温度参数范文

温度参数范文（精选7篇）

温度参数 第1篇

在飞行试验中, 温度是需要测量的重要参数之一。环境温度、表面温度、管道温度、发动机排气温度等对飞行试验及安全具有重要的参考作用。机上常用的温度传感器主要是电阻式温度传感器和热电耦式温度传感器, -200℃~+850℃之间的参数测量通常使用热电阻式温度传感器, 300℃~1600℃较高温度参数的测量, 通常会选用热电耦式温度传感器。对这两类温度传感器的静态校准主要采用模拟电阻和模拟热电势的方法, 并形成校准曲线。校准曲线能准确地反映出温度与电信号之间的函数关系。通过机上对电信号的采集, 便能得到待测的温度物理量。所以正确分析校准系统的误差来源, 科学地减小系统误差、提高校准曲线的精度对机上温度测试是十分必要的。

1. 温度的校准方法

由于机上温度传感器的校准是在常温下进行的, 温度不发生变化, 温度传感器输出的电信号也不会发生变化。要想校准这些温度传感器工作状态是否正常, 需要在测温电路中串接仪器仪表, 模拟电阻式温度传感器的电阻变化或热电偶温度传感器的热电势变化。下面分别介绍机上常用的两种温度传感器的校准方法。

1.1 热电偶校准

热电偶传感器校准时, 先将回路断开, 在断开处将仪表串联在回路中。仪表通常选择精度较高的电压源。由热电偶测量原理可知, 在使用热电偶时, 为了热电势与被测温度成单值关系, 冷端温度应保持恒定, 否则就要进行补偿和校正。热电偶温度参数的补偿方法分为冷端冰点恒温法和计算校正法。这里就不做详细介绍。需要注意的是, 在给热电偶施加热电势时, 一定要将热电势串联在热电偶的两端, 不要并联在热电偶的两端, 否则会产生较大误差。热电偶校准流程图如图1所示。

1.2 铂电阻校准

机上温度测试系统中, 为保证实验数据的正确性, 会选用热性能稳定、线性好、电阻温度系数分散性小的材料作为温度传感器。由于铂电阻具有良好的稳定性和测量精度、结构简单、抗震性好、灵敏度高, 且可以远距离传输信号, 因此在飞行试验中选做测量较低温度范围的温度传感器。铂电阻温度传感器是典型的电阻式温度传感器, 其测温原理是基于导体或半导体电阻与温度之间存在一定的函数关系。由于铂电阻是个无源器件, 需要电流激励产生测量信号, 电流量已知, 根据测得的电压信号便能得到传感器的电阻值, 通过电阻值与温度之间的函数关系或查找温度-电阻对照表, 最终获得我们需要的温度值。铂电阻温度传感器校准与热电偶传感器略有不同。热电偶传感器校准是将模拟源与传感器串联, 而校准铂电阻传感器时, 是利用精密可调电阻箱代替铂电阻温度传感器来进行校准的, 更确切地说, 是对整个电路通道的校准。铂电阻温度传感器的校准系统框图如图2所示。

2. 校准方法误差分析

根据前面1.1和1.2两节对两种温度传感器校准系统的分析, 可见温度参数校准系统主要由模拟源、信号调节电路和数据采集器组成。在电子技术飞速发展、高度先进的当今, 信号调节与数据采集部分在系统中的工作精度已经相当高。信号调节电路基本满足输入失调电压低, 温漂小, 精确度高, 稳定性好等特点。采集部分的采样率不低于5kHz, 采样精确度12位以上, 已经远远满足使用要求。所以由这两部分产生的误差对校准系统误差来说, 在精度分析中可完全忽略不计。下面主要对由模拟源和采用的校准方法带来的误差进行分析。

2.1 热电偶校准误差分析

根据图1所示热电偶校准原理框图可知, 首先模拟热电势的仪表源精度必须满足校准精度要求, 否则将十分影响整体校准精度。目前机上温度参数校准通常选用Fluke公司的高精度多功能过程校准器, 如726, 743等。F726具有精确的测量和校准输出功能, 准确度高达0.01%, 完全能满足校准精度要求。通过查找分度表, 找出校准点Tn (℃) 对应的电压值V0 (mv) , 将过程校准器的输出电压设置成V0 (mv) , 通过采集器采集编码后, 由PC显示并记录测量值。因为校准热电偶时, 是将模拟热电势与热电偶传感器串联的, 所以最终测得的电信号为模拟热电势和热电偶在常温下产生的热电势之和。实际校准试验中, 在绘制校准曲线时, 会把给出的校准点Tn直接加上校准时温度计测得的常温值T0作为最终的物理量校准点。但是根据热电偶的分度表, 热电偶传感器温度与热电势之间并不是纯线性关系, 所以这种校准方法本身存在一定的误差。在校准精度要求不高的情况下, 这种校准方法是可行的, 能够满足精度要求, 但在高精度的温度参数测量中, 这种误差不容忽视, 应该加以修正。表1是以0℃~1100℃之间的整数温度做参考点, 在常温20℃下 (热电偶热电势为0.798mv) 用此种校准方法产生的温度误差。

2.2 铂电阻校准误差分析

在飞行试验中, 铂电阻温度传感器与其他传感器一样, 在工作过程中容易受到热效应、导线电阻误差、响应时间等很多因素的影响而引入附加误差, 这些误差的产生会影响测量结果的准确性。校准铂电阻传感器采用的是断开传感器本身, 将高精度铂电阻箱串接入电路中, 用电阻箱模拟铂电阻传感器。选取几个校准点, 将电阻箱拨到所需温度的档位, 此时电阻箱的阻值近似等于铂电阻传感器在该温度下的电阻。但电阻箱与真实的铂电阻传感器之间是所有区别的, 传感器会随着电流增大, 工作时间增长, 产生自然效应, 而电阻箱往往不会, 所以这种校准方法本身不可避免地会对校准精度产生一定的影响, 对于普通要求的温度参数测量这种误差是可以忽略的, 但在精密温度测量中是不能允许的。下面分别对由传感器自然效应和导线电阻引起的误差进行分析。

2.2.1 自然效应

铂电阻是个无源器件, 需要机上提供电流激励才能产生测量信号, 但是如果不能良好的散热, 由We=I2R带来的热量会使铂电阻自身的温度升高, 从而影响测量的局部温度环境, 这就是铂电阻自然效应。通过铂电阻的电流越大, 其灵敏度及其分辨率也越高, 但当电流过大时, 自热效应带来的误差也会相应的增大。可作如下估算:取k=3mW/℃, 若I=1mA, 则偏差δT=0.04℃;若I=3mA, 则偏差δT=0.3℃。当I增加时, 测温偏差δT以平方级数增加, 在精密温度测量中由此产生的误差是不能忽视的。

