高温循环（精选五篇）
高温循环 篇1
关键词：跨临界循环,高温热泵,循环高压,负荷,控制
0 引言
近年来,随着能源与环境问题的日益凸现,高温热泵以较高的供热效率,良好的节能环保特性[1],受到了研究人员的广泛关注。日本的超级热泵项目,美国IEA热泵中心和热泵发展计划及欧洲的大型热泵研究计划中,高温热泵均是其中的重点研究内容之一。
相对于普通亚临界热泵系统,跨临界循环高温热泵能够提供较高的供热温度和较大供回水温差,在对跨临界循环高温热泵的研究中发现,循环高压是保证系统稳定高效运行的一个关键参数,稳定运行工况下,临界循环系统最大COP所对应的循环高压即为最优循环高压[2] 。控制循环高压在最优压力附近,可使系统高效率运行。传统的以控制过热度为目标的节流控制方法无法使跨临界循环高温热泵工作在最优压力点附近,因此对循环高压控制的研究,就显得非常重要。另外调节压缩机在最优频率(一般为压缩机的基本频率)下满足负荷要求,可以节约能耗,减少震动,延长压缩机的使用寿命等等,对系统的高效稳定运行也十分重要。基于此,本文介绍了近年来跨临界循环中对循环高压的控制方法,分析各自的优缺点,同时简单分析了负荷的变频调节方法,并在此基础上提出了在满足负荷前提下,压缩机最优频率调节和系统最优循环高压控制相结合的控制方法。
1 临界系统循环高压控制
目前国内外对于跨临界高温热泵循环的控制策略研究,主要集中在CO2跨临界热泵系统上,采用的也是传统的控制方法。如Neeraj Agrawal,研究了毛细管长度以及管径对二氧化碳热泵系统性能的影响[3]。Rene Rieberer等提出二氧化碳热泵系统使用储液器(accumulator)可以控制系统循环高压,若工况变化不大,使用一般可控制过热的毛细管比较经济,提出在两个节流阀中加一个中间压力容器的节流控制方法,这样不但可以控制系统的循环高压,还有利于系统的回油[4]。因此对跨临界高温热泵循环高压的控制,还应该先从常规的控制方法入手,分析这些常规方法的控制规律,并从中找出适合于跨临界循环的较好的控制方法。下面本文从几种常用的方法来讨论对跨临界循环高压的控制。
1.1 毛细管
在跨临界循环高温热泵中,使用毛细管节流控制循环高压的方法受到很多研究人员质疑,因为毛细管的可调性非常小。但Neeraj Agrawaly在研究了二氧化碳临界热泵系统中使用毛细管对系统循环高压的控制后,发现优化毛细管长度可以调节跨临界循环的循环高压[3]。而对于如何优化的毛细管的长度、管径、粗糙度与系统的匹配来调节系统循环高压,没有作更深入细致的研究。
其他研究人员通过实验研究,也都发现在容量较小的跨临界热泵系统中,优化毛细管的外径,长度,粗糙度等调节制冷剂的质量流量,可改变制冷剂出口的过热度,使跨临界循环系统循环高压工作在最优压力点附近[5,6]。这主要是由于,在转速一定,若增加毛细管的长度,制冷剂的质量流量减小,吸气压力降低,制冷剂出口的过热度增大,吸气比容变大,压缩机排气温度升高,循环高压也升高。
因此,在跨临界高温热泵循环中使用毛细管控制系统的循环高压,在最优压力附近工作,是可行的,只是毛细管的可调性太小,仅适用与容量变化非常小的临界系统中。至于毛细管的基本参数与跨临界系统如何匹配,才能更好的控制循环高压,需要进一步研究。
1.2 膨胀阀
专门适用于跨临界循环系统的膨胀阀很少,国内外相关文献大多都是基于常规循环所采用的热力膨胀阀,电子膨胀阀等节流装置的研究。但在CO2跨临界循环中,Forschungszenrtu等提出丹麦丹佛斯公司、德国OTTO公司等已经生产出CO2跨临界循环系统专用的电子膨胀阀,并进行了测试研究。结果表明,电子膨胀阀针对CO2跨临界系统过热可以对制冷剂流量达到精确的调节,从而可将系统的循环高压控制一个比较合理的范围内[7] 。但这样的膨胀阀价格较高,只适用于科研单位的研究中,不宜被大规模的推广使用。文献[8]在对HFC125临界高温热泵循环实验中也发现,当调节热水流量使热水温度达到要求的出口温度时,采用热力膨胀阀可将系统的循环高压控制在此工况的最优压力点附近[8]。但这种方法,反应慢,控制滞后。
在跨临界循环实验中,采用膨胀阀,可针对压机吸气口的过热度对阀门的开度做相应的调整,调节吸入的制冷剂流量,使吸气口的过热稳定在一定范围内,从而使跨临界系统工作在最优循环压力附近。是因为当压缩机在频率一定即转速不变运行时,若此时膨胀阀的开度比较小,制冷剂的质量流量减小,压缩机的吸气过热度增大,造成系统排气压力逐渐升高,偏离最优压力。随着阀门开度的增大,吸入的制冷剂流量增大,吸气过热逐渐减小,压缩机的排气压力逐渐降低。当靠近最优工作压力时,系统的效率最高。若继续增大阀门的开度,制冷剂流量增大,过热度降低到最低值,制冷剂在蒸发器中不能完全蒸发,严重时,还会造成压缩机液击。当系统运行高压偏离最优压力,COP降低[9]。
因此,在跨临界高温热泵实验中,膨胀阀可以来调节系统的循环高压,但应根据吸气口的过热,及时调整、优化阀的开度,使系统能始终在最优循环压力附近运行。另外,膨胀阀在工况变化比较大情况下,也可以对系统达到较好的控制,使系统的循环高压也能稳定在最优压力附近。可在实际的试验中进行验证。
1.3 其他方式对循环高压控制
