优化参数法

优化参数法（精选十篇）

优化参数法 篇1

淀粉,是自然界最常见的天然高分子化合物之一,其为α-D-葡萄糖通过α-1,4-糖苷键缩聚而成的半结晶颗粒状聚合物[1],可分为直链淀粉(约27%)和支链淀粉(约73%)。X射线和核磁共振试验表明:直链淀粉是卷曲盘旋且呈螺旋状态,往往是和支链淀粉的团簇结构交织在一起[2]。因此,淀粉结构中某些分子之间排列的规律性使其能形成“束网”状的晶体结构,在天然淀粉颗粒中结晶结构约占45%[3]。这确保了淀粉分子结构的稳定性,但是也在一定程度上限制了应用性,因此为了拓宽其应用领域而衍生出多种变性淀粉,其中氧化淀粉是目前用量最大,用途最广的一类。用于制备氧化淀粉的氧化剂主要有:双氧水、次氯酸钠、高锰酸钾、过氧化硫、高碘酸等[4,5]。依靠于氧化淀粉中的醛基、羧基可以与蛋白质分子中的氨基发生Maillard反应,从而改善蛋白质的某些特性。近年来制革工作者对淀粉氧化过程的研究方兴未艾,如双醛淀粉可用作鞣剂,以提高皮胶原及白皮粉的耐热稳定性[6],醛基含量在40%的氧化淀粉,亦可以在一定程度上增加明胶的热变性温度[7]。淀粉的氧化中关于双氧水氧化参数的确定、反应机理及应用性的报道比较多[8,9,10,11,12],而使用的方法主要是单因素水平法及正交试验法,这2种传统方法得到的最佳参数组合,难以直观判别优化区域。

响应面分析法(Response Surface Metholody,RSM)是一种优化工艺的有效方法,是利用合理的试验设计,其采用多元二次回归方程来拟合因素与响应值之间的函数关系,通过回归方程寻求最优工艺参数的一种试验设计方法和数据统计方法[13]。近来,响应面分析已经越来越多地应用于工业生产中。将响应面分析法应用到淀粉等多糖类氧化条件的确定方面的文献报道较少,而氧化淀粉的主要应用是基于其分子中存在的醛基的反应活性[14,15],因此本文以氧化淀粉中醛基含量为响应值,在单因素试验的基础数据上,利用响应面分析法对H2O2/Fe SO4氧化体系中玉米淀粉的氧化工艺进行优化,得到最佳的氧化参数,旨在提高原料的利用率,降低成本的同时制备出醛基含量相对较高的氧化淀粉,能较好适用于制革等工业生产的需要。

1 试验部分

1.1 主要试剂与仪器

可溶性玉米淀粉、Fe SO4·7H2O,分析纯,阿拉丁试剂有限公司;

H2O2(30%含量),国药集团化学试剂有限公司;

Na OH、HCl,均为分析纯,浙江中星化工试剂有限公司;

NH4OH·HCl分析纯,天津福晨化学试剂厂;

醋酸钙,分析纯,国药集团化学试剂有限公司。

HH-2数显恒温水浴锅,国华电器有限公司;

PH-10酸度计,梅特勒仪器有限公司;

AL204电子天平,梅特勒-托利多仪器有限公司;

真空干燥箱,上海一恒科学仪器有限公司。

1.2 试验方法

1.2.1 氧化淀粉的制备

准确称取可溶性玉米淀粉5.00g,加适量的蒸馏水使之成糊状,调节溶液的p H至一定值,加入一定量的H2O2后在特定温度下反应,到规定时间停止反应,抽滤后水洗烘干后待用。

1.2.2 醛基含量测定[16]

采用盐酸羟胺水溶液与醛基的定量反应,生成肟。释放出的盐酸用标准氢氧化钠水溶液滴定,反应式如下:

称取产品试样0.50g,放入100m L烧杯中,加入25m L蒸馏水,用氢氧化钠水溶液调p H值至5.0。精确加入10m L质量分数为5%p H=5.0的盐酸羟胺试剂,于40℃下保温4h,之后用0.1mol/L的氢氧化钠标准水溶液滴定到p H=5.0。记录消耗的体积(m L)数。称取同样质量的可溶性淀粉进行空白滴定。计算公式:

醛基含量:100个葡萄糖单元所含的醛基个数,%;

162:一个葡萄糖单元的相对分子质量,g/mol;

C1:氢氧化钠标准水溶液的浓度,mol/L;

V1:样品纤维素消耗氢氧化钠标准水溶液的体积数,m L;

V2:空白纤维素消耗氢氧化钠标准水溶液的体积数,m L;

m1:试样质量,g。

1.2.3 羧基含量测定[17]

使用醋酸钙滴定法测定氧化产物中的羧基含量:准确称取试样0.50g,加50m L质量分数为2%的醋酸钙溶液,于40℃水浴中放置30min后,使用已知浓度的Na OH滴定至p H=8.3,记录消耗的体积(m L)。称取同样质量的可溶性淀粉进行空白试验。试样中羧基含量计算公式如下:

w(—COOH):100个葡萄糖单元所含的醛基个数,%;

45:羧基的相对分子质量;

C1:氢氧化钠标准水溶液的浓度,mol/L;

V1:样品纤维素消耗氢氧化钠标准水溶液的体积数,m L;

V2:空白纤维素消耗氢氧化钠标准水溶液的体积数,m L;

m1:试样质量,g。

1.2.4 响应面试验设计

本部分根据1.2.1单因素试验的结果,选取对氧化产物醛基含量影响较大的因素反应温度、介质p H、氧化剂用量,进行响应面法优化氧化参数。

2 结果与分析

2.1 单因素试验结果

2.1.1 温度的影响

在反应介质p H=8.0,H2O2用量为8%的条件下氧化4h,研究不同反应温度对淀粉氧化反应的影响,具体结果如图1a所示。

由图1a可明显看出,氧化淀粉的醛基含量在40℃时为最高,当反应温度在40~60℃范围升高时,氧化淀粉中的醛基含量呈下降趋势;而其中羧基含量达最高时的反应温度出现在50℃。说明随着温度在40~50℃时,氧化效率增加,其中醛基和羧基含量总和差不多,说明温度升高,更有利于淀粉中的羟基向羧基的转化。而当温度超过50℃后,氧化淀粉中的羧基及醛基含量均达最低,说明此温度下氧化效果不高。当反应温度到70℃后,氧化淀粉中的醛基和羧基均较60℃时有一个回升趋势,而淀粉的糊化温度在70℃左右,因此可以推测在此时,淀粉主要呈粘稠糊状存在,颗粒分散比较均匀,接触到氧化剂的面积也增加,使得其氧化程度有所升高,但是也正是由于淀粉颗粒在此温度下会发生一定的分散、降解,使得醛基和羧基占整个分子中的比例不高。根据图1a中氧化淀粉分子中醛基和羧基的含量,从节约能量的角度出发,在生产中反应的温度控制在40℃左右较为合适。

2.1.2 p H的影响

在反应温度为40℃,H2O2质量分数为8%(基于淀粉质量)条件下反应4h时,反应介质的p H对淀粉氧化程度的影响如图1b所示。

由图1b可知,在反应介质的p H=4.0时,得到的氧化产物分子中的醛基含量最高;而随着反应介质p H向中碱性偏移时,氧化淀粉分子中的醛基及羧基含量均呈下降趋势。由此可以证明在H2O2作为氧化剂时,反应介质在偏酸性时氧化效率较碱性时好,这也与前人的研究结果相符合[18]。

酸性越强,淀粉的降解性则会增加,而在反应介质p H值为4.0与5.0时,氧化淀粉的醛基含量差别不大,故而为了减少氧化过程中的副反应,后续试验中选择反应介质为5.0。

2.1.3 H2O2用量的影响

在反应温度为40℃,反应介质的p H=5.0时反应4h,H2O2的用量对淀粉氧化程度的影响如图1c所示。

由图1c可明显看出:当H2O2用量达到8%后,氧化剂用量对氧化产物分子中醛基含量的影响比较小,其基本保持在15.3%左右;其中羧基含量受氧化剂用量的影响也类似,即当H2O2用量在8%~15%之间时,得到的氧化产物分子中的羧基含量均在0.75%左右。而当氧化剂用量增加至20%时,氧化产物中醛基含量略有增加,羧基含量则增加明显,由此可推测玉米淀粉结构单元中,可氧化成醛基的羟基是一定的,在本组设定的试验条件下氧化剂用量增至8%~15%时,该类羟基已基本转化为醛基,而继续增加氧化剂,则仅是将淀粉分子中易转变为羧基的羟基发生作用。

2.1.4 反应时间的影响

在反应温度为40℃,H2O2质量分数为8%(基于淀粉质量),反应介质的p H=5.0时,反应时间对淀粉氧化程度的影响如图1d所示。

由图1d可知,当反应时间在4h以内时,随着反应时间的延长氧化产物分子中的醛基和羧基含量均呈增加趋势,且其中羧基含量远低于醛基含量;当反应时间超过4h以后,由于氧化产物分子中的醛基容易被继续氧化为羧基,因而导致醛基含量的降低及羧基含量的增加,所以对H2O2氧化玉米淀粉体系而言,适宜的氧化反应时间为4h。

通过这4组单因素试验的结果,可以发现:氧化产物分子中的羧基含量主要受控于反应时间,即氧化时间少于4h的时候,得到产物的分子中醛基含量均是高于羧基含量,且羧基含量均保持在1.0%以下,醛基含量约在8%至16%之间;而当氧化时间超过4h后,则氧化产物分子中的羧基含量急剧增加醛基含量急剧下降。由此可以推测在本试验所设定的条件下,淀粉分子中易被氧化为醛基的羟基和易被氧化为羧基的羟基是不同的,氧化时间少于4h的情况下,已形成的醛基是不容易被继续氧化为羧基的;当氧化时间超过4h以后,则已存在的醛基就容易转变为羧基。

2.2 响应面试验

2.2.1 Box-Behnken试验设计及结果

根据淀粉氧化的单因素试验结果,选取影响因素相对较大的反应温度、介质p H及氧化剂用量3个因素为响应面的试验因素,以单因素试验的最优点为中心,采用响应面曲面法中的Box-Behnken试验设计优化H2O2氧化淀粉的参数。由Box中心组合设计原理,设计三因素三水平的响应面分析试验[19],共有15个试验点,其中12个为析因子,3个为零点,以估计误差,以氧化产物中的醛基含量为响应值,试验设计及结果分别见表1、表2。