2.2.2 导线电阻误差

温度测试系统的试验台距传感器的安装位置通常在10 m以上。若以最常用的直径为φ1mm的镀镍铜导线为例, 其在20℃时, 直流电阻比为52.5Ω/km, 10m导线的电阻值为1.05Ω, 带来2.7℃左右的温度偏差。由此可见铂电阻连接导线对测量结果影响很大。为了消除导线电阻的影响, 铂电阻测温连接线路最理想的是采用四线制接法。但考虑到成本等因素, 目前温度测试系统正在使用的大部分仪表通常只提供三线制接法, 虽然三线制接法可以使测温误差得到一定的补偿, 但是导线电阻的影响依然存在。

2.3 系统误差

系统误差是在多次测量中, 主要由确定性变化规律的那些误差因素造成的。它表现为时间的函数或常量。在热电偶和铂电阻温度传感器的校准中都存在各自的系统误差。系统误差是测量误差中的稳定分量, 一般可用解析模型来描述, 它反映了测量值的正确度。引起系统误差的因素主要有:传感器的特性误差、校准环节硬件误差、引用误差和环境影响误差等。

3. 校准方法的改进

以上对两种温度传感器校准系统的重要误差来源分别进行了比较详细的分析。下面分别给出几点相应误差的改进方法, 以提高机上温度参数的校准精度。

3.1 热电偶校准方法改进

根据表1所示, 这种校准方法下, 每个校准点的温度误差是可以计算的, 所以由此产生的误差也是可以修正的。虽然温度误差不是很大, 但是对校准曲线的精度还是存在一定的影响。如果在绘制校准曲线时, 将这些误差进行修正, 将在一定程度上提高校准曲线的精度。在高精度温度测试时, 这种误差修正将非常重要。

试验中比较常用的校准曲线的修正方法是线性插值法, 该数据处理方法具有一定的误差, 但在工程应用中, 如果精度要求不是很高, 完全能满足使用要求。这里介绍一种较高精度的处理方法—高次方程法。

根据热电偶的热电效应特性可知, 镍!-镍硅热电偶在测量范围为0℃~1372℃内, 产生的热电动势值E (mv) 与其所测温度T (℃) 之间的E-T多项式为:

式中, bi= (i=0, 1, ..., 8) 可根据标校数据计算得出, 进而确定式中的E-T二次项, 并以此求得气体温度。该数据处理方法既可消除系统中的系统误差, 又符合热电偶的热电特性关系式, 具有较高处理精确度。

3.2 铂电阻校准方法改进

根据3.2节对铂电阻的校准误差分析可知, 主要有三方面因素, 分别为自然效应, 导线电阻和系统误差。减小自然效应可以通过控制铂电阻传感器中的电流来实现, 系统误差也可以通过二次曲线插值法来消除, 从而提高校准精度, 这里就不作重点介绍。

本节重点介绍一种可使测量准确度大幅度提高的导线电阻补偿法。导线电阻补偿电路原理如图3所示。恒流源电流I0, 通过导线2流入传感器, 导线l连接到测量电路的接地端, 导线1和导线2分别接到运算放大器A1和A2的输入端。两放大器的增益皆为l, 其输出电压V1和V2分别为

差动式放大器A3的输出电压V0为

由式 (4) 可知, 两导线电阻上的附加电压加到A3的输入端, 通过求差被消除, 输出电压仅与热电阻RT有关, 且与RT成正比关系。

导线电阻补偿方法的测量误差范围在0.1%内, 测量准确度大大提高, 特别适用于飞行试验中高精度的温度测试。

4. 结语

本文通过对温度参数校准方法误差来源的分析, 提出了几点相应的改进方案。影响校准精度的因素很多, 我们应根据特定环境下不同类型的传感器, 不同的精度要求, 选择合适的校准仪器、校准方法及修正方式, 最大限度地满足精度要求, 以保证机上温度参数的准确测量, 这对飞行试验及安全具有十分重要的意义。

摘要：在对温度传感器和机上通道的校准过程中, 误差存在于整个校准过程, 影响着实验数据的精确性。本文根据目前飞机上对温度传感器的校准方法, 详细分析了温度校准系统的误差来源, 并提出了几点相应改善校准精度的解决方法。

关键词：温度传感器,铂电阻,热电偶,参数校准,误差分析

参考文献

[1]周继明, 汪世明.传感技术与应用[M].长沙:中南大学出版社, 2005-01.

[2]沙定国.误差分析与测量不确定度评定[M].北京:中国计量出版社, 2003.

[3]张英.工业热电阻的准确测量[J].计量与测试技术, 2004.

[4]刘少强, 张靖, 庄哲民.三线制铂电阻高精度测温方法[J].自动化仪表, 2002.

温度参数 第2篇

1. 温度参数要求

1.1 大型灭菌器的主要温度参数

在进行小负载温度试验和满负载温度试验时,都要满足以下要求:

(1)温度范围:在维持时间,下限为灭菌温度,上限应不超过灭菌温度+3℃。

(2)均匀性:在维持时间,同一时刻各点之间的差值应不超过2℃。

(3)平衡时间:灭菌室容积800L的应不超过15s,>800L的应不超过30s。

(4)维持时间:对于灭菌温度分别为121℃、126℃和134℃的灭菌器,应分别不小于15min、10min和3min。

另外,对于小负载温度试验,还要求在灭菌时间,在标准测试包上方测量点所得的温度比在灭菌室参考测量点测得的温度,在开始60s内应不超过5℃,在60s后应不超过2℃。当满负载温度试验时,要求在平衡时间结束时,在灭菌室参考测量点测得的温度,标准测试包的几何中心及包内最顶棉布层下面的位置测量所得的温度都应在灭菌温度的范围之内。

1.2 小型灭菌器的主要温度参数

小型灭菌器,按照特定灭菌负载范围和灭菌周期可分为B、N、S三种类型,在型式检验、出厂检验和安装检验时均有不同的性能和测试要求,我们只讨论最常见的且非常具有典型性的B型灭菌器在型式检验时的要求。这类灭菌器在进行各种负载试验时,均需满足下述要求:

(1)温度范围:在维持时间,不低于灭菌温度,不超过灭菌温度+4℃。

(2)均匀性:在维持时间,任意两点之间不超过2℃。

(3)平衡时间:应不超过15s。但如果同时满足下面两个条件,平衡时间不超过30s可接受:(a)理论蒸汽温度在升温阶段的最后10℃范围内,上升速度低于8℃/min但大于1℃/min;(b)在升温阶段的最后10℃范围内,灭菌室、所有灭菌负载的测量温度和理论蒸汽温度之间相差不大于2℃。

