热变形温度（精选7篇）
热变形温度 篇1
0概述
柴油-天然气双燃料发动机因其特有的优点成为研究的热 点[1,2]。与柴油机 相比,天然气发 动机经济性好,且天然气价格比柴油便宜。如果控制得当,双燃料发动机排放更低,在某些工 况下动力 性较强,相比天然气单燃料发动机能够实现更稀薄的燃烧,且不受天然气 供应基础 设施限制。然而,双燃料发动机所具备的这些特点并没有使柴油-天然气双燃料发动机在全球得到广泛运用,主要原因是柴油-天然气双燃料发动机的可靠性没有达到实际应用要求,如双燃料发动机在运行一段时间后易出现发动机熔顶、拉缸等恶性事故。
传统上对双燃料发 动机可靠 性的研究 主要针对爆震,对爆震产 生的原因 及预测已 有大量的 研究[3,4]。内燃机是一种热 能动力机 械,工作时发 动机要承受巨大的热负荷和极高的机械负荷,将柴油发动机 改装成柴 油-天然气双 燃料发动 机后,其热传递规律发生变化,发动机零部件所受热负荷和机械负荷也随之变化,对工作环 境最为恶 劣的活塞、 活塞环等零部件长期可靠的工作是非常大的考验。 当柴油-天然气发动机工作于高负荷高转速工况时传统的爆震传感器没有检测到爆震,但是活塞的热负荷和热机耦合下的变形量却超过最大安全值,从而导致双燃料发动机正常 运行一段 时间后出 现熔顶、拉缸等恶性事故。表1为标定工况下增压中冷前后进气温度台架试验测 量值及计 算得到的 一个工作循环内的缸内平均温度。由表1可见,发动机处于双燃料模式时涡轮前的温度、中冷后温度及缸内平均温度比纯柴油模式要高,且随着替代率增加温度有进一步增高的趋 势;因此,当发动机 处于双燃料模式时活塞承受更高的热负荷及热强度,对双燃料发动机进行热负荷及 热机耦合 下活塞的 热强度分析非常必 要。而当中冷 器不能正 常工作或 夏天车辆翻越较陡的山坡时,增压后的进气温度非常高,导致缸内平均温度高,活塞承受 较大的热 负荷和热强度。
进气温度是影响缸内温度的因素之一。本文中采用模拟与试验相结合的方法针对WD615高压共轨柴油机为原型机的柴油-天然气双燃料发动机进行分析。采用GT-Power软件对双燃料发动机的燃烧过程进行模拟,采用ANSYS软件对活塞的温度场及热机耦合下的变形场分布进行模拟。在模型基础上,对进气温度与进气压力对燃烧过程中的最大压力升高率的影响及活塞温度场、热机耦合下的活塞变形场进行研究,为提高双燃料发动机的可靠性提供一定的参考。
1试验设备
本文中所有试验均在WD615高压共轨柴油机为原型机的柴油-天然气双燃料发动机上进行。相比柴油发动机,双燃料发动机增加了一套天然气供气系统,并在原柴油机进气道安装天然气喷嘴,天然气采用进气道顺序喷射,与空气形成均匀混合气进入气缸。柴油机基本参数见表2。涡轮增压器为Garrett公司的TA51系列。试验中采用的主要测试设备和型号参数见表3。 机油耗、进气道空气流量、中冷后温度和压力等发动机状态参数由发动机监控系统测量。
2试验模型
2.1GT-Power模型
柴油-天然气双 燃料发动 机的工作 过程由GT-Power仿真软件来模拟并得到缸内瞬时温度和瞬时传热系数。GT-Power软件并没有双燃料发动机模型,因此需要构建双燃料模型。燃烧模型由三个零维的单Weibe函数叠加而成,能模拟两个放热率峰值,模型需要标定的参数为九个。燃烧子模型滞燃期模型需要重新标定,滞燃期是柴油-天然气双燃料发动机燃烧过程中一个极为重要的参数,与发动机可靠性 有关。双燃料发 动机滞燃 期比柴油 机长。柴油-天然气双燃料发动机传热模型中的瞬时传热系数用Woschni公式来计算。通过大量的试验标定双燃料发动机模型。图1为标定功率、标定转速、喷油提前角为11°CA、70%替代率时,缸内压力和放热率的仿真与试验对比情况。由图1可见,模拟值与实测缸压和放热率误差很小,仿真模型具备模拟实测双燃料发动机的能力。
2.2ANSYS模型
有限元 (finite element analysis,FEA)在汽车内燃机领域已被广泛应用。国外在基础理论研究领域及商业通用软件的开发与推广方面,均达到了绝对领先的技术水平。目前,FEA技术在国外内燃机不同研究领域都有广泛的应用[5,6]。常用的FEA模拟软件 有ANSYS、AVL/piston&ring、Abaqus、 Hyperwork等,本论文选用ANSYS Workbench软件对活塞的热负荷进行分析。
分析流程为:(1)采用硬度塞测温法在标定工况下,对活塞表面关键点的温度进行测量。测量的原理是利用某些金属材料经淬火后,其硬度随着回火温度的升高而下降这一特性来测量温度,事先建立回火温度与硬度的标定曲线,根据硬度塞的硬度值找出与之相应的温度值,即为活塞所承受的温度值。具体的测量方法是:将淬火后的温度塞材料制成圆柱钉或螺钉,然后钉入活塞测温部位,让发动机在所需测定的工况下,稳定运转2h,卸下硬度塞对其表面抛光,再进行硬度值测量,将测量得到的硬度值与温度的关系曲线进行比较,找出硬度所对应的温度,即为活塞测点处的温度。基于活塞顶部有燃烧室和进气门、排气门结构较复杂,且活塞顶部相对整个活塞而言温度状况最为糟糕,所以:在燃烧室 ω型底部四周均匀布置四个测点(测点2、测点4、测点6、测点8);燃烧室中心布置测点1;活塞顶面布置四个测点(测点3、测点5、测点7、测点9),其中测点3、测点5分别置于进、排气门处;在活塞第一环岸区的布置两个测点10、测点11;在活塞裙部靠近环区处布置一个测点12。具体活塞测点的位置如图2所示。(2)应用Pro/E对活塞进行三维建模并载入ANSYS软件进行有限元网格划分,得到的节点数为224 309,单元个数为144 723的活塞三维有限元模型。活塞燃烧室偏置3.5mm,活塞基本几何参数和基本材料见表4。(3)通过合适的经验公式计算活塞顶、活塞内冷油腔、活塞内腔、活塞侧面的第三类边界条件[7]并与ANSYS软件结合得到活塞的温度场分布,然后与实测关键点温度进行比较,不断修正其边界条件,直到ANSYS仿真值与实测值相吻合, 最终得到活塞温度场分布图。