对于跨临界高温热泵循环高压的控制,除了上述的几种常用的控制方法,还可以尝试其他的方法。如,在CO2跨临界循环系统中,Lorentzen曾提出,控制循环高压比较好的办法是调节制冷剂流量。并提出两种具体的方法,一是在系统蒸发器之后安装汽液分离器(accumulator),二是在冷凝器之后安装贮液器(accumulator),并在气体冷却器和贮液器之间加装一个阀们[4]。只是这两种方法,只有理论分析没有经过具体实验论证。
对于在蒸发器出口,安装汽液分离器,如图1。ReneRieberer,Mario Gassler等经过理论分析得知,在CO2跨临界循环系统中,循环高压与热源、热汇的入口温度、质量流量,压机的转速等都有影响[2]。在高温跨临界热泵系统中,使用这种方法来控制循环高压,经济且对于系统回油非常有利。只是在设计系统之前,要考虑供热温差对系统的影响。即:在一定的工况下,选择合适的供热温差,使系统在最大COP对应的最优循环压力附近高效稳定的运行。至于循环高压与它们之间的具体关系,以及如何调节系统的循环高压,则没有做更近一步的研究。
另外可采用跨临界系统循环高压和蒸发器出口过热的分别控制的方法,来调节循环高压。如:Rene Rieberer使用两个节流阀,并在两个节流阀中间加上一个中间压力容器(Intermediate Pressure Vessel)的方法控制跨临界系统的循环高压[4],如图2。这种方式对系统的循环高压和蒸发器出口的过热比较容易控制,对系统的回油也特别好。是由于,中间压力容器可调节自己的压力在制冷剂的饱和压力下,这样制冷剂聚集在中间压力容器中,当容器足够大时,一部分被冷凝成液体,而中间压力容器的出口位于容器底部,制冷剂液体可通过它进入二级节流装置中。因此另一部分制冷剂蒸汽只能以中间压力被储存在压力容器中。这样系统的循环高压就以中间压力稳定下来,通过调节出口阀门使中间压力稳定在一定工况下最优压力附近。可使系统运行的稳定、高效。只是中间压力容器的容积不容易确定。如果太小,制冷剂两相混合物容易进入第二个节流阀,造成蒸发器出口严重的过热,循环高压升高。
2 临界循环负荷的控制
跨临界热泵循环的制热量的控制可通过改变压缩机的转速来实现,因为转速的改变可造成压缩机的排气口焓值的改变,与压缩机吸气口、冷凝器出口的焓差也就发生了变化,从而系统输入功率与制热量发生改变。因此改变转速可用来调节临界循环的负荷。而使用变频器调节压机转速是目前比较常用方法。变频器调节压缩机在最优频率下工作,可提高压机的效率,节省能源。故此,变频器对压缩机的调节也十分重要,本文先从变频器对压缩机调节作用开始,来分析转速对高温热泵临街循环的负荷控制。
2.1变频器对压缩机的控制
在临界热泵循环中,只有选择合适的变频器,才能实现对压缩机的调节。要选择合适的变频器,首先要了解变频压缩机的V-f曲线。每种品牌压缩机的V-f曲线不尽相同,需要生产压缩机的厂家来提供[10,11,12]。另外对于变频器功率的选择,由于系统要在跨临界状态下运行,系统在运行调节时可能会出现功耗急剧增大的情况,因此变频器功率的选择要远大于压缩机的输入功率。笔者在使用R410A作高温热泵实验时,压缩机是大金公司生产的3HP变频压缩机,变频器最初采用成都希望集团生产的2.2 kW森兰通用型变频器,调试时发现,变频器只能在压缩机空载时运行,加上负载之后,变频器总是出现过流保护,无法启动压缩机。在更换较大功率的变频器之后,方可运行。
在使用变频器对压缩机进行转速控制时,要根据压缩机的V-f曲线,来调节压缩机输入频率。由于压机每个频率段的的性能,以及系统的功耗完全不相同,例如,在偏离最优频率增大时,压机震动加剧,润滑情况恶化,摩擦损失增大,压缩机性能的恶化和功耗的增大[13] 。而在最优频率附近,压机的震动减小,功耗降低,系统的COP提高。
因此,在对跨临界高温热泵循环负荷控制中,变频器对压缩机转速控制十分重要,它是实现负荷最优控制的基础。只是目前国内还没有现成适合于跨临界循环的变频器和压缩机,但可根据压缩机的V-f曲线,(一般由厂家提供)调节压缩机尽可能工作在最优频率附近,不但减少功耗,提高系统COP,而且延长压缩机的使用寿命。
2.2 压机转速与制热量的关系
对于变频压缩机,其转速与频率的关系:
压缩机的功耗:[14]
由式(1)、式(2)可得出:
热泵系统的制热量与压缩机频率的数学关系式:
Q=cop·N (4)
故此可得出系统制热量与压缩机频率的数学关系式:
压缩机的功耗随工况(冷凝温度,蒸发温度)的改变,改变量很小,可认为,不随工况的改变而变化,仅由它所运行的频率所决定.因此(2)可表达为:
N=g(f) (5)
系统的COP随着蒸发温度的上升及冷凝温度的下降而增大。当然这对于任何定频压缩机都适合,而对于变频压缩机,在一定的工况下,系统的COP存在一个最大值,最大COP对应一个最优频率。而这个最优频率通常是这个压缩机的基本频率[8]。不同厂家生产的压缩机的基本频率并不完全相同,但大都集中在某一个范围内。变频热泵系统在稳定工况下COP随运行频率与最优频率差值的增大而减小,随差值的减小而增大。
因此,工况稳定的情况下系统的制热量完全由运行频率所决定。即由(4)、(5)式可得:
Q=G(f) (6)
对于高温临界热泵循环,可采用变频压缩机来调节系统的负荷,应使系统的运行频率尽可能的工作在最优频率附近,来保证系统较高的COP。