2.2.2 方程的建立与显著性检验

利用Design-Expert软件对试验结果进行二次多元回归拟合,得到以氧化产物醛基含量为响应值Y,与编码自变量A、B和C的二次多项回归方程:

该模型的可靠性可以通过方差分析及相关系数来考察(具体见表3)。失拟项用来表示所有模型与试验拟合的程度,即两者差异的程度。本试验中失拟的P值为0.056 1,是不显著的,说明数据拟合程度较好,能够很好地描述试验结果。因此可以用此模型对H2O2体系中玉米淀粉的氧化程度进行分析和预测。根据表3,在所选各因素水平范围内,影响响应值的因素主次顺序为:氧化剂用量>反应温度>介质p H。

2.2.3 各因素交互影响响应面分析

各因素A、B、C对响应值所构成的三维空间的曲面图,可以反映试验各因素对其响应值的交互影响,即响应面图可以比较直接地看出各因素对产物醛基含量的影响,曲线越陡,表明该因素对响应值的影响越大[19],而由等高线图则可以看出存在极值的条件应该在圆心处。回归优化响应面曲面图见图2-图4。

等高线的形状可以反映交互效应的强弱,椭圆形表示2因素交互作用显著,而圆形则相反。由图2至图4三因素中任意两者之间交互影响的等高线图可以发现,在所选的各因素水平范围内,对氧化产物中醛基含量的影响以氧化剂用量(C)最大,反应温度(A)次之,介质p H(B)的影响最小。这也符合表3中响应面方差分析的结果。

2.2.4 氧化条件与验证

在软件给出的氧化方案中,本试验应选择的最佳工艺条件为:反应温度42.68℃,介质p H值为4.95,氧化剂用量为9.04%,预测氧化淀粉中醛基含量的最优值为15.88%。根据结果的最佳工艺,调整淀粉氧化的工艺条件为反应温度43℃,介质p H值为5.0,氧化剂用量为9%,开展3组平行验证试验,得到的氧化淀粉醛基含量的实测值为16.12%,与理论值的相对误差为0.24%,差异不明显。因此,采用响应面法优化的H2O2氧化玉米淀粉的参数准确可靠,具有实用价值。

3 结论

响应面分析法是研究几种因素之间交互作用的一种回归分析方法,主要应用在生物、食品等领域。用该方法研究淀粉的氧化工艺参数,求得的回归方程拟合度高,可准确找到所选区域上因素的最佳组合及响应值的最优值。

通过单因素试验得到影响淀粉氧化的各因素水平范围,采用Box-Behnken三因素三水平试验设计优化因素水平,应用Design-Expert软件对试验结果进行分析,得到以氧化产物中醛基含量为指标的最优氧化参数,即H2O2用量为9.04%,反应温度42.68℃,介质p H值为4.95,在最优氧化参数下得到氧化淀粉分子中醛基含量为15.88%。结合生产实际,将该体系氧化参数调整为H2O2用量为9%,反应温度43℃,介质p H值为5.00,验证试验得到产物的醛基含量为16.12%,与理论值接近,说明响应值的试验值与回归方程预测值吻合良好,优化结果可信。同时亦发现使用H2O2作为单一的氧化剂对玉米淀粉进行氧化时,其氧化产物分子中的醛基含量总体而言不高,因此如果制革中需要较高醛基含量的氧化淀粉,则需要考虑其他氧化剂或复合催化氧化。

摘要：采用过氧化氢氧化剂对玉米淀粉进行氧化处理,并用响应面法优化反应条件。在介质pH、反应温度、氧化剂用量和反应时间等单因素循环试验的基础上,根据中心组合(Box-Benhnken)试验设计,选择影响较大的因素开展响应面分析。通过Design-Expert软件分析得到回归模型并进行方差分析,得到过氧化氢氧化玉米淀粉的最佳参数是:反应温度43℃,介质pH值5.00,H2O2用量9%。在其各自最佳工艺条件下测得的氧化产物中醛基含量为16.12%,与理论预测值相对误差为0.24%,说明回归方程与实际情况拟合较好。

透射光谱法测试薄膜的光学参数 篇2

透射光谱法测试薄膜的光学参数

推导了使用透射光谱极值法来确定薄膜光学参数的理论公式,并对溶胶-凝胶法制作的掺不同浓度二氧化锡的二氧化硅薄膜的折射率和厚度进行了计算.由于透射光谱法来确定薄膜的光学参数时需要其有一定的厚度来形成干涉峰,而用溶胶凝胶浸渍法单次提拉的薄膜厚度太薄,因此用多次提拉的方法来增加厚度.最后借助于柯西色散公式,在其它波段对折射率进行了拟合.结果表明,薄膜的`折射率随着二氧化锡含量的增加而增加,相同提拉次数的薄膜厚度也基本相同.

作 者：顾晓明 贾宏志 王铿 朱一 GU Xiaoming JIA Hongzhi WANG Keng ZHU Yi  作者单位：上海理工大学,光电信息与计算机工程学院,上海,93 刊 名：光学仪器  ISTIC英文刊名：OPTICAL INSTRUMENTS 年，卷(期)： 31(2) 分类号：O484.5 关键词：透射光谱   薄膜   光学参数   折射率  

优化参数法 篇3

关键词：乳酸菌；微胶囊；真空低温；喷雾干燥法；响应面；活菌数

中图分类号： TS201.1 文献标志码： A 文章编号：1002-1302（2015）10-0367-04

乳酸菌是对人体具有重要的生理和保健功能的益生菌，但乳酸菌不形成芽孢，故抗逆性差、易失活而不能很好地发挥其益生功能。 研究乳酸菌保护技术以降低其在食品加工储藏、人体消化道等过程中的损失具有重要意义。目前，益生菌微胶囊化被认为是最为有效、最有前景的一种方法。微胶囊制备方法有：喷雾成型法、乳化法、挤压法、共凝聚/相分离法和静电法等[1]，其中，喷雾成型法制备乳酸菌微胶囊具有干燥速率高、时间短、产品的分散性和溶解性好、生产过程简单、适用于连续化生产等优势，成为工业化应用技术研究的重点。本试验重点研究真空低温喷雾干燥制备乳酸菌微胶囊技术，优化其工艺参数，为乳酸菌微胶囊生产提供一种低能耗、高活性产品的技术方案。

1 材料与方法

1.1 材料与仪器

嗜热链球菌、乳酸杆菌保存于安徽省农产品加工工程试验室畜产品加工研究平台；MRS培养基：杭州微生物试剂有限公司，NaCl：西陇化工股份有限公司；光明脱脂奶粉：光明乳业股份有限公司；麦芽糊精：山东西王糖业有限公司；阿拉伯树胶粉：国药集团化学试剂有限公司。

LDZX-30KBS立式压力蒸汽灭菌器：上海申安医疗器械厂；YC-2000实验室低温喷雾干燥机：上海雅程仪器设备有限公司；DF-101S集热式恒温加热磁力搅拌器：巩义市予华仪器有限责任公司；TU-1901双光束紫外可见分光光度计：北京普析通用仪器有限责任公司；SW-CJ-2D双人单面超净工作台100级：苏州净化设备有限公司；日本日立SEMXL-20型扫描电子显微镜。

1.2 试验方法

1.2.1 生长曲线的测定 以培养时间为横坐标、测定的D600 nm值为纵坐标，绘制2种菌的生长曲线。

1.2.2 菌悬液的制备 将保存的乳酸菌菌种在MRS固体培养基中活化2次后，接种于新鲜的MRS液体培养基中，37 ℃培养至对数期末、稳定期前。收集稳定期前期的菌液，3 500 r/min离心10min。去上清，将收集到的菌体用无菌生理盐水洗涤，再次离心，重复3次。用20mL无菌生理盐水重新悬浮菌体，备用。

1.2.3 工艺流程 将阿拉伯树胶粉与麦芽糊精按1 ∶ 8[2-3]溶于相应量的去离子水，固形物含量为15%→40 ℃加热，4 000 r/min高速分散10 min，搅拌至完全溶解→静置待泡沫消去，加入含2种菌（1 ∶ 1）的20 mL菌悬液，40 ℃加热，500 r/min搅拌5 min→加入相应量的脱脂奶粉搅拌均匀→设置进料速度与进风温度，喷雾干燥。

1.2.4 单因素试验 考察菌壁比、进风温度、进料速度、保护载体量对活菌数的影响。

1.2.4.1 菌壁比对活菌数的影响 在进风温度80 ℃、进料速度600 mL/h、保护载体量12.5%，菌壁比（体积比）分别为1 ∶ 2、1 ∶ 4、1 ∶ 6、1 ∶ 8、1 ∶ 10条件下进行5组试验，每组重复3次。

1.2.4.2 进风温度对活菌数的影响 在进料速度600 mL/h、菌壁比（体积比）1 ∶ 6、保护载体量12.5%，进风温度分别为60、70、80、90、100 ℃进行5组试验，每组重复3次。

1.2.4.3 进料速度对活菌数的影响 在进风温度80 ℃、菌壁比（体积比）1 ∶ 6、保护载体量12.5%，进料速度分别为200、400、600、800、1 000 mL/h进行5组试验，每组重复3次。

1.2.4.4 保护载体量对活菌数的影响 在进风温度80 ℃、进料速度600 mL/h、菌壁比（体积比）1 ∶ 6，保护载体量分别为7.5%、10.0%、12.5%、15.0%、17.5%条件下进行5组试验，每组重复3次。

1.2.5 活菌数测定 取喷雾干燥得到的粉末0.5 g溶于50 mL灭菌生理盐水中→37 ℃、180 r/min振荡1 h至粉末完全溶解→按GB 4789.35—2010《食品微生物学检验 乳酸菌检验》，梯度稀释涂平板，得活菌数。

