耐热试验范文

耐热试验范文（精选5篇）

耐热试验 第1篇

1 材料与方法

1.1 试验概况

试验设在江苏省宜兴市周铁镇, 大棚遮阳网覆盖栽培。参试品种共15个, 分别为:热抗605青菜 (上海) 、华冠青梗菜 (日本) 、华美青梗菜 (日本) 、金夏莳青梗白菜 (日本) 、夏青青菜 (南京) 、青伏令青梗菜 (南京) 、青秀青梗菜 (青岛) 、绿秀 (91-1) 青梗菜 (青岛) 、锦绣青梗菜 (上海) 、碧秀青梗菜 (上海) 、依阳鸡毛菜 (上海) 、绿山青梗菜 (上海) 、长征三号青梗菜 (上海) 、金品602青梗菜 (福建) 、金品1夏青梗菜 (福建) 。

1.2 试验设计

试验共设15个处理, 即每个品种为1个处理, 以热抗605青菜为对照 (CK) , 采用随机区组排列, 3次重复, 共45个小区, 小区面积4.86 m2 (含沟) 。

1.3 试验实施

试验于2013年7月20日播种, 每小区播种量为4 g, 干籽直播, 播种后保持土壤湿润, 以利出苗, 出苗后管理同常规[2,3]。播种后10 d和16 d进行二次间苗, 使株行距达15 cm左右。

1.4 调查内容与方法

出苗后30、40 d, 从每个小区分别选取10株青菜调查叶片数、叶片长宽、株高、株幅、单株重等数据。出苗后50 d, 从每个小区选取10株青菜调查其叶片数、叶片长宽、叶柄长、株高、株幅、单株重、束腰宽、茎基宽、净菜率等数据, 并采收测产[4,5]。

2 结果与分析

2.1 出叶速度

从表1可以看出, 出苗后30、40、50 d时, 华美、金夏莳、青伏令、碧秀、金品602、金品1夏、华冠的叶片数和50 d时的有效叶片数均大于对照和平均值;出苗后30 d时, 华美、青伏令、金品602、金品1夏、华冠的叶片数明显较多, 大于9片;出苗后40 d时, 华美、金夏莳、绿山、金品1夏、华冠的叶片数明显较多, 大于13片;出苗后50 d时, 绿山、金品602的叶片数明显较多, 大于20片;出苗后50 d时, 绿山、长征三号的有效叶片数也高于对照和平均值[6,7], 其中长征三号有效叶片比例最高;青秀、依阳出苗后30 d和50 d时叶片数小于对照热抗605;整个生长期, 对照热抗605的叶片数小于平均值。

2.2 叶面积大小

从表1可以看出, 整个生长期中, 绿秀和长征三号的叶面积始终保持较大;出苗后30 d时, 热抗605、夏青、锦绣叶面积较大;出苗后40、50 d时, 华美、金夏莳、青伏令、青秀、碧秀、绿山的叶面积较大。

2.3 单株重、产量表现

从表1可以看出, 在整过生长期中, 30 d后所有品种的单株重增长明显, 这与气温下降相一致[8,9]。出苗后30 d时, 青伏令、锦绣、华冠的单株重明显大, 大于平均值39%以上;出苗后40、50 d时, 华美、金夏莳、绿山、长征三号、华冠的单株重均大于对照和平均值;金夏莳、夏青、绿秀、碧秀、长征三号、金品602、金品1夏、华冠的净菜率较高;50 d测产, 除碧秀和长征三号突出外, 华美、金夏莳、绿山、金品1夏、华冠的表现也比较好。

2.4 植物学性状

15个品种中除长征三号叶色较深, 其余品种叶色无明显差异;依阳鸡毛菜叶柄淡绿色, 短缩茎较长, 其余品种叶柄为青绿色。从表2可以看出, 对照热抗605株高较高, 株幅小, 株型紧凑, 束腰性好, 叶柄短;绿秀株高最高, 株幅最大, 束腰性较好, 但叶柄长, 不适合当地消费习惯;长征三号、青秀株幅宽, 束腰好, 叶柄短;碧秀、锦绣、金夏莳叶柄较短。

2.5 抗热性比较

对参试的15个品种进行热抗评价 (以高温下叶片有无卷曲判断[2]) 。在高温天气下, 夏青青菜在高温下叶片卷曲比较严重, 其余的14个品种在高温天气下叶片都有小部分卷曲。