3 压缩机的变频调节与膨胀阀调节结合对跨临界循环的控制
对于临界热泵循环系统,要实现最优化控制,目标有两个:一个对系统循环高压的最优控制,使系统高效稳定的运行。另一个是在达到系统要求的负荷下,变频器对压缩机的最优频率调节,使系统的功耗较小,COP较高。
变频器和电子膨胀阀的互相配合,可以使系统运行的更加稳定、高效。虽然欧美、日本等一些发达国家已经利用这项技术生产出一些产品,如日本产的二氧化碳跨临界热泵热水器等。但目前跨临界高温热泵循环技术,在国际上还处于技术保密阶段,相关文献也比较少。因此只能从常规循环变频运行时压缩机输入频率的调节与电子膨胀阀的控制中找出一些规律,来指导临界跨循环热泵系统实验的控制方案。
因此,在高温变频临界循环实验中,应使变频器对临界系统负荷的调节控制与膨胀阀对循环高压的调节控制结合起来。即在调节压缩机输入频率的同时,膨胀阀的调节也同步进行。这是由于,若升高输入频率,而膨胀阀开度未及时变化,可导致从蒸发器中吸入制冷剂量增大,蒸发压力和蒸发温度降低,蒸发器出口的过热度增加,排气温度升高,系统的循环高压上升,虽然容积制热量下降,功耗也增加,COP降低,系统偏离最佳运行工况。若依上述办法在调节压缩机的频率下降,未及时调整电子膨胀阀,可导致制冷剂在蒸发器内蒸发不完全,降低蒸发器换热效果,严重时可造成压缩机的液击。至于配合调节滞后对系统造成的影响,可以暂时忽略[15,16]。当然,变频器与膨胀阀互相结合的控制方法对跨临界系统性能带来好的影响要经过实验的论证。
4 结束语
循环高压的控制对跨临界高温热泵具有重要意义,控制循环高压在系统最优压力附近,是保证系统稳定高效运行的关键。另外,负荷的最优频率控制对降低系统能耗,减轻压机震动,延长压机使用寿命具有重要意义。基于此,本文讨论了几种常见控制临界系统循环高压在最优压力附近的方法,即毛细管长度优化法、膨胀阀最优开度控制法、以及中间压力控制法等,分析了各自的优缺点。并介绍了负荷的频率调节方法。在此基础之上提出了变频调节与电子膨胀阀调节相结合的控制策略。但是在临界循环具体的运行中,需要采用哪种控制方法,要经过具体的实验论证,并结合其他因素如经济因素等来综合考虑。
符号
n——转速(r/min)
f——电源频率(Hz)
s——电机转差率
p——电机极对数
λ——泄漏系数
εi——压比(冷凝压力/蒸发压力)
ps——吸气压力
δ0——相对压力损失系数
Vh——吸气容积
Zs,Zd——实际气体压缩系数
ni——多变指数
Q——系统的制热量
cop———系统的制热系数
高温循环 篇2
2.冷却液液面过低。有些用户反映，不是不加够，而是加够了以后，从膨胀箱往外反水，所以冷却液液面过低，其实这些用户根本不知道发动机的冷却液到底加注多少，那么大家是否注意膨胀水箱上都是有刻度的，这就要求冷却液液面在总刻度的中间位臵，最低不能低于刻度的最低限，如果在正常液面的范围内，发动机膨胀箱出现反水的情况，说明发动机在其它的方面存在问题或者是加注的防冻液质量太差，应该仔细查找原因，而不能有意的减少冷却液;
3.膨胀水箱的两根出气管堵塞或者不畅通。在膨胀水箱的顶侧，有两根细水管，一根接于分水管，一根接于水箱上水室。如果这两根水管不通畅的话，就会出现水温时高时低，上的快，下的也快的现象，
如果有此现象，百分之八十就是这两根小水管的故障;
4.水泵叶轮的过度磨损或风扇皮带松动。尤其是对于常年使用日用水作为冷却液的用户，水泵的叶轮片被碱的短小，使翻水能力大大的降低，水循环不好，造成发动机水温过高，这种情况可以从水箱的水流波动情况来判断，如果是风扇皮带过松，那么在判断皮带和张紧轮无异常的情况下，调整到标准力矩就可以了;
5.循环系统内的循环水管由于长时间的腐蚀，里面的胶皮脱落，阻止循环的水流;
6.水箱或中冷器散热片被油泥，树叶等杂物堵塞。若堵塞，会使进风热交换量减
少，从而造成水温高，有许多车辆(尤其是部分潍柴发动机，它的油尺管和机油加注孔都在冷却水箱和中冷器的两侧)在油尺管和机油孔出现排油故障以后，不长时间就出现了高温的情况，这是因为水箱和中冷器表面粘满了油泥的原因，造成气流不畅;
7.喷油时间过晚。喷油时间过晚，后燃增加，使冷却水温度剧增，常伴有启动困难，排气冒黑烟，发动机无力等现象，应重新校正喷油时间并达到规定值;
8.气缸垫串水孔位臵处烧坏。这种情况的表现为膨胀水箱加水口往外反水，一是反出去的水多，造成冷却液大量损失，二是由于缸垫损坏的部位是串水孔位臵，气缸垫的串水孔是连接汽缸体和汽缸盖水道的通道，
当发动机工作时，压缩和爆发行程汽缸内的高压，高温气流从气缸垫损坏部位进入水道，急剧加热冷却液的温度，造成高温。但有的时候并不是气缸垫串水孔处烧坏就一定在冷却水膨胀箱加水孔处反水，我曾经就遇到过此类情况，发动机一使劲就高温，排除了各种原因，就是没有往气缸垫方面去想，因为无论怎样抖动油门，就是没有
出现反水的现象，可是当拆下缸盖以后发现六个缸垫几乎全都烧坏了，就在串水孔附近。所以希望大家明白一件事：在维修车辆的时候，不能光靠有无各种现象去判断问题，也不能把出现的现象作为判断问题的唯一尺度，现象只可以作为我们寻找问题的一条线索，但不一定是单一的，要灵活掌握，灵活判断，灵活维修!!!