1.2.6 电镜扫描 对经冷冻干燥预处理的裸菌和喷雾干燥粉末电镜扫描，观察微观结构。

1.2.7 响应面分析 在单因素试验的基础上，根据Box-Benhnken的中心组合试验设计原理，以进风温度、进料速度、菌壁比、保护载体量为自变量，活菌数的对数值为响应值，利用响应面法分析优化真空低温喷雾干燥制备乳酸菌微胶囊工艺参数。响应面因素和水平设计见表1。

1.2.8 数据统计分析 将试验结果利用Excel、Design-Expert 8.0进行直观分析和方差分析。

2 结果与分析

2.1 生长曲线

从图1可以看出，嗜热链球菌在16 h后基本完成对数期，故选择培养时间为16 h；同理乳酸杆菌选择培养18 h（图2）。

2.2 单因素试验

2.2.1 菌壁比对活菌数的影响 从图3可以看出，芯材与壁材在一个合适的比例得到的活菌数最高。菌壁比过高，芯材不能完全被包覆，包埋率下降，裸露的菌体在高温下失活，活菌数降低。菌壁比过低，一方面降低單位体积的菌浓度，另一方面降低壁材利用率。本研究选择菌壁比1 ∶ 4左右较为合适。

nlc202309010033

2.2.2 進风温度对活菌数的影响 在喷雾干燥工艺中进风温度是主要考虑的因素之一[4-6]，从图4可以看出，随着进风温度的升高，活菌数总体呈下降趋势，60～80 ℃下降缓慢，80 ℃以后急剧下降。60～70 ℃时喷出的粉末含水率接近5%，不利于后期贮藏；而当温度升高至80 ℃时粉末的含水量降为3.9%，符合GB/T 5410—2008《乳粉（奶粉）》。温度超过80 ℃使活菌数急剧下降，因此选择进风最佳温度80 ℃左右。

2.2.3 进料速度对活菌数的影响 在喷雾干燥过程中，进料速度越快，即单位时间内要被雾化器雾化为小液滴的物料就越多，将料液干燥转化为粉粒时所需的热量就越多。因此，在其他因素一定的条件下，即单位时间内，热风提供给物料的热量一定时，进料速度越大，干燥效果就越差[7]。另一方面本研究的芯材为生物活性物质，干燥时间越长，失活程度越大。从图5可以看出，进料速度为200～600 mL/h时，物料与热风接触时间过长，随着进料速度加快，活菌数上升。进料速度为600～1 000 mL/h，进料速度过快，随着进料速度的加快，干燥效果变差，活菌数下降。故选择进料速度为600 mL/h。

2.2.4 载体量对活菌数的影响 添加载体可带走一部分水分蒸发的热，减少热对内部微生物的伤害，相关研究表明，脱脂奶粉在与其他载体相比较时，具有优越性[5]。从图6可以看出，脱脂奶粉含量7.5%～10.0%时，随着脱脂奶粉含量的增加，溶液黏度有规律递增，体系稳定，且水分蒸发时可带走体系一部分热量，使活菌数上升。脱脂奶粉含量10.0%～17.5%时，随着脱脂奶粉含量的增加，溶液固形物含量偏高，出现粘壁现象，活菌数下降。故选择载体量10.0%为最佳。

2.3 响应面优化结果分析

2.3.1 显著性分析 Box-Benhnken试验设计及结果见表2，各因素经回归拟合，得出二次回归方程：

Y=-8.45+0.007 5A+0.019B+0.022C+0.005D+0002 5AB+0.017AC-0.007 5AD-0.01BC-0.015BD-0037CD-0.038A2-0.036B2-0.022C2-0.12D2。

从表3可以看出，模型的P值0.05，不显著，该资料适用于二次项拟合。该模型的R2为93.53%，修正后87.06%，说明该模型能解释8706%的响应值变化，该模型与实际的拟合性较好。

从表3方差分析可以看出，菌壁比、载体量对活菌数的影响不显著，进风温度对活菌数的影响显著，进料速度对活菌数的影响极显著，表明进风温度与进料速度对活菌数的影响呈较明显的线性关系；进料速度与载体量之间交互作用极显著，其他各因素之间的交互作用均不显著，说明进料速度与载体量相互影响，不是简单的主效应叠加；进料速度的二次项对活菌数的影响显著，菌壁比、进风温度、载体量的二次项对活菌数的影响极显著，说明该模型中的二次项与活菌数并不是简单的线性关系而是抛物线关系，这点可以从单因素看出。

剔除对回归方程不显著的、贡献率不大的因素，得到二次回归方程如下：

Y=8.45+0.019B+0.022C-0.037CD-0.038A2-0.036B2-0.022C2-0.12D2。

得到最佳工艺条件为菌壁比1 ∶ 4.76、进风温度 79.52 ℃、进料速度714.47 mL/h、载体量9.82%。在此工艺参数条件下，产品活菌数2.88×108 CFU/g。

从表3可以看出，各单因素对活菌数的影响大小排序为进料速度>进风温度>菌壁比>载体量。

2.3.2 响应面立体图分析 由回归方程得出拟合的进料速度与载体量对活菌数的影响的响应面见图7。表示当进风温度和菌壁比为零水平时，进料速度和载体量对活菌数的影响。响应曲面的坡度陡峭程度反映了因素对响应值的影响力大小，表明因素间交互作用的强弱。从图7可以看出，进料速度与载体量之间的交互作用显著。 图8为等高线图，等高线的形状反映出交互效应的强弱，越趋向椭圆表明交互作用越强，越趋向圆形则相反，表明交互作用越弱[8]。从图8可以看出二者交互作用强。

2.4 电镜扫描图片与菌粉图

电镜条件为加速电压3 kV，工作距离8.2 mm。3 000倍

电镜扫描的图片见图9，左图是微胶囊处理前，右图是微胶囊处理后。8 000倍电镜扫描图片见图10，左图是微胶囊处理前，右图是微胶囊处理后。对比可知乳酸菌包被效果良好，微胶囊的微观结构呈凹面空腔，表现为“扁球效应”[9-10]。

喷雾干燥后的粉末样见图11，样品呈淡黄色，质感细腻，有淡淡乳香。

2.5 最佳工艺条件的预测和验证

根据试验所得模型预测出理论条件下低温真空喷雾干燥制备微胶囊的最佳工艺条件为：菌壁比1 ∶ 4.55，进风温度

79.07 ℃，进料速度727.54 mL/h，载体量9.80%，活菌数288×108 CFU/g。按最佳组合工艺参数重复试验3次，得实际活菌数2.81×108 CFU/g，与预测值的相对偏差小于3%。因此，基于响应面法得到的优化工艺参数准确可靠，有实用价值。

3 结论

研究在单因素试验的基础上，通过响应面试验设计对低温喷雾干燥制备乳酸菌微胶囊的工艺进行了优化。优化结果表明，菌壁比、进风温度、进料速度、载体量4个因素对喷雾干燥制备乳酸菌微胶囊的影响大小依次为：进料速度>进风温度>菌壁比>载体量，最佳工艺条件为菌壁比1 ∶ 4.55，进风温度79.07 ℃，进料速度727.54 mL/h，载体量9.80%，此条件下得到的微胶囊活菌数为2.81×108 CFU/g，满足一般产品加工要求。

参考文献：

[1]Liu X G，Xie Y T. Comparison of preparation methods of micro-encapsulation[J]. Cereal & Food Ind，2005，12（1）：28-31.

nlc202309010033

[2]Kurozawa L E，Park K J，Hubinger M D. Effect of carrier agents on the physicochemical properties of a spray dried chicken meat protein hydrolysate[J]. Journal of Food Engineering，2009，94（3/4）：326-333.

[3]韩冬冬. 革兰氏阴性菌微胶囊制备技术的研究[D]. 大连：大连理工大学，2007：44-45.

[4]张 煜，孙 波，接伟光. 活性乳酸菌豆粉喷雾干燥工艺的优化[J]. 食品工业科技，2012，33（10）：260-263，267.

[5]刘绘景，陆海霞，楼加佳，等. 喷雾干燥对双歧杆菌存活影响的研究[J]. 食品与机械，2004，20（3）：11-12，22.

[6]付 博，马 齐，王卫卫，等. 真空冷冻干燥与喷雾干燥长双歧杆菌的工艺比较研究[J]. 食品科学，2012，33（7）：188-192.

[7]谢 明，王伟良，黄建科，等. 基于响应面分析法的小球藻藻粉喷雾干燥工艺优化[J]. 食品工业科技，2012，33（6）：263-266，271.

[8]国 蓉，李剑君，国 亮，等. 采用响应曲面法优化甘草饮片中甘草酸的超声提取工艺[J]. 西北农林科技大学学报：自然科学版，2006，34（9）：187-192.

[9]de Castro-Cislagh F P，Carina D S，Fritzen-Freire B C，et al. Bifidobacterium Bb-12 microencapsulated by spray drying with whey：Survival under simulated gastrointestinal conditions，tolerance to NaCl，and viability during storage[J]. Journal of Food Engineering，2012，113（2）：186-193.

[10]Maciel G M，Chaves K S，Grosso C R，et al. Microencapsulation of Lactobacillus acidophilus La-5 by spray-drying using sweet whey and skim milk as encapsulating materials[J]. Journal of Dairy Science，2014，97（4）：1991-1998.裘紀莹，陈相艳，刘孝永，等. 银杏花粉及其发酵饮料的总黄酮含量及总黄酮测定方法比较 [J]. 江苏农业科学，2015，43（10）：371-373.