活塞机械负荷与热负荷的耦合分析流程[8]为: (1)由仿真或试验得到某工况下缸内燃气最高燃烧压力值及此时曲轴转角角度,结合发动机参数确定活塞机械负荷的边界条件。(2)在活塞顶部、活塞环部、活塞销座及活塞裙部施加载荷,约束施加位置在销与销座处。(3)将活塞温度场作为初始条件加载在静态结 构分析中,得到热机 耦合下活 塞的变形场。
3试验设计与结果分析
一般评价活塞安全工作温度范围有两个指标: (1)活塞顶部 最高温度 在300~350℃ 之间,超过360℃ 会使活塞 顶面出现 热裂、烧损或者 熔顶; (2)活塞第一道环区的平均温度保持在180~200℃ 左右较为合适,高于200℃时温度每增加10℃炭强度将增加一倍,超过230℃就会产生严重结炭、活塞环卡死或拉缸。
活塞热机耦合下的变形范围不能超过活塞与缸套间的正常间隙:活塞头部间隙为0.6mm;活塞裙部间隙为0.25mm。
发动机试验工况分别在两种模式下进行:工况1为纯柴油模式,采用标定功率(213kW)和标定转速 (2200r/min),喷油提前角为11°CA;工况2为双燃料模式,采用标定 功率 (213kW )和标定转 速 (2200r/min),喷油提前 角为11°CA,柴油替代 率80%。在试验过程中,进气温度降低,进气量增加, 发动机功率会增大,此时保证天然气喷气量与进气量比值不变,适当减少柴油喷油量,使发动机的功率保持为标定功率。
不同进气温度时ANSYS的仿真值与测点实际温度值见表5。边界条件见表6。
图3为工况1纯柴油模式进气温度368K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图3(a)可见,活塞整体温度分布很不均匀:最高温度出现在活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部,为327.3℃;最低气温出现在活塞裙部底部温度,为103℃。活塞第一环槽最高气温为236℃,平均气温为227℃。由图3(b)可见,活塞的最大变形量出现在活塞顶部为0.425 33mm;活塞裙部的最大变形量为0.247 36mm。由判断准则可知:活塞顶部的温度及第一环槽的平均温度值在安全范围内;活塞顶部的最大变形量没有超过顶部与活塞的间隙0.6mm,在可控范围内;活塞裙部的最大变形量也没有超过活塞裙部与缸套间隙0.25mm。由此可知,在工况1进气温度为368K时,发动机是可以长期可靠运行的。
图4为工况2下进气温度为375K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图4(a)可见,活塞整体温度分布很不均匀:活塞顶部温度最高,最高温度出现在活塞顶 部偏离燃 烧室一侧 的燃烧室 喉部,为335.6℃;最低气温出现在活塞裙部底部,为104℃; 在排气门处及燃烧室偏离活塞中心一侧活塞顶面温度偏高,平均温度 为324℃;ω 型燃烧室 中心凸起 部位温度较高,最高温度为315℃;活塞火力岸温度在燃烧室偏离活塞中心一侧温度偏高,平均温度为283℃;活塞第一环槽处最高温度为244℃,平均温度为233℃;活塞裙部测点处的温度值为187℃。由图4 (b)可见,活塞的最大变形量为0.436mm;活塞裙部的最大变形量为0.251mm。由判断准则可知:活塞顶部的温度在安全范围内;第一环槽的平均温度值超过了230℃;活塞顶部的最大变形量没有超过顶部与活塞的间隙0.6mm,在可控范围内;活塞裙部的最大变形量超过了活塞裙部与缸套间隙0.25mm。由此可知,在进气温度为375K、替代率为80%时标定工况下工作的发动机是不能长期可靠运行的。
图5为工况2下进气温度361K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图5(a)可见:活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部温度最高为324.5℃;最低温度为102℃,出现在活塞裙部底部,活塞第一环槽最高温度为235℃,平均温度为225℃;活塞裙部测点温度为184℃。 与图4(a)相比,其进气温度降低了14℃,活塞的最高温度从335.6℃降至324.5℃。由图5(b)可见:活塞的最大变形量为0.421mm;活塞裙部 的最大变 形量为0.246mm。活塞顶部及活塞第一环槽处的最高温度和平均温度都明显降低,且活塞第一环槽的平均气温降至230℃以下,活塞的裙部变形量小于活塞裙部与缸套间隙。由此可知,降低进气温度使得发动机的热负荷有了明显降低。
图6为工况2下进气温度350K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图6(a)可见:活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部温度最高为317.8℃, 最低温度出现在活塞裙部底部,为101℃;活塞第一环槽最高温度为229℃,平均温度为220℃。与图4(a)相比,进气温度降低了25℃,活塞的最高温度从335.6℃降至317.8℃。由图6(b)可见:活塞的最大变形量为0.413mm;活塞裙部的最大变形量为0.239mm。随着进气温度的进一步降低,活塞顶部及活塞第一环槽处的最高温度和平均温度及活塞最大变形都进一步降低,特别是活塞环槽的平均温度为220℃,使得发动机在80%高替代率下可靠运行的可能性大幅度提高。
