发生沸溢时,油罐燃烧产生的火焰结构比较清晰,且温度较高,发生沸溢时,油罐燃烧产生的火焰没有清晰的结构,且温度略低。
关键词：油罐火灾,沸溢,小尺寸实验,热辐射通量
参考文献
[1]陈久行.石油安全与石油储备[J].中国石油和化工经济分析,2007,(14):45-51.
[2]李思成,杜玉龙,张学魁,等.油罐火灾的统计分析[J].消防科学与技术,2004,23(2):117-121.
[3]霍然,胡源,李元洲.建筑火灾安全工程导论[M].合肥:中国科学技术大学出版社,1999.
[4]刘万福,薛岗,赵大林.油罐在火灾辐射热流场中安全性能实验研究[C].2003工程热物理学会传热传质学会议论文集,北京,2003.
超小尺寸秀功能 篇2
平日我们可在电子消费市场上见到形形色色的打印办公产品。这是由不同人群的需求决定的。例如SOHO办公用户与个人用户,往往对便捷的操作、适中的性能、丰富实用的功能甚至是小巧的机身有更多诉求。针对这类用户,三星最近推出了ML-1666黑白激光打印机。它超小的体积、独特的功能都让人眼前一亮。
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测试结果
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小尺寸实验 篇3
地铁在英国、美国等国家已经有一百多年的历史, 但在我国的发展历程却只有半个世纪, 但是过去五年乃至未来十年, 我国地铁建设已处于空前的发展时期, 至2011年10月, 我国大陆地区已建成地铁线路总长约为1536公里, 约30个城市正在进行地铁规划和建设, 至2015年前后, 我国地铁线路将达到4189公里规模。未来我国北京、上海和广州的地铁开通里程将成为世界城市的前三位。并且我国地铁的建设规模和承载的客流量都是世界最大的。对于地铁来说, 危害最大的是地铁站台和地铁隧道内火灾、烟气的扩散形成的人员伤亡[1]。地铁火灾与地面或其他地下建筑火灾相比有其特殊性:地铁系统与外界的联系主要为出入口, 人员密集、排除热量及烟气困难, 因此与地面建筑火灾相比具有更大的危险性, 一旦发生火灾, 损失往往十分严重。因此地铁火灾安全设计的内涵包括通风排烟设计、紧急疏散设计以及探测报警等其他防灾系统设计, 均越来越多的引起了国内设计单位和科研学者的重视。
从国内外地铁火灾研究来看, 关于地铁火灾方面的报道多集中在数值模拟方面, 例如Edison Brock[2]对芝加哥地铁隧道火灾进行了模拟分析, 建立了列车活塞效应的计算式。美国交通部开发出SES程序用以模拟地铁内各种运行工况下隧道和通风井中的风速、风量、温度和湿度以及车站的空调负荷。Fox等[3]对地铁车站运行过程中的隧道压力分布进行了模拟研究。日本的平野敏右[4]和英国的Woodburn[5]研究了地铁隧道内纵向通风速度、火源的热释放速率以及湍流模型对烟气回流扩散范围的影响。Chow[6]用场模型对地铁火灾烟气与火灾时通风进行了三维模拟。Simcox[7]对King’s Cross地铁站火灾进行了数值模拟, 研究了火灾烟气在地铁站内的流动情况。Abu.Zaid等人[8]对地铁换乘站火灾进行了模拟, 给出了不同火灾位置下烟气温度场和速度场的分析。Deng等人[9]对地铁火灾计算机模拟中的网格划分、物理模型的选择等方面进行了研究。陈法林[10]对台北地铁火灾烟气蔓延过程进行了数值模拟研究, 对火灾时各种烟控方案进行了讨论。Park等人[11]利用FDS对地铁站排烟下烟气蔓延过程进行了数值模拟, 提出了站台排烟最优方案。国内部分科研院所也做了一些地铁火灾模拟方面的工作[12,13,14]。但总的来说, 国内外开展地铁火灾模型实验的研究较少, 其中Rie等人[15]建立了一个1/40的模型实验台来对地铁站内机械排烟的模式进行了模拟。Drysdale等人[16]建立了1/15尺度的模型来研究国王十字地铁站中楼扶梯井道效应。中国安全生产科学研究院建立了1:10的深埋车站实验模型对深埋地铁火灾进行了模拟实验研究[17,18,19]。中国科学技术大学建立了小尺寸的地铁火灾实验台, 通过基础性实验建立了地铁站火灾时顶棚射流最高温度的预测模型[13]。四川消防研究所利用建立的地铁模拟实验台[20], 研究了轨行区火灾、站厅火灾等场景的火灾特性。
在有限的全尺寸火灾实验方面, 国内科研单位联合地铁企业在深圳地铁1号线[13]、广州地铁5号线和2/8号线、深圳地铁2号线和4号线 (港铁) 、北京地铁亦庄线和8号线二期北段、成都地铁1号线、西安地铁2号线开展了地铁车站站台火灾、站厅火灾、区间隧道火灾的全尺寸实验研究, 得了较多的有参考价值的数据[21]。相比而言, 地铁全尺寸实验更能较实际的反映地铁火灾扩散规律, 并能同时监测地铁各防灾系统的联动状况, 给地铁设计和运营提供更好的数据参考。
本文及后续文章将系列研究笔者在国内不同城市地铁开展的全尺寸火灾实验结果, 探索地铁通风排烟及防灾系统联动等方面的规律和实践经验, 以期望对国内的地铁防灾系统设计提供数据支持和科学的支撑。
1 热烟测试方法的特点
全尺寸火灾实验采用热烟测试的方法, 即采用具有实际火灾功率 (热释放速率) 的火源, 加入示踪烟气粒子, 火源燃烧产生的热的、具有浮力流驱动的烟气流动, 能够较真实的反应烟气运动和控制效果。而对于传统的用于消防检测的冷烟测试来说, 采用发烟物质燃烧产生烟气, 一般不具有真实火灾功率 (热释放速率) , 因此烟气没有浮力驱动, 不能真实反应烟气的运动和控制效果。
因此相比而言, 热烟实验更能较好的测试烟气管理系统的工作状况, 是国内外成熟的测试方法。目前国际上已有的热烟测试标准为澳大利亚的AS4391[22], 我国也正在制定地铁试运营前热烟测试标准。热烟测试方法适用于已建成的建筑或即将竣工的新建筑。对于后者, 在建筑主体结构及防火封堵等已经完工, 而且包括烟气控制系统在内的通风系统、探测报警系统及防灾联动系统已安装并检验完毕后, 测试方能进行。
2 全尺寸火灾实验设计