高温循环 篇3
设计:
一.系统设计的目的
但是随着打井深度的增加, 地层的压力与温度越来越高。为了保证测井仪器工作的可靠, 必须对所有元器件进行高温高压的测试。通常的测试办法是建立一口高温高压井, 但是这种方法工作量大, 不适合实验室应用, 而且一些个别零件不仅需要高温高压还需要同时满足流体循环的工况, 所以必须建立一套更有效的实验室测试方法。
基于以上的情况, 我设计了一种专门用于实验室的高温高压循环流体测试系统。设计要求能产生20000psi的压力, 150℃的高温, 循环流速为5L/min, 同时必须保证易于操作, 便于清洗维护, 安全, 无污染等要求。
液压原理图如下:
二.动力源的选择及曲柄滑块机构尺寸的确定
由于整个系统内部会有20000psi的高压, 所以必须进行压力平衡, 否决将会浪费大量的动力, 整个系统只需要克服密封圈与液压缸的摩擦力做功, 经过测量经过三道密封圈, 产生的摩擦力约为786N, 选用曲柄滑块机构进行传动, 这种传动模式的速度为:
速度曲线为正弦曲线, 我设计的活塞为双向有效, 所以活塞有效速度为:
流速:
为了保证5L/min的流速,
若动力源选择150w, 1500r/mind的三相异步电动机, 配1:33的摆线针轮行星减速器 (效率97%) 。则d2=62mm。
三.加压丝杠尺寸的确定
出于安全考虑, 丝杠螺纹必须自锁, 初选T28×2.5的梯形螺纹。丝杠选用不锈钢材料, 丝杠外套选用黄铜, 二者摩擦系数为0.19。当量摩擦系数=0.19/cos15° (梯形螺纹夹角———30度) =0.248, 当量摩擦角=arc tan0.248=14°。T28×2.5的螺纹升角为λ=arc tan (2.5/26.75*л) =1.7° (注:26.75———螺纹中径) , 所以可以满足自锁条件。
然后计算加力杆长度, 假设不计摩擦, 克服在直径30.12mm的加压活塞上作用的压力所做的功, 等于人推动加力杆的所作的功, 通常人的力量为500N左右,
l:加力杆长度
N:人的推力, 500N
s:螺距, 2.5mm
P:系统极限压力, 20000psi
D3:加压活塞直径:30.12
计算后得出加力杆长度不少于162mm, 用600mm的加力杆, 足以满足要求。
四.集成单向阀的设计
为了使系统产生单向稳定的循环流体, 活塞运动时, 活塞两头一方分别是抽吸和排出流体, 为了使流体单向运动, 需要四个单向阀来控制流体的方向。
由于整个系统中所装的是模拟地层液的流体, 具有粘稠, 含有颗粒状泥沙, 导电的特点, 所以不能用常规的液压元件来制作集成阀体, 必须自己制作。重点是选择耐高温的弹簧, 高温会降低弹簧的弹性, 经过查找选择了一种进口弹簧。
由于压力平衡, 对单向阀并无特殊要求, 设计如下: (原理图见液压原理图)
特点:
操作简单:由单向阀控制流体方向不需要人员操作阀的开闭, 极大地简化了操作。
耐腐蚀:使用高强度钛合金制造基体, 连接管到有高强度合金制造, 不会产生腐蚀, 保证了耐用性和安全性。
不易堵塞:采用4个单向阀形成流体循环, 流量大, 不易堵塞, 可以进行粘度较高的流体测试。
安全性高:流体泵由高强度钛合金制造, 连接管到有高强度合金制造, 可以耐压达到30000psi, 保证测试人员安全。
集成单向阀设计:将四个单向阀集成在一个钛合金块之内, 靠内部打孔成为流体通道, 安全性高, 且减少高压管的使用 (高压管要制作成弯曲状会降低强度, 而且往往不容易对准) 。
五.整体设计
由于系统要加高温, 如果流体中残留量大量气体的话, 会有爆炸的危险, 所以在测试之前需要对系统抽真空, 所以安装了真空泵和气体节流阀。在抽真空之后对系统放气, 可以把流体由有机玻璃筒压入整个系统, 然后关闭溢流阀是系统变为封闭系统。然后在系统出口添加温度传感器和压力表, 以便随时观察系统内部情况。最后根据测试需要的不同添加不同的流体特性传感器, 如密度传感器, 电导率传感器, 光谱色谱分析传感器等等。整个系统设计如下:
应用:
一、对未知特性的流体在不同温度和压力下进行标定
在实验室中曾对多种流体进行过标定, 例如对不同浓度盐水的在不同温度压力下的电导率进行标定。
电导率, 物理学概念, 指在介质中该量与电场强度之积等于传导电流密度。对于各向同性介质, 电导率是标量;对于各向异性介质, 电导率是张量。单位以西门子每米 (S/m) 表示。对于测井行业, 电导率是一个非常重要的参数, 与流体中电解质浓度, 环境温度有关, 所以需要对其进行标定。
电导率的测量原理是将相互平行且距离是固定值L的两块极板 (或圆柱电极) , 放到被测溶液中, 在极板的两端加上一定的电势 (为了避免溶液电解, 通常为正弦波电压, 频率1~3k Hz) 。然后通过电导仪测量极板间电导。