3 结论与讨论

2013年夏季, 宜兴市遭遇了持续高温干旱天气, 高温日数创50年来之最。7月下旬至8月中旬为罕见的高温天气, 最高气温达40℃以上。本试验前30 d恰逢持续高温, 足以验证青菜品种的耐热性[10,11]。30 d时, 锦绣青梗菜叶面积大, 叶色嫩绿, 株幅大, 单株重最大。青伏令、华冠植株矮, 株幅紧凑, 叶柄短, 叶片生长快, 单株重表现好。青伏令、锦绣、华冠耐热性好。但锦绣、青伏令分别于30、40 d后生长减慢, 叶片易衰老, 净菜率低。因此, 青伏令、锦绣适合夏季小青菜 (鸡毛菜) 种植, 华冠整过生长期表现极好, 综合表现最好, 可作为当地夏秋季节青菜主推品种。

8月下旬开始, 在气温不是极高的情况下, 华美、金夏莳、绿山、长征三号迅速生长。长征三号青梗菜株幅较宽, 束腰性好, 叶色深绿, 叶柄短, 有效叶片数比例高, 叶面积大, 单株重大, 产量高[12]。华美、绿山植株矮, 株幅紧凑, 叶柄短, 有效叶片数多, 出苗后40、50 d单株重大, 产量高。因此, 在早秋季节, 长征三号、华美、绿山可作为当地大棵菜的推广品种[6]。

参考文献

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[10]邹秀青, 朱丽萍.不同青菜品种耐高温栽培技术初探[J].上海农业科技, 2012 (4) :77-78.

[11]陆奕, 张彩峰.夏季耐热青菜品种比较试验[J].上海蔬菜, 2011 (5) :15-16.

耐热寻味的春天初二作文 第2篇

春天应是一年中最令人情思的季节。古往今来，有多少诗人留下咏春、颂春、伤春、惜春的动人诗篇，现在，又到了桃红柳绿、万紫千红、春暖花开的季节。当你走出户外，看到路边的野花一夜之间开了，行人的衣衫一天比一天薄了，天空还偶尔飞来一只只的小鸟，你的心中是否涌动着一种渴望：捕捉春天的足迹，谱写春天的赞歌。

春天，自然风光变了，人也在变。我们的目光，脚步乃至整个心态，也因为沐浴了春风和春雨变得更加明澈，矫健和朝气蓬勃。

竹外桃花三两枝，春江水暖鸭先知，蒌高满地芦芽短，正是河豚欲上时。”苏轼的《春江晚景》生动的`写出早春的特点。鸭子是春天的使者，预告着春天的到来。

“一年之计在于春，一天之计在于晨。”春天的早晨空气是如此的清新，公园里的爷爷奶奶有的在做早操，有的在锻炼身体。一片清新的空气扑鼻而来，让你感到舒心，在草地里走一走，你会忘记以前的悲伤，让你股起勇气继续为生命奋斗，让你勇敢面对今天的一切，让你不会觉得有什么恐惧。

几对活泼机灵、小巧玲珑的燕子从南方赶来，为春光增添了不少光彩!有的由这边飞到那边，好像在唱歌，又好像在跳拉丁舞，成了天地之间的小演员，还有一只只的小青蛙也醒了，哇哇的叫起来了，真有“稻花香里说丰年，听取蛙声一片。”的味道!

春，暖人心脾，“沾衣欲湿杏花雨，吹面不寒杨柳风。”

春，稍纵即逝，“林花谢了春红，太匆匆。”所以“有花堪折直须折，莫待花落空折枝。”

春，沁凉润透，“天街小雨润如酥，草色遥看近却无。”

春，酒里飘香，“借问酒家何处有，牧童遥指杏花村。”

春，魂牵梦绕，“春归何处?寂寞无行路。若有人知春去处，唤取归来同住。”

耐热试验 第3篇

耐热煲属于低膨胀陶瓷,所以(其)表面多施以低膨胀的釉料。目前国内的耐热煲生产厂家,使用的是以锂辉石为主要原料的锂质釉,烧成温度多在1300℃以上。现在市场上常见的耐热煲颜色装饰中,多为白色和黑色(或黑棕色),而用彩色色釉装饰的非常少,一个重要的因素是色釉用料发色的制约及耐热煲铅镉溶出量限量及测试要求。

因此本文通过对陶瓷色料在耐热煲瓷釉中的发色情况进行研究,提高产品装饰水等,为相关试验结果能为业内同行提供参考或借鉴。需要说明的是,本文所述为实验室小样测试结果,大生产上的结果可能会与此有出入,大生产前请试验验证。