优化参数法 篇4

为了节省空间，三维空间弯管被广泛应用于航空航天和车辆发动机中。弯管内腔表面粗糙不平会引起内部流动的气体或液体出现湍流，导致发动机工作不稳定，功率下降[1,2]。对空间弯管内表面进行超精密光整加工，减小弯管内表面粗糙度是解决此问题的根本方法。由于弯管内表面空间狭小、形状不规则，故弯管内表面的光整加工一直是超精密加工的难题。磨粒流加工技术对等截面内孔可实现均匀抛光，而对弯管内表面却无法实现均匀抛光，同时对弯管折弯处的冲击较大，易损坏工件。磁力研磨光整加工技术的出现有利于改善弯管内表面的抛光效果，当磁性研磨粒子切削阻力大于磁性研磨粒子在磁场中所受到的磁场作用力时，磨粒会产生滚动或滑动而不会对工件产生严重的划伤，且切削热较小，在抛光过程中不会烧伤弯管内表面;磁性磨粒的自锐性能好，增强了磨削能力，可有效地去除微裂纹等缺陷[3,4,5]。

本文利用磁力研磨光整加工技术对空间弯管内表面进行研磨，并且研制了一套专用的磁力研磨加工装置，通过工艺试验研究主要工艺参数(磁极转速、加工间隙、磁性磨粒粒径、轴向进给速度)对磁力研磨弯管内表面的影响;利用正交试验法设计试验，并综合运用S/N比计算和方差分析进行磁力研磨工艺参数优化设计，验证磁力研磨弯管内表面的工艺可行性。

1 磁力研磨弯管内表面工作机理

如图1所示，利用磁力线可以穿透非磁性材料的特点，在钛合金弯管外部设置永久磁铁，磁力线穿过弯管并在其内部形成磁场;将具有磁性和磨削能力的磁性磨粒填充在弯管内部，在磁场的作用下，加工区的各个磁性磨粒沿着磁力线整齐排列，形成磁粒刷。磁粒刷受到磁场力作用将以“压力”的形式作用在工件表面上[6,7,8,9,10]。安装于六自由度机械手上的磁力研磨装置沿弯管中心轴线进行往复运动，同时磁力研磨装置旋转，带动弯管内部的磁粒刷仿形压附在工件内表面进行螺旋线运动。随着弯管与磁性磨粒间相对运动的产生，磁性磨粒对弯管内表面产生滑擦、挤压、刻划和切削等作用，从而实现弯管内表面的光整加工。

单颗磁性磨粒在磁场中的受力情况如图1所示。在研磨过程中，磁性磨粒受到旋转磁场的作用会沿着弯管内表面运动，在磁力(ΔFx、ΔFy)、重力(mg)、离心力(FC)的共同作用下完成对弯管内表面的研磨抛光。

弯管内部的任意一颗磁性磨粒在磁场中均受到沿磁力线和等磁位线方向的磁力ΔFx、ΔFy的作用。两者的合力ΔF在弯管内表面产生研磨压力。磁力的计算公式如下:

式中，D为磁性磨粒的直径，μm;χ为磁性磨粒的磁化率;H为磁性磨粒所处位置的磁场强度，A/m;(H/x)、(H/y)分别为沿x、y方向的磁场强度变化率。

在磁场中磁性磨粒受到的合力计算公式为

由式(1)和式(2)可知磁性磨粒的直径越大、磁化率越大、磁场强度越高、磁场强度的变化率越大，磁性磨粒在磁场中所受到的力就越大。故在磁场的作用下，磁性磨粒受到合力ΔF的作用，将自动沿磁力线方向的加工区域聚集形成磁粒刷，即合力方向一直指向磁力研磨加工区域。在研磨的过程中磁性磨粒自身的重力也会提供一个法向切削力G':

式中，m为磁性磨粒的质量，g;g为重力加速度，m/s2;α为重力方向与竖直方向的夹角。

同时，在外部旋转磁场带动下磁性磨粒会紧贴弯管内表面，与其产生相对运动，此时旋转的磁性磨粒还受到离心力FC的作用:

式中，v为磁性磨粒的线速度，m/s;R为磁性磨粒的旋转半径，mm。

所以单个磁性磨粒在研磨过程中受到的力即法向切削力，由法向的磁场力、重力的分力和旋转时的离心力三部分组成:

综上分析可知，影响磁力研磨弯管内表面的工艺参数包括磁场强度、加工间隙、磁极转速、磁性磨粒粒径、轴向进给速度等。

2 磁力研磨试验

2.1 试验装置

图2是磁力研磨弯管内表面的加工装置图，在加工弯管时，弯管工件被固定在工作台上，在弯管内填充烧结磁性磨粒，同时加入适量油性研磨液。控制六自由度机械手带动研磨装置沿弯管中心轴线进行往复运动，伺服电机通过软轴传动使磁极旋转。磁性磨粒追随着外部磁极的运动，在弯管内部做螺旋线运动，完成弯管内表面的研磨加工。

2.2 试验条件

本试验研究选用钛合金弯管，研磨区域尺寸大小为选用钕铁硼(Nd-Fe-B)永久磁铁，尺寸为15 mm×15 mm×10 mm;使用的磁性磨粒采用烧结法自制，具体由还原铁粉和氧化铝颗粒两种原料按照一定的粒径比在高温下烧结，粉碎后用标准筛筛选得到一定粒径的磁性磨粒;6.5 mm球形磁铁置于弯管内部作为辅助抛光装置来提高加工区域的磁感应强度，即减少磁极间距离，增大研磨时所需的磁力;选择油性研磨液;钛合金弯管内表面粗糙度通过JB-8E触针式表面粗糙度测量仪测定;微观表面形貌采用VHX-500F超景深3D电子显微镜观测。

2.3 试验设计

试验中所使用的磁铁为永久磁铁，其磁场强度固定。因此本试验主要以磁极转速、加工间隙、磁性磨粒粒径、轴向进给速度4个工艺参数为研究因素，根据各因素的经验值选择范围，确定每个因素的三个水平，正交试验方案见表1。

3 试验结果分析与优化

为研究上述工艺参数对弯管内表面表面质量的影响程度，并对工艺参数进行优化组合，采用田口方法对试验数据进行S/N比(信噪比)计算和方差分析[11]。由表2可知:加工前后Ra的差值ΔRa越大，试验获得的表面粗糙度就越小。根据田口方法中的静态特性分析，本文应采用望大特性，测试值为yi j(这里yi j表示第j次试验得到的第i个性能特性，即ΔRa值)，其望大特性的平均质量损失函数为

根据式(6)算出相应的S/N比为

根据表2的试验数据分别计算出各因素水平S/N比效应值，如图3所示，S/N比效应值越大对应因素水平对试验结果影响越大，故可求得最优工艺参数组合[12]。各因素中水平S/N比效应值波动越大对试验结果影响越明显。由图3可知，工艺参数A(磁极转速)、B(加工间隙)、C(磨粒粒径)对磁力研磨弯管内表面影响显著并求得最优工艺参数组合为A1∶B3∶C2∶D1。表3所示为对工艺参数进行的方差分析。从表3中可看出各工艺参数对磁力研磨弯管内表面粗糙度的影响程度。由表3并结合图3综合得出，磁极转速是影响弯管内表面粗糙度的主要工艺参数。

利用上述优化工艺参数组合对钛合金弯管内表面进行磁力研磨试验，研磨效果明显。从图4a中可知，原始表面粗糙不平且存在微裂纹等缺陷，测得表面粗糙度均值Ra大约为0.3675μm。图4b所示为对研磨工艺参数进行优化组合后获得的表面形貌，从图中可清晰看出加工纹理变得十分平整光滑，表面粗糙度值Ra达到0.09μm。由此可知，采用优化后的工艺参数组合，弯管内表面表面质量明显提高。本试验研究验证了采用磁力研磨法加工空间弯管内表面的可行性。

4 结论

(1)利用正交试验法对磁极转速、加工间隙、磁性磨粒粒径、轴向进给速度4个工艺参数进行设计试验，得出磁力研磨弯管内表面工艺参数的优化组合如下:磁极转速为750 r/min、磁性磨粒粒径为150μm、加工间隙为2 mm、轴向进给速度为0.5 mm/s。

(2)对试验数据进行S/N比计算和方差分析得出，磁极转速对磁力研磨弯管内表面影响最显著。磁极转速变化会影响弯管内磁性磨料的翻转速度从而影响管内表面的磨削。当磁极转速低于一定值时磨削量过大，表面纹理较粗;当转速高于磨削临界值时磨削量很小，加工效率受到影响，故控制磁极转速对试验影响显著。

(3)应用磁力研磨法对钛合金弯管内表面进行研磨加工，弯管内表面表面粗糙度均值Ra由初始的0.3675μm减小到最终的0.09μm，并且表面形貌变得均匀平整。验证了该加工方法对提高弯管内表面表面质量的可行性和有效性。

摘要：利用磁力研磨法,使安装在六自由度机械手的磁力研磨装置带动弯管内部的磁粒刷沿弯管中心轴线往复运动,同时磁力研磨装置旋转,解决空间弯管内表面研磨加工的技术难题。选取了影响磁力研磨工艺抛光弯管内表面的主要工艺参数(磁极转速、加工间隙、磁性磨粒粒径、轴向进给速度)并应用正交试验设计法对钛合金弯管内表面进行了研磨试验,结合试验数据对工艺参数进行了分析和优化。通过对比钛合金弯管内表面研磨前后的表面粗糙度及形貌变化,验证了采用磁力研磨工艺对弯管内表面进行光整加工的可行性和可靠性。

关键词：磁力研磨,空间弯管,工艺参数,正交试验

参考文献

[1]江志强,杨合,詹梅,等.钛合金管材研制及其在航空领域应用的现状与前景[J].塑性工程学报,2009,16(4):44-50.Jiang Zhiqiang,Yang He,Zhan Mei,et al.State-of-thearts and Prospectives of Manufacturing and Application of Titanium Alloy Tube in Aviation Industry[J].Journal of Plasticity Engineering,2009,16(4):44-50.

[2]熊威,甘忠.空间弯管仿真与回弹补偿[J].中国机械工程,2013,24(23):3249-3254.Xiong Wei,Gan Zhong.Simulation and Compensation for Springback in Spatial Tube Bengding[J].China Mechanical Engineering,2013,24(23):3249-3254.

[3]陈逢军,尹韶辉,王宇.结合ELID磨削与MAF工艺对复杂曲面的加工控制[J].中国机械工程,2008,19(22):2657-2661.Chen Fengjun,Yin Shaohui,Wang Yu.Machining Control for Complex Surfaces Based on Electrolytic Inprocess Dressing(ELID)Grinding and Magnetic Abrasive Finishing(MAF)[J].China Mechanical Engineering,2008,19(22):2657-2661.

[4]Girma B,Joshi S S,Raghuramet M.An Experimental Analysis of Magnetic Abrasives Finishing of Plane Surfaces[J].Machining Science and Technology,2006,10(3):323-340.