(4)维持时间:当设定的灭菌温度为121℃、126℃和134℃的灭菌器,应分别不小于15min、10min和3min。

2. 测试方法

2.1 制备检验负载

大型灭菌器的检验负载由漂白的纯棉布单组成,布单的尺寸、经纱、纬纱和重量均有明确规定。根据灭菌器本身装载灭菌单元的能力,分别适用标准测试包或小规格测试包。

小型灭菌器需要空载、多孔渗透性负载和实心负载。其中,多孔渗透性负载也是由漂白的纯棉布单组成,分为小量、满载多孔渗透性负载和小量多孔渗透性条状物,而小量多孔渗透性负载根据灭菌室可用空间又分为简化试验包和标准试验包。

2.2 温度传感器的选择

温度传感器应是符合JB/T8622-1997中A级的铂电阻或符合GB/T16839.2-1997中1级公差表的热电偶;对大型灭菌器,温度传感器及其连接线的截面积应不超过3.1mm2,且τ900.5s;对小型灭菌器,温度传感器及其连接线的截面积应不超过3.2mm2,且τ90<1s。

2.3 布置温度测量点

2.3.1 大型灭菌器的测温点分布

大型灭菌器需要准备7个温度传感器,先在灭菌室内部的参考测量点上放置1个温度传感器,然后按照图1所示在测试包的内部放置5个温度传感器。在小负载温度试验时,要在测试包上方50mm的垂直中心处放1个温度传感器,而在满负载温度试验时,此温度传感器要放在测试包内最上方的棉布之下。

2.3.2 小型灭菌器的测温点分布

小型灭菌器应准备8个温度传感器,其中1个放在灭菌室内,另1个放在靠近灭菌器控制温度传感器的位置(相当于大型灭菌器的参考测量点)。其他所有的温度传感器根据下述的负载类型分别放置。

检验负载为空载时,将1个温度传感器放置在灭菌室排气口处,1个放置在灭菌器控制温度的传感器位置,另外6个分布在灭菌室内部可用空间的其他位置,以显示最高温度和最低温度,并且能够指示出灭菌室温度的变化曲线。

检验负载为多孔渗透性负载时,在灭菌室可用空间至少布置6个温度传感器,分别按照图2、图3和图4规定,在负载内部放置4个温度传感器,另外在灭菌室内部空载试验指示的温度最高和最低的位置,各放置1个温度传感器。

检验负载为实心负载时,将2个温度传感器固定在空载试验指示的温度最高和最低的位置,然后把剩余的温度传感器用单层、宽度不超过25mm的高压灭菌器用的包装带直接固定在金属螺钉上。

3. 检测注意事项

3.1 检验负载的放置

对于大型灭菌器,当进行小负载温度试验时,若被测设备能装载1个以上灭菌单元,将标准测试包放置在灭菌室水平面的几何中心,离灭菌室底水平面高度为100mm~200mm。若被测设备只能装载1个灭菌单元时,本测试方法修改为将小规格测试包放置在灭菌室底水平面上。当进行满负载温度试验时,注意要将相应的测试包放置在由制造商指定的最难灭菌的位置。

对于小型灭菌器,只要按照使用说明书的规定,使用装载装置(如托盘)将负载放入灭菌器的可用空间内即可。

3.2 测试程序

大型灭菌器,在正式的温度测试前,需要先进行真空泄漏试验。如果泄漏试验失败,温度测试中止。如果泄漏试验通过,在空载情况下再运行一个待测的灭菌周期,以模拟日常连续工作状态,最后装入检验负载进行温度测试。

小型灭菌器,在标准中明确规定,在型式检验时温度测试应重复进行2次。除非制造商规定灭菌器只能在一个加热周期后使用,型式检验应在室温下进行1次,并且在一个加热周期后立即进行另1次。如果适用,小型灭菌器也要进行真空泄漏试验。

3.3 理论蒸汽温度

理论蒸汽温度是指根据灭菌室压力计算所得的对应饱和蒸汽的温度,其具体计算公式可参见EN285:2006或EN13060:2004。在大型灭菌器的小负载和满负载温度试验中,理论蒸汽温度均需满足温度范围和均匀性的要求。而小型灭菌器,只有在平衡时间超过15s时,才需要计算理论蒸汽温度,并需满足升温速率和均匀性的要求。

4. 讨论与建议

大型灭菌器和小型灭菌器,无论是在标准要求还是检测方法上还是有很大区别的,比较显著的差异主要表现在检验负载和测温点的布置上:

(1)大型灭菌器仅对多孔渗透性负载进行小负载和满负载温度测试,不对实心负载进行温度测试。

(2)大型灭菌器侧重测量测试包内的温度,在测试包外的灭菌室空间仅放置1个或2个温度传感器;小型灭菌器则基本上在整个灭菌室空间都布置上了测温点,除了在测试负载内部,还在灭菌室空间的最高温度点、最低温度点、排气口和灭菌器本身温度传感器位置都放置了测温点。

对于这些差异,笔者结合实际检测,认为大型灭菌器的可用空间较大,受负载形式影响较小,将测试包放置在灭菌空间的合理位置,在一定程度上即可评价该灭菌器的温度性能。而小型灭菌器的可用空间较小,当分别放置多孔渗透性负载和实心负载时,灭菌室空间的温度均匀性差别较大,因此对负载要求和测温点的布置要更加全面。尽管如此,我们还是建议在对大型灭菌器进行温度测试时,除了标准要求的7个测温点,尽可能地在灭菌室可用空间多布置几个温度传感器,以得到更全面的温度参数。

从现行标准实施以来,我们进行了大量的蒸汽灭菌器温度测试。通过分别使用我们中心购置的两款多通道有线温度测试仪和两款进口的无线温度测试仪比较发现,采用铂电阻作为温度传感器的测试仪,抗蒸汽干扰能力较强,温度数据稳定;而采用热电偶作为传感器的测试仪,如果探头末端处理不好很容易受到蒸汽影响,出现温度剧烈变化的现象。另外,无线温度测试仪,不需要引线通过灭菌器腔体上预留的测试接口,不但布点简便快捷,还不用担心破坏灭菌器本身的真空密封性和压力密封性,极大地提高了检测效率,保证了检测质量。因此,我们建议相关测试机构和生产厂家在资金允许的情况下,可以采用无线温度测试仪,以更好地完成蒸汽灭菌器的温度参数测试。