在实际地铁工程内开展全尺寸火灾热烟测试, 需要事先设计好细致安全的实验系统和实验方案, 因为试运营线路在实验时一般都在按图空载试运行, 留给实验的时间较少。同时地铁内各系统、设备和装修均已基本完成, 对地铁设备系统的保护和紧急状况下的应急预案均需要实验者事先仔细考虑。这里结合多年的实践经验, 介绍在地铁内开展全尺寸火灾实验的设计, 包括实验系统、实验方案和实验步骤等。
2.1 实验系统
全尺寸火灾实验系统主要包括火源系统、测量系统。火源系统用于产生预设火灾功率的热烟气, 包括燃烧器、烟气发生器和烟气发生箱和保护装置, 主体结构见图1。燃烧器包括由钢板焊接形成、根据预设火灾功率改变数量组合及摆放方式的燃烧油盘组成。油盘尺寸为0.841m (内部长) ×0.595m (内部宽) ×0.13m (内部高) , 油盘钢板焊接而成, 实验前和实验时都不能漏油, 在燃烧油盘短边的外部盘壁用0.1m直径的钢焊接两个把手。不同数量油盘组合产生的火源功率见表1。
烟气发生箱的具体结构见图1, 主体为0.5m (长) ×0.5m (宽) ×0.6m (高) 的箱体, 骨架采用角钢, 周围及圆管用铁皮焊接, 确保焊接处的密封性, 底部四周留有通风口, 正面顶部焊接一定直径的圆管, 仰角优选为40°, 水平投影长度0.4m, 背面装配可开启的门, 两侧留有把手, 烟气发生箱距离地面一定高度处 (0.2m) 为钢丝网, 阴燃的烟饼置于其上。烟饼阴燃发出白烟, 由烟气发生箱的圆管注入火羽流加以混和卷吸, 产生白色热烟气。
保护装置包括位于燃烧器的正上方的保护罩 (见图1) , 位于轨行区上由钢板组成的保护支架 (见图2) , 以及位于燃烧油盘下方的防火板。保护罩用于实验过程中保护站台、站厅顶部设备设施不受火焰的灼烧, 保护罩置于火源正上方, 四周开放、顶棚钢板封闭, 下部形成2.5m (长) ×2m (宽) ×2m (高) 的燃烧空间, 为方便拆卸, 横梁、立柱、斜拉之间采用螺栓连接。
测量系统用于获得现场热烟测试的指标参数, 主要测量单元包括温度测量单元、气体浓度测量单元、气流速度测量单元、图像信息采集和显示单元、热像测量单元、烟层高度指示单元等。典型的现场热烟测试设备布置方式见图3。
温度测量单元包括:测温电缆、串连电缆和与串连电缆相连的采集模块、与采集模块相连的通讯模块;测温电缆包括沿竖直方向间隔设置的温度探头, 竖直方向每隔至少0.5m间隔设置1个温度探头, 温度探头为地址可编号、直接输出温度数字信号的温度传感器;测温电缆通过置于地面的串连电缆连接, 或者相邻的两个测温电缆通过其下部的插头连接;采集模块通过RS485采集总线组网且分布布置;通讯模块与数据分析系统相连。典型的网络拓扑结构如图4所示, 后端的温度测量采集模块实体图如图5所示。
气体浓度测量单元包括气体浓度测量模块, 气体浓度测试模块内封装CO和CO2气体传感器, 每个CO和CO2气体传感器为地址可编号、直接输出气体浓度数字信号的传感器, 气体浓度测量模块的电缆下部接口与测温电相同。CO和CO2气体传感器均与采集模块相连且接入总线组网。由于气体传感器布置比较困难, 在一般实验中很少安装。
气流速度测量单元包括速度传感器, 速度传感器分别设置在车站楼扶梯开口位置、屏蔽门和活动门开口位置、车站出入口内楼扶梯开口位置及区间隧道内, 采集流速数据。
图像信息采集和显示单元包括多点布置的CCD摄像系统, 以及与CCD摄像系统相连的分频器、显示器和硬盘录像机;CCD摄像系统设置在火源系统周围、站台、站厅及隧道内。
热像测量单元包括热像仪, 热像仪设置在火源系统周围, 记录火焰及顶棚烟气温度。
烟层高度指示单元包括指示灯和标尺, 设置在火源系统周围, 指示灯和标尺用于配合图像信息采集单元观测记录、指示烟气层的沉降高度。
2.2 实验方案
地铁全尺寸火灾实验测试一般在地铁工程建设完成后、载客试运营前, 采用现场热烟试验方法, 对地铁火灾安全性进行全尺寸实验检测, 评估地铁车站站台、站厅以及区间隧道的火灾探测报警系统、通风排烟系统、事故照明、疏散通道和疏散指示的工作效果、可靠性及联动状况, 判定各消防系统在火灾等事故情况下能否确保乘客安全疏散。
地铁全尺寸火灾实验的车站宜选取地下敷设形式的车站和区间隧道。实验内容包括站台热烟测试、站厅热烟测试和区间隧道热烟测试。
由于在实际工程中进行7.5MW火灾功率的火灾试验具有较大的危险性和破坏性, 因此实验设置的火灾功率进行一定比例的减弱。火源功率不能太大, 否则难以控制火灾的破坏性。但火源功率也不能太小, 否则不能完全反映热烟气的扩散和排烟规律。站台、站厅和区间隧道热烟测试的火源功率宜设置为2-3MW。燃烧时间应不少于10min。根据Mc Cafferey, Quintiere, Harkleroad (MQH) [23]等人提出的相似关系:
其中, Tg, T0为烟气层温度和环境空气温度, AT为顶棚和侧壁总面积 (扣除通风面积) Av为通风口面积, ρ0为空气密度, H为顶棚高度, g为加速度。珚Q为火灾功率, cp为空气比热。在其他参数相同的情况下, 烟气温升ΔTg与火灾功率Q2/3成正比。因此实验的烟气温度可进行比例换算得到预期火灾功率的烟气温度。
同时, 根据烟气产生量与机械排烟量的平衡关系, 地铁空间内烟气层高度Z与换气率ACH的关系表示为[24]:
其中, 为空间的形状因子。因此实验的烟气层高度也可做相应的比例换算得到预期火灾功率的烟气高度。
热烟测试时燃料采用95%级以上的工业甲醇, 发烟材料采用烟饼, 示踪烟气p H值应接近中性, 白色。烟气浓度按照模拟燃烧场景设置, 通过火源系统控制烟气浓度。
全尺寸实验获取的信息一方面是通过测量系统采集的数据, 另一方面是通过实验人员记录和地铁FAS、BAS系统等动作的数据, 还有需要对采集数据进行处理后获得的参数, 典型的实验测量参数见表2所示。
2.3 实验步骤
(1) 根据地铁车站的结构和规模, 确定站台火灾、站厅火灾、车站隧道火灾及区间隧道火灾的火灾工况、火源功率和地铁消防系统联动方案。