图7为工况2下进气温度340K时活塞温度场和变形场的分布情况。由图7(a)可见:活塞顶部偏离燃烧室一侧的燃烧室喉部温度最高为311℃;最低温度出现在活塞裙部底部,为100℃;活塞第一环槽最高温度为223℃,平均温度为217℃。活塞第一环槽处的最高温度和平均温度都小于230℃。与图4(a)相比,进气温度降低35℃,活塞的最高温度从335.6℃降至311℃。由图7(b)可见:活塞的最大变形量降为0.403mm;活塞裙部的最大变形量为0.232mm。活塞顶部及活塞第一环槽处的最高温度和平均温度及活塞最大变形都进一步远离最大安全值。由此可知,尽可能降低中冷后的进气温度是减轻活塞热负荷和热强度的有效方法,能大幅度提高发动机的可靠性。
综上可知:当发动机处于纯柴油模式时,活塞承受的热负荷及热机耦合下活塞的变形都在安全范围内,发动机能正常运行;当发动机处于工况2下进气温度为375K时,活塞第一环槽的平均温度及活塞裙部的变形量超过最大临界值,发动机不能长时间可靠地运行。试验表明:当柴油机改装成双燃料发动机时热负荷和热强度有所增加,特别是在追求高替代率时一定要考虑发动机活塞所承受热负荷和热强度的极限值。
在对进气温度的研究中可知,进气温度对活塞的热负荷和热强度有较显著的影响。进气温度降低,燃气的平均温度降低,燃烧速度加快,传递到活塞的热量减少,活塞承受的热负荷和热强度降低。合理地控制进气温度可以提高双燃料发动机的可靠性,同时为提高双燃料发动机的替代率提供一种策略。
图8为标定工况下进气温度与最大压力升高率关系。由图8可见,随着发动机进气温度降低,压力最大升高率下降。通过降低中冷后进气温度的办法可以降低爆震发生的趋势,进一步优化燃烧。
4结论
(1)高负荷高 转速工况 下,当柴油-天然气双 燃料发动机替代率过高或中冷器不能正常工作时,会造成进气温度异常过高,活塞的热负荷会超过临界值,活塞裙部的热变形会超过活塞与缸套间的正常间隙。双燃料发动机在追求高替代率时为保证发动机长期可靠的运行需要考虑活塞的热负荷、热变形。
(2)试验结果表明:降低进气温度可以有效地降低活塞的温度及改善活塞的变形,同时降低最大压力升高率对发动机的爆震有一定的抑制作用,能够优化燃烧。
(3)在车辆实际的运行中可通过ECU控制双燃料发动机的负荷或天然气的替代率来降低进气温度,从而确保发动机的正常运行。
热变形温度 篇2
热变形维卡温度测定仪用于测定塑料、橡胶等热塑性材料的热变形温度和维卡软化点温度, 是化学工业相关企业、科研院所、质检机构必不可少的设备。在热变形维卡软化点测量系统中, 通常选用铂电阻作为温度传感器, 利用铂电阻的温度特性, 将测得的数据经过A/D转换, 以单片机作为控制和数据处理核心, 使用PID算法实现理想恒定的升温速率控制, 来取得准确的试验结果。
在以往的热变形维卡温度测定仪中, 通常采用单片机的定时器和IO口模拟脉宽调制 (PWM) 输出控制固态继电器的通断, 进而改变加热元件的功率, 实现恒定升温速率的控制。输出脉冲的形成多采用定时计数方式, 利用内部的定时/计数器控制输出的延时, 往往需要两个定时器才能完成, 其中一个作为控制周期时间的延时, 另外一个作为导通加热输出时间的延时, 再设置单片机的一个I/O口引脚作为输出通道, 改变其状态来实现PWM脉冲输出。这种方式设计复杂, 软件编写技巧要求高, 实现较难;现在的AVR单片机内置了PWM控制方式和输出引脚, 不需要复杂的硬件和软件设计, 实现起来简单又可靠。
2 升温控制系统工作原理
在热变形维卡软化点温度测定仪中, 试验以恒定的升温速率进行加热, 其升温速率有120℃/小时和50℃/小时两种。对于没有PWM功能的微处理器控制方式是以利用定时器定时计数和理想升温直线比较的方法调节加热/关断的占空比控制可控硅的通/断, 进而使得温度以恒定的速率上升。对于AVR系列具有PWM功能的单片机使用起来相当方便:温度的变化是相对缓慢的过程, 所以可以采用频率要求较低的相位修正PWM方式, 初始化其为相位修正方式, 根据升温速率计算其占空比, 设置TOP值。输出具有恒定宽度的脉冲控制升温, 然后根据由铂电阻和AD转换器构成的测量单元反馈的实际温度与升温速率下理想计算温度值进行比较调整TOP值, 就可以得到精确的控温。升温速率控制原理如图1所示。
3 硬件实现
AVR单片机的16位计数器在PWM工作方式下输出引脚有ocrxa、ocrxb、ocrxc, 我们选用16位相位修正PWM工作模式, 定义ocrxb为输出引脚, 它可以直接控制光耦, 固态继电器选用24V作为控制电源。硬件电路图如图2所示。
4 软件设计
软件模块包括初始化、升温斜率调整模块两部分。其中初始化模块包括对PWM工作方式的初始化和根据对试验参数的选择和初始环境温度等条件确定符合升温速率的脉冲占空比。AVR芯片的控制寄存器A写入初值83H, 控制寄存器B写入初值15H, 将AVR芯片设定为相位修正模式, 选择通道A, 分频选择1024。升温斜率调整模块的功能是根据温度传感器的反馈值确定当前升温的速率, 与设定升温速率比较, 如果当前升温速率大于设定值, 则减小输出脉冲占空比;反之则增加占空比。升温速率控制软件流程如图3所示。
结束语
利用AVR单片机的PWM功能实现热变形维卡温度测定仪升温控制, 既节省了系统的硬件资源, 又降低了软件编程的难度, 同时由于AVR单片机PWM功能固有的控制精度提高了热变形维卡温度测定仪的升温控制精度, 进一步提高了产品的性能。
摘要：AVR单片机具有丰富的内部资源, 为一些传统技术问题提供了新的解决方案。本文采用AVR单片机PWM功能重新设计了热变形维卡温度测定仪中的升温控制系统, 克服了以往升温控制方法的缺点, 提高了热变形维卡温度测定仪的总体性能。
关键词：AVR单片机,PWM,热变形维卡温度测定仪,升温控制系统
参考文献
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[3]宋健.基于单片机的直流电动机PWM调速系统[J].农机化研究, 2006, 1:102-103.[3]宋健.基于单片机的直流电动机PWM调速系统[J].农机化研究, 2006, 1:102-103.