参考文献

[1]GB8599-2008大型蒸汽灭菌器技术要求自动控制型

[2]YY0646-2008小型蒸汽灭菌器自动控制型

[3]YY0731-2009大型蒸汽灭菌器手动控制型

[4]YY1007-2010立式蒸汽灭菌器

[5]EN285:2006 Sterilization-Steam sterilizers-Large sterilizers

温度参数 第3篇

铝板铸轧机前箱铝液温度控制系统由镍铬镍铝热电偶, MC-700、5.7英寸TFT真彩图形液晶显示无纸记录仪, 江苏华海测控技术有限公司XMPA-3131智能PID调节器以及三相电压调功器组成。热电偶将温度转换为电信号输入至记录仪, 记录仪将该信号变送成4～20mA电流信号输入至PID调节器, PID调节器比较该信号和给定温度, 对温度偏差进行PID运算, 产生4～20mA信号, 调节三相调功器输出电压占空比, 将前箱温度控制在设定点 (温度要求精确控制在约705℃, 控制精度在±3℃以内) 。

2. PID参数整定

实际工作中, 若温度控制不准确或波动较大, 可在线整定PID参数。整定时要特别注意, 由于前箱铝液温度加热器安装在靠近前箱的流槽上, 铝液从加热器流入前箱有段距离, 属大滞后系统, 而且温控系统本身就是滞后系统。采用经验法整定PID参数, 先将PID参数放在某一数值上做扰动 (当温度稳定后, 突然增加给定值) , 观察记录仪炉温曲线控制情况, 若不理想, 调整相应PID参数值, 反复凑试, 直到曲线呈4∶1衰减过程为止, 见图1。

具体方法: (1) 使I=∞, D=0, 在纯比例作用下, 将P凑试好, 当控制曲线接近图1后, 得到P值。 (2) 加入积分作用, 成为PI调节器, 加入前须将调节好的P值增加10%～20%, 补偿因加入积分作用出现的稳定性降低, 其他同 (1) , 调节好I。 (3) 加入微分作用, 成为PID调节器, 调节得到D值。最终PID整定值为:P=2.5, I=6, D=30。

温度参数 第4篇

来料入口含水率、HT物料流量、筒体转速、排潮风门开度、热风温度等工艺参数, 其设置状况不仅直接对烘丝机筒壁温度构成影响, 也对对叶丝的物理指标和内在质量构成一定的影响。本文通过试验研究, 探讨了各工艺参数对烘丝机筒壁温度和内在质量的相互关系。

1 试验部分

试验在笔者所在企业进行, 试验对象为某三类烤烟型卷烟, 且试验生产线中, 管板式烘丝机前设有隧道式增温增湿设备。在与企业技术中心充分研讨的基础上, 为保持卷烟风格的稳定, 烘丝机筒内热风采用顺流, 且热风温度保持恒定不变, 并由此确定重点研究烘丝机前HT入口含水率、HT物料流量、筒体转速、排潮风门开度等4个因素对烘丝机筒壁温度的影响, 其它工艺参数维持正常生产的水平。以上4因素分别设高低2个水平, 因素水平表见表1。

本试验为4因素2水平正交试验, 选用正交设计表进行表头设计, 得8个试验处理方案, 见表2。物料流量、风门开度与筒体转速因素水平采取参数设定的方式, HT入口含水率通过前工序进行控制。烘丝机筒壁温度的采集方式为每次试验处理参数调整结束并稳定运行6min后, 从中控室电脑中直接提取连续5min的相应筒壁温度的原始数据, 并进行平均处理, 作为试验的结果, 同时去对应产成品进行部分物理指标与内在质量的检测。

2 结果与讨论

2.1 直观分析

经技术中心感官质量鉴定, 5号试验组合所得感官质量得分为最高。组合各项工艺参数为:HT入口含水率为19.5%, HT物料流量4000kg, 筒体转速11转, 排潮风门开度为65%, 此时筒温为118℃。

对表2试验数据进行直观分析可知, 1号、5号筒壁温度分别为116℃及118℃, 以上2组试验筒壁温度较低, 这2组试验工艺参数的选择区别在筒体转速, 分别为9转跟11转, 说明在筒壁温度较低的情况下, 其它工艺参数对内在质量仍存在一定影响。

2.2 各工艺参数对筒壁温度的影响

运用MINTABE软件进行回归分析, 将4个工艺参数 (HT入口含水率设为X1、HT物料流量设为X2、筒体转速设为X3、排潮风门开度设为X4) 。 (如图1)

运用MINTABE统计软件, 对试验结果进行影响因子排序。结果表现为入口含水率对烘丝机的筒温影响最大, 物料流量次之, 筒体转速与排潮开度在入口含水率与排潮开度的交互作用之后。

其中在影响出口含水率的因子中, 还存在入口含水率与筒体转速、入口含水率与物料流量的交互作用, 因其影响效应较小, 可以进行忽略;由于排潮开度作为主效应, 同时又与入口含水率存在交互作用, 不能进行忽略。

注:组合1为试验前工艺参数组合;2号组合为最终确定工艺参数组合。

2.3 最佳工艺参数的选择

以上分析表明, 烘丝工艺参数的选择可显著改变管板烘丝机筒壁温度的高低。随着排潮风门开度增大, 筒壁温度下降明显, 故排潮风门开度越大越好, 考虑到在其他各项参数确定后, 排潮风门开度会在一定范围内随着含水率的波动而自动调节, 保证烘后叶丝含水率符合要求, 因此暂不对其做具体规定。

为保证各影响因子间的稳定控制, 结合试验结果, 可以运用试验因子设计中的响应优化器对各个参数进行一定范围内的微调, 如图2, 以确保烘丝机出口温度稳定受控, 并能很好的符合产品的感官设计要求。

结合企业技术中心的感官质量鉴定结论, 5号试验组合所得感官质量得分为最高。5号试验组合各项工艺参数为:HT入口含水率为19.5%, HT物料流量4000kg, 筒体转速11转, 排潮风门开度为65%。因此该产品的大批量工艺参数的确定, 使用图2提供的相应优化范围, 以5号试验的参数为中心值进行展开设计。

2.4 应用效果

通过直观分析和试验设计优化, 得到工艺参数中心值, 并应用到实际中, 效果见表3。试验的结果最终运用到实际生产中, 产品的内在质量即感官得分在设计范围内, 表现为稳定和提高, 同时对部分物理指标如烟丝的填充性能与烟丝结构, 都有小幅的改善。

3 结论

通过进行烘丝机使用参数的试验设计, 在保持烘丝机热风温度和气流运行方式不变的情况下, 烘丝机的入口含水率、物料流量等参数及参数之间的交互作用对烘丝机的筒壁温度构成重要影响, 可以通过感官评价的方式对试验结果进行直观评价, 并通过确定最佳试验组合和进行工艺参数优化设计。完成优化后的试验结果, 不仅稳定和提高了感官质量得分, 对烟丝的结构和填充性能也有一定的改善作用。

摘要：介绍了一种提高稳定和提高卷烟产品的内在质量的方法, 通过围绕烘丝机筒温影响因子进行试验设计, 对卷烟产品的内在质量进行了优化与设计。结果表明, 在保持烘丝机大部分参数稳定的情况下, 对烘丝过程的相关参数进行适当优化后, 产品感官质量保持了稳定, 产品的内在质量和部分物理质量均得到了改善。

关键词：烘丝机,筒壁温度,试验设计,交互作用

参考文献

[1]陈良元.卷烟生产工艺技术[M].郑州:河南科学技术出版社, 2002 (3) .