[5]陈燕,巨东英.应用磁研磨法对细长管内表面的抛光处理[J].模具制造,2004(10):48-50.Chen Yan,Ju Dongying.Application of Magnetic Abrasive Finishing Method for Polishing the Surface of the Slender Tube[J].Mold Manufacturing,2004(10):48-50.

[6]Shinmura T,Yamaguchi H.Study on a New Internal Finishing Process of a Nonferromagnitic Tube by the Application of a Linearly Traveling Magnetic-field-on the Process Principle and the Behaviors of Magnetic Finishing Tool[J].International Journal of the Japan Society for Precision Engineering,1994,28(1):29-34.

[7]Ik-Tae Im,Sang Don Mun,Seong Mo Oh.Micro Machining of an STS 304 Bar by Magnetic Abrasive Finishing[J].Journal of Mechanical Science and Technology,2009,23(7):1982-1988.

[8]Nishida H,Shimada K,Goto M.Polishing Inner Capillary Walls by a Magnetic Compound Fluid[J].Int.J.Appl.Electromagnet Mech.,2007,25(1/4):25-29.

[9]Shinmura T,Yamaguchi H.Study on a New Internal Finishing Process by the Application of Magnetic Abrasive Machining Internal Finishing of Stainless Steel Tube and Clean Gas Bomb[J].JSME International Journal Series C-dynamics Control Robotics Design and Manufacturing,1995,38(4):798-804.

[10]Yamaguchi H,Shinmura T,Kobayshi A.Development of an Internal Magnetic Abrasive Finishing Process for Nonferromagnetic Complex Shaped Tubes[J].JEMS International Journal Series C-dynamics Control Robotics Design and Manufacturing,2001,44(1):275-281.

[11]Kwak J S,Kim I K,Ha M K,et al.Optimization Strategies of Grinding Parameters for Metal Matrix Composites by Design of Experiments and Genetic Algorithm[C]//International Conference on Leading Edge Manufacturing in 21st Century.2005:607-612.

进气道进口几何参数模糊优化设计 篇5

重点研究二维两波系超音速外压式两侧/侧腹进气道的进口几何参数的`气动力/隐身一体化优化设计,主要考虑进气道的压缩板角、唇口斜切角、罩唇位置角、进口宽度、进口宽高比等进口几何参数所决定的一些气动力性能,如总压恢复系数,超音速溢流附加阻力系数及电磁散射机理如压缩楔板的表面散射、楔板及唇口的边缘绕射,采用基于目标满意度和约束满足度的模糊优化模型,进行了优化计算.

作 者：李敬 李天 武哲 Li Jing Li Tian Wu Zhe 作者单位：李敬,武哲,Li Jing,Wu Zhe(北京航空航天大学,飞行器设计与应用力学系)

李天,Li Tian(沈阳飞机研究所)

线性规划参数问题解法优化 篇6

我们先回顾问题及其解答:

已知满足条件2x+y≤10,x+2y≤10,x+y≤6,x≥0,y≥0,且z=mx+y在点(2,4)处取得最大值,求实数m的范围.

图1

分析:要让函数z=mx+y在点(2,4)处取得最大值,则函数所表示的直线过点(2,4),且在区域的上方.

解:∵(2,4)在区域的上边界上,函数z=mx+y在点(2,4)处取得最大值,则m>0且区域在直线z=mx+y的下方,由图可知:kAB

又∵kAB=-2,kBC=-1,∴-2

点评:逆向思维,灵活理解,恰当运用线性规划知识.

质疑一:问题要求的是m的范围,给出的却是关于k的结论.如果仅仅是字母的差异,并无大碍,但k的范围也不是m的正确范围.

质疑二:目标函数z=mx+y在点(2,4)处取得最大值,但并不是说使取得最大值的点仅有(2,4)一个,结论中的范围应该是闭区间而不是开区间,端点应该可以取得到.

质疑三:原有解法借用图象说服力不强,特别是线性目标函数对应直线的斜率和边界的斜率一致或比较接近时,图象的不足也就暴露无遗,正如华罗庚先生所言:形缺数时难入微.

另外,最大值和最小值的区分也不明显.

改进:只要在原有线性规划思想上,变换角度来看原有问题可能更加方便.

如图1,在原有可行区域基础上,构造二元变量函数z(x,y)=mx+y,找到可行区域中五个关键点O(0,0),A(0,5),B(2,4),C(4,2),D(5,0).

要使z(x,y)=mx+y在点(2,4)取得最大值,只须

z(2,4)≥z(0,0),z(2,4)≥z(0,5),z(2,4)≥z(4,2),z(2,4)≥z(5,0),

也就是2m+4≥0,2m+4≥5,2m+4≥4m+2,2m+4≥5m,可得m的正确范围为12≤m≤1.

在改进原有的解法中,不等式组略复杂,其实当可行区域图形复杂时,中间许多步骤是可以省略的,这时只需简化为z(2,4)≥z(0,5),z(2,4)≥z(4,2)即可.大家能够悟出其中的道理吗?

另外一方面,解法中对端点的处理是比较到位的,从而回避了原有解法中对图形的过度依赖.

总的来说,上面的解法对线性规划中参数范围的问题具有通用性:将端点的函数值一一计算出来的,其中最大(小)值就是目标函数的最大(小)值.

图2

有了前面的经验后,再来看下面一则类似的问题,相信你可以很快准确完成.

【练习】如图2,已知A(0,5),B(1,1),C(3,2),D(4,3),动点P(x,y)所在的区域为ABCD(含边界).若目标函数z=ax+y仅在D点处使z取得最小值,求实数a的取值范围.

(参考答案:a<-1)

参考文献

杨建明.线性规划的常见类型与应用[J].中学生数学,2008(1).

基于极差分析法的基坑参数优化研究 篇7

城市深基坑工程变形与诸多影响因素有关, 例如基坑开挖深度范围内土层的物理学性质、基坑开挖深度、基坑支护形式以及基坑开挖边界距离周围建 (构) 筑物的距离等影响因素。为研究这些影响因素对基坑变形的影响效应大小, 需要设计一个多影响因子试验, 这个多因子实验包含影响基坑变形的主要相关因素, 假如本多因子试验包含8 个相关影响因素, 在试验时取3 个水平进行计算, 根据数学排列组合相关知识可知, 需要进行38=6561 次实验, 当取4 个水平进行试验时, 需要进行48=65536 次试验, 这在实际操作中是不可能实现的。然而, 正交实验设计方法可以有效的解决以上试验难题, 能够给出简单、方便的实验设计优化方法。

本章在基于正交实验设计原理的基础上, 利用数值模拟软件对淄博市地区深基坑工程影响因素进行分析。根据查阅国内外相关文献以及相关的岩土力学知识, 研究基坑开挖深度h、基坑周围建 (构) 筑物距离基坑开挖边缘的水平距离H、开挖土层的弹性模量E、土层的粘聚力C、土层的内摩擦角φ以上五个因素对深基坑工程各个控制指标的影响程度和规律, 考虑土钉墙支护形式, 并试图拟合基坑周围土层变形规律的经验公式, 以便为淄博市相似地质条件地区深基坑工程设计和施工的变形量估计提供一个简便的计算方法。

土钉支护是深基坑支护技术中应用最广泛的技术之一, 不同的学者采用不同的设计原则, 虽然支护结构都能保持稳定, 但是经济效果却有着明显差异。因此有必要对土钉支护的优化进行研究分析。

工程背景

舒香苑小区项目位于淄川区淄矿北路南侧, 鲁泰文化路东侧, 规划总用地5.55hm2, 规划建设用地5.43hm2, 新建住宅楼1#-3#、5#-7#、9#-10# 楼, 住宅楼总建筑面积约10.36 万平方米。本工程由山东方大工程有限责任公司组织施工。本工程项目主要包括6#-7#、9#-10#楼和地下车库工程的施工。

本工程在基坑开深度范围内自上而下地基土如下:一层为杂填土, 二层残积土, 三层强风化闪长岩, 四层中风化闪长岩, 五层强风化泥岩, 六层中风化泥岩, 七层强风化砂岩, 八层中风化砂岩, 九层中风化泥岩, 十层中风化砂岩。

舒香苑小区7#住宅楼工程, 长56.2 米、宽14.0 米, 建筑高度49.9m, 地下2层, 地上17 层, 建筑面积为13358 平方米。7#住宅楼为筏板基础, 剪力墙结构。

淄博市深基坑工程数值模拟正交试验设计

正交试验设计是研究多因素多水平的一种设计方法, 它是根据正交性从全面试验中挑选出部分有代表性的点进行试验, 这些有代表性的点具备了“均匀分散, 齐整可比”的特点, 正交试验设计是分式析因设计的主要方法, 是一种高效率、快速、经济的实验设计方法[5-6]。

城市深基坑工程的变形与稳定性分析, 目前没有完善的理论计算方法, 尤其是超深基坑的不断出现, 愈发表现出理论知识相对于实践的落后。本章就目前淄博市常用的支护结构形式和适用条件做基本简介, 利用有限元分析程序Plaxis就上述主要影响因素对深基坑的变形与稳定性进行数值模拟仿真计算, 研究不同影响因素对对基坑变形的影响程度, 进而为不同支护结构形式的选型和应当考虑的主要影响因素提供理论依据[7-9]。

(1) 影响因素与水平确定

影响城市深基坑工程变形与应力的影响因素很多, 综合考虑淄博市典型的工程地质特性 (以粘土、粉土、粉质粘土为主) , 并结合大量的深基坑工程设计资料, 取以下五项为主要影响因素:基坑开挖深度h、基坑周围建 (构) 筑物距离基坑开挖边缘的水平距离H、开挖土层的弹性模量E、土层的粘聚力C、土层的内摩擦角ф。

本正交试验的五项因素均选取四个水平进行试验:①基坑的开挖深度h, 基坑开挖所引起的土体变形将在一定程度上改变建 (构) 筑物和地下管线等周边设施随动变形, 影响正常工作状态, 因此需要把基坑的开挖深度作为研究的一个因素, 对于土钉墙支护结构不适用于开挖深度超过20m的基坑工程, 故取以下四个水平3m、6m、9m、12m;②基坑开挖边缘与周围建 (构筑物的水平距离H, 对建筑物来说, 基坑开挖时与它的距离是对其影响最为强烈的因素之一, 试验中把距离分为3m、6m、9m、12m;③土的物理力学参数同样也是主要影响因素之一, 试验中考虑了土的弹性模量、粘聚力、内摩擦角三项因素, 并按照淄博市三种地质环境的具体情况, 参照相关资料, 把这三项因素也各分为四个水平。