(2) 根据所确定的火灾工况、火源功率和地铁消防系统联动方案布置火源系统, 以及调试和标定数据采集和处理系统。将火源系统置于预先设定位置, 搭设保护罩、保护支架, 布置防火板及防火布;安装和连接温度测量单元、气体浓度测量单元、气流速度测量单元、热像测量单元、摄像头、标尺、指示灯和采集模块;对通风排烟系统、探测报警系统及其他系统进行测试前的预调试;对测量采集及数据分析系统进行调试和标定。
(3) 测试开始, 实验人员点燃燃料和烟饼, 对火灾场景中的气体温度、气体浓度、气流速度、图像信息、热像信息、指示灯和标尺显示以及地铁各系统联动时间进行采集。
(4) 火源熄灭后, 测试结束, 待烟气完全排放完毕后, 关闭信号采集系统;切换探测报警系统、通风排烟系统及其他系统进入正常模式, 准备下一组实验测试。
(5) 改变火灾工况、火源功率和地铁消防系统联动方案, 重复测试过程。
(6) 对多次实验测试所得到的数据进行分析, 判定地铁防灾系统安全指标的符合性。地铁防灾系统安全指标的符合性包括地铁火灾探测报警系统、通风排烟系统、事故照明、疏散通道、疏散指示的工作效果、可靠性及地铁各防灾系统联动状况是否符合安全标准;总体可用安全疏散时间是否符合安全标准。
3 结论
利用画“小箭头”法查找工艺尺寸链 篇4
工艺尺寸链就是在零件加工或机器装配过程中, 由相互联系且按一定顺序连接的封闭尺寸组合而成。零件图上的设计尺寸与加工过程中的工艺尺寸不可能总是一致的, 工艺文件中工序尺寸归纳起来有两种情况:一种情况是工序尺寸即为设计尺寸, 该工序一般为影响该尺寸大小和精度的最后一道工序, 它应符合设计尺寸的大小和精度要求, 这种情况比较简单, 无需尺寸链换算或封闭环比较直观, 经过简单计算就能达到最后精度要求;另一种情况是工序尺寸要通过对设计尺寸进行换算才能得到。对于简单的工序尺寸, 在决定了加工工艺过程、各工序尺寸的加工余量和所能达到的精度之后, 用传统的跟踪法将工序尺寸由最后一道工序往前推算, 就能够直观、简便地画出工艺尺寸链, 然后用极值法、概率法或竖式计算方法就能够准确地求出封闭环或各个要求的组成环的尺寸和公差。但对于工件形状复杂、工艺过程比较长、工艺基准多次转换、工艺尺寸链环数多时, 就不容易迅速、准确地列出相应的工艺尺寸链来进行工序尺寸的换算, 而且还容易出差错。主要是因为追踪法中涉及的符号比较多, 在工序复杂时, 会使尺寸链杂乱无章, 组成环和封闭环不易分辨清楚, 这使得工艺人员不仅浪费大量时间, 而且往往会出现查找错误, 严重影响了工作和生产效率。笔者通过实践不断摸索尺寸链的组建方法, 总结出了一种利用画“小箭头”查找工艺尺寸链的新方法, 实践中行之有效。
2“小箭头”法计算工艺尺寸链方法的关键步骤
求解工艺尺寸链中某一需要尺寸实际上可以归结为寻找封闭环和查找封闭尺寸链的问题, 包括下面四步:
第一步, 根据工序画出工序简图。在画简图时特别要注意各工序中的加工情况, 包括加工余量、基准不重合、技术要求等都可能形成工艺尺寸, 需要仔细研究加工过程, 搞清楚该要素是否为需要的尺寸, 如果工艺尺寸多找或漏找, 都直接影响后面工艺尺寸链的正确性。如图1所示为汽车变速箱的中间轴齿轮, 孔径D=580+0.03mm, 键槽的尺寸H=62.60+0.25mm, 毛坯为模锻件, 锻出孔, 为保证如图1所示两个设计尺寸D和H, 有关的工艺过程如下:第一道工序:扩孔, 得到工序尺寸d扩 (留拉削、磨削余量) ;第二道工序:拉孔, 得到工序尺寸d拉 (留磨削余量) ;第三道工序:拉键槽, 得到工序尺寸h拉;第四道工序:淬火;第五道工序:磨孔, 得到工序尺寸d磨, 确定上述各工序的工序尺寸及其公差。根据工序过程画出工序图, 如图2所示, 工艺要求的尺寸都需要画出。值得注意的是, 有时候技术要求也组成一个工艺尺寸, 如图3所示, 对称度也是一个组成环。
第二步, 查找封闭环。封闭环确定的是否正确直接决定了后面的计算是否正确。在寻找封闭环时, 必须以“封闭环是最后形成的, 间接保证的尺寸”为出发点来判断。在生产实际中封闭环只有在工序确定之后才能够判断出来。通常情况下, 不能直接测量的设计尺寸为封闭环, 前后工序直接加工获得尺寸时加工余量是工艺尺寸链的封闭环, 间接获得的尺寸必然是工艺尺寸链的封闭环。如图1中, 由加工工艺过程可以看出, 键槽槽底的工序基准是以后还需磨削加工的内圆母线, h拉不是零件图上要保证的尺寸, 零件图上的设计尺寸H (62.60+0.25) 是通过直接保证d拉、h拉、d磨三个工序尺寸, 最后间接所得尺寸, 所以H是封闭环。但要注意的是, 封闭环不一定都是由尺寸形成, 也有可能是由与尺寸链相关的技术要求形成, 如图3所示, 对称度的大小为封闭环。
第三步, 用小箭头分别从封闭环的两侧同时出发依次开始标示, 每侧的箭头方向都是从该侧出发指向下一尺寸。在画箭头过程中, 一是遇到工序尺寸的尺寸界线就改变小箭头的方向, 二是遇到工序尺寸的基准就改变小箭头的方向, 直到由封闭环两侧出发的小箭头在某工序尺寸的尺寸界线或基准上相遇, 就构成了一个封闭的尺寸链。在画小箭头时要防止两侧箭头相遇在既不是在工序尺寸界线上, 也不是在工序尺寸的基准上, 就终止了小箭头的前进, 这不能算是构成了一个封闭的尺寸链。如图2所示, 虽然小箭头在h拉处相遇, 但此时, 交汇点既不是在工艺尺寸界限上, 也不是在该尺寸的基准上, 故应继续前行, 直到在d拉处才相遇。同时也必须注意, 此封闭尺寸链中不包括d扩, 这样有效避免了多余尺寸加入尺寸链中。
第四步, 根据得到的封闭尺寸链做适当演变调整, 使之更容易看清楚, 然后再判断增环、减环以及根据要求解出所要的结果。
3“小箭头”法计算工艺尺寸链方法的应用举例
下面举例说明利用画“小箭头”法解决工艺尺寸链问题。如图所示, 要求计算磨削汽车传动轴突缘叉耳环端面的工序尺寸Ca及其偏差, 工序图如图3所示, 准950-0.07mm外圆及准390-0..010027mm内孔在上道工序已加工好, 耳环端面的机械加工工艺过程如下: (1) 如图4所示, 以外圆准950-0.07mm下母线及内孔准39-0+0..010027mm为定位基准, 磨削端面a, 保证工序尺寸Ca。 (2) 以磨过的端面a定位, 磨削端面b, 保证工序尺寸1180-0.07mm。