电导率的测量需要两方面信息。一个是溶液的电导G, 另一个是溶液的电导池常数Q。电导可以通过电流、电压的测量得到。
根据关系式K=Q×G可以得到电导率的数值。这一测量原理在直接显示测量仪表中得到广泛应用。
A———测量电极的有效极板面积
L———两极板的距离
这一值则被称为电极常数。在电极间存在均匀电场的情况下, 电极常数可以通过几何尺寸算出。当两个面积为1cm的方形极板, 之间相隔1cm组成电极时, 此电极的常数Q=1cm-1。如果用此对电极测得电导值G=1000μs, 则被测溶液的电导率K=1000μs/cm。
一般情况下, 电极常形成部分非均匀电场。此时, 电极常数必须用标准溶液进行确定。标准溶液一般都使用KCl溶液这是因为KCl的电导率的不同的温度和浓度情况下非常稳定, 准确。0.1mol/l的KCl溶液在25℃时电导率为12.88ms/cm。
所谓非均匀电场 (也称作杂散场, 漏泄场) 没有常数, 而是与离子的种类和浓度有关。因此, 一个纯杂散场电极是最复杂的电极, 它通过一次校准不能满足宽的测量范围的需要。
电导率测量是与温度相关的。温度对电导率的影响程度依溶液的不同而不同, 可以用下面的公式求得:
其中:
Gt=某一温度 (°C) 下的电导率
Gtcal=标准温度 (°C) 下的电导率
Tcal=温度修正值
α=标准温度 (°C) 下溶液的温度系数。
所以实验通过对不同浓度盐溶液在不同温度下的电导率来对溶液进行标定。在实验中使用PPM浓度, 用溶质质量占全部溶液质量的百万分比来表示的浓度, 也称百万分比浓度。PPM表示一百万份单位质量的溶液中所含溶质的质量, 百万分之几就叫做几个PPM, PPM=溶质的质量/溶液的质量×1000000。100PPM=0.1m L/L。
实验样本盐溶液:
实验过程:
1.去离子水
2.500ppm
3.1kppm
4.2kppm
5.4kppm
6.10kppm
7.20kppm
8.50kppm
9.100kppm
由此可见盐水的电导率随温度增加而上升。
通常我们认为压力对流体的电导率影响不大, 选取其中一组进行压力测试:
20kppm, 16℃
由此可见盐水的电导率与压力关系不大。
二、对未知设备的性能进行检测
对于一些非标准化生产的传感器, 其性能未必稳定。可以根据已经做过的实验, 和实验数据对其进行检测, 检测包括温度和压力导致的度数漂移和高温高压环境下的零件工作可靠性。
例如对某一批次的电导率传感器进行测试发现, 约有2%的产品, 在温度高于130℃时, 温度漂移超过5%。
高温循环 篇4
本工作开展了DZ125合金纵向取样试件在应变比R=-1和R=0条件下低循环疲劳(Low Cycle Fatigue,LCF)实验,研究应变疲劳条件下对称和非对称循环加载对合金疲劳行为的影响,包括应力-应变迟滞曲线、循环平均应力演化规律、寿命特征以及微观失效模式和裂纹萌生机理,有助于更加全面和深入地把握DZ125合金的高温低循环疲劳行为,为建立理论模型提供物理基础。
1 试样制备及实验方法
1.1 试样的制备
定向凝固镍基高温合金的主要化学成分(质量分数/%):C 0.07～0.12,Cr 8.4～9.4,Co 9.5～10.5,W 6.5～7.5,Mo 1.5～2.5,Al 4.8～5.4,Ti 0.7～1.2,Ta 3.5～4.1,B 0.01～0.02,Hf 1.2～1.8,余量为Ni。实验母合金采用真空感应炉熔炼,浇铸成直径为20mm的圆形试棒,再经机械加工成实验用试样,试样的工作截面直径为10mm,标距长度为25mm,并且要求晶粒的生长方向为试样的轴向。实验前沿试样的轴向方向用粒度为2000的SiC砂纸细磨,以排除试样表面加工缺陷的干扰。
1.2 低循环疲劳实验方案
为增加实验结果的可信性,高温低循环疲劳试验分别在shimadzu(岛津)实验机和MTS实验机上进行。实验温度为850℃和980℃,实验环境为实验室静态空气介质,实验采用轴向应力控制的拉伸-卸载方式,实验载荷采用应变控制,850℃时总应变范围Δεt在1.0%～1.6%之间,980℃时总应变范围Δεt在0.6%～1.6%之间,加载波形为三角波,试件为纵向取样,控制应变速率为0.005s-1,失效判据为试件断裂,实验载荷如图1所示。重点对比应变比R=-1和应变比R=0的实验结果。
1.3 微观观察
用FEI QUANTA400扫描电子显微镜对试样断口以及剖面进行观察与分析,以确定裂纹的萌生和扩展模式,从微观角度分析应变比对DZ125合金低循环疲劳行为影响的机制。
2 结果与分析
2.1 循环应力-应变分析
对温度为850℃和980℃,应变为1.6%条件下对称(R=-1)和非对称(R=0)的迟滞回线进行两个方面的对比分析。一是看迟滞环的形状,二是看迟滞环包围的面积。图2为850,980℃的R=-1和R=0的应力-应变曲线。对比发现,对称和非对称迟滞环的形状比较接近,包围的面积也很接近,这样从能量的观点来看,每个循环所需要的能量是接近的。