1 试验

1.1 试验仪器及设备

电子天平(精度0.001g)、行星式球磨机、量筒、烧杯、施釉器、烘箱、硅碳棒高温箱式电炉、色度仪。

1.2 试验用釉料与坯体

试验所用釉料为某著名耐热煲生产厂家大生产所用锂质釉料,该釉料已磨细、过筛、除铁,烘干后备用。该釉的烧成温度范围是1290～1330℃,该釉烧后白度、亮度、釉面质量均佳。该釉的化学组成范围见表1。试验所用坯体为自制普通高铝瓷坯,已在1000℃素烧,颜色较白。坯体形状为8cm12cm平板状,以方便测量烧后试片颜色的色度值。因为本试验主要考察色料在釉中的发色,所以没有专门使用耐热煲厂家的坯体。

1.3 试验用陶瓷色料

本文使用的色料为山东淄博某知名厂家生产的釉用色料,该系列色料粒度较细,325目筛余小于0.5%,发色稳定,颜色较深,属国内高档色料。

1.4 试验过程

按比例仔细称量釉料和色料,倒入玛瑙罐中,加适量的水和解凝剂(因为该釉的浆料絮凝性强,流动性差),快速球磨10分钟后倒出色浆,备用。

施釉采用刮釉法,釉厚为0.8mm。施釉前将坯体清洁干净,并用湿抹布擦拭坯体的待上釉施面,以防釉浆被吸干过快,影响操作。

将烘干后的试片放入智能温控电炉中,设置升温时间为180分钟,改为升温速率,或不表述,烧成温度为1290℃,保温25分钟,烧成结束后关闭电炉,自然冷却。

2 结果与分析

2.1 测试结果

将釉烧后各试片用美国产色度仪测量[色度值L、a、b]值,测量结果取三次测量的平均值。各色料的发色情况见表2。

2.2 结果分析

从表2中可以看出,含铬的绿色铬绿在锂釉中发色正常,釉面良好。蓝绿(Co-Cr)色料釉烧后釉面亚光,和色料中氧化铬含量较高有关。

含钴的蓝色(钴蓝,同下)在该釉中发色均正常。钴蓝(Co-Al-Sn-Zn)釉烧后出现大量针孔,说明该色料与基础釉的匹配性不好。深蓝(Co-Al)色料釉烧后釉面出现大量麻点,是因为大量加入深蓝色料后提高了基础釉的高温黏度,使气泡难于排除。

锆基色料虽然在该釉中发色正常,但除钒蓝外釉面质量都不是很好。镨黄(Zr-Si-Pr)和锆铁红(Zr-SiFe)釉烧后起泡,是因为烧成温度超过此两种色料的使用温度,导致色料部分分解过烧。钒黄(Zr-V)色料釉烧后虽然釉面无光,但釉面质量很好:很细腻;钒黄色料釉烧后无光,是因为该色料熔融温度高,大量加入该色料后提高了基础釉的烧成温度。

从表2可以看出,锂质釉对黑色和灰色色料的发色无影响,但釉面光泽度降低为亚光甚至无光。蓝灰(Sn-Sb)色料在1290℃釉烧后无光,将烧成温度提高到1310℃时,烧后釉面稍有亮度但有大量针孔,似过烧。

棕色色料由于含有较多的铁和锌,所以在该釉中烧后都出现了起气泡(有明显起泡现象),应该认为是加入棕色色料中的什么成分后明显降低了基础釉的烧成温度,从而导致过烧。

在锂质釉中,铬锡红色料发色不好,均出现显著的褪色现象,究其原因是因为氧化锂破坏了铬锡红的发色结构。

通常包裹型硫硒化镉色料使用温度不超过1230℃,否则易出现起泡、褪色或变色等缺陷。但在该釉1290℃的烧成温度下,包裹红色料和包裹橘黄色料均发色正常,釉面良好,到底是何原因,笔者并不清楚。

2.3 关于热稳定性问题

低膨胀的锂质釉加入色料后,是否会影响耐热煲的热稳定性,受条件限制,不作深入实验。但从理论上分析,加入色料后并不会对釉料的膨胀系数有较大改变,尤其是色料加入量较少时。从一些使用厂家反馈来看,黑色、棕色、红色色料加入到锂质釉中后,并未对耐热煲的热稳定性产生不利影响。