热变形温度 篇3
本工作以一次锻造锻坯为基础,通过等温热压缩实验研究了TiAl合金不同初始组织状态下变形方向对其二次热变形的变形抗力、加工硬化率和流变软化程度的影响,并初步对比分析了二次热变形后的微观组织变化。
1 实验方法
实验合金名义成分(原子分数/%)为Ti-46.5Al-2.5V-1.0Cr-0.3Ni,采用自耗+凝壳的双联工艺冶炼而成,经1320℃、150MPa、3h热等静压处理消除铸造缺陷。热等静压后的铸锭加工为ϕ105mm×140mm的圆柱形坯料。坯料经1200℃预热后,在1100℃环境下进行近等温锻造开坯,压下量70%。在一次锻造锻坯均匀变形区域内分别切取与一次锻造应力轴方向平行和垂直的高温热压缩试样,进行不同制度的热处理,相应热处理工艺和组织状态如表1所示。压缩试样加工尺寸为ϕ10mm×18mm,端面涂覆玻璃润滑剂后,在Gleeble-1500型热模拟试验机上沿一次锻造应力轴的平行和垂直方向进行等温热压缩实验,分别称为不变向二次热变形和变向二次热变形。热压缩条件为温度1000℃,应变速率0.1s-1,压下量70%。试样变形结束后立即水淬,以保留变形组织。利用电火花线切割将试样沿轴向切开,经机械抛光、腐蚀后,光学金相试样采用2%HF+10%HNO3+88%H2O(体积分数)溶液腐蚀,采用光学金相显微镜进行显微组织观察。
2 结果与分析
三种热处理状态的实验合金在1000℃、0.1s-1实验条件下,分别进行不变向和变向二次热变形,所获得的典型流变曲线如图1所示。可见,TiAl合金进行二次热压缩变形时,随着应变的增加,开始时应力迅速增加,当应变达到一定值后,真应力达到最大,即峰值应力;以后随着应变的增大,真应力逐渐减小,并最终有可能达到一个相对稳定的值,即稳态应力。显然,这种现象是变形过程中应变硬化和动态软化共同作用的结果。在刚刚开始变形时,主要以应变强化为主,导致真应力增加,随着变形量的增大,动态回复和动态再结晶逐渐增强,在某一变形量处,两者达到平衡,真应力不再继续增加,从而导致峰值应力的出现。当继续进行变形时,动态软化作用大于形变硬化,从而导致真应力的下降;随着变形量的进一步增大,动态软化和应变硬化达到平衡,导致稳态流变抗力的出现。
从流变曲线应力-应变数值来看,变形方向对三种组织状态实验合金二次热变形时的变形抗力影响趋势相同,变向二次热变形的峰值应力和稳态流变应力均较不变向二次热变形的稍有升高。这是由于锻造态和去应力退火状态的合金二次热变形前的组织都由粗大
的残留层片团和等轴晶粒组成。当合金沿着一次锻造应力轴方向继续进行第二次热变形时,残留层片不会向着另外的方向发生偏转,只是继续碎化和分解,并发生动态再结晶,所需的能量较低,因此对应的变形抗力也较低。但当合金二次热变形的方向与一次锻造应力轴方向垂直时,一次变形时发生倾转的层片团,在继续破碎分解的同时,又要向着垂直的方向再次重新偏转,这个过程需要较高的能量才能完成,因此对应的变形抗力稍高。
2.1 加工硬化率
根据公式undefined计算了三种组织状态实验合金热压缩曲线达峰值前不同应变阶段的加工硬化率θ,其中σ为真应力,ε为真应变,undefined为应变速率,T为变形温度,结果如图2所示。对于三种不同热处理状态的实验合金,加工硬化率均随应变量的增加迅速降低,然后逐渐趋于稳定状态。不变向二次热变形时,加工硬化阶段的初始加工硬化率随着合金热处理制度的不同而发生改变,从锻态、去应力退火态到双态组织,相应的初始加工硬化率在不断升高,且初始应变值也在不断增大;对于变向二次热变形,不同热处理组织状态实验合金的初始加工硬化率数值相近,仅初始应变数值在不断增大。分析变形方向对实验合金二次热变形加工硬化率的影响,变向二次热变形加快了加工硬化率的下降速率,即加速了钛铝合金加工硬化率的衰减过程。
研究发现,热加工过程中钛铝合金始终受加工硬化和流变软化的影响,而动态再结晶通常是其流变软化的主要机制[10]。在真应力-真应变曲线峰值出现前钛铝合金中已发生动态再结晶软化。因而,根据加工硬化率分析结果可以推测,变向二次热变形有利于促进钛铝合金动态再结晶的发生,破碎一次锻造残余层片组织。
2.2 流变软化程度
不同热处理状态合金二次变形流变软化程度可用|σp-σss|的差值来进行计算,其中σp是真应力-真应变曲线上的峰值应力,σss为稳态流变应力,均取为真应变量为1.0时所对应的真应力。三种热处理状态实验合金不变向和变向二次热变形计算获得的流变软化程度如图3所示。初始组织为锻造态的实验合金不变向和变向二次热变形的流变软化数值均较退火态和双态组织状态要高,而变向和不变向二次热变形对锻造态初始组织实验合金的流变软化程度影响较大,对双态初始组织的实验合金影响较小。一般合金软化程度越高,发生局部应变的趋势越显著,不利于合金的稳态塑性流变[10]。可见,钛铝合金一次锻造组织经热处理获得双态组织后,继续施加变向或不变向二次热变形均有利于减小流变软化程度,提高二次热变形组织的均匀性。
2.3 二次热变形组织