(2) 控制指标的确定

根据正交试验原理, 确定试验将选择5 项试验控制指标进行分析, 研究各个因素对其影响规律:①基坑周围地表最大沉降量S地沉, 反映了基坑开挖周围地表的沉降变形趋势;②周围地表的最大水平位移量S地水;③土钉墙支护选取墙后土体的最大剪应力S剪;④土钉墙支护为土钉轴力N轴;⑤基坑周围建筑物基础不均匀沉降S建沉;①②⑤主要反映了基坑开挖对周围土层的影响, 以及影响范围的确定。由此推断周围环境的安全。③④反应了因基坑开挖变形, 周围土层变形作用在围护结构上土压力的变化趋势、周围土体的稳定性以及围护结构的最大弯矩值, 结合塑性区的发展情况, 可以对基坑的安全性进行评价。

土钉墙支护结构数值模拟结果分析

为更好的描述深基坑开挖变形影响因素对基坑开挖变形的影响, 得到基坑开挖周围地表沉降曲线。由此可以得到, 采用土钉墙支护的深基坑工程, 地表最大沉降值出现在距离基坑开挖边界1 倍的开挖深度处, 并且在基坑开挖区域出现剪应力集中区, 容易产生滑移破坏。

根据试验控制指标的计算结果, 利用正交试验极差分析, 对各个控制指标的数值模拟计算结果进行极差分析, 以便于研究各个影响因素对控制指标的影响程度。

结论

(1) 基坑开挖深度h是对各个控制指标的首要影响因素。从数值模拟结果可以看出, 随着基坑开挖深度的增加, 基坑各个控制指标都有增大的趋势 (对于土钉墙支护来说, 建筑物的不均匀沉降除外) ;基坑周围地层的深层最大水平位移大约出现在基坑放坡开挖坡脚位置附近。

(2) 周围建筑物距离基坑开挖边界距离H是对各个控制指标的影响相对较小的一个因素。这主要与基坑开挖方式和采用的支护结构形式有密切关系, 但是当建筑物距离基坑开挖边界较近时, 会进一步加大基坑边坡失稳的下滑力, 不利于边坡稳定。对于建筑物基础的不均匀沉降这一控制指标, 通过数值模拟结果可以看出, 当建筑物基础距离基坑的距离在0~h范围内时, 建筑物有整体背向基坑一侧倾斜的趋势, 当基坑开挖深度为12m时, 基底宽度为8m时的最大倾斜率为0.209%。因此, 当周围环境允许并且基坑开挖不深时, 采用放坡开挖的土钉墙支护形式对建筑物的不均匀沉降产生有利的影响。

(3) 基坑开挖范围内土层的弹性模量对各个控制指标的影响。从各个影响因素对控制指标的影响大小来分析, 可以看出对基坑支护影响最大的因素之一是弹性模量。另外, 从实际的地下工程设计与施工角度分析, 弹性模量也是主要的设计参数之一, 它对地下工程因开挖而引起的地层变形以及支护结构设计起主导作用。

(4) 从正交试验数值计算结果来看, 在基坑开挖深度为定值时, 围护结构背后土体最大主动土压力值随围护结构的变形增大而增大, 同时围护结构的最大弯矩值也随之增大。

参考文献

[1]宋二祥, 邱明复合土钉支护变形特性的有限元分析[J].建筑施工, 2001 (6) :370一374. (SONG Er-xiang,

[2]张明聚, 宋二祥土钉支护变形性能的有限元分析[[J]土木工程学报, 1999, 32 (6) :59一63.

[3]李象范, 徐水根.复合型土钉挡墙的研究[J].上海地质, 1999, (3) :1一11.

[4]郑志辉, 贺若兰, 徐勋长等.复合土钉支护厚杂填土边坡现场试验研究[J].岩石力学与工程学报, 2005, 24 (5) :898-904.

优化参数法 篇8

熔融挤压快速成形(Melted Extrusion Manufacturing,简称MEM)是快速原形制造中一种重要的工艺方式。熔融挤压制造不需要任何刀具、模具,可以将任何复杂三维设计模型快速加工出实体制品来,非常适宜用于产品外观评价、方案选择、功能测试等。能够大大缩短产品的设计开发周期,适应产品开发朝小批量、多样化、个性化发展的市场要求。但是,目前的熔融挤压制造技术还存在许多问题,例如成形件尺寸精度不足、表面呈台阶状、成形件强度(尤其在高度方向上的强度)不足等[1,2]。这些问题的出现与加工时工艺参数的选择有很大的关系。选择合理的工艺参数,能在很大程度上提高成形的质量,减小制造过程中的不足。所以,在熔融挤压快速成形的过程中如何选择较佳的工艺参数显得非常重要。

2 试验

(1)试验原理

如果把一个三维圆柱实体沿高度方向切成一层一层的薄片,每一层薄片,仍是一个高度很小的圆柱体,把这些薄片按顺序堆积起来,就可以得到一个三维实体制品。MEM工艺就是利用这一原理,将丝状热熔性材料(例如ABS材料)熔化,然后挤压喷出并堆积成一个层片,并使之与前一层片熔结在一起,如此层层堆积而成为一个三维实体[3,4]。

(2)试验设备及材料

试验设备为北京殷华激光快速成形与模具技术有限公司生产的MEM-300-Ⅱ熔融挤压快速成形机,并配备数据处理软件Aurora和控制软件Cark,以及范围在0~200mm的数显游标卡尺、表面粗糙度测量仪等。MEM-300-Ⅱ熔融挤压快速成形机的主要性能参数如表1所示。

试验中所用的材料是直径为2.0mm的ABS线材。

(3)试验设计

为了简化试验,并使试验结果能反映xy平面和竖直z方向的精度,将测试件在xy平面设计为圆形,在竖直的z方向有一定的高度。因此,设计为一个桶形快速成形件作为测试件。

北京殷华MEM-300-Ⅱ系列快速成形系统允许用户修改的工艺参数很多,包括扫描速度(分为轮廓部分、填充部分和支撑部分的扫描速度)、喷头速度(也分为轮廓部分、填充部分和支撑部分的速度)、层片厚度、送丝速度、开启延时、关闭延时、基层底数等。另外,在用Aurora软件对STL模型进行分层、添加支撑处理时,还可以设定扫描线宽、轮廓扫描次数、填充间隔、填充角度、支撑角度等参数。这些参数对成形件的尺寸精度、表面质量、翘曲变形、强度、刚度等都有影响。其中,对MEM结果的表面精度影响最大的是分层厚度、扫描速度和喷头速度。所以,为了减少试验次数,节省试验时间和所消耗的材料,采用正交试验的方法,对实验中的分层厚度、扫描速度和喷头速度三个工艺参数进行试验[4]。

选取分层厚度、扫描速度和喷头速度三个工艺参数(3个因素)作为正交试验的实验因子,对这三个因子分别编号为A、B、C。对每一个因素使用3个不同的水平,即低(水平1)、中(水平2)、高(水平3)三个水平。试验因子与水平对照表如表2所示。根据正交表的选用原则,

选用L9(34)的正交表来安排试验[5],设计试验安排表如表3所示。

根据ABS材料的性能,将喷嘴温度设为255℃,成形室温度设为55℃,按试验安排表的因素水平组合顺序完成9个试验,做出9个测试件。为了考察原始测试件的特性,所有测试件均不进行砂纸打磨、填补等后处理。

3 试验结果分析

3.1 试验结果

由于粗糙度的测量存在人为误差,针对一种情况,测量时由专业测量人员对数据进行测量,减少人为因素造成的误差[6]。将实验结果进行分析,得出桶形测试件按表面粗糙度(μm)从最优到最差的排序为:(2)→(5)→(1)→(4)→(9)→(8)→(6)→(7)→(3)。即成形最优的是2号桶形测试件,其因素水平组合为A1B2C2;成形最差的是3号桶形测试件,其因素水平组合为A1B3C3。

对于最优的2号桶形测试件,其因素水平组合为A1B2C2,即分层厚度取0.15mm、轮廓扫描速度为50mm/s和填充扫描速度55mm/s,轮廓喷头速度为1.0mm/s、填充喷头速度为0.9mm/s时,制品的表面质量光滑、z方向的机械强度好,无积瘤现象。加工出的桶形测试件2号如图1所示。3号桶形测试件,成形时的因素水平组合为A1B3C3,即在最小的分层厚度、最大的扫描速度和最大的喷头速度时成形,桶形测试件的底部有严重缺陷,仅在基底上成形了一些白色絮状物,有的部分透露见底,如图2中黑色部分所示,且桶壁填充粗糙且有空隙。

3.2 对结果的分析和讨论

2号桶形测试件在制作的过程中,由于采用了较小的分层厚度、适中的扫描速度和喷头速度,三个参数间匹配合理,所以能获得较好的成形效果。

3号桶形测试件在成形的过程中,经仔细观察发现,在加工桶形测试件底部时,由于分层厚度小,并且扫描速度和喷头速度大,从喷嘴中喷出来的液态ABS材料还未很好地凝固,喷头又运动过来,没有凝固好的ABS材料就会粘结到喷头上并被快速运动的喷嘴带走。当喷嘴上粘结的ABS材料较多时,在重力的作用下,部分半凝固的ABS材料下落,就会在底部形成一些杂乱无章的白色絮状物,造成成形的彻底失败。在成形小尺寸的制品时尤其要注意这种情况。

从制作出的桶形测试件按粗糙度的排序看,6号和7号桶形测试件的效果也不理想,不妨作如下解释。6号和7号桶形测试件成形时的因素水平组合分别为B1C3和B3C1,暂时不考虑分层厚度的影响,它们实际上是扫描速度和喷头速度不匹配的表现。6号桶形测试件的成形过程中,由于扫描速度慢、喷头速度快,多余的ABS材料就会堆积,在表面形成积瘤;7号桶形测试件的成形过程中,由于扫描速度快、喷头速度慢,ABS材料就会被拉细,不能很好的和已成形部分进行有效粘结。