2.2 平均应力分析
选取温度为850℃,应变范围为1.6%条件下的对称(R=-1)循环和非对称(R=0)循环的平均应力进行分析。图3为850℃应变范围为1.6%时的R=-1和R=0的平均应力曲线。可以看出:(1)R=0的曲线与R=-1的曲线相比,有更大的平均应力作用;(2)R=0的曲线初始平均应力很大,随着循环次数的增加,平均应力开始阶段下降很快,而后趋于稳定;(3)R=-1的曲线也有平均应力的作用,这说明DZ125合金表现出轻微的拉压不对称现象,随着循环次数的增加,R=-1的曲线平均应力缓慢下降,平均应力渐渐趋于0,直至断裂。
2.3 疲劳寿命分析
根据低循环疲劳实验结果绘制疲劳寿命曲线,并用公式Δεt=a(2Nf)b[12]进行拟合,图4为850,980℃时R=-1和R=0的寿命对比。通过对比发现,不论在850℃还是980℃,R=-1和R=0的寿命都基本一致。
但是按通常理解,同样的应变范围情况下,R=0情况下因为有平均应力的作用,寿命会短一些。但图4所做的数据,R=0的曲线和R=-1的曲线交叉,R=-1和R=0的寿命基本一致。因此,为保证结论可靠性,又用MTS实验机做了另一组R=0的实验,在850℃和980℃岛津实验机和MTS实验机得到类似的结果,如图5所示。因此得出,对于DZ125定向凝固材料,在850℃和980℃对称(R=-1)和非对称(R=0)的寿命是一致的。
2.4 微观机理分析
实验温度T=850℃和应变范围Δεt=1.0%的实验件进行R=0(非对称循环)和R=-1(对称循环)的微观对比分析。图6为应变比R=0的微观照片,图7为应变比R=-1的微观照片。可以看出:(1)应变比R=-1和R=0情况下,裂纹萌生的方式并没有发生太大变化,从图6(a)及图7(a)看出裂纹萌生于表面及亚表面夹杂处,从图6(b)看出裂纹萌生于碳化物;(2)从图6(a)和图7(a)对比观察看出,R=0时表面裂纹密度比R=-1时的表面裂纹密度大。
3 讨论
综上所述,DZ125合金在850℃和980℃时,应变比R=-1和R=0的低循环疲劳寿命是一致的,但按照通常理解,非对称循环因为有平均应力的作用,疲劳寿命会比对称循环更短,分析其原因,这可以从宏观力学观点和微观机理来解释。从宏观力学观点来看,相同温度、相同应变范围情况下,对称循环(R=-1)和非对称循环(R=0)的每一个疲劳循环所需要的能量是很接近的,因此从实验开始到试件断裂所消耗的总能量也是接近的。从平均应力来看,R=0的平均应力在开始阶段从高应力水平很快下降到低的应力水平并保持稳定,因此平均应力的影响并不是主导因素。所以R=-1和R=0的低循环疲劳寿命是一致的。从微观机理来看,当应变比R=-1变到R=0时,平均应力表现为平均拉应力,R=0时所形成的平均拉应力可以促进裂纹的张开从而加速氧化作用的渗透,增大氧化损伤,但R=0时的平均拉应力在较长时间内维持在较低的应力水平,平均应力作用并不明显,使得氧化损伤不能成为主导,疲劳损伤仍是主导因素。而且当应变比R=-1变为R=0时,裂纹萌生方式没有发生明显改变。这也就解释了R=-1和R=0时疲劳寿命相差不是很大的现象。
4 结论
(1)在850℃和980℃,对称循环(R=-1)和非对称循环(R=0)的疲劳寿命是一致的。
(2)当对称循环(R=-1)变为非对称循环(R=0)时,由于平均拉应力的存在,促进了氧化渗透,氧化损伤的作用增大,但裂纹萌生方式没有发生明显改变。
(3)在连续循环无保持实验条件下,无论对称循环(R=-1)和非对称循环(R=0),在980℃和850℃,应变范围与实验的对数寿命都接近线性关系。
参考文献
[1]陈荣章,佘力,张宏炜,等.DZ125定向凝固高温合金的研究[J].航空材料学报,2000,20(4):14-19.
[2]戴福隆,尚海霞,林国松,等.定向结晶材料高温蠕变规律研究[J].力学学报,2002,34(2):186-191.
[3]于慧臣,李影,张国栋,等.一种定向凝固镍基高温合金的高温低循环疲劳行为[A].第九届全国热疲劳学术会议论文集[C].吉首:中国金属学会第九届全国热疲劳会议组织委员会,2007.80-86.
[4]张国栋,刘绍伦,何玉怀,等.相位角对定向合金DZ125热/机械疲劳行为与寿命影响的实验研究[J].航空动力学报,2003,18(3):383-387.
[5]张国栋,刘绍伦,何玉怀,等.定向合金DZ125热/机械疲劳寿命预测模型评估[J].航空动力学报,2004,19(1):17-22.
[6]张国栋,于慧臣,何玉怀,等.试样尺寸对定向合金DZ125热机械疲劳寿命的影响[J].材料工程,2007,(5):28-35.