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[3]GB/T5606.4-2005, 卷烟感官技术要求[S].

[4]国家烟草专卖局.卷烟工艺规范[M].北京:中央文献出版社.

温度参数 第5篇

随着内燃机功率密度的提高,缸盖、活塞等受热零部件的热疲劳问题越来越突出。热疲劳模拟试验作为热疲劳问题研究的一个重要手段,也日益受到国内外专家学者的重视[1,2,3]。用于内燃机热疲劳模拟试验的加热方式主要有: 感应加热、燃气加热、辐射加热、红外加热、激光加热等。

感应加热的原理是在感应加热器中加载某一频率的交流电流,交流电流在感应器周围产生交变磁场,交变磁场又会在被加热的金属试件中产生感应电势,进而产生涡流,并生成热量,实现对金属试件的加热[4,5,6]。这种加热方式因为具有清洁、高效、低成本等优点[7,8,9], 越来越多地被应用到内燃机热疲劳模拟试验台。

在热疲劳模拟试验中,模拟热源对试件的加热效果直接影响疲劳试验的精度,因此,对模拟热源的选择极其重要。感应加热应用于热疲劳试验台时,感应线圈的形状与加热面之间的距离、线圈铜管宽度以及铜管间距等参数都会影响感应加热温度场的分布。近年来,国内外许多学者通过磁热耦合计算方法,研究了电磁感应加热的温度场分布以及电流大小、频率对加热的影响[10,11,12],而关于感应线圈形状、与加热面之间距离、线圈铜管宽度以及间距等参数对加热效果影响的研究却鲜有涉及,研究这些参数对感应加热效果的影响对于感应加热器的设计具有非常重要的指导意义。

本研究利用ANSYS软件,对不同参数条件下的感应加热进行磁热耦合计算,并分析这些参数对感应加热的影响规律。

1数学模型的建立

感应加热分为横向磁通感应加热和纵向磁通感应加热两种方式。在横向磁通感应加热方式中,感应线圈产生的磁通方向与被加热面垂直; 而在纵向磁通感应加热方式中,磁通方向与被加热面平行。在内燃机缸盖和活塞热疲劳试验台中,一般采用横向磁通感应加热的方式,因此本研究中也采用这种方式。在本研究中,主要目的是分析感应线圈各参数对感应加热温度场的影响规律,因此把缸盖简化成平板,这样既能使计算模型大大简化,也消除了缸套内不同位置换热系数不同对感应加热温度分布的影响,便于对仿真结果进行分析。

横向磁通电磁感应加热示意图如图1所示。感应线圈为矩形螺旋线圈,尺寸与被加热平板相当,且线圈与被加热面平行。

1. 1 电磁场数学模型

电磁场空间分布由麦克斯韦方程组描述,该方程组由安培环路定律、法拉第电磁感应定律、高斯电通定律和高斯磁通定律四大定律组成,其微分形式为:

式中: ▽—汉密尔顿算子; —磁场强度矢量,A/m; —总传导电流密度矢量,A /m2; s—源电流密度矢量, A / m2; e—感应涡流密度矢量,A/m2; —电通密度矢量,C /m2; —电场强度矢量,v /m; —磁场强度矢量, T; ρ—电荷体密度,C / m3。

同时,满足下列关系:

式中: μ—磁导率,H/m; ε—介电常数,F/m。

一般感应加热电流的频率范围为中低频,在这种条件下,位移电流密度的幅值远小于传导电流幅值,可以忽略,则式( 1) 可简化为:

1. 2 温度场数学模型

对于感应加热过程,感应涡流相当于被加热试件的内热源,试件内部传热方式为导热,假设被加热试件材料物性为各项同性,则其控制方程为:

式中: ρ1—材料密度,kg /m3; c—材料比热容,J/kg℃; T—温度,℃ ; λ—导热系数,W / m℃ ; qv—由涡流产生的内热源,W/m3。

由于qv由感应涡流 单位体积发热 产生,则它满足:

式中: σ—材料电导率,S /m。

1. 3 磁热耦合计算方法

电磁感应加热过程中,磁场与温度场之间是相互影响相互耦 合的,且它们之间 的相互影响 不能忽略[13],因此,在进行仿真计算的时候,一般采用耦合场计算的方法。多物理场耦合计算包括两种方法: 顺序耦合法和直接耦合法。顺序耦合法是在两个或多个物理场之间,按顺序进行多次迭代分析,且把前一个场的分析结果作为后一个场分析的载荷,从而实现多场之间的耦合。直接耦合法是利用包含有所有必需自由度的耦合单元类型,通过一次求解,得出耦合场的分析结果,这种方法对计算机配置要求较高,计算效率较低, 因此本研究采用顺序耦合的方法。

ANSYS11. 0之后版本新增了多场求解器,可以方便地对磁热耦合场进行顺序耦合求解。其求解流程如图2所示。

2感应加热仿真模型的建立

2. 1 有限元模型的建立

电磁感应加热问题是一个多物理场耦合求解问题,涉及到电磁场和温度场的求解。本研究用ANSYS多场求解器进行求解,电磁场分析和温度场分析分别采用SOLID117单元和SOLID90单元。考虑到感应加热的集肤效应,笔者对平板被加热面进行网格局部加密。

平板网格模型如图3所示。

2. 2 边界条件的设置

在电磁场分析中,磁力线垂直边界条件为自然边界条件,自动满足,不需要设置; 因此,只需要在空气模型外表面设置磁力线平行边界条件。

在温度场分析中,考虑到平板感应加热实验时,采用了在平板背面进行多喷嘴平均排布喷水冲击冷却, 因此本研究将平板背面换热系数设为一常数,其值为13 280 W / ( m2·K) ,冷却水温度为300. 8 K。

2. 3 仿真研究方案

为研究感应线圈形状、与加热面之间距离、铜管宽度以及间距对加热效果的影响,本研究一共计算9个case,通过相应case之间计算结果的比较,分析各参数对加热效果的影响。各case参数如表1所示。

通过对case1和case2计算结果的比较可以分析线圈形状对感应加热温度场的影响规律。此时,两种形状线圈的圈数都为4圈,且圆形线圈的外径与矩形线圈的边长大致相同。圆形线圈几何模型如图4所示。