三种热处理状态合金经变向和不变向二次热变形后的光学显微组织如图4所示。对于锻造态和退火态初始组织实验合金,变向二次热变形与不变向二次热变形相比,大量残余层片区域被破碎,等轴晶粒体积分数增加,动态再结晶进行的程度更加完全,组织中已经没有粗大连续的残留层片分布,显微组织得到明显细化;而对于双态初始组织实验合金,变向二次热变形与不变向二次热变形相比,微观组织变化差异较小,仅变向二次热变形后显微组织中的细小层片团和等轴γ晶粒的边界出现较多的等轴晶粒。综合微观组织观察结果,相对于不变向二次热变形,变向二次热变形有利于合金的层片分解和动态再结晶的进行,有利于合金显微组织的均匀化。
3 结论
(1)变向二次热变形加快了三种热处理状态钛铝合金加工硬化率的衰减过程,有利于促进钛铝合金动态再结晶的发生,破碎一次锻造残余层片组织。
(2)变向二次热变形有利于降低锻造态组织钛铝合金变形过程中的流变软化程度,对于具有双态组织实验合金,继续施加变向或不变向二次热变形均有利于减小流变软化程度,提高二次热变形组织的均匀性。
(3)对于一次锻造变形后经三种热处理状态的钛铝合金,变形方向对其二次热变形后的组织有显著影响,变向二次热变形与不变向二次热变形相比,更有利于合金的层片分解和动态再结晶的进行。
摘要：通过等温热压缩实验研究变形方向对经一次锻造后的Ti-46.2Al-2.5V-1.0Cr-0.3Ni合金热变形行为的影响,所选定的二次热变形方向垂直或平行于一次锻造应力轴方向,试样初始组织状态分别为锻造态、去应力退火态和双态组织。结果表明:变向二次热变形均加快了三种热处理状态钛铝合金加工硬化率的衰减过程;对于其中具有双态组织的钛铝合金继续施加变向或不变向二次热变形均有利于减小流变软化程度,提高二次热变形后的组织均匀性。进一步的微观组织观察表明,变向二次热变形与不变向二次热变形相比,更有利于合金的残余层片分解和动态再结晶的进行。
关键词：钛铝合金,变形方向,二次热变形
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热变形温度 篇4
1 工程概况
某建筑工程分为两个部分, 主楼部分26层以及裙楼部分有4层, 该建筑的长度为126m, 宽度为25.65m, 属于超长结构。另外, 框架梁的截面为600x650mm, 非框架梁的截面为250x500mm, 柱的问距为8.4~8.4m。在该建筑工程施工过程中, 为了避免受到温度应力的影响, 我们可以考虑一下三个方面:首先, 应该适当减小与外界温度的变化;其次, 应该考虑到温度应力不会受到超长结构的影响:最后, 应该采取措施来确保结构不会受到温度变形。在建筑结构施工过程中, 不管什么情况都会造成结构产生温度应力, 导致结构出现裂缝, 所以我们并不能够采取措施来降低这一影响, 也就是说, 我们不能够依靠减小外界温度变化来减小温度应力;如果我们在结构上添加一层保温层, 结果表明, 这种方式能够在一定程度上减小结构的温度应力;当结构出现变形时, 如果我们能够将其变形限定在一定范围内, 那么通过对结构的约束可以有效的减小温度应力。其主要结构如图1所示。
2 如何减小温度预应力的影响
如果站在控制温度变化的角度上来看, 在对结构进行施工的过程中, 很多因素都会使得结构产生开裂的应力, 这个时候, 通常我们对这样的情况是没有非常好的控制办法的, 所以要想减少温度变化的水平是不太容易的, 在结构处于正常状态的时候, 结构上就已经设置了保温层, 这个时候, 温度的变化就会相应减小一些, 所以裂缝也能得到一定的控制。
对结构自身的约束进行有效的控制, 可以十分明显的减小由于温度因素而产生的应力情况, 这主要是因为结构如果出现了自由变形的情况, 通常结构的内部就不会发生应力现象。超长板结构主要会受到水平方向作用力的影响, 同时, 它所产生的约束力主要是边梁和纵向的结构。所以在施工的过程中可以采用减小柱和墙体截面的方法来对其刚度进行有效的控制, 但是在减小刚度的同时, 承载力也逐渐的减小。此外, 在施工的过程中还可以使用局部的结构强化结构两侧抵御变形情况的能力。但是这一过程中会使得整个结构的功能得不到正常的发挥, 如果可以直接对变形情况进行控制, 也就可以很好的避免结构出现开裂的问题。在该工程中采取的措施如下所述。
2.1 设置后浇带
主楼板的长度非常长, 其长度已经远远超过了混凝土伸缩缝设置的要求, 所以施工人员一共在建筑结构中设置了两条后浇带, 将整体结构分成了三个部分, 在后浇带部分的施工中应该选用微膨胀混凝土, 同时要等到其他结构中的混凝土基本完成收缩定型之后才能进行浇筑施工。
2.2 楼板结构施加预应力
为了减少温度变化对整个结构产生不利的影响, 从而出现严重的开裂现象, 在施工的过程中, 一定要严格的按照相关的标准和要求增强梁板在水平方向上的刚度。在24、25、26楼之间的框架梁和梁中央的位置, 通常都要按照施工的要求去设置钢筋, 钢筋的数量会随着施工情况的变化而出现非常大的转变, 只有这样, 才能更好的去控制楼板的变形程度, 此外, 使用这种方法还可以使得板结构自身的厚度不断减小, 从而也就减小了结构内外的温差。施工人员通过长期的观察发现, 在施加应力之前和之后, 温度应力明显的减小, 同时混凝土的强度也有了非常显著的提升。楼板变形的问题不会继续发展。
2.3 采用钢丝网加强混凝土和焊接冷轧带肋钢筋