根据上述步骤进行分析。第一步, 画工序图:由于此零件图为对称图形, 故以D为基准的尺寸用一半的尺寸计算, 其上下偏差均取一半, 如图5所示;第二步, 判断封闭环:如图4所示, 从加工过程中看出, Ca的尺寸不能直接确定出来, 但它是直接保证的, 所以它不是封闭环, 然而Ca尺寸的大小影响到对称度的大小, 因为在磨削端面b时, 直接保证尺寸1180-0.07mm, 其大小将影响到图中的对称度, 对称度误差是最后形成的, 因此在该加工工艺过程中, 对称度的大小为封闭环;第三步, 查找尺寸链:尺寸链的组建采用封闭环两端画小箭头的方法, 从封闭环两侧同时出发画小箭头, 如图5所示在A点交汇, 则整个小箭头经过的路径就形成了一个封闭的尺寸链;第四步, 根据得到的封闭尺寸链做适当演变调整得到图6所示的尺寸链简图, 尺寸链简图确定后, 根据极值法计算, 问题就迎刃而解了, 计算如下:
即可得到最后的结果:Ca=106.50-0..075005。
4 结语
采用画小箭头的方法求解尺寸链问题主要是在确定封闭环后, 从封闭环两侧同时出发画箭头, 一直到某一工序尺寸或某一基准交汇为止, 从而形成尺寸链的方法来解决工艺尺寸问题的, 这种方法能方便、准确、快捷地查找出尺寸链中各组成环。从封闭环两侧出发的小箭头, 最终交汇在某工序尺寸的尺寸界线或基准上构成的尺寸链的方法, 可以避免组建尺寸链时漏掉某个组成环, 也不会把与生产工艺过程中无关的尺寸加入进来, 并且小箭头所经过的路径已充分显现出了尺寸链的形状, 这样进行尺寸链的组建不容易出错, 画箭头也较简单, 在实际生产中有一定的推广价值。
参考文献
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XPS保温板小尺寸水平燃烧特性 篇5
1 实验设计
1.1 实验试样
实验采用材料为挤塑型聚苯乙烯保温板,按照一定尺寸进行切割处理,得到长300 mm,宽50 mm,厚度为10、15、20、45 mm的小尺寸挤塑型聚苯乙烯保温板试样。实验样品如图1所示。
1.2 实验设备
小尺寸XPS保温板水平燃烧实验设备包括数据采集系统和图像采集系统、热辐射测量仪,实验装置图如图2所示,主要实验器材如表 1所示。主要实验设备有:
(1)数据采集系统实验过程中温度场的变化通过K型热电偶测定。 热电偶沿试样纵向方向均匀布置在材料的中线上,间隔为50 mm;实验过程中的实时数据用Agilent 34970A型数据采集卡进行采集,其特点是能够支持120单端或者48双端,以115 kb RS232界面作为标准,扫描速率可以达到250信道/s。数据采集系统每隔1 s记录并存储时间、测量段的温度。测量分析软件采用Agilent BenchLink Data Logger,其提供Microsoft Windows○R界面,用于测试配置以及实时的数据显示和记录分析,其与当前TNO电子数据表结合生成Excel电子表格,得到实时温度和质量损失的数据,并将数据存盘用于以后的处理。
(2)图像采集系统主要采用超感低度彩色摄像机SCC-B2007P,采用1/3英寸EX-view HAD CCD(47万像素)芯片与数字信号处理技术(DSP)。 摄像机对燃烧整个过程进行持续的摄像,摄像信号通过视屏捕捉卡获得数字图像。经过微机处理,可以确定火焰的变化情况。
(3)辐射热测试仪。 辐射热的测定采用JTR09A型辐射热测试仪。 该仪器测试精度高,稳定性好,数据自动采集、显示、记录。主要由辐射热传感器和温度传感器组成,辐射热传感器的测试范围为0～10 kW/m2,光谱范围为350～2 400 nm,温度传感器的温度测量范围为-20～85 ℃,温度精度为±0.5 ℃。
2 实验结果与分析
将待测保温材料进行小尺寸切割,每个厚度的试样各3个。将用锡箔纸包裹的石棉板放置在赛多利斯CPA系列分析天平上,在石棉板上方依次水平放置金属托盘、钢丝网架,钢尺。调整钢尺与钢丝网架平行,并将待测样品放置在钢丝网架上,为便于实验过程中记录数据,将待测样品放置在钢尺刻度200～500 mm,K型热电偶沿待测保温板中线布置在试样的表面,间隔为50 mm,保温板与K型热电偶的布置,如图3所示。开启实验设备,使用点火器,从试样一端中心位置引燃试样,试样引燃后,立即撤去点火装置,同时启动秒表开始计时,火焰前锋每蔓延100 mm计时一次,直到火焰前锋蔓延至试样另一端停止计时。温度和质量损失的数据可通过PC机数据分析软件生成数据文件并存盘,试件燃烧过程,如图4所示。
2.1 保温板水平燃烧表面温度
不同厚度试样表面温度变化曲线,如图5所示。可以发现:燃烧初期表面温度随着时间的延长而逐渐升高直至达到最大值,随后温度逐渐衰减至接近室内温度,10、15、20、45 mm厚的保温板最高表面温度平均值约为725、776、694、713 ℃。小尺寸XPS保温板水平燃烧最高温度的平均值约为727 ℃。
2.2 保温板水平燃烧质量损失速率
不同厚度XPS保温板质量变化曲线,如图6所示。由图6可以看出,XPS保温板水平燃烧过程中质量损失呈现平缓减少、急剧减少和相对稳定三个阶段:XPS保温板燃烧初期,保温板缓慢热解,质量平缓减少;XPS保温板旺盛燃烧阶段,保温板质量基本呈线性骤减;后期,质量较小的未燃尽保温板燃烧,质量变化相对稳定。呈线性变化的质量骤减阶段的斜率即质量损失速率有利于研究保温板燃烧时的热释放速率,笔者对不同厚度XPS保温板稳定燃烧阶段的质量损失损率进行拟合分析,拟合曲线如图7所示,拟合的线性情景如表2所示。
由表2可知,XPS保温板质量骤减阶段质量损失呈明显的线性变化,厚度为10、15、20、45 mm的XPS保温板的最大质量损失速率分别为0.044 5、0.062、0.082、0.116 g/s;拟合曲线的相关系数R2均大于0.990;不同厚度的保温板,最大质量损失速率与材料的厚度呈正相关关系。
2.3 试样最大热释放速率