通过对case1、case3和case4的计算结果进行比较,可以分析感应线圈与被加热面之间的距离对加热效果的影响。

通过对case1、case5和case6的计算结果进行比较,可以分析感应线圈铜管宽度对感应加热效果的影响。在保证线圈圈数相同的条件下,铜管宽度的变化必然导致感应线圈总体尺寸的变化。为保证可比较性,本研究控制线圈最外圈尺寸不变,只改变最内圈内部空气区域的大小。

通过对case1、case7和case8的计算结果进行比较,可以分析感应线圈铜管之间距离对感应加热效果的影响。同样,本研究保证线圈最外圈尺寸不变。

3仿真研究及结果分析

3. 1 形状对加热效果的影响

矩形线圈和圆形线圈感应加热温度场分布如图5所示。

由温度场云图可知,矩形线圈加热平板时,在平板上形成一个与线圈形状相似的高温区域,在线圈拐角处,由于电流方向的改变,温度相对较低。圆形线圈加热平板时,也在平板上形成一个与圆形线圈形状相似的环形带状高温区域。

为便于分析平板被加热面温度分布规律,在平板一对称轴上取的7个点如图6所示,获取其温度值,并以加热面中心为原点,以所取点到平板被加热面中心的距离为横轴,以温度值为纵轴,绘制温度随该距离的变化趋势曲线,平板对称轴温度变化趋势曲线如图7所示。

由矩形和圆形线圈的温度变化趋势曲线可知,两种线圈加热温度变化趋势基本相同,都是在平板中心处温度最低,随着与平板中心之间距离的增加,温度逐渐上升,并在距离为83 mm时,温度达到最大值,后随着与平板中心的远离,温度又逐渐降低。

两种形状下,由于距离、线圈尺寸等参数都不变, 温度场的最大值也基本相同。

3. 2 距离对加热效果的影响

感应加热器与加热表面的距离分别为1 cm、2 cm和3 cm时,仿真结果云图及对称轴温度变化趋势曲线分别如图8、图9所示。

由仿真结果云图和温度变化趋势曲线可知,随着感应加热器与被加热面之间距离的减小,温度场的分布基本不变,而温度的总体幅值有较大幅度的上升。距离从3 cm缩小为1 cm时,加热温度的最大值由406 K上升到560 K,上升幅度为37. 9% 。由此可见, 通过减小距离,可以有效地提升感应加热的效率。

3. 3 铜管宽度对加热效果的影响

铜管宽度分别为18 mm、14 mm和10 mm时的感

应加热温度场云图及平板对称轴温度变化趋势曲线分别如图10、图11所示。

由温度场云图和温度变化趋势曲线可知,随着感应线圈铜管宽度变小,平板中心温度降低,且平板高温区域的位置更偏向于平板边缘,主要原因是随着铜管宽度减小,感应线圈中心的空气区域增大,感应线圈的中部位置相对于平板向外侧移动。这也说明,感应加热温度最高的位置出现在线圈中部对应的平板位置。

随着感应线圈铜管宽度减小,感应加热的温度幅值有上升的趋势。加热温度的最大值由18 mm时的465 K上升为10 mm时的587 K,上升幅度为26. 2% 。这主要是因为,在计算过程中,加载在不同铜管宽度的线圈上的电流相同,随着铜管宽度减小,感应线圈电阻增大,感应加热器两端电压随之增大,导致实际功率增加,从而导致温度场幅值总体上升。

3. 4 铜管间距对加热效果的影响

感应线圈铜管之间的间距为12 mm、8 mm和4 mm时的感应加热温度场云图及平板对称轴温度变化趋势曲线分别如图12、图13所示。由温度场云图和温度变化曲线可知,随着线圈铜管间距离减小,感应加热温度场高温区域温度有上升的趋势,最高温度由12 mm时的427 K上升为4 mm时的502 K,上升17. 6% 。主要原因是铜管间距减小,感应线圈更紧凑,感应加热的功率更集中于平板中部的带状高温区域内,导致高温区域温度上升。

同时,随着铜管间间距减小,高温度区域更趋向于平板边缘,原因也是间距减小,导致线圈中心的空气区域增大。

4试验验证

为了验证仿真计算的准确性,本研究搭建的试验平台如图14所示。试验中采用的感应线圈为矩形线圈,铜管宽度18 mm,铜管间距8 mm,线圈与被加热面距离2 mm。试验过程中,笔者对平板背面进行喷水冷却,为保证冷却的均匀性,本研究在平板背面范围内均匀布置3·3个冷却水喷嘴。在平板被加热表面安装9个K型热电偶,并采用NI9213板卡对热电偶温度进行实时测量。平板热电偶布置图如图15所示。

热平衡条件下,各测点位置的实验值与仿真值对比如表2所示。由此可知,试验值与仿真值之间的最大相对误差为9.0%,说明数学模型有较高的计算精确度。

图 14 感应加热测温试验台

5结束语

本研究对不同参数条件下的电磁感应加热过程进行了有限元计算,得到如下结论:

( 1) 感应线圈形状对加热温度场有较大的影响, 温度场的高温区域形状与感应线圈的形状相似。

( 2) 感应线圈与被加热平面之间的距离越小,感应加热温度场的温度值越大; 二者之间的距离由3 cm缩小为1 cm时,最高温度上升37. 9% 。主要原因是距离减小,磁漏损失减小,感应加热效率增加。同时,距离对温度场的分布几乎没有影响。

( 3) 随着感应线圈铜管宽度减小,感应加热的高温区域向平板边缘移动,同时,感应加热总体温度上升; 宽度为10 mm时的最高温度较18 mm时上升26. 2% 。

温度参数 第6篇

本工作研究了一种含Re为5.2%的实验型镍基单晶高温合金在不同定向凝固结晶条件下铸态的宏微观组织特征,分析了凝固结晶温度参数对单晶完整性、显微疏松与共晶含量、枝晶偏析等的影响。

1 实验方法

研究用实验型单晶合金的成分为:Ni-4Cr-12Co-2Mo-6W-5.2Re-5Al-7Ta-0.02C。采用螺旋选晶法以高速凝固(High Rate Solidificating,HRS)工艺在同一定向凝固设备上浇注制备出[001]结晶取向单晶试棒,用于浇注的每组单晶型壳包括12根、尺寸为ϕ15mm160mm的试棒。为了分析凝固结晶制度对实验型单晶合金宏微观组织的影响,采取了变化合金熔体过热温度而固定其他浇注工艺参数以及变化铸型和熔体浇注温度而固定其他浇注工艺参数的A,B两类、共计6种凝固结晶制度,如表1所示。