[7]周天朋,杨晓光,候贵仓,等.DZ125带小孔构件低循环/保载疲劳试验与分析[J].航空动力学报,2007,22(9):1527-1531.
[8]周天朋,杨晓光,石多奇,等.DZ125光滑试样与小孔构件低循环/保载疲劳寿命建模[J].航空动力学报,2008,23(2):276-280.
[9]张克实,杨士杰,周柏卓.定向凝固涡轮叶片的晶体热粘塑性变形与损伤分析[J].航空动力学报,2004,19(6):762-770.
[10]石多奇,杨晓光,于慧臣.一种镍基单晶和定向结晶合金的疲劳寿命模型[J].航空动力学报,2010,25(8):1871-1875.
[11]北京航空材料研究院.航空发动机设计用材料数据手册[M].北京:国防工业出版社,2009.
高温循环 篇5
作为三元层状化合物Mn+1AXn(n=1～3,M为过渡金属，A为第Ⅲ或Ⅳ主族元素，X为C或N)中的一员，Ti2Al C兼具有金属和陶瓷特性，与金属一样，具有良好的导电、导热性，较高的弹性模量以及室温下可以用传统的切削工具进行加工。与陶瓷相似，具有高熔点、低密度、低热膨胀系数、高热稳定性和良好的抗氧化性能[1,2,3,4,5,6]。因此，特殊的结构和独特的性能使其成为高温结构材料的最佳候选材料。然而其相对较低的硬度和强度，限制了其作为高温结构材料的广泛应用。近年来的研究表明在基体中引入硬质的Al2O3相来提高Ti2AlC材料的硬度，韧性，抗压强度和弯曲强度[7,8]。
作为高温结构材料，必须具备优良的抗氧化性，化学稳定性和抗蠕变强度。因此良好的抗氧化性能是决定着Ti2AlC/Al2O3材料能否作为高温结构材料使用的一个重要指标之一。过去有关Ti3SiC2[9,10]和Ti3AlC2[11,12]材料恒温氧化行为的研究较多。Wang等人[13]研究了Ti3AlC2在1000～1400℃保温20 h的氧化行为，他们的研究发现，在温度低于1300℃试样表面形成致密的Al2O3和TiO2保护层，使材料具有优异的抗高温氧化性能。进一步研究表明Ti3AlC2氧化过程由的Al3+和Ti4+向外扩散以及O2-的向内扩散形成。Qian[11]等人研究了Ti3AlC2在900～1300℃保温20 h的恒温氧化行为以及1100～1300℃的循环氧化行为。它们的研究结果证明了Wang等人的结论。然而，与Ti3SiC2和Ti3AlC2相比，目前对于Ti2AlC以及Ti2AlC/Al2O3复合材料的氧化行为的报道却很少。
由于在实际应用情况下经常发生热冲击现象，因此抗循环氧化和抗恒温氧化有着相同的重要性，循环氧化会导致氧化层的开裂和剥落，从而使氧化层失去保护作用。因此，我们需要了解单相MAX以及其复合材料的循环氧化行为。在本文中，通过氧化增重实验、X射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)和能谱分析(EDS)对Ti2AlC/Al2O3复合材料的在1100～1300℃循环氧化30次的高温氧化行为进行了详细研究，并对其循环氧化机理进行了探讨。
1 实验
采用原位反应热压烧结制备Ti2AlC/12 wt%Al2O3复合材料，详细的合成过程见参考文献[14]，物相分析结果表明试样由Ti2AlC、Al2O3和少量的TiC杂质相组成。
循环氧化增重实验在空气气氛的高温箱式炉(HYXS型号)中进行，试样尺寸为4 mm×4 mm×10 mm，经1200目的SiC砂纸打磨抛光，然后进行超声波清洗和干燥。将试样置于A12O3坩埚中，称重后放入升到氧化温度的高温箱式炉中，在氧化温度下保温l h，快速取出并在干燥箱中冷却半小时，此即是一个循环。循环氧化温度为1100～1300℃，循环次数为30次。试样冷却后用精确度为10-4 g的分析天平称重。循环氧化实验结束后，对氧化试样表面进行X射线衍射(D/max-2200PCX)分析，以确定其相组成。同时用扫描电子显微镜(SEM,JEOL JSM-S4600)和能谱仪分析了氧化层的微观结构和化学组成。
2 结果与讨论
2.1 循环氧化动力学
图1为不同温度条件下Ti2AlC/12 wt%Al2O3复合材料的氧化速率图，即单位表面增重与循环次数的关系图。从图中可以看出，随循环次数增加，Ti2AlC/Al2O3试样单位面积氧化增重逐渐增加。且在整个氧化过程中没有出现质量减小的现象，这就表明氧化反应生成的氧化膜与基体具有良好的附着性。同时随氧化温度的增加，试样循环30次后的氧化增重先缓慢增加后增加幅度剧烈，表明在这一温度试样可能出现严重氧化。注意到在1300℃循环氧化30次后试样的单位表面增重有0.349 kg/m2，这一结果高于Wang等人[15]报道的Ti2AlC在相应氧化条件下得到的氧化增重(2.2×10-2 kg/m2)。Qian等人[11]证明了TiC杂质，气孔以及材料内部的缺陷会明显降低Ti3AlC2的抗高温氧化能力。这一原因也可能导致在本文中形成比较厚的氧化层从而使Ti2AlC/Al2O3复合材料高温抗氧化性能降低。
引入抛物线定律来研究氧化动力学。根据Wagner理论，如果氧化层的形成由扩散控制，则氧化过程会服从抛物线定律，单位面积的质量增重与氧化时间之间的关系如方程(1)所示：