热释放速率对于研究火灾的发展规律和火灾危险性大小具有重要价值。热释放速率等于质量损失速率与燃烧热值乘积,即Q=m'·Hc。XPS保温板的热物理参数,如表3所示。不同厚度XPS保温板的最大热释放速率,如表4所示。
由表4可以看出,最大热释放速率随着厚度的增加而逐渐增大;将厚度d和最大热释放速率Q进行曲线拟合得到XPS保温板最大热释放速率与厚度的关系,如式(1)所示。
Q=221.17ln(d)-302.19 (1)
拟合的相关系数R2=0.990 4,如图8所示。
2.4 保温板辐射热
将辐射热测试仪数据端口与PC机相连接,并将辐射热测试仪放置在实验平台中心右前方45°、相距为800 mm的高台上,调整高台与实验平台等高。不同厚度的XPS保温板水平燃烧过程中辐射热变化,如图9所示。
由图9可以看出:XPS保温板辐射热值随着时间的延长逐渐增大直至达到最大值,随后逐渐减小,最后趋于零值;厚度为10、15、20、45 mm保温板水平燃烧过程中的辐射热值最大值分别为46、73、81、140 W/m2;辐射热最大值随着厚度的增加逐渐增大。
2.5 火焰前锋蔓延速率
火焰前锋蔓延速率是火焰传播快慢的量度,试样燃烧前沿的蔓延速率计算,如式(2)所示。
v=L/t (2)
式中:v为火焰前锋的蔓延速率,mm/s;L为火焰前锋传播的距离,mm;t为火焰前锋传播的时间,s。
实验采用钢尺记录火焰前锋传播的距离,用秒表记录传播的时间,火焰前锋每行进100 mm记录一次,实验数据如表5所示。由于初期和后期燃烧不稳定,只选用t1～t2时间段分析研究,分析结果见表6。
从表3并结合式(2)可以得到:厚度为10、15、20、45 mm的保温板水平燃烧火焰前锋蔓延速率分别为2.27、2.38、2.38、2.33 mm/s;试样水平燃烧火焰前锋蔓延速率受厚度影响不显著。
3 结 论
(1)XPS保温板燃烧初期表面温度随着时间的延长逐渐升高到最大值,随后逐渐衰减至接近初始室温;长300 mm,宽50 mm,厚度分别为10、15、20、45 mm的保温板最高表面温度平均值约为725、776、694、713 ℃。小尺寸XPS保温板水平燃烧最高温度的平均值约为727 ℃。
(2)XPS保温板质量骤减阶段质量损失呈明显的线性变化;厚度为10 mm、15mm、20mm、45mm的XPS保温板的质量损失速率分别为0.044 5、0.062、0.082、0.116 g/s;不同厚度的保温板,质量损失速率与材料的厚度呈正相关关系。
(3)水平燃烧过程中最大火源热释放速率随着厚度的增加而逐渐增大;厚度和最大火源热释放速率呈对数关系:Q=221.17ln(d)-302.19。
(4)厚度为10、15、20、45 mm的XPS保温板水平燃烧过程的辐射热值最大值分别为46、73、81、140 W/m2;辐射热最大值随着厚度的增加逐渐增大。
(5)厚度为10、15、20、45 mm的XPS保温板水平燃烧火焰前锋蔓延速率分别为2.27、2.38、2.38、2.33 mm/s;试样水平燃烧火焰前锋蔓延速率受厚度影响不显著。
参考文献
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小尺寸实验 篇6
i CE40 Ultra™独家集成了红外遥控、条形码、触控、用户识别、计步器等新兴功能以及可供定制的极大灵活性, 可加速移动设备的“杀手级”功能定制。相比竞争对手的方案, i CE40 Ultra FPGA在提供5倍更多功能的同时减小了30%的尺寸。并且相比以前的器件, 功耗降低高达75%。
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紫铜零件小尺寸螺纹孔的攻丝分析 篇7
机械零件的螺纹连接中, 经常要对螺孔进行攻丝加工。攻丝是一种常见且较困难的加工工序, 因为在攻丝时, 丝锥整体在螺孔中切削, 切削刃与工件接触区域较大, 因而其工作负荷大;并且丝锥在封闭的孔内切削, 孔内容纳切屑的空间小, 切屑容易堵塞螺孔, 排屑困难。为了方便攻丝, 应事先充分考虑工件材料的性能, 选择合适的丝锥, 确定预钻孔尺寸以及选用合适的操作方法与设备等。紫铜是比较纯净的一种铜, 一般可近似地认为是纯铜, 其塑性较好, 但强度、硬度较差。紫铜在攻牙时容易粘刀, 特别是用传统的普通直槽丝锥加工紫铜零件小尺寸螺孔时, 由于紫铜的塑性, 切屑不易断裂, 会卷在一起, 很快堵塞小尺寸丝锥的排屑槽, 使排屑不顺畅, 从而使加工无法进行。针对紫铜零件小尺寸的内螺纹孔, 本文将分别介绍紫铜零件小尺寸盲螺纹孔和通螺纹孔的几种新的攻丝工艺方法。
1 某紫铜零件小尺寸的内螺纹孔攻丝工艺分析
如图1所示, 是一种大电流传感器的一个紫铜零件, 该零件的正面有6个M5的通螺纹孔, 通孔深14 mm, 而该零件的侧面则各有3个M4的盲螺纹孔, 盲螺纹孔的螺纹有效深度为12 mm, 由于两种螺纹孔孔径较小, 孔深较大, 并且由于紫铜的塑性, 切屑不易断裂, 使用一般的普通丝锥攻丝时排屑不顺畅, 且丝锥容易磨损、折断, 加工很困难, 必须要有新的工艺方法与加工刀具。
1.1 紫铜零件加工的丝维刀具的选择
对于小尺寸的内螺纹孔来说, 丝维几乎是唯一的加工刀具。丝维的种类较多, 按加工方式分为切削丝锥和挤压丝锥;按驱动不同分为手用丝锥和机用丝锥;按丝锥形状分为直槽丝锥、螺尖丝锥和螺旋槽丝锥等。针对不同形状的丝维, 我们来分析一下其工作原理与特点, 进而优选出最合理的上述紫铜零件螺孔加工刀具。
直槽丝锥的特点:如图2 (a) 所示, 是最普通、最传统的一种直槽丝锥, 它的丝维端部磨成锥形, 外周有3条或4条直槽, 端部锥形使丝锥前端切削齿顺次增高, 对螺孔分多层切削, 减少切削阻力, 并有导正作用, 多条直槽对丝锥形成切齿并起容屑槽作用。由于3条直槽对丝锥切削部分形成的切齿的上表面既不倾向螺孔上面, 也不倾向螺孔下面, 其切齿的刃倾角为零, 切削时切屑既不向丝锥前面排出, 也不向丝锥后面排出, 因而直槽丝锥排屑不是很好。