2.4 关于复合色的调配问题

专业色料生产厂家的色料品种毕竟有限,最多不过30多个颜色品种,这远满足不了耐热煲生产厂家对颜色的需要,因此复合色的调配就十分必要。

大量调色实验证明,在该锂质釉中,色料之间可以相互调配以获得大量丰富的中间色。但颜色调配时需注意镨黄、锆铁红等色料易出现过烧起泡,铬锡红色料易褪色等事项。

2.5 基础釉对色料发色的影响

从以上分析可以看出,在高锂的耐热煲釉中,铬锡红色料(桃红、枣红、紫色)都明显褪色。可见Li2O会破坏其发色结构,对发色有不利影响。

钴蓝(Co-Al-Sn-Zn)、深蓝(Co-Al)烧后出现大量针孔,是因为基础釉不适合这两种色料的发色。

除此外,该基础釉对其他色料的发色无不利影响。

2.6 烧成温度对色料发色的影响

本实验中,烧成温度是1290℃,烧成温度较高,所以镨黄、锆铁红、棕色等色料易出现起泡、针孔等缺陷。对于那些不耐高温的色料来说,烧成温度越高越容易出现此类缺陷。所以,在保证产品质量的前提下,适当降低釉料的烧成温度,或者选择在窑炉的低火位处烧成,有利于色料发出最佳发色。

3 实验结论

(1)高锂的耐热煲釉,适合大部分色料的发色,但对铬锡红色料的发色有明显不利影响;

(2)包裹色料可以在1300℃的高锂釉中正常发色,釉面无缺陷;

(3)适当降低釉料的烧成温度,有利于色料的发色。

参考文献

[1]翟新岗.陶瓷色料在锂辉石釉中的应用实验.中国陶瓷[J],2005(5):45-47

[2]颜桂炀,郑柳萍,王金堆.锂辉石添加剂对耐热煲热稳定性的影响.福建师范大学学报(自然科学版),2003年01期

耐热试验 第4篇

本研究采用有限元法结合工程算法,对耐热不锈钢环型地面试验喷管传热特性进行数值计算,分析耐热不锈钢试验喷管在表面氧化后的传热特性,计算结果有利于提高该材料在燃气引射系统中的使用可靠性,同时可推广应用到锅炉、核电等不锈钢使用较广泛的工业领域。

1 物理模型与求解方法

1.1 氧化动力学模型

试验喷管以在航空航天领域使用较广泛的耐热不锈钢1Cr18Ni9Ti作为材料。在较低温度下(一般低于300～400℃),不锈钢对水蒸气具有很好的抗氧化性能,氧化动力学通常为对数或反对数规律。在高水蒸气含量的高温燃气作用下,不锈钢发生较严重的氧化,根据Wagner金属高温氧化理论,由扩散控制的氧化过程,氧化速度服从抛物线规律。对氧化产物的结构及成分分析表明,氧化物沿厚度方向可分为2层,外层氧化膜的主要成分为Fe3O4,另含有少量的Cr2O3和NiO,内层氧化膜的成分为尖晶石氧化物(Fe,Cr,Ni)3O4。外层氧化膜的生长由氧与外层氧化膜/内层氧化膜界面间的Fe发生反应来控制,其抛物线方程为:

Y=(2KCt)1/2 (1)

式中:Y为外层氧化膜厚度,KC为外层氧化膜氧化速率常数,t为时间。

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假定外层氧化膜为β相,内层氧化膜为α相。Dundefined为氧在外层氧化膜中的扩散系数,Nundefined为外层氧化膜表面氧的浓度,Nundefined为β/α相界面氧的浓度,Nundefined为内层氧化层氧的平均浓度。

内层氧化反应为氧和Cr的双向扩散反应,内层氧化膜生长由氧向里扩散控制。氧化膜总厚度的抛物线方程为:

X=2γ(DOt)1/2 (1)

式中:γ为无量纲速度常数。

利用以上氧化模型,计算得到不锈钢在4MPa、1073K、水蒸气含量为80%的高温高压燃气中氧化膜厚度随时间变化的关系曲线,如图1所示,具体计算过程可参考文献[7]。

1.2 试验喷管传热模型

本研究的试验喷管为环形喷管,其结构示意图如图2所示。根据试验喷管的结构特点,可将喷管内的传热简化为无内热源轴对称非稳态导热问题进行研究,其控制方程为:

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式中:λ、ρ、cp分别为喷管材料的导热系数、密度及定压比热容,Γ为内喷管外边界,hg为燃气与壁面的对流换热系数,Tg为燃气温度,qr为辐射热流。数值计算采用有限元法,上述导热方程在t时刻的矩阵表达式为:

undefined

式中:undefined为温度刚度矩阵,undefined为非稳态变温矩阵,undefined为未知温度值的列向量,undefined为对流面热流的列向量。

喷管中的工质为氧气/酒精水溶液的燃烧产物,其参数和各组分百分含量由热力计算得到。具体计算时将燃气流动简化为一维等熵流,计算得到速度沿喷管轴线的分布。对于对流换热,燃气与喷管壁面的对流换热系数可利用Bartz公式进行计算,在燃烧室中因为燃气的流速较小,可认为燃气的绝热滞止温度Tgs=Tg,在喷管中Tgs应由有效温度Te来代替。结合自定义函数,将对流换热系数和对应的有效温度施加于喷管壁面。观察试验件的实际氧化特征,较严重的氧化主要发生在环形驻室、喷管收敛段以及喉部,扩张段未发现明显的氧化现象。氧化膜与基体尺寸相差悬殊,计算时必须将氧化膜的网格作加密处理,如图3所示。

由于外层氧化膜在经受燃气冲击后会发生开裂和局部剥落,计算时需考虑由此产生的壁面粗糙度对喷管传热特性的影响。Valler等[8]对发汗冷却液体火箭发动机进行传热特性分析时采用了由Powars提出的表面粗糙度对受热表面热流影响的修正方法。本实验采用此方法对对流换热系数进行修正,具体修正式为:

hg,aug=hgKr (7)

式中:hg,aug为修正后的对流换热系数,Kr为修正系数。Kr可以表达为分段函数的形式:

undefined

式中:undefined(K为表面粗糙度(取外层氧化膜的厚度),斯坦顿数undefined,下标∞代表燃气主流参数)。将燃气数据代入式(8),在环形驻室中Kr=1;在喷管收敛段,属于第二种情况,Kr取值范围为1.7～2.4。

选择传热情况较复杂的内喷管作为研究对象,计算中做以下假设:氧化膜各向同性;不考虑内外层氧化膜间及氧化膜与金属基体间可能存在的空洞或缝隙所产生的热阻;在对较短时间的热试车进行瞬态分析时,氧化膜未发生大面积剥落。由于燃气的主要成分H2O和CO2气体均具有较强的辐射能力,所以必须考虑喷管与燃气间的辐射换热,同时必须考虑H2O和CO2辐射光带的重叠。燃气对喷管壁面的净辐射热流密度为:

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式中:σ为斯忒藩-玻尔兹曼常数;Tg、Tw分别为燃气和壁面温度;αw、εw分别为壁面的吸收比和发射率,取值相同,无氧化时取0.2,有氧化时取0.8;αg、εg分别为燃气的吸收比和发射率。

1.3 氧化膜及不锈钢材料的热物性参数

确定氧化膜和不锈钢材料的热物性参数是热仿真分析的基础和重要工作之一。外层氧化膜的主要成分是Fe3O4,其密度和导热系数随温度的变化很小,可以视为常数,密度ρ=5.18103kg/m3,导热系数λ=6.28W/(mK);内层氧化膜的主要成分是尖晶石氧化物(Fe,Cr,Ni)3O4,可以看成是FeO、Fe2O3、Cr2O3、NiO的混合物,主要成分Cr2O3的密度ρ=5.21103kg/m3,导热系数λ=2.6W/(mK),其它几种氧化物含量较少且热物性参数与Cr2O3较接近,因此内层氧化膜的物性参数可近似采用Cr2O3的物性参数。不锈钢1Cr18Ni9Ti的密度和比热容可以视为常数,密度ρ=7.9103kg/m3,比热容c=502J/(kgK)。各氧化物成分的比热容及不锈钢导热系数为温度的函数[9]。

2 计算结果及分析

本实验分别对喷管表面无氧化膜、氧化膜表面光滑以及氧化膜表面粗糙情况下喷管的温度分布进行了计算。在试验喷管工作一段时间后,氧化膜表面粗糙是唯一存在的情况,通过与另外两种情况计算结果的对比分析,可以更准确反映氧化膜的低导热系数造成的高热阻以及较大的表面粗糙度导致的高对流换热系数对试验喷管传热特性的影响。对试验喷管进行15s的非稳态传热数值模拟。

表1为典型工况(总压4MPa,总温1336K)下15s时喷管喉部温度的数值计算值与理论计算值,理论计算采用一维轴对称非稳态导热模型,所用尺寸参数及边界条件与喉部处相同。从表1中可以看出,数值计算值与理论计算值的最大偏差不超过2.5%,说明数值计算结果是可靠的;同时,理论计算值普遍低于数值计算值,原因是一维模型没有考虑喉部两侧径向位置较小处与喉部的轴向导热。由数值计算结果可以看出,与无氧化膜情况相比,尽管氧化膜的高热阻升高了氧化膜外表面的温度(氧化膜表面粗糙情况升高了49.7K,氧化膜表面光滑情况升高了15.9K),但同时使基体表面温度分别降低了26.8K和77K。