其中，W/A为单位面积质量增重，kp为抛物线速率常数，t为氧化时间。图2为单位表面增量的平方与循环次数的关系图。在1100～1300℃温度范围内，单位表面氧化增重的平方与循环次数基本呈线性关系。因此，Ti2AlC/Al2O3复合材料在1100～1300℃的循环氧化动力学行为基本符合抛物线规律，这表明Ti2AlC/Al2O3复合材料在测试温度范围内的氧化行为是由扩散控制的。根据图2计算各温度下氧化抛物线速率常数Kp列于下表中。随着温度从1100℃升高至1300℃，抛物线速率常数相应的从1.715×10-8增加至1.1046×10-6 kg2m-4s-1。同时，与恒温氧化条件下的抛物线速率常速kp相比，本文中循环氧化条件下的kp要大得多，这主要是因为循环氧化导致氧化层的开裂和剥落，加速了氧化程度。这与有关Ti3SiC2和Ti3AlC2材料的高温循环氧化结果相一致。
通过Arrhenius公式(公式2)确定温度和速率常数的关系如图3所示，根据抛物线速率常数和1/T关系图计算得到氧化反应活化能Q为286 kJ/mol。
其中，k0是指数前因子，Q是活化能，R是摩尔气体常数(单位是J·mol-1·K-1)。
2.2 氧化层的相组成
图4为Ti2Al C/12 wt%Al2O3试样氧化前和不同温度循环氧化30次后表面的XRD图谱。从图中可以明显看出，氧化前试样主要由Ti2Al C、Al2O3和少量的Ti C杂质相组成(图4(a))。在1100℃氧化后，试样表面的主晶相为Ti O2(金红石)和α-Al2O3，同时，存在着少量的Ti2Al C，这表明产生的氧化层极薄，从另一方面证明了具有良好的抗高温氧化能力。当氧化温度升高至1200℃，Ti2AlC衍射峰消失，表明随氧化温度的升高，氧化层厚度增加。氧化产物为TiO2(金红石)与α-Al2O3，且TiO2(金红石)的衍射峰强度明显大于α-Al2O3的衍射峰强度。一方面，烧结过程中Al的挥发导致Al原子的缺失;另一方面，从热力学角度来说，尽管Al比Ti更易形成氧化物，但Al2O3的生长速度远小于TiO2，导致TiO2的形成远多于Al2O3。当氧化温度为1300℃时，主要产物为TiO2和TiAl2O5以及微量的α-Al2O3,TiAl2O5的形成是由α-Al2O3和TiO2按摩尔比1∶1得到的物质。这一结果与文献中关于单相Ti2Al C在相应温度下的恒温氧化产物结果相似[16,17]，与之不同的是文献中单相Ti2Al C在1400℃恒温氧化时氧化产物中才会有TiAl2O5的出现，造成这一现象的原因可能是循环氧化产生的残余应力增大，加速材料的氧化过程，导致TiAl2O5在相对低的温度下提前形成。根据Li[18]报道的Al2TiO5的形成不利于Ti3SiC2基复合材料1400℃保持其优良的抗氧化性，因此，这也可能是导致1300℃时Ti2AlC/12 wt%Al2O3复合材料的抗氧化性能降低。
2.3 氧化层形貌
图5为不同循环氧化温度下形成的氧化层表面微观结构图。由图可知，随氧化温度的升高，试样氧化层发生变化。结合XRD分析结果，1100℃氧化的试样表面主要包括灰色的TiO2(金红石)颗粒和白色的Al2O3颗粒。此外，TiO2的晶粒尺寸比Al2O3的晶粒尺寸要大得多，这表明TiO2比Al2O3增长迅速。随着氧化温度的升高，发育良好的TiO2数量逐渐增多，氧化层由突起和凹陷区域两部分组成，表明TiO2的增长是由Ti通过Al2O3晶界向外扩散形成的。试样在1300℃氧化时，氧化产物中出现灰色片状的Al2TiO5晶粒以及细长的TiO2消失(图4(c))。这可能归因由TiO2和Al2O3相互反应形成Al2TiO5。
Ti2AlC/12 wt%Al2O3复合材料在不同温度下循环氧化30次后的微观结构如图6所示。从图中可以看出在1100～1300℃温度范围内循环氧化，样品表面氧化膜比较完整，未见明显开裂及剥落区。随着氧化温度的升高，氧化现象逐渐明显，氧化膜厚度逐渐增加，其中当温度达到1300℃时，氧化膜的厚度显著增加至50μm;这也很好的说明了1300℃氧化速率显著增加，这与氧化动力学分析结果相一致。从Ti2AlC/Al2O3的基体及氧化层的线扫描图可以清楚看到，Ti2AlC/Al2O3复合氧化后表面有明显的分层现象。当氧化温度为1100℃，内层产物为α-Al2O3，外层产物为TiO2(图6(d))。有关Ti2AlC和Ti3AlC2的恒温氧化研究结果表明，在基体Ti2AlC结构中由于Ti与C之间强共价键结合以及Al-Ti弱键结合使得Al比Ti有更高的化学活性，因此Al比Ti更容易迁移到Ti2AlC基体表面形成α-Al2O3，致密的Al2O3层阻碍了Ti2AlC基体中Ti和C的向外扩散。阻止了试样的进一步氧化。另一方面，复合材料中内部的Al2O3也在一定程度上阻碍了材料的进一步氧化。随氧化温度的升高，由于TiO2的生长速度远大于Al2O3，导致TiO2氧化层厚度增加。当氧化温度为1300℃，氧化产物由内层的α-Al2O3，外层TiAl2O5和TiO2混合物组成。
3 结论