螺旋槽丝锥的特点:如图2 (b) 所示, 是一种通常的螺旋槽丝锥, 其容屑槽为螺旋形。由于螺旋槽对丝锥切削部分形成的切齿的上表面倾向螺孔上面, 其切齿的刃倾角为正值, 加工时切屑沿螺旋槽向上排出, 排屑较好。此外, 螺旋槽丝锥实际切削前角与丝锥的螺旋角有关, 会随螺旋角的增大而加大。
螺尖丝锥的特点:如图2 (c) 所示, 是一种通常的螺尖丝锥, 它的外形与直槽丝锥相似, 只是在丝锥前端切削部分磨有斜槽, 丝锥切齿上表面向孔底倾斜, 形成负的刃倾角, 切削时切屑向前排出, 不会刮伤后面加工好的螺纹, 排屑顺畅。另外, 此种螺丝锥之刃槽比普通直槽丝锥的容屑槽少而浅, 它的芯部截面尺寸较大, 因此其强度较好, 可承受较大的切削力。加工各类金属材料效果都很好, 加工省时省力, 通孔螺纹应优先采用此类丝锥。
无槽挤压丝锥的特点:如图2 (d) 所示, 是一种通常的无槽挤压锥, 靠挤压孔壁时金属的塑性变形形成螺纹, 因此不会产生切屑, 不存在排屑槽, 因此也叫无槽丝锥。此丝锥不会因切屑堵塞等问题而损坏螺纹或丝锥。主要用于加工塑性材料, 如铝合金、铜等;也可加工硬度不高的低碳钢和不锈钢。丝锥前端的挤压锥部是锥形螺纹, 为了减少摩擦、降低挤压力, 丝锥断面做成多边形;为了增加润滑, 也有的在丝锥上开有油槽。挤压丝锥特别适于加工直径在6 mm以下的小规格螺孔。有如下3个优点:1) 攻牙时不会产生切屑, 因没有切屑, 适合于盲孔的螺纹加工且可以省去切屑的处理时间;2) 没有切屑槽, 丝锥截面积较大, 故抗扭强度大、丝锥寿命较长, 亦没有切屑的干扰, 不易折断;3) 内螺纹之加工面为挤压面, 外观美丽、光滑、材料纤维连续没有切断, 螺纹强度约增加30%, 且精度稳定。
一般来说, 直槽丝锥通用性最强, 价格也最便宜, 是最传统的攻丝工具, 其不足之处是什么都可做, 什么都不是做得最好。若工件材料在加工时, 容易碎屑或碎裂, 用普通的直槽丝锥是可以的, 但是对于紫铜零件, 特别是小孔径螺孔的攻丝, 由于丝锥小, 容屑槽也小, 加上紫铜的塑性好, 加工时不容易碎屑, 铜屑很容易卷成一团, 很容易粘刀, 严重时可将丝锥容屑槽堵塞, 使攻丝无法进行。因此针对图1所示的紫铜零件, 其螺孔采用此种直槽丝锥加工是较困难的。
螺旋槽丝锥比较适合加工不通孔螺纹 (也叫盲孔) , 加工时切屑向上排出。由于螺旋槽丝锥实际切削前角与丝锥的螺旋角有关, 会随螺旋角增大而加大。攻丝时, 为了保证螺旋齿的强度, 延长丝锥寿命, 加工黑色金属时, 丝锥螺旋角选小一点, 一般在30°左右;加工有色金属 (如铜、铝、镁、锌等) , 丝锥螺旋角选大一点, 可在45°左右, 这样刀刃锋利一些, 有利于排屑。针对图1所示的紫铜零件的螺纹孔加工, 采用螺旋槽丝锥是比较适合的, 一方面由于螺旋槽排屑空间大, 另一方面由于螺旋槽丝锥有向后排屑的推力, 切屑容易排出。更进一步地, 如图3 (a) 所示的丝锥, 是针对紫铜材料具有黏性的特点, 将螺旋槽丝锥设计为短刃, 并加大螺旋角, 进刀角度较斜, 工作前角增大, 刀刃较为锋利, 能顺利排屑, 降低攻丝转矩, 攻丝质量好。
螺尖丝锥是一种新型的且最有效率的丝锥, 攻丝时由斜角刃槽的角度折曲切屑, 使其在刃部端前脱落, 以免切屑在刃槽内缠绕。由于螺尖丝锥切削时切屑向前排出, 若用于盲孔攻丝, 则除非孔底有相当大的间隙, 否则切屑会堆积在孔底, 致使丝锥被夹住而碎裂。而攻通孔螺丝时, 则不会有切屑阻塞, 可以增加攻丝速度。针对图1所示的紫铜零件的螺纹孔加工, 6个M5的通孔采用螺尖丝锥是非常适合的, 加工时铜屑向通孔孔底排出, 丝锥不会受到切屑的阻挡, 攻丝轻巧, 加工速度很快。至于3个M44的盲螺纹孔, 由于向下排入孔底的铜屑堆积在孔底, 无法排出, 如果要用螺尖丝锥加工, 则事先钻孔要加深, 让攻丝时底部有相当大的间隙, 并且攻丝不能攻到底部。
无槽挤压丝锥是应用塑性成形方式, 靠挤压孔壁材料起伏而形成螺纹。特别适合塑性材料螺孔的加工。针对图1所示的紫铜零件的螺纹孔加工, 其3个M4的盲螺纹孔用无槽挤压丝锥是较好的。攻牙时不会产生切屑, 可以省去切屑的处理时间;且表面质量较好。至于6个M5的通螺纹孔, 用挤压丝锥也可加工, 但阻力比螺尖丝锥大, , 加工速度较慢。对于紫铜零件螺孔加工, 为了进一步提高攻丝速度, 提高挤压丝锥耐磨性、抗黏着性, 可采用对高速钢挤压丝锥表面镀Cr N涂层, 如图3 (b) 所示, 是一种镀Cr N涂层的铜用挤压丝锥。
综合各种丝锥的特性, 我们针对图1紫铜零件的两种螺孔加工对各种丝锥的优劣情况列表, 如表1所示。
攻丝前必先钻孔, 孔径的大小依螺丝的外径及螺距而定。孔径过小时, 螺丝攻除牙顶在铰丝外, 牙底亦在铰丝, 使螺丝攻阻力增大容易折断, 而且铰成的螺丝面亦很粗糙。孔径过大时, 丝锥仅以牙头一部分进行铰丝, 铰成的螺纹深度过浅, 将减低螺纹的强度。理论上, 孔径的大小应等于螺纹底径, 即是外径减2倍的牙深。实际上, 螺丝配合之松紧度因其用途不同而牙深之保留率亦不同, 因此, 攻丝钻头的孔径因之而异。最常用的牙深保留率为75%, 如此不但攻丝未受到过度阻力, 而且攻丝容易, 牙深亦可保持适当的强度。60°V型螺丝的攻丝钻头直径可由下式求出:攻丝钻头直径=外径-2× (0.6495×导程) ×牙深保留率=外径-2× (0.6495×导程) ×75%=外径-导程。
至于挤压丝锥, 攻丝钻头直径的选择比非挤压丝锥要大些, 并且要考虑到丝锥的精度与螺纹的咬合率。一般按下面式计算:攻丝钻头直径=外径- (0.44~0.54) ×导程≈外径-导程/2。
1.2 紫铜零件攻丝加工操作注意事项
1) 工件上M4的盲螺孔钻直径3.3 mm螺纹底孔, 如果用挤压丝锥则钻3.6 mm的孔。螺纹底孔的孔口要倒角。
2) 工件上M5的通螺孔钻直径4.2 mm螺纹底孔, 通孔螺纹两端都倒角, 一般建议采用螺尖丝锥加工。
3) 攻丝时, 尽量使螺纹孔中心线置于竖直位置, 使攻丝实容易判断丝锥轴线是否垂直于工件的平面。