如果建筑结构受到了比较严重的预应力影响, 局部的钢筋和混凝土就会出现比较明显的粘连现象, 从而使得整个结构出现比较严重的位移情况, 从而使得二者无法取得有效的配合, 同时结构自身的优势也无法得以充分的体现。混凝土结构出现裂缝的几率也会不断的增加。如果在这一过程中可以对建筑自身的变形情况进行全面的控制, 就可以十分明显的减少混凝土的使用量。在原料环节使得施工的成本得到了十分有效的控制。在使用了这种方法之后, 取得了比较令人满意的效果。
2.4 在结构中采取基础隔震措施
该措施普遍使用在长度较大的结构当中, 通常其长度要比规定长度高出3倍到5倍, 这种结构在应用的过程中会产生较大的温度应力, 同时在变形上也相对比较明显, 如果在施工的过程中采用传统的方式, 是很难彻底解决变形量过大的问题的。主要是采用了相应的措施在上面结构的部分设置柔性的隔震层, 这样一来, 结构下部结构的纵向构件侧移约束的压力相对较小, 所以使得整个结构的温度应力在一定的作用下和自由变形是更加类似的, 同时, 每个楼层都必须要保持位移相同。
3 研究成果
经过对本工程结构一年多的检测, 研究人员得出了以下结论: (1) 高层建筑超长结构中上面的三层到五层比较容易受到温度的影响, 从而产生了非常大的温度应力, 所以在结构设计的时候要对这一部分予以仔细的考虑。 (2) 在建筑超长结构的楼板当中采用焊接冷轧带肋钢筋相关技术来加强混凝土的强度能够非常好的起到减小结构由于温度变化而产生的变形, 这样对于混凝土裂缝的产生也有着非常大的作用, 与此同时还能有效的减少原料的使用, 从而也减少了工程建设需要的成本。
4 结论
在超长结构建筑的建设中, 一定要采取相应的措施对结构受温度的影响而产生的裂缝和变形状况予以有效的控制, 只有这样才能更好的保证建筑结构的安全性和稳定性, 混凝土受温度的影响是比较明显的, 所以一定要及时对这种情况采取一定的措施, 从而更好的保证建筑工程的质量。
参考文献
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[2]吴碧桥.地下连续墙围护壁结构地下室工程综合施工技术[J].建筑技术, 2007 (12) .
水泥净浆热变形机理分析 篇5
1 含水率对水泥净浆热变形的影响机理
目前,普遍认为水泥净浆的热膨胀系数取决于浆体龄期、含水率和水灰比,研究较多的是含水率对成熟水泥净浆的影响机理[2,3,4],而龄期对其影响的机理研究较少[5]。Bazant[2]在上世纪70年代认为水泥基材料的热变形由3部分组成:1纯热膨胀,由组成材料的热膨胀产生;2热缩或热胀,由固体颗粒周围附着的可扩散水层不同的潜热(熵)引起;3湿热膨胀,在给定含水率的情况下,由随温度变化的相对蒸汽压引起,即当含水率不变时,温度改变引起的内部相对湿度变化引起的膨胀。
从上世纪中叶至今,有学者[6,7]认为水泥净浆的热变形是由以下两部分组成:1第一部分是在没有湿热变化下测得的热膨胀系数αsolid,是由于分子的热运动所产生的(与其他材料一样),不受浆体含水率的影响,其大小可认为是完全干燥或完全饱和状态下水泥净浆的热膨胀系数;2第二部分是受到含水率等因素影响的附加热膨胀系数或湿热膨胀系数αhygro,这是水泥净浆热膨胀系数变化的主要原因,图1显示的是毛细孔饱和度(DCS)对水泥基材料热膨胀系数的影响[4],其中重要的现象是当DCS从饱和状态减小时,热膨胀系数显著增长,此处毛细孔饱和度(DCS)与浆体内相对湿度(RH%)密切相关。
对于第一部分热膨胀系数αsolid而言,是由纯粹的分子热运动造成的,其产生机理不存在异议;而对于第二部分热膨胀系数αhygro,不同研究者对其发生机理有着不同解释。
Meyers[8]对附加膨胀系数的解释是在给定含水率时,温度的升高引起毛细水表面张力减小,所以毛细水从毛细孔迁移出来,进入到胶凝孔以后被吸收而产生湿胀,湿胀和热胀的共同作用使得饱和试件的热膨胀系数明显大于完全饱和或完全干燥的试件。
Powers等[9]把附加热膨胀系数解释为温度的升高引起浆体中毛细水的膨胀,因为水的热膨胀系数远大于水泥浆体,水和水泥浆体不能同步变形,毛细水的表面曲率必然减小,从而导致毛细管张力的减小。水的表面张力本身也与温度有关,温度升高,表面张力降低。因此,在温度升高时,毛细管张力会降低,给“纯热膨胀”增加了附加的膨胀;温度降低时,效果则相反。由此可解释在干燥和完全饱和状态下热膨胀系数小于半饱和状态,因为在这两种状态下,水泥净浆的内部无毛细管效应。
2 水泥净浆热变形中的“滞后变形”
水泥净浆的“滞后变形”,与水泥基材料浇筑后因水化热过高引起的钙矾石滞后膨胀[10,11]有着本质的区别。Gabriel[12]对“滞后变形”的解释为:由于水的热膨胀系数(210x10-6℃)超过水泥净浆一个量级,在温度升高后,水产生的膨胀大于浆体产生的膨胀,两者变形不协调,水泥浆体抑制了水的膨胀,而水则支撑了水泥浆体,使得其膨胀更大,但浆体有孔隙,膨胀的水可以慢慢迁移到浆体的低压力的大孔隙内,这种支撑作用逐渐减弱,浆体逐渐恢复自身的膨胀,这种温度升高产生的孔隙水的膨胀压力与试件的附加膨胀变形随时间发展而减小,从而导致了滞后变形的产生。