图4为数值计算得到的喉部温度随时间的变化曲线。从图4中可以看出,氧化膜表面粗糙时室壁升温速度最快,4s时温度为1241.9K,并在15s时表面温度趋于平衡,无氧化膜时升温最慢,4s时温度只有1122.4K。

尽管粗糙表面对传热有增强作用,但与氧化前相比,不锈钢氧化后各部位(除氧化膜表面外)的温升速率变慢,氧化膜的高热阻起到了主要作用。此外,换热系数的成倍增大使氧化后的热流通量与氧化前相比要大得多,但由于氧化膜的热阻大,传热慢,使氧化膜表面的升温加快。由于外层氧化膜导热系数比内层氧化膜大,厚度比后者小,所以氧化膜外表面与内外层氧化膜界面的温差比后者与基体表面的温差小。图4中同时给出了与氧化膜厚度相同的基体内部的温度变化,基体内部在无氧化膜情况下升温速度最快,4s时温度为1091.8K,氧化膜表面光滑时升温速度最慢,4s时温度为957K,同时氧化膜的低导热系数造成氧化膜内部产生比基体内部大得多的温度梯度。

图5为15s时氧化较严重的环形驻室至喉部的壁面温度分布数值计算结果,对x坐标进行了无量纲化处理。从图5中可以看出,有氧化膜时环形驻室中温度沿轴向基本不变,氧化膜表面粗糙与光滑情况下壁面温度基本相同,为874K,这是由于环形驻室中的燃气还未经过喷管的加速,速度较低,粗糙度对对流换热系数的影响不大,同时有氧化膜比无氧化膜时壁面温度高20K,基体表面温度低48K,氧化膜起到了一定的隔热作用。图5进一步证实沿整个壁面氧化膜内均存在较大的径向温度梯度,同时燃气参数在收敛段沿壁面变化较大造成喷管收敛段表面温度沿轴向变化剧烈,由于基体与氧化膜线膨胀系数相差较大,因此会在氧化膜中产生较大的热应力。

3 结论

(1)将工程计算与数值模拟相结合,建立了耐热不锈钢试验喷管在水蒸气高温氧化后的非稳态传热计算模型,所采用的耐热不锈钢在高温高压水蒸气中的氧化动力学模型可较准确地计算出氧化膜厚度,并成功应用于喷管传热计算。

(2)在研究试验喷管氧化后的传热特性时,需综合考虑氧化膜低导热系数与表面粗糙度对传热的影响,其中氧化膜表面粗糙增强了喷管壁面与燃气间对流换热,但氧化膜低导热系数使喷管传热性能变差,氧化膜起到了热阻作用。

(3)计算结果表明,由于高温燃气热冲击作用,在热试车初始时间段内,喷管壁在表面沿径向温度梯度较大,同时由于燃气参数的巨大变化,喷管收敛段及喉部附近的扩张段表面温度沿轴向变化剧烈,这为进一步研究耐热不锈钢试验喷管表面热应力腐蚀提供了计算参考和理论依据。

参考文献

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耐热试验 第5篇

加氢反应器是整个石油炼化系统中的核心设备, 也是压力容器中的高端设备, 操作介质:氢气、硫化氢、蜡油、汽油、柴油、轻烃等, 设备在高温、高压、临氢条件下运行, 使用工况恶劣。其材料2.25Cr-1Mo为耐热钢, 材料焊接性较差, 且设备壁厚较厚, 冷裂纹倾向较大, 需采用严格的工艺措施才能保证焊接接头的质量。

1 2.25Cr-1Mo钢焊接性分析

1.1 母材基本性能

2.25Cr-1Mo钢采用电炉或氧气转炉加真空脱气精炼工艺冶炼, 为本质细晶粒镇静钢, 供货状态为正火加回火 (N+T) , 其化学成分见表1, 力学性能见表2。其金相组织为:贝氏体, 具有较好的力学性能和抗裂纹扩展性。通过Cr、Mo、Mn元素的加入提高了钢材的热强性和抗氢性, 同时也增强了钢的抗高温蠕变强度。镍改善了钢材的低温冲击韧性, 通过模拟MIN.PWHT+阶梯冷却试验:VTr54+2.5△VTr54=-11.35℃, 证明该钢具有较高的抗回火脆化能力。