4) 在紫铜零件攻丝开始时, 要加润滑冷却液, 并要尽量把丝锥放正, 与螺孔要保持同轴性, 然后对丝锥加压力并转动绞手, 当切入1~2圈时, 仔细检查和校正丝锥的位置。一般切入3~4圈螺纹时, 丝锥位置应正确无误。以后, 只须转动绞手, 而不应再对丝锥加压力, 否则螺纹牙形将被损坏。
5) 如采用机攻时, 丝锥不仅与螺孔要保持同轴性, 而且丝锥与机床主轴之间要有专用的柔性接头连接。
6) 在机攻工件上通孔M5时, 丝锥的校准部分不能全部出头, 否则在反转退出丝锥时会产生乱牙。
2 结语
紫铜零件小尺寸的内螺纹孔, 如M3、M4、M5等, 在攻牙时容易粘刀, 切屑不易断裂, 会卷在一起, 很快堵塞小尺寸丝锥的排屑槽, 使排屑不顺畅, 从而使加工无法进行。通过对多种丝锥刀具的特性分析, 对于盲螺纹孔和通螺纹孔我们要有针对性地选取合理的丝锥刀具, 一般来说, 紫铜零件盲螺纹孔用挤压丝锥或用短刃、大螺旋角的螺旋槽丝锥, 效果较好;而通螺纹孔则用螺尖丝锥效果较好。另外在螺孔加工时, 合理的钻孔直径以及合理的操作方法也是必要的。
摘要：分析了直槽丝锥、螺旋槽丝锥、螺尖丝锥以及挤压丝锥的工作原理与结构特点, 通过选择合适的丝锥、合理的攻丝钻头直径, 并采用合理的攻丝操作方法, 完全解决了紫铜零件小尺寸螺纹孔的加工工艺问题。
关键词：直槽丝锥,螺旋槽丝锥,螺尖丝锥,挤压丝锥,紫铜零件,小尺寸螺纹孔
参考文献
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综放面区段小煤柱合理尺寸确定研究 篇8
区段煤柱主要作用是隔离上区段采空区和维护该区段回采巷道稳定。合理的煤柱尺寸可以提高回采巷道围岩的稳定性,降低支护难度,减小破坏变形,降低维护费用,提高煤炭采出率,对煤炭绿色开采具有重要意义。目前,国内外专家主要从理论分析、数值模拟、现场实测等方面对区段煤柱尺寸进行确定研究,取得了大量研究成果。文献[1,2,3]采用现场经验公式以及矿山压力规律对煤柱合理的尺寸进行分析;文献[4,5]用现场实测煤柱支承压力分布方法分析给出煤层回采巷道的合理煤柱宽度范围。文献[6,7,8,9]通过数值模拟软件或物理实验对煤柱进行数值模拟分析,确定了侧向支承压力的分布范围,选定了回采巷道布置位置。文献[10]运用煤岩体的极限平衡理论,推导出区段煤柱保持稳定状态时的宽度力学计算公式。文献[11,12,13,14,15,16]采用有限元计算软件,对煤柱护巷的围岩变形进行计算,确定了煤柱合理尺寸。五阳煤矿通常煤柱宽度留设为30~40m,部分地段煤柱宽度更大,造成了大量煤炭资源的浪费,同时较大的煤柱也造成应力集中,影响邻近巷道的稳定性。
本文以五阳煤矿7803综放面为工程背景,采用理论计算和数值模拟的方法综合考量,确定了区段小煤柱尺寸,通过回采巷道合理的支护方案,现场检测效果良好,保证了回采时巷道的安全稳定。
1 工程背景
五阳矿7803综放面(图1)开采山西组中下部3号煤层,煤层赋存稳定,平均厚6.16 m,煤层埋深440 m,煤岩类型以亮煤为主,暗煤次之,煤质为PSM。煤层自然倾角1°~4°,瓦斯绝对涌出量3.6m3/min。煤尘具有爆炸性,煤尘爆炸火焰长度15mm,煤层不易自燃,地温14~16℃。巷道掘进中主要充水因素为3号煤层基本顶(表1)Ⅶ号砂岩含水层的水,受掘进及矿山压力影响,掘进中巷道顶板穿顶板产生有效裂隙导致出现淋水状况,预计巷道最大涌水量2.0 m3/h,正常涌水量约0.5 m3/h。
2 区段小煤柱宽度理论分析
2.1 极限强度法计算煤柱宽度
煤柱支承压力分布如图2所示,煤柱中部靠采空区一侧L1与靠巷道一侧的弹性区临界宽度L2构成煤柱中部弹性区的临界宽度L。
区段小煤柱的尺寸必须保证巷道在工作面回采过程中安全稳定。区段小煤柱的极限抗压强度大于侧向支承压力的峰值,确保煤柱裂隙不与采空区裂隙相互贯通,同时保持煤柱具有一定稳定性,才能保证巷道的安全稳定。
即区段煤柱中保持一定宽度的弹性区域。煤柱极限强度采用式(1)计算:
以煤巷两帮应力和极限平衡理论为依据,结合图2得出合理的最小区段煤柱宽度为式(2):
式中,B为留设煤柱宽度;H为巷道埋深,440 m;m为巷道高度,3.5 m;x0为采空区一侧煤柱塑性区宽度,m;η为侧压系数,取0.33;C0为煤岩试块的单轴抗压强度,2.1 MPa;γ为岩层容重,25 k N/m3;k为应力集中系数,取2.5;C0为煤体内聚力,1.4 MPa;φ0为煤体内摩擦角,17°;ψ为煤岩流变系数;Px为巷帮的支护强度,5 MPa;R为锚杆锚固深度,2.4 m;L1+L2为煤柱稳定宽度,L1+L2=(0.15~0.35)(x0+R)。
将数据代入式(2)计算得到煤柱宽度为3.95m。因此,为了保证煤柱具有足够的安全稳定性,最少应留设大于或等于无支护时的应力极限平衡区宽度的2倍煤柱,即煤柱的最小宽度应为7.9 m。
2.2 弹塑性理论计算煤柱宽度
据相关实验证明,弹性状态煤体均服从负指数规律衰减,可近似看成二次曲线分析,考虑到煤岩体的屈服受体积力的影响,最终根据广义米塞斯准则得出保护煤柱中部弹性区的临界宽度式(3):
五阳矿7803工作面平均煤厚M=6.16 m,煤柱维护巷道高度m=3.5 m,平均埋深H=440 m,原岩应力为11 MPa,煤层的内摩擦角及内聚力分别为φ=17°,C=1.4 MPa。采空区一侧的岩层移动时的应力集中系数为k1=2.5,侧压系数η=0.33,开挖巷道一侧引起的应力集中系数k2=2,则:
代入数据计算得,区段煤柱中部弹性区的临界宽度为7.6 m。
3 区段小煤柱数值模拟分析
3.1 数值计算模型建立及模拟方案
数值计算模型走向长度为180 m,倾向长度为370 m,高度为120 m,其中工作面长度为270 m,煤层厚度为6.16 m,煤层顶板为炭质泥岩和砂泥岩互层,底板为砂质泥岩,煤层分布及煤岩力学参数见表1。模型侧面约束水平位移,模型底面约束垂直位移,模型顶部边界为自由面,并施加等效于覆岩重力的均布载荷11 MPa,数值计算模型如图3(a)所示。考虑到模拟的边界效应,在切眼侧保留50 m的边界保护煤柱,工作面的推进方向如图3(b)所示。