浇注的单晶试棒经宏观腐蚀液腐蚀后检测单晶完整性,采用线切割法在与浇注系统相连的试棒顶部按照垂直于[001]方向截取结晶取向检测和微观组织分析用试样。在D8型晶体取向快速测定仪上测定每根单晶试棒结晶取向偏离度,并按照不同凝固结晶制度浇注的模组分别统计单晶完整性;用于微观组织分析的试样经研磨和抛光后在LEICA DM600M光学显微镜下以200X观察铸态试样显微疏松,以50X观察试样的枝晶形貌并测算枝晶间距,用网格法定量测量共晶含量。试样经氢氟酸、乙酸和硝酸混合溶液浸蚀后采用ZEISS SUPRA55型场发射扫描电镜(SEM)观察显微组织;在JXA-8100型电子探针仪上测定枝晶间和枝晶干合金元素的分布,并按照公式(1)计算合金元素i的偏析系数(ki)。

undefined

其中,Cinteri和Ccorei分别表示合金元素i在枝晶间和枝晶干的质量分数。当ki>1时,元素i富集于枝晶间;当ki<1时,元素i富集于枝晶干。

2 实验结果及分析

2.1 定向凝固温度参数对单晶完整性的影响

表2为采用不同凝固结晶制度浇注的单晶试棒结晶取向偏离度测定结果。从表2可以看出随着合金熔体过热温度由A1的1600℃提高到A3的1660℃,偏离[001]主轴在10°以内的实验合金单晶试棒由58.3%增加到83.3%,偏离主轴10～15°的则由33.3%下降到16.7%,当熔体过热温度达到1640℃及以上温度,偏离主轴超过15°(工程上通常将15°作为单晶制件能否使用的判据)的单晶试棒已经减少到0,合金的单晶完整性得以提高。说明合金熔体在浇入铸型前的过热处理有利于凝固结晶界面稳定性的提高,降低合金结晶缺陷的倾向性。

随着铸型/合金浇注温度由B1的1480～1500℃/1520℃提高到B3的1550～1570℃/1580℃,偏离[001]主轴在10°以内的实验合金单晶试棒由41.7%增加到62.5%,但在B1和B2制度下占25%的单晶试棒偏离主轴超过了15°,而偏离主轴10～15°的单晶试棒数呈现出随温度参数的提高先下降后增加的变化趋势;实验合金的单晶完整性总体是随着铸型温度和浇注温度的提高而增加。说明高的合金熔体过热度、相对高的铸型和浇注温度有利于实验合金单晶完整性的提高;但对比合金熔体过热温度对实验合金单晶完整性的影响,在实验研究的铸型温度和浇注温度范围内,实验合金的单晶完整性并不高。定向凝固过程中温度参数直接影响着合金熔体凝固结晶前沿的温度梯度,在铸型移动速率固定的情况下,通常温度梯度高有利于单晶完整性的提高[14];由此也说明对于实验合金而言,在试验的铸型与浇注温度参数条件下,熔体结晶前沿未获得足够大的温度梯度。

2.2 定向凝固温度参数对显微疏松和共晶含量的影响

图1所示为实验合金铸态试样中观察到的显微疏松典型形貌,主要分布在枝晶干和枝晶间交界处以及共晶附近;图2为实验合金铸态组织中γ+γ′共晶分布情况。表3为采用不同凝固结晶制度浇注的单晶试棒显微疏松和共晶含量的测定结果。从表1可以看出随着合金熔体过热温度的升高,铸态的显微疏松由A1的0.39%下降到A2的0.16%,随着过热温度进一步提高到A3的1660℃,显微疏松基本保持不变(考虑统计误差),而共晶含量随熔体过热温度的升高变化不大。随着铸型/合金浇注温度由B1的1480～1500℃/1520℃提高到B2的1530～1550℃/1570℃,显微疏松基本保持在0.59%～0.69%较高水平不变(考虑统计误差),当温度参数进一步提高到B3的1550～1570℃/1580℃,显微疏松下降到0.26%,而共晶含量随温度参数的升高变化不大。说明在现有定向凝固设备上采取低的浇注温度不利于实验合金微观组织的致密化。合金的结晶由形成一次枝晶轴开始,以熔融合金在枝晶间区域内凝固结束。随着熔融合金的凝固,枝晶间通道有可能被二次枝晶轴覆盖使熔融合金流动困难,枝晶间区域的供给变得困难,熔融合金的最后部分在封闭的空间内凝固,由于得不到即时补缩,形成疏松;而通常在熔体生长前沿温度梯度增加时疏松的体积分数会降低[14]。这也在本研究中的实验结果中得到了验证。

2.3 定向凝固温度参数对合金元素偏析的影响

图3,4分别为采用不同熔体过热温度(A1～A3)、铸型温度/浇注温度(B1～B3)浇注的单晶试棒中Al,W,Ta,Re四种元素偏析统计结果。从中可以看出合金元素Re和W偏析于枝晶干,偏析系数小于1;元素Al和Ta偏析于枝晶间,偏析系数大于1。采取B1的低温度参数浇注的试棒显现出较大的成分偏析;随着合金熔体过热温度、铸型温度和浇注温度的升高,四种元素的偏析在不同程度上均得到了改善。而与铸型温度和浇注温度变化相比,高的合金熔体过热温度对元素偏析的改善更加显著。对于单晶合金枝晶组织而言,合金熔体在浇入铸型前的过热处理不仅有利于成分的均匀化,同时在一定程度上也会提高合金凝固结晶前沿温度梯度,从而促进合金凝固组织中元素偏析的改善。相对于高的熔体处理温度和高的铸型温度和浇注温度,在较低的浇注温度和铸型温度条件下,在实验合金熔体凝固结晶前沿形成了低的温度梯度,导致凝固组织中较大的偏析产生。

因此对于含Re量和难熔元素总量较高的单晶合金定向凝固结晶控制而言,在陶瓷坩埚、陶瓷型壳承温能力允许的前提下,熔体的充分过热处理、结合高的铸型与浇注温度以获得较高的合金凝固结晶前沿温度梯度是必要的,这对提高单晶成功率、降低显微疏松、改善成分偏析具有有益的作用。

3 结论

(1)合金熔体高的过热处理温度促进了合金元素分布的均匀化,有利于凝固结晶界面稳定性的提高,降低了高Re和高难熔元素含量的单晶合金结晶缺陷的倾向性,提高了实验合金的单晶完整性。