这说明分层厚度、扫描速度和喷头速度三者之间参数的设置要匹配合理;否则,会直接造成成形失败或成形件不理想。从试验结果还可以看出,每一个因素对试件质量的影响并不呈现单向性,即每个因素都并不是越大越好或越小越好,而且各因素对测试件的影响作用并不单独存在,各因素之间存在交互作用。

利用以上正交试验对熔融挤压快速成形的工艺参数优化的结果,即最佳的工艺参数的组合A1B2C2,加工了一些不同形状的成形件,如图3所示,加工的成形件表面精度高,效果好。这就验证了试验结果的可行性,对实际加工具有一定的参考价值。

4 结论

用MEM-300-Ⅱ熔融挤压快速成形机进行成形时,分层厚度、扫描速度和喷头速度等工艺参数对成形件的表面精度等成形质量有很大的影响,采用适合的参数可以显著提高成形件的尺寸精度、表面质量。

通过正交试验法,认为各参数之间要合理匹配。并获得了能良好成形的工艺参数组合,即分层厚度取0.15mm、轮廓扫描速度为50mm/s和填充扫描速度55mm/s,轮廓喷头速度为1.0mm/s、填充喷头速度为0.9mm/s。

摘要：为了获得表面质量较优的熔融挤压快速成形制品,采用正交试验的方法对其加工过程中的工艺参数进行了优化,并获得了较好的工艺参数的组合。然后用优化后的工艺参数进行了试验验证,获得了质量较好的、满意的熔融挤压快速成形制品。结果表明,这种通过正交试验法对熔融挤压快速成形工艺参数优化的方法是可行的。

关键词：熔融挤压快速成形,正交试验法,工艺参数,优化

参考文献

[1]宗贵升.快速成型系统MEM-300用户手册[Z].北京殷华激光快速成型与模具技术有限公司,2001.

[2]郭戈.快速成形技术[M].北京:化学工业出版社,2005.

[3]赵萍,蒋华,周芝庭.熔融沉积快速成型工艺的原理及过程[J].机械制造与研究,2003(3):17-18,23.

[4]罗晋,叶春生,黄树槐.FDM系统重要工艺参数及其控制技术研究[J].新技术新工艺,2005(6):77-80.

[5]杨继全.快速成形技术[M].北京:化学工业出版社,2006.

优化参数法 篇9

关键词：超浅埋,大断面隧道,双侧壁导坑法,施工参数

双侧壁导坑法也称眼镜工法, 是大断面隧道分部开挖的工法之一[1], 在工程实践中积累了不少成功的经验。但是, 在软弱地层、富水、超浅埋等复杂建设条件下的大断面隧道, 双侧壁导坑法的适用性和施工参数选择, 需要结合工程实际情况具体研究。本文以厦门翔安海底隧道陆域段行车隧道工程实例为依托, 基于数值模拟和现场应用经验总结, 对设计方案和主要施工参数进行研究, 得到一些有益的认识和工程实践经验, 可供类似工程参考。

1 工程概况

厦门翔安隧道是我国第一座海底隧道, 也是当今世界最大断面钻爆法公路海底隧道, 连接厦门本岛和翔安大陆架, 设三孔隧道, 左右线行车隧道共设双向六车道, 中孔为服务隧道。隧道全长6.05km, 两端陆域段合计约2 km。

隧址两端陆域段地形平坦, 行车隧道以-3%纵坡切入地层, 形成长距离的超浅埋和浅埋段。陆域段为全强风化花岗岩地层, 属V级围岩, 稳定性差。行车隧道毛洞开挖宽17.0 m、高12.5 m, 开挖面积达170 m2, 埋深8～25 m, 地下水位为地表下2～6 m[2]。该隧道是典型的软弱地层、富水、大断面、长距离、超浅埋暗挖施工, 易发生大变形, 甚至坍塌, 建设规模和施工难度国内罕见。

2 工法选择

工法选择直接关系到施工进度、安全和造价, 通常要综合考虑隧道断面大小及形状、围岩级别、工程地质与水文地质、隧道所处位置、支护条件、衬砌类型、工期要求、机械配备能力及经济可行性的等相关因素;此外, 施工班组对具体工法配套的操作经验和熟练程度也十分重要。

翔安隧道分四个标段, 从两岸对挖, 陆域段行车隧道两端洞口共4个开挖面。此外, 还利用小断面的服务隧道超前掘进, 通过横通道增开行车隧道工作面。现场施工主要采用CRD法, 平均月进尺较慢, 一般为30m。翔安隧道陆域段是制约总工期的关键路段, 因此, 应加强现场工法适用性及工法配套优化研究。考虑到现场工程地质条件和施工队伍的实际工程经验, 同时也为探索合适的工法, 五通端陆域段右洞YK6+900后尝试采用双侧壁导坑法。

双侧壁导坑法的基本原理是, 利用两个中隔壁把大断面隧道分成左、中、右3个小断面施工, 左、右导坑交错先行, 中间断面紧跟其后, 初期支护仰拱成环后, 拆除两侧导洞临时支撑, 形成全断面, 分部开挖顺序如图1所示。该方法在粘性土层、砂层、砂卵层等软弱地层都有不少成功的案例[2]。

与CRD法相比, 如图2所示, 双侧壁导坑法不设横向临时支撑, 作业空间相对更大, 便于大型机械施工, 工效高, 有利于提高施工进度, 其两侧导洞皆为倒鹅蛋形, 更有利于控制拱顶下沉。

3 计算模型及主要参数

利用大型有限元商业软件, 建立双侧壁导坑法计算模型, 如图3所示, 用于模拟不同施工工况。

陆域段V级围岩主要物理力学指标如表1所示[2]。设计采用的双侧壁导坑法支护参数为:超前支护参数为? 42 mm、L = 4m、环@40 cm、纵@2.5 m的注浆超前小导管;初期支护为20b工字钢钢支撑 (每榀间距50 cm) , 双层? 8 mm钢筋网 (间距20 cm×20 cm) , 30 cm厚C25喷射混凝土, 临时支撑为20b工字钢[3]。计算中取平均埋深16m。

4 施工参数分析

为探求合理的施工参数, 针对临时支撑形式、开挖步距、拆撑距离等主要施工控制参数, 建立不同工况, 利用计算模型进行研究分析。

4.1 临时支撑形式比选

在双侧壁导坑法施工中, 竖向临时支撑控制垂直沉降的主体支护体系, 通过对比分析弧形支撑和竖直支撑的控制沉降效果、应力分布情况以及侧向位移, 优化临时支撑的结构形式。

(1) 控制沉降效果

两种临时支撑控制沉降计算结果如表3所示, 地层变形云图如图4、5所示。

计算分析表明, 竖直临时支撑对控制沉降更为有利, 但弧形临时支撑的地层变形比较规则对称, 而竖直支撑在开挖中变形容易集中, 分布不对称。

(2) 应力分布

两种临时支撑主应力计算结果如图6、7所示。

从图6、7中可以看出, 两种情况下初期支护和临时支撑大部分受压, 拉应力主要集中在拱顶和拱脚位置, 范围比较小。弧形临时支撑总体受力比较好, 最大压应力为0.96MPa, 表明设计采用的弧形临时支撑的结构形式和支护强度都比较合理。相对而言竖直临时支撑由于受中间未开挖土压力的影响, 结构受力分布不太好, 应力集中现象更突出, 最大压应力为7.59MPa, 是弧形临时支撑的8倍多。

(3) 侧向位移

两种临时支撑侧向位移计算结果如图8、9所示。

由图8、9可以看出, 弧形临时支撑最大侧向位移为57mm, 但只是很小的局部范围, 大部分范围的侧向位移为20～30mm;竖直临时支撑沿侧向位移最大为68 m m, 但大部分范围内位移为30～50 m m。由此可见, 竖直临时支撑抵抗侧向变形能力差, 结构受力不好。

综上分析可见, 竖直临时支撑控制竖向沉降能力优于弧形临时支撑, 但弧形临时支撑的总体受力分布和抵抗侧向变形明显优于竖直临时支撑, 推荐采用弧形临时支撑。计算结果验证了弧形临时支撑设计形式和强度的合理性。

4.2 开挖步距对比

根据既有工程经验, 拟定三种常用的开挖步距进行开挖模拟, 如表2所示, 对导坑间距和导坑内台阶长度进行比选。

三种工况的沉降计算结果如表3所示。

从表3中可以看出, 在超浅埋情况下, 一次开挖进尺的步距越大, 产生的变形和沉降也越大, 台阶长度越小, 变形控制效果越好。但是, 从内力计算结果看, 当台阶的长度过于短小时, 对掌子面稳定是不利的, 同时由于台阶长度太短, 空间太小, 也不便于安排作业工序, 影响工效。

综合沉降、内力和作业空间, 推荐工况一。

4.3 拆撑距离分析

一次性拆除临时支撑5m、10m、15m, 引起拱顶下沉增量的计算结果如表4所示。

由表4可见, 一次拆撑超过10m时, 引起的拱顶下沉增量明显变大。因此, 建议一次拆除长度为10m。计算表明, 拆撑过程中最不利的位置为未拆除的临时支护与上部拱顶连接处, 在施工中要注意对此部位的保护。

5 现场应用

翔安隧道V级围岩地段双侧壁导坑法采用上述分析推荐工况一的主要施工参数, 并根据实际情况局部调整, 在开挖过程中以小型挖机为主, 配合人工修边, 辅以超前小导管, 减少坍塌量, 开挖循环一般为1m, 即安装2榀拱架为一循环。洞内变形监测断面间距一般为15m, 在监测条件允许的地段地表沉降监测断面间距一般为30m。现场变形监测结果平均值与计算预测对比如表5所示[5]。

从表6可以看出, 拱顶下沉与累积地表沉降的实测值比计算预测值相比, 总体规律一致, 但实测值略大, 其原因是数值计算模型可能的误差。根据计算和实测变形量分析, 综合初期支护变形安全性判断 (变形后不开裂) , 现场变形控制标准定为累积拱顶下沉165mm, 累积地表沉降90mm。翔安隧道同等地段采用CRD法施工时, 拱顶下沉变形量较大, 现场控制标准为200mm, 大于双侧壁导坑法。