在文献[4]中讨论了Powers[9]和Helmuth[13]解释饱和的水泥净浆试件产生“滞后变形”的机理,Powers和Helmuth认为仅用温度变化时胶凝孔与毛细孔之间水的迁移重分布就可解释“滞后变形”的产生,忽略了水的高膨胀系数的作用,而这与HUA AI等[14]发现的水泥净浆试件“有较强尺寸效应”的结论相违背,因为凝胶孔与毛细孔之间水的迁移重分布是在试件内部进行的,与试件尺寸关系不大,所以用凝胶-毛细孔理论来解释“滞后变形”显得牵强。
3 龄期对水泥净浆热变形的影响机理
水泥净浆的龄期是水泥净浆热膨胀系数变化的又一重要因素,但研究很少,仅限于少量定性的宏观描述。在文献[15]中指出,水泥基材料的热膨胀系数在其从流态转变为固态的时间过程中会不断减小,并在终凝前后达到最小值,终凝后其热膨胀系数会缓慢回升。这种现象的宏观机理在于:在终凝前水泥基材料存在大量的自由水,且自由水相互连通作为整体存在;而终凝后基体的骨架基本形成,自由水的整体性遭到破坏,自由水受到密闭而成为无数微小水粒,而后水泥基材料的热膨胀系数的增加是因其内部自由水不断被消耗,内部不断被干燥,从而开始受到含水率对热膨胀系数的影响。Neville[16]认为,随着龄期增长,水泥净浆的膨胀会降低,因为在水泥净浆中胶凝物质会随着龄期而增加,闭合了净浆中的毛细孔,并举例说明蒸汽养护的水泥净浆不受相对湿度的影响因为水泥浆体中只有少数凝胶孔在蒸汽养护条件下存在。
有关龄期对水泥基材料热膨胀系数的影响机理还处于定性分析阶段,是因为水泥净浆在不同龄期时的热膨胀是变化的,而这些变化的机理至今尚未真正解释清楚,而龄期的影响是基于这些基本机理清楚的基础之上的。
4 结语
有关水泥基材料热膨胀系数机理研究尚未成熟,对于研究较多的成熟水泥基材料热膨胀系数机理而言,用凝胶-毛细孔机理以及吉布斯化学能机理[4]解释含水率固定情况下热膨胀系数的变化,用相对湿度机理解释含水率变化时热膨胀系数的变化,用水的高膨胀机理和浆体多孔性解释“滞后变形”的发生,都还存在诸多问题,尚未得到公认。造成多年来在机理上无法突破的原因,固然有水泥基材料的复杂性,更重要的是严重缺乏与机理研究相关的试验数据支持,或是没有足够的试验数据对相关机理理论进行验证或者反证,如孔隙水压力的测量。
热变形温度 篇6
1 基本理论
沥青路面温度场分布受气象环境要素影响。沥青路面与大气环境和路基深处进行能量交换, 这些能量的流入与流出造成了沥青路面温度场的不断变化。能量之间以传导、对流和辐射三种形式互相传递。进入路面结构的能量有太阳辐射、散射辐射和大气逆辐射。路面往周围环境传递热量方式包括热辐射散热、热反射和对流换热。本研究利用ABAQUS有限元建立路面温度场模型[5], 按等体积替代法输入不同掺量 (0%, 10%, 20%, 30%, 40%, 50%) 的陶瓷粉末沥青混凝土的热物性参数, 包括导热系数λ[6], 密度ρ, 比热容c和热扩散率α, 模拟太阳辐射, 气温及对流热交换, 路面有效辐射作用下, 沥青路面温度场的变化及热散失情况。所选路面结构如表1所示。
2 施工阶段沥青路面热散失
施工阶段模拟沥青铺装层4 cm的摊铺温度为140℃, 路面结构中下面层初始温度沿竖向差异不大, 为25℃。环境温度为28℃, 风速为3 m/s。
根据计算结果分析不同陶瓷掺量沥青混合料在施工阶段, 道路断面不同结构层的温度变化, 如图1所示。
1) 不同陶瓷掺量下, 铺层表面和层中温度均先较快下降, 而后下降率趋于平缓;下层层中和底面温度均先上升, 而后趋于平缓。2) 与普通沥青混合料相比, 陶瓷沥青中铺层表面降温曲线在初始阶段有向下的反弯, 铺层层中降温曲线在初始阶段有向上的反弯。并且, 随着陶瓷掺量的增加, 这个反弯越来越明显, 即铺层表面和铺层层中在初始阶段的降温差异逐渐增大。3) 铺层表面温度随陶瓷掺量的增加下降程度逐渐减缓, 铺层层中的温度则随着陶瓷掺量的增加变化得更为明显。4) 下层层中与下层层底的温度变化几乎不受陶瓷掺量的影响。造成上述现象的原因主要是沥青混合料中陶瓷掺量的增加, 导致摊铺层导热系数减小, 摊铺层内热传导能力下降, 从而在同一时间段, 铺层表面和铺层层中的温度相对增加;而下层的沥青混合料导热系数不变, 且下层主要是依靠铺层沥青的温度向下热传导得到, 故下层路面结构温度在不同陶瓷掺量表层摊铺作用下变化不大。
若假设以沥青混合料铺层层中温度下降至85℃时为有效压实时间, 则不同陶瓷掺量下的有效压实时间如表2所示。
3 运营阶段沥青路面热散失
模拟夏季某一日沥青路面温度变化, 日最高气温为35.6℃, 最低气温为22.8℃, 日平均气温为29.2℃, 日平均风速为2.5 m/s。
根据计算结果分析不同陶瓷掺量的沥青混合料作用下, 路面各结构层温度的日温差变化规律如图2所示。
结论如下:1) 将陶瓷沥青混凝土应用于沥青路面隔热层时, 随着陶瓷集料掺量的增加, 路表的最高温度有所增加, 但是增量不明显。2) 不同陶瓷掺量下的曲线基本重合, 路表出现最高温的时间也基本保持不变。3) 道路层中的最高温度随陶瓷掺量的增加逐渐减小, 并且其最高温出现时刻也逐渐地延迟。4) 陶瓷沥青混凝土应用于路面表面层后, 主要降低了路面中下面层的温度, 尤其是距离路表4 cm处的最高温度下降较为明显。