为了研究回采过程中周边支承压力的变化规律,取开切眼前方40 m巷道断面为观测点,工作面的推进距依次为20,40,60,80 m,其中推进距为40,60,80 m时,测点位于采空区下方。通过数值模拟给出工作面周边支承压力分布云图及绘制出曲线,为区段煤柱尺寸的确定提供参考依据。
3.2 工作面侧向支承压力分布规律
图4为综放面支承压力分布云图,从支承压力分布云图中可以看出,随着推进长度d的变化,煤体支承压力随到巷帮煤壁距离的增加呈先增大后减小的趋势,巷帮煤体支承压力峰值随工作面推进距离增大而逐渐增大,工作面推进对巷帮煤体支承压力峰值位置基本上没有影响。从图4中可以看出,工作面侧向支承压力呈现出先增大后减小的趋势,且随着工作面推进,其支承压力峰值呈现增大趋势。
图5为工作面侧向支承压力随距巷帮距离的变化曲线。由于煤体中侧向支承压力分布关于工作面中轴线对称,取一侧巷帮煤体进行分析。从图5中可以看出:
(1)工作面每次推进后,煤体支承压力沿倾向的变化规律同沿走向的变化规律相似,均随到巷帮煤壁距离的增加呈先增大后减小的变化趋势:到巷帮煤壁距离为0~15 m的范围内,煤体支承压力呈上升趋势;15~50 m的范围内,煤体支承压力逐渐降低。
(2)当工作面分别推进20,40,60 m时,对应的煤体支承压力峰值随工作面的推进逐渐增大,由推进20 m时的11.51 MPa增加到推进60 m时的16.96 MPa,增大约47.35%。
(3)工作面的推进距离对煤体支承压力峰值位置基本没有影响,煤体支承压力峰值位置距巷帮煤壁的距离均为16 m。
3.3 不同煤柱宽度塑性区分布规律
对不同区段煤柱宽度下工作面及巷道进行分步循环推进,得出煤柱围岩塑性区分布云图(图6)。由图6可知:
(1)区段煤柱内部弹性核区宽度随煤柱宽度减小而逐步减小,在煤柱宽度小于6 m时,煤柱全宽范围内煤体全部发生塑性破坏,同时7803回风巷围岩破坏范围整体较大,不利于巷道围岩稳定性控制。
(2)当煤柱宽度为8 m时在煤柱的中心区域偏左侧出现弹性核区,弹性核区范围较小,宽度为2 m左右,工作面采空区侧塑性区与巷道煤帮侧塑性区有相互贯通的趋势,不利于巷道围岩控制。
(3)随着区段煤柱宽度的增加该弹性核区范围不断增加,表明区段煤柱内稳定的承载区域不断增加,抵抗失稳破坏的能力在不断加强;在区段煤柱等于10 m时,弹性核区宽度达到3.5 m,约等于巷道高度,弹性核区率达到35%,稳定承载区范围较大,有利于巷道围岩的控制。当煤柱宽度大于10 m时,煤柱核心区范围继续扩大,巷道塑性破坏区范围逐渐缩小。
4 应用效果分析
4.1 合理煤柱宽度综合确定
根据区段煤柱理论计算和数值模拟结果综合分析,工作面每次推进后,均随到巷帮煤壁距离的增加呈先增大后减小的变化趋势:到巷帮煤壁距离为0~16 m,煤体支承压力呈上升趋势;16~50 m,煤体支承压力逐渐降低;区段煤柱内部弹性核区宽度随煤柱宽度增大而逐步增大,在煤柱宽度小于8 m时在煤柱的中心区域偏左侧出现弹性核区,宽度为2m左右,工作面采空区侧塑性区与巷道煤帮侧塑性区有相互贯通的趋势,不利于巷道围岩控制。
在区段煤柱等于10 m时,弹性核区宽度达到3.5 m,约等于巷道高度,弹性核区率达到35%,稳定承载区范围较大,有利于巷道围岩的控制。综合考量,确定7803综放面区段小煤柱的宽度为6~10m。
4.2 应用效果分析
(1)7803综放面运输巷支护设计。7803运输巷断面呈矩形,宽5.5 m,高3.5 m,掘进断面为19.25 m2,采用树脂加长锚固强力锚杆锚索组合支护系统。杆体为22号左旋无纵筋螺纹钢筋,钢号为500号,长度2.4 m,杆尾螺纹为M24。锚固长度1.2 m。托梁采用16 mm钢筋焊接而成,宽210mm,长度5 300 mm,两端双筋焊接。采用金属网护顶,材料为10号铁丝,网孔规格50 mm×50 mm,网片规格5 900 mm×1 000 mm。顶板锚杆间排距800mm×900 mm,每排7根锚杆。帮部锚杆间排距900mm×900 mm,每排每帮4根锚杆,预紧扭矩达到400 N·m,禁止超过550 N·m。锚索为22 mm、1×19股高强度低松弛预应力钢绞线,延伸率7%,长度7 300 mm,钻孔直径30 mm,采用1支MSK2335和2支MSZ2360树脂锚固剂锚固,锚固长度1 971 mm。采用顶板锚索采用“五花”布置,每2排锚杆打5根锚索,排距900 mm,间距为1 600 mm和1 800 mm。锚索角度:全部垂直顶板打设。
(2)矿压观测结果。根据以上确定区段煤柱宽度用于7803综放工作面,7803综放面运输平巷掘进完成之后的矿压观测结果如图7所示。
由图7可知,巷道顶底板移近量和两帮移近量相对侧向动压影响阶段均较小,分别为220,160mm,最大移近速度分别为15.5,14.0 mm/d;16 d后巷道围岩逐渐趋于稳定,顶底板及两帮变形速度均低于2 mm/d。
5 结论
(1)根据五阳煤矿7803综放工作面工程地质条件,运用极限强度理论所得区段煤柱宽度为7.9m;弹性核理论计算出区段煤柱中部弹性区的临界宽度为3.80 m。因此,为了保证煤柱具有足够的安全稳定性,最少应留设大于或等于无支护时的应力极限平衡区宽度的2倍煤柱,即煤柱的最小宽度应为7.6 m。
(2)运用FLCA3D软件分析了7803综放面侧向支承压力分布规律,确定了其峰值在侧方16 m;通过对不同煤柱宽度下塑性区分布规律分析,确定了在煤柱宽度大于8 m时煤柱出现稳定区域。
(3)综合考虑确定了7803综放面区段煤柱合理宽度为8~10 m。通过现场试验表明,在合理的支护条件下,巷道顶底板、两帮移近量相对侧向动压影响阶段均较小,巷道安全稳定。
摘要：为了解决五阳煤矿综放面区段煤柱宽度过大问题,基于7803综放面工程地质条件,运用极限强度理论和弹塑性理论计算出了煤柱合理宽度分别为7.9,7.6 m;采用FLAC3D软件模拟分析了7803综放面侧向支承压力,并确定其峰值在距离巷道16 m处,分析了不同煤柱宽度塑性区分布规律。综合考虑巷道支护难度、安全系数、资源采出率等客观因素,确定7803综放面合理煤柱宽度为8~10 m。