翔安隧道双侧壁导坑法施工经验小结如下: (1) 两侧导坑应交错开挖前进, 严禁同时开挖;开挖后及时进行混凝土初喷, 并尽快架设钢拱架; (2) 特别注意中导洞拱部施工安全, 必要时适当加强超前小导管; (3) 临时支撑应采用与初期支护同强度的工字钢, 并适当加强连接钢板强度; (4) 导坑内开挖台阶两侧边适当施作锁脚锚管, 有利于控制拱顶下沉; (5) 对于局部水平收敛绝对值偏大的地段, 可在两侧导坑增加临时横撑, 控制侧向变形; (6) 仰拱封闭后要及时实施拱背回填注浆, 能有效地减少围岩变形;回填注浆管不宜过长, 以穿透喷射混凝土层、进入土层20cm为宜, 注浆压力控制在0.6MPa以内; (7) 拆除临时支撑:初期支护全环封闭且围岩变形稳定后 (每天变形量小于0.5mm) , 可拆除临时支撑, 每次最长拆除10m, 按拆除后的拱顶下沉增量不大于8mm控制, 初期支护全封闭且变形稳定的未拆撑段至少保留40m。

翔安隧道现场应用表明[4], 根据工程实际情况优化调整后的双侧壁导坑法工效较好, 变形得到有效控制, 施工进度显著提升, 陆域浅埋段平均月进尺达到55m, 而同等地段CRD法平均月进尺为40m。由此, 为保证总工期创造了有利条件。

6 结论

基于数值模拟和现场应用经验总结, 对翔安隧道陆域超浅埋大断面行车隧道双侧壁导坑法主要施工参数优化进行研究, 得到以下几点认识:

(1) 竖直临时支撑控制竖向沉降能力优于弧形临时支撑, 但弧形临时支撑的总体受力分布和抵抗侧向变形明显优于竖直临时支撑, 推荐采用弧形临时支撑。

(2) 推荐导坑内上台阶长度为4m, 下台阶长度为8m, 左右导坑间距8m, 中导洞间距30m, 每循环开挖一般控制在1m, 即两榀钢拱架。

(3) 推荐一次拆撑10m, 保留40m初期支护全封闭且变形稳定的未拆撑段。

(4) 优化调整后的双侧壁导坑法工效较好, 拱顶沉降控制标准为165mm, 陆域浅埋段平均月进尺达到55m, 施工进度显著提高。

参考文献

[1]关宝树.隧道施工要点集[M].北京:人民交通出版社, 2004.

[2]夏支埃.厦门东通道工程施工图设计阶段工程地质综合勘察报告[R].武汉:中交第二公路勘察设计研究院.中铁大桥勘测设计院有限公司, 2005.

[3]朱光仪.厦门翔安隧道及两岸接线工程两阶段施工图设计[R].武汉:中交第二公路勘察设计研究院, 重庆交通科研设计院, 2005.

[4]厦门翔安隧道施工总结[R].厦门:厦门东通道 (翔安隧道) 工程现场指挥部, 2010.

优化参数法 篇10

切削是一种物理现象, 用来去除材料从而达到所需工件的几何形状。在金属切削中, 当被加工之工件与刀具作相对运动时, 以刀尖碰触工件, 达到移除材料的目的, 方可称为切削加工。

高速切削系以较小的切入深度, 较高的进给。可以提高生产力、降低表面粗糙度、降低切削力、切削稳定性较好, 同时可以减少挟持系统热变形[1,2]。

目前高速切削的数控设备的技术已趋于成熟, 利用高速切削时的小切削量、高切削速等特点, 即将热处理过的硬化材料一次加工成形, 且加工时间短、材料移除率高、切削力小及表面高精度的需求。这使加工技术不断突破, 朝向高速自动化发展, 不断提高生产力以及降低成本[3]。

用高速铣削热处理过的模具钢已普遍为模具业所接受, 但切削条件相关资料不多。本文利用高速切削工具切削热处理过的SKD61热作模具钢, 研究高速铣削之最佳的切削条件[4]。

1 实验研究

1.1 实验方法与步骤

1) 实验设备:FANUC高速加工中心, 华丰精密工具制造股份有限公司的ø4R0.2四刃钨钢圆鼻刀, Kosaka SE-1200表面粗超度测量仪。

2) 加工材料:实验用热处理SKD61模具钢, 大小为100mm×100mm×25mm, 硬化硬度分别为HRC44, HRC48及HRC53三种。

使用高速加工中心精铣HRC44、HRC48及HRC53SKD61三种硬度的模具钢, 利用正交表设定实验参数, 探讨切削参数对工件表面粗糙度影响, 并计算出最佳参数组合, 对实验结果进行比较, 找出每个因素最好最佳值, 使模具加工质量达到最佳条件。

实验设计三个因子分别为切削速度、进给量与切削深度。如表1所示, 径向切深保持2mm;铣削以顺铣方式切削;冷却方式为:乳化液;切削面积为4400mm2, 利用直交表L9作为实验安排, 探讨不同参数组合对表面粗糙度的影响[5]。

具体的实验步骤如图1所示。

其中通过Minitabe软件计算出各参数的信号噪声S/N比, 求出各因子在各水平下的S/N比反应表 (response table) , 然后找出每个因子中比平均值最大之水平即为该实验最佳参数。变异分析 (analysis of varian Ce) 是验证正交实验是否正确, 根据计算可以确定该因子在统计上是否有误差, 也可以找出各别因子对于目标函数的贡献程度。

1.2 实验安排及结果

利用L9直交表对SKD61模具钢切削实验, 计算不同配置的切削速度、进给量及切削深度对表面粗糙度影响的信号噪声S/N比, 结果列于表2中。

1.2.1 材料硬度为HRC44实验分析

根据实验数据做出HRC44下各因子水平数对表面粗糙度的关系图如图2所示, 再对数据进行ANOVA变异数分析, 结果如表3所示。

从上面分析中可以得出硬度为HRC44最佳参数组合为A3B3C2, 即为切削速度300m/min (240000rpm) 、进给量0.03mm、切削深度0.10mm, 用上述参数组合进行加工实验的验证, 得到加工后表面粗超度为0.546μm。从图2中还可得出切削速度的影响最大, 切削深度次之, 进给量最不明显。

铣削材料硬度HRC53的ANOVA变异数分析之结果, 显著水平P水平值设定为0.05, 可以得出切削速度P值小于0.05为显着因子, 其他两个因子皆大于0.05, 为不显着因子。

1.2.2 材料硬度为HRC48实验分析

根据实验数据做出HRC48下各因子水平数对表面粗糙度的关系图如图3所示, 再对数据进行ANOVA变异数分析, 结果如表4所示。

从上面分析中可以得出硬度为HRC48最佳参数组合为A3B2C2, 即为切削速度300m/min (240000rpm) 、进给量0.02mm、切削深度0.10mm, 用上述参数组合进行加工实验的验证, 得到加工后表面粗超度为0.545μm。从图3中还可得出切削速度的影响最大, 切削深度次之, 进给量最不明显;切削深度的影响会比铣削硬度为HRC44来的的更明显。

铣削材料硬度HRC53的ANOVA变异数分析之结果, 显著水平P水平值设定为0.05, 可以得出切削速度P值小于0.05为显着因子, 其他两个因子皆大于0.05, 为不显着因子。

1.2.3 材料硬度为HRC53实验分析

根据实验数据做出HRC53下各因子水平数对表面粗糙度的关系图如图4所示, 再对数据进行ANOVA变异数分析, 结果如表5所示。

从表5分析中可以得出硬度为HRC53最佳参数组合为A3B2C1, 即为切削速度300m/min (240000rpm) 、进给量0.02mm、切削深度0.05mm, 用上述参数组合进行加工实验的验证, 得到加工后表面粗超度为0.555μm。

铣削材料硬度HRC53的ANOVA变异数分析之结果, 显著水平P水平值设定为0.05, 可以得出只有切削速度P值小于0.05为显着因子, 其他两个因子皆大于0.05, 为不显着因子。

2 结论

本文在高速铣削热处理后三种硬度HRC44、HRC48及HRC53的SKD61模具钢, 用正交法探讨切削速度、进给量与切削深度三个参数对粗超度的影响, 得出如下结论。

1) 硬度为HRC44最佳加工参数为切削速度300m/min (24000rpm) 、进给量0.03mm, 切削深度0.10mm;HRC48为切削速度300m/min (24000rpm) 、进给量0.02mm、切削深度0.10mm;HRC53则是切削速度300m/min (24000rpm) 、进给量0.02mm, 切削深度0.05mm。

2) 切削速度300m/min (24000rpm) 的加工效率比100m/min (8000rpm) 下快三倍, 在追求加工时效快速的条件下, 可选用高的主轴转速。

3) 从ANOVA变异数分析可以得到主轴转速对于表面粗糙度的影响最大, 切硬度越高, 影响越显著。故在铣削加工时, 首先要进行转速的选定, 当达到期望之表面粗糙度时, 再调整进给与切削深度, 以达到理想的表面质量。

4) 进给量与切削深度在实验中为不显著因子, 当把水平间距提高进行实验, 当进给高于0.06mm以上, 实验后刀具出现明显磨损。

摘要：对SKD61模具钢高速切削进行正交实验分析, 探讨切削速度、进给率和切削深度对工件表面粗糙度的影响, 得出当切削速度为24000rpm、进给率0.03mm与切削深度0.1mm组合可获得最佳的切削质量。

关键词：高速切削,正交法,表面粗糙度

参考文献

[1]H.Schulz, , “High-Speed Machining”, Annals of CIPR, 1992, 412:637-643.

[2]H.Schulz, , “The History of High-Speed Machining”, Proceedings of the Sino-G Joint Symposium on High-Speed and High Precision Machining, 1999:1-8.

[3]J.M.Vieira, A.R.Machado and E.O.Ezugwu, “Performance of Cutting Fluids during Face Milling of Steels”, Journal of Materials Processing Technology, 2001, 166:244-251.

[4]O.Cakir, M.Kiyak, E.Altan, “Comparison of Gases Applications to Wet and Dry Cutting in Turning”, Journal of Materials Processing Technology, 2004, 153-154:35-41.