1.2 焊接性

根据国际焊接学会 (IIW) 碳当量计算公式可计算出2.25Cr-1Mo钢的碳当量:Ceq=C+Mn/6+ (Cr+Mo+V) /5+ (Ni+Cu) /15=0.87%, 说明2.25Cr-1Mo钢具有较大的冷裂倾向。较高的Cr、Mo含量加剧了钢的淬硬性, 焊接过程中易产生淬硬的马氏体组织, 加之设备壁厚较厚, 空气湿度较大, 使得冷裂纹倾向加大。因此该钢在焊接时需要采取严格的焊前预热和焊后消氢等工艺措施, 以减少其产生冷裂纹的可能性。

2.25Cr-1Mo钢中含有沉淀强化元素的Cr、Mo、Nb等, 在热处理过程中, 由于晶内析出这些碳、氮化物及沉淀相, 从而晶内强化, 而经热处理应力松弛所产生的变形就集中于晶界, 当晶界的塑性不足时, 就会产生再热裂纹 (亦称消除应力热处理裂纹) 。为保证焊接接头质量, 其焊接接头通常在焊接完成24h后无损检测合格的基础上, 热处理后再进行一次无损检测, 主要是进行超声波和磁粉检测, 以确定焊接接头的质量。

2 焊接材料

2.25Cr-1Mo钢焊材选择的基本原则是焊缝金属的化学成分、力学性能与母材基本一致, 为提高焊缝金属的抗裂性能, 应控制焊接材料的含碳量略低于母材, 保证焊缝金属具有较高的冲击韧性和与母材相当的蠕变强度, 同时为防止冷裂纹的产生应选用碱性低氢型焊条和高碱度超低氢性焊剂, 控制熔敷金属中扩散氢的含量。达到产品所要求的综合性能。

加氢反应器为高压、厚壁设备, 在制造过程中需经中间热处理及焊后整体热处理, 并结合本公司的焊接技术特点, 选用了日本神钢进口焊材:焊丝US-521S, 规格φ4mm, 焊剂PF200;焊条CMA-106N, 规格φ4mm/φ5mm。

3 焊接工艺评定

3.1 焊前准备

采用厚度为94mm的2.25Cr-1Mo钢板进行对接焊接工艺评定, 根据NB/T47014-2011《承压设备焊接工艺评定》及相关技术条件要求拟定了预焊接工艺规程。坡口按图1所示, 坡口采用机械加工成型。

3.2 主要工艺参数分别见表3

3.3 主要工艺措施

坡口及两侧20mm范围内清理修磨并100%MT检测, 按JB/T4730-2005, I级合格。组对时留出反变形量, 中间焊缝垫起15-20mm高。焊前坡口及两侧150mm范围内均匀预热200℃~250℃;层间温度不低于预热温度, 且不得高于300℃, 层间严格清渣。焊缝背面碳弧气刨清根, 修磨清理后100%MT (热态) 检测, I级合格后方可焊接。焊后焊接接头在不低于预热温度下消氢:350℃~400℃×4小时, 保温缓冷;消氢后焊缝打磨与母材齐平。焊接完成24h后进行100%MT检测, 按JB/T4730-2005, I级合格;100%UT (B级) , 按JB/T4730-2005, I级合格;100%RT (AB级) 检测, 按JB/T 4730-2005, 不低于Ⅱ级合格。

3.4 力学性能试验

评定试板分别进行最大热处理与最小热处理。

Max PWHT:690±10℃, 保温28小时, 升降温速度55℃~60℃/h。

Min PWHT:690±10℃, 保温6小时, 升降温速度55℃~60℃/h。

根据NB/T47014-2011《承压设备焊接工艺评定》及相关技术要求进行力学性能试验、硬度检测、焊缝熔敷金属化学成分分析、回火脆化倾向评定试验。

3.5 试验结果

(1) 试样按相关标准进行试验, 其拉伸试验结果见表4, 冲击试样结果见表5, 弯曲试验结果见表6, 硬度试验结果见表7, 化学成分分析结果见表8。

(2) 回火脆化倾向评定试验。此试验的目的是在比较短的时间内加速2.25Cr-1Mo钢的脆化, 来测定此种钢材的回火脆化敏感性。

试验是在最小热处理试板上取2组试样, 每组8套试样, 其中一组进行分步冷却脆化处理 (分步冷却曲线见图2) , 对步冷前和步冷后的两组试样 (每组8套) 各进行-80℃、-60℃、-40℃、-30℃、-10℃、0℃、10℃和20℃的夏比 (V形缺口) 冲击试验, 其冲击试验结果见表9, 根据冲击试验结果绘制两组试样的冲击功与试验温度的关系曲线 (见图3) 。