上述现象主要是由于掺入陶瓷集料改变了面层材料的导热系数, 材料的导热系数是物体传热性能强弱的表征, 材料的导热系数越小, 热量往下传递的能力越差, 一方面, 热量在面层累积较多, 使得路表温度增加;另一方面, 往下传递的热量变少变慢后, 导致路面结构内部的温度降低, 最高温出现的时刻也就延迟。此外, 路表10 cm与18 cm处离路表较远, 其本身温度变化幅度就不如距路表4 cm处大, 基数较小, 故相对而言降温幅度也较小。从数值上看, 50%的陶瓷掺量下, 4 cm深度处的最高温度降低了4.42℃, 10 cm深度处的最高温度降低了3.0℃, 而18 cm深度处的最高温度降低了约1.67℃, 说明陶瓷沥青混凝土用于路面表面层时起到一定的隔热效果。
4 结语
1) 在沥青混合料中掺加陶瓷粉末形成陶瓷沥青混凝土, 能够降低材料导热系数, 改善路面材料热物性参数。陶瓷掺量的增加, 能有效地防止摊铺压实过程中铺层温度的散发, 但是对铺层下结构深度的温度影响不大。若将铺层层中沥青混合料温度下降至85℃规定为有效压实时间[7], 则无陶瓷集料的沥青混合料有效压实时间约为20 min, 而50%陶瓷的沥青混合料有效压实时间则为44 min。2) 在沥青路面的运营阶段, 陶瓷沥青混凝土能改善夏季高温天气下的沥青路面结构温度。不同陶瓷掺量下, 沥青路表温度基本保持不变, 而50%的陶瓷掺量下, 4 cm深度处的最高温度降低了4.42℃。
参考文献
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热变形温度 篇7
CFL (Carbon Fiber Laminate, CFL) 片材粘贴加固技术由于其具有很好的比强度和比刚度、耐腐蚀、非磁性、重量轻、施工方便、工期短等优点而在国内外备受关注, 成为了建筑土木领域热门的课题[1,2]。
由于碳纤维的温度线膨胀系数 ( (0.6～3.0) ×10-6) 与混凝土线膨胀系数 ( (1.0～1.2) ×10-5) 、钢筋线膨胀系 ( (1.2～1.4) ×10-5) 有很大的差别[3], 当环境温度与CFL粘贴时的温度相差较大时, 在CFL和RC梁内都会产生很大的作用, 其值都是不可忽视的[4]。目前对CFL加固梁受纯温度载荷作用的研究已经很多, 但对其同时受温度、载荷作用及二者的耦合作用的研究却没有。因此本文对CFL加固梁势力耦合的研究具有极其重要的意义。
1热力耦合挠度公式推导
在混凝土构件上缘粘贴一层碳纤维布, 假设碳纤维布与混凝土构件可靠连接, 粘结层在混凝土和碳纤维 (以下简称CFRP) 之间仅传递剪力, CFRP、粘结层及混凝土之间没有相对滑移[5]。
对于三点弯曲简支梁, 在跨中集中载荷P的作用下, 根据材料力学[6], 加固梁挠度方程为:
根据图 1、图 2, 在载荷P和变温ΔT的耦合作用下, 在加固梁跨中截面有:
Mt=-N (h-xc+ωp+ωt) (2)
(2) 式中xc为受压区高度, ωp为载荷P引起的跨中挠度, 以向下为正, ωt为热力耦合作用下, 变温ΔT引起的跨中挠度, 以向下为正, Mt为热力耦合作用下, 变温ΔT引起的跨中截面弯矩, N为变温ΔT引起的CFL和RC梁界面上的交互力。
根据CFL和RC梁界面的变形协调条件[7], 有:
即:
由于ωp<<h-xc, ωt<<h-xc, 所以有:
根据三点弯曲简支梁弯矩和挠度的关系有:
(7)
由式 (7) 可得微分方程:
ω″t+k2ωt=k2 (h-xc-ωp) (8)
求解微分方程 (8) , 并代入边界条件, ωt (0) =0, ωt (s) =0可得:
(9)
2理论公式数值计算
本文计算的几何与力学参数如下:梁的计算跨径16 000 mm, 梁高200 mm, 梁宽100 mm, 加固梁下部的CFL长16 000 mm, 宽200 mm, CFL厚度δ (mm) 取如下值:0.1, 0.2, 0.23, 0.3, 0.4, 0.5。混凝土Ec=33 GPa, αc=1.0×10-5, Ecfl=240 GPa, αc=1.0×10-5, 受拉区钢筋2φ10 mm, 受压区钢筋2φ8 mm, Es=200 GPa, αs=1.0×10-5, 保护层厚度as=2 mm, 开裂载荷为9 kN。
2.1变温为定值, 载荷变化
载荷变温ΔT=60℃作用下, 载荷P (kN) 取如下值:0, 9, 15, 20, 27.5, 30, 32.5, 35。
2.2载荷为定值, 变温变化
载荷P=27.5 kN作用下, 变温ΔT (℃) 取如下值60, 40, 25, 5。
3结论
本文采用理论分析方法, 对CFL加固梁热力耦合效应进行定量的探讨, 根据推导公式, 代入计算数据, 得到了如下的结论:
(1) 热力耦合作用下, 变温ΔT一定时, 载荷水平对变温ΔT耦合引起的跨中挠度很小;载荷水平一定时, 变温ΔT对其挠度影响较大。
(2) CFL的厚度增加, 温度产生的挠度及热力耦合挠度都将增加;但与载荷产生的挠度方向相反, 且增加了整体的抗弯刚度, 总挠度变形减小, 对加固梁受力有利。
(3) 纯热力耦合项挠度与总挠度相比很小, 可以忽略不计。但是当CFL厚度较大, 且载荷超过开裂弯矩时, 其值较大。
参考文献
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