(2)合金熔体过热温度、铸型温度/浇注温度的提高有利于枝晶间的补缩,减少显微疏松。而凝固结晶过程的温度参数对实验合金铸态共晶含量影响不大。

温度参数 第7篇

1 对象与方法

1.1 对象

来源于我院2010年8月2011年12月健康检查人群共96人,其中男性67人,女性29人;肝肾功能及血脂检查均正常。

1.2 仪器与试剂

仪器为美国BECKMAN COULTER公司生产的LH750全自动血液分析仪。 试剂采用BECKMAN原装试剂。

1.3 方法

1.3.1 温度的影响

将20份标本分别放置于2～8和18～25 ℃下保存,同时上机测定。

1.3.2 时间的影响

取血后0、24、48和72 h分别测定网织红细胞各项参数。

1.3.3 按LH750血液分析仪操作规程测定Ret

测定的主要指标包括Rab百分比(%)、Ret绝对值、高散射Ret百分比(HLR%)、高散射Ret绝对值、未成熟Ret指数(IRF)、平均Ret体积(MRV)、平均球形红细胞体积(MSCV)。

1.4 统计学处理

采用配对t检验进行统计学分析。以P<0.05为差异有统计学意义。

2 结果

2.1 不同温度条件下,24、48和72

h后Ret%和Ret绝对值测定结果与0 h测定结果的差异 见表1。

注:与0 h组比较, aP<0.01。

结果显示2～8 ℃条件下储存标本,在72 h内Ret%和绝对值计数与0 h比较差异均无统计学意义;而室温18～25 ℃条件下保存的标本,24 h后测定结果均与0 h测定结果差异具有统计学意义,24 h Ret% t=3.156,P<0.01(其他均t>3.156)。

2.2 比较分析不同温度条件下, 24、48和72

h后IRF测定结果与0 h测定结果的差异 见表2。

注:与0 h组比较,aP<0.05。

结果显示,2～8 ℃条件下储存标本,在72 h内IRF差异无统计学意义;室温条件下保存的标本,IRF在48 h后测定结果差异具有统计学意义,(t>6.962,P<0.01)。

2.3 不同温度条件下, 24、48和72

h后HLR%和绝对值测定结果与0 h测定结果的差异 见表3。

注:与0 h组比较,aP<0.05。

结果显示2～8 ℃条件下储存标本,HLR%和绝对值计数在72 h内差异无统计学意义;而室温18～25 ℃条件下保存的标本,24 h后测定结果明显减低,差异有统计学意义,t>3.509,P<0.05。

2.4 不同温度条件下, 24、48和72

后MRV和MSCV测定结果与0 h测定结果的差异 见表4。

注:与0 h组比较,aP<0.05。

结果显示2～8 ℃和室温18～25 ℃条件下保存的标本,24 h后测定结果明显减低,差异具有统计学意义(t>2.97,P<0.05)。

2.5 Ret参数参考范围

统计分析了96人份Ret各参数95%可信区间,作为我室Ret各参数参考范围,见表5。

3 讨论

Ret是晚幼红细胞脱核后到完全成熟之间的过渡细胞,由于其胞质内尚残留有嗜碱性RNA,在活体染色时可被染成蓝色颗粒物或网状物而得名,是一个早已公认反映骨髓造血功能的重要指标。以往检测Ret 所用的显微镜目测法可根据残留RNA 的多少将Ret 分类,但精确性较差。随着检验技术的不断发展,Ret的检测方法也不断进步。目前主要有专用Ret计数仪、流式细胞仪、带有Ret计数的多参数全自动血细胞分析仪等[5,6]。近年来,随着荧光染色技术的发展和高性能全自动血细胞分析仪的应用,使Ret 检测进入了新的阶段。全自动Ret 分析仪在临床的使用为Ret 计数及分类提供了快速、准确的实验手段;在检测常规参数的同时,还能检测未成熟网织红细胞(IR)参数,如HLR、IRF,这些新的实验参数对临床疾病的诊断、治疗和疗效观察起到了重要作用[7,8]。

LH750 型全自动五分类血液细胞分析仪是采用2种试剂检测Ret,一种为着染RNA的新亚甲蓝缓冲液,另一种为清除剂。即一种含有稳定剂的硫酸低渗溶液,以清除红细胞中的血红蛋白,然后通过测量阻抗,射频和激光散射(VCS 技术)对Ret相关参数进行测量。Ret参数的变化可反映幼红细胞合成Hb的情况[11]。流式细胞术在测定Ret的同时还可根据荧光强度将其分为低、中、高(LFR、MFR、HFR)3种荧光类型。较幼稚的Ret由于胞质中RNA较多,有较强的荧光,多为HFR和MFR;较成熟的Ret胞质中RNA较少,荧光强度较弱,为LFR[9,10,11],在造血受到刺激时,幼稚Ret从骨髓释放入外周血,MFR和HFR显著增高,而IRF为HFR 和MFR之和与所有Ret的比值,因此IRF和HFR 均可提示RBC 生成的开始[11]。

Ret发育是一个从晚幼红细胞、HFR、MFR、LFR的动态变化的过程。为探讨标本保存条件对血液病患者Ret参数检测结果的影响,本研究进行了上述试验,结果显示,血液标本在2～8 ℃条件下保存,Ret%、Ret、HLR%、HLR、IRF各参数在72 h内无明显变化,这种现象可能是由于低温条件下,Ret成熟较慢,RNA消失延迟所致;而标本在室温18～25 ℃条件下,24 h后各参数结果就明显降低,这可能是由于室温条件下,细胞代谢较低温时快,Ret成熟较快。IRF在低温条件下能稳定72 h;而在室温时,48 h后结果明显偏低。这应与Ret代谢在室温时较快有关。这种现象与文献[12]有一定的差异。MRV、MSCV两项参数无论在低温还是室温条件下保存,24 h后结果均明显升高(P<0.05),MCV在24 h后也明显升高,这种现象,可能是由于标本离体后,RBC新陈代谢功能明显改变,导致红细胞膜物质交换功能紊乱,胞质内渗透压增高,细胞外液体进入细胞内增多所致。本文对Ret各参数参考范围进行了初步统计,95%可信区间较文献[13]的范围略宽,这可能与我们研究的例数及本地人群有关,但病理性下限与文献基本一致。认识到温度及时间对Ret测定各参数的影响,以及建立我室自己的参考范围,对Ret计数的分析前质量控制和更好地将各项指标应用于临床有很大的帮助。

摘要：目的 探讨温度及存放时间对网织红细胞计数的影响,建立科室的参考范围。方法 将标本放置于不同温度下,观察不同时间网织红细胞计数各参数的变化。结果 在低温(2～8)℃条件下,网织红细胞计数(Ret%)和网织红细胞绝对值,高散射网织红细胞百分比(HLR%)和绝对值,未成熟网织红细胞指数(IRF),平均球形红细胞体积(MSCW)在72 h内无明显变化(P>0.05);在室温(18～25)℃条件下,除IRF 48 h内无明显变化外,其余各参数24 h后测定结果发生明显变化(P<0.05)。统计获得的参考范围较设定参考范围略宽,但病理下限基本一致。结论 网织红细胞标本应在2～8℃低温环境下保存,48 h内完成测定。