由冲击功与试验温度的关系曲线可得出当AKV为54J时, 对应的冲击试验温度:步冷前为-57.5℃, 步冷后为-39.04℃则VTr54+2.5△VTr54=-11.35℃<10℃

式中VTr54为经最小热处理的冲击功为54J时相应的转变温度, △VTr54为经最小热处理加步冷试验后冲击功为54J时相应的转变温度增量。

由公式可以得出焊缝的回火脆性倾向较小。

3.6 评定结论

通过严格按照工艺参数和工艺措施进行焊接与控制, 其得到的焊接接头的力学性能、化学成分等各项性能均与母材相匹配, 均能满足2.25Cr-1M钢产品所要求的综合性能。

4 2.25Cr-1Mo钢产品焊接

我公司为石化公司制造的加氢反应器, 设备直径Φ2400mm, 总长度29519mm, 主体厚度114mm, 总重量约214吨。

4.1 焊接坡口的制备

筒体纵向A类焊接接头单V形坡口, 在预弯及卷制成型后采用切割机气割;筒体间及筒体与封头间环向B类焊接接头单U形坡口在筒体、封头成型后采用立式车床车出。坡口砂轮修磨, 去除油污、铁锈等杂物;

4.2 焊接及质控过程

焊前坡口表面进行100%MT检测, 按JB/T4730-2005, I级合格后坡口及其两侧各不小于150mm范围内均匀预热到200℃~250℃之间。

设备主体A类接头采用焊接小车埋弧焊, B类接头采用窄间隙埋弧焊, 层间温度控制在预热温度范围内。焊接时, 采用评定合格的焊接材料和焊接工艺规范, 采用多层多道焊, 层间严格清渣, 认真检查。焊剂焊前烘干350℃~400℃保温2小时, 随用随取, 以防止其吸收空气中的水分。焊接接头一面焊后, 背面碳弧气刨清根, 刨槽表面采用角向磨光机清除热影响区和淬硬层, 并进行100%MT (热态) 检测合格, 然后在预热温度范围内再进行背面的焊接。

在每条焊接接头焊后立即进行消氢处理, 350℃~400℃保温4小时, 覆盖保温棉缓冷。

4.3 无损检测

焊接接头经外观检查不得有裂纹、未熔合、咬边等焊接缺陷。焊接完成24小时后对焊接接头进行100%射线探伤检查 (检测技术等级AB级) , 按JB/T4730-2005不低于II级合格;并进行100%超声波 (检测技术等级B级) 检测和100%磁粉检测, 按JB/T4730-2005均不低于I级合格。该台加氢反应器设备A、B类焊接接头射线检测一次合格率达99.7%, 其它无损检测均未发现缺陷。

4.4 整体热处理

设备经无损检测合格后进行炉内整体消除应力热处理, 690℃±10℃保温6小时, 升降温速度55℃~60℃/h。设备热处理和水压试验后分别对焊接接头进行超声波 (TOFD) 和磁粉检测, 均未发现超标缺陷。

4.5 焊接试板

产品焊接试板和设备筒体第一条纵缝同时焊接, 和设备具有相同的热处理史, 按NB/T47016和图样技术条件要求, 进行了各项力学性能检验, 均不低于母材指标。

5 结束语

通过对石油炼化系统中的核心设备加氢反应器用2.25Cr-1Mo耐热钢的焊接性分析和焊接工艺评定试验, 制订了合理的、符合生产实际的焊接工艺规程, 成功完成了该设备的制造任务。为今后同类产品焊接生产奠定了基础, 具有推广应用价值, 同时也提高了本公司的生产制造能力, 为公司今后在同类材料高温高压临氢设备的制造方面积累了实践经验。

摘要：通过对石油炼化系统中的核心设备加氢反应器用2.25Cr-1Mo耐热钢的焊接性分析, 按选择的焊材和工艺参数进行了工艺评定试验, 焊接接头的力学性能, 焊缝熔敷金属的化学成分均满足母材及技术条件要求, 而根据合格的评定制定的焊接工艺成功完成了产品制造, 对今后同类材料的焊接具有指导意义。

关键词：2.25Cr-1Mo耐热钢,加氢反应器,焊接工艺,应用

参考文献

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