关于电阻法测量线圈温升问题

JB807—74、JB3643—84和GB755—65分别规定了交流弧焊机和电机的线圈温升都不能超过相应绝缘等级的某个限值。同时,在各个标准里,对电阻法测量的细则也都作了具体规定。应用该法,铜线线圈温升△t是按下式进行计算的: △t=R_2-R_1/R_1(t_1+235)-(t_Q-t_1)(1) 式中:t_1——冷态温度,即试验开始时,线圈的实际温度; R_1——冷态电阻,即试验开始时线圈的电阻值; R_2——热态电阻,即试验结束时,处于热温状态下的线圈的电阻值; t_Q——试验结束时的环境温度,其测试点按有关标准规定。为了进一步了解电阻法测量温升的原理,不妨在这里重复一下(1)式的推导。众所周知,在一定的范围内,任何金属线材的直流电阻随着温度升高而相应增大,其关     

交流稳流电源

低压电器工厂在做热继电器的动作特性试验时，热元件要通过预定的电流，这个电流是Ie、1．05Ie、1．5Ie、6Ie不等。电流越大热元件电阻由故发热增加得越多，为了确保试验质量维持试验电流为恒定值，最简单的办法是随时改变热元件两端的电压，但这是很麻烦的，如果电流很大（如用的，人工调整电压是不及时的，也是不准确的。解决热继电器试验的稳流问题，目前最常用的办法是在热元件回路中串连大功率电阻镇定电流，电阻值越大，功率越大（为避免镇流电阻流过电流发热时阻值增加，往往选用大功率镇流电阻），镇流效果越好，但是电阻的体积、…     

Mg、Cu合金急冷箔微型储能电阻焊连接特性对比分析

应用自制微型电容储能电阻焊机分别对AZ91D镁合金以及Cu-40％Co(质量分数)合金箔带进行了微型储能电阻点焊连接，获得了组织健全的连接接头。研究发现，AZ91D／AZ91D镁合金、Cu-Co／Cu-Co合金箔带的点焊接头均由熔核，熔核周围的热影响区，以及由熔核向热影响区过渡的半熔化区(熔合线)组成。镁合金接头具有规则的卵形熔核，而铜合金接头则出现扁平状的熔核。选用如下工艺参数，可获得组织致密的点焊接头。镁合金工艺参数为：焊接能量1．5～2．0J、焊接电压80V、电极压力10～20N；铜合金工艺参数为：焊接能量6．0～8．0J，焊接电压80V、电极压力4～8N。     

35CrMo钢复合型裂纹的疲劳门槛值

研究了35CrMo钢试样在860℃淬火＋不同温度回火态的复合型裂纹疲劳门槛值。采用对称四点弯曲测定Ⅰ型、反对称四点弯曲测定Ⅰ＋Ⅱ型、斜裂纹对称四点弯曲测定Ⅰ＋Ⅲ型裂纹的疲劳门槛值。试验结果表明：35CrMo钢各种回火组织的Ⅰ＋Ⅱ和Ⅰ＋Ⅲ型疲劳门槛值均低于相应的Ⅰ型疲劳门槛值。Ⅰ型尖裂纹的疲劳门槛值比钝裂纹的低，但Ⅰ＋Ⅲ复合型尖裂纹的疲劳门槛值比钝裂纹的高。35CrMo钢疲劳门槛值随回火温度升高出现峰值。Ⅰ型和Ⅰ＋Ⅲ型在400℃回火态最高，Ⅰ＋Ⅱ型在550℃回火态最高。疲劳门槛值既受强度制约也与塑性有关．对应强度升高的速率与塑性变形两个因素配合适宜时出现峰值。     

真空热处理对冷喷涂304不锈钢涂层弹性模量的影响

采用光学显微镜、电子探针、三点弯曲试验和冷喷涂单边涂层弹性模量理论模型等方法,研究了真空热处理对冷喷涂304不锈钢涂层弹性模量的影响。结果表明：在热处理过程中,304不锈钢涂层内部的金属原子发生扩散、局部粒子界面发生融合,使粒子间结合力和涂层力学性能得以改善;同时涂层中的氧元素也发生扩散形成团聚体,分布于粒子边界处,使得涂层的弹性模量降低。热处理温度低于500℃时,304不锈钢涂层的弹性模量和等效抗弯刚度变化不大,与冷喷态涂层相当;当热处理温度超过500℃后,304不锈钢涂层的弹性模量和等效抗弯刚度随着热处理温度的升高迅速降低;在热处理温度相同的情况下,304不锈钢涂层的弹性模量和等效抗弯刚度随着热处理时间的增加而降低。     

H13钢硬度对其热疲劳行为影响的试验和数值研究

通过热疲劳试验评价了H13钢硬度对其热疲劳行为的影响。同时,建立多场耦合数值模型研究热循环过程中H13钢的温度演变规律及应力累积过程,并进行寿命预测。试验结果表明,硬度为46 HRC试样的热疲劳损伤因子最小,抗热疲劳性能最佳。数值结果表明,在感应加热阶段,试样中心截面形成两个对称分布的弯月形高温区;在空冷均温阶段,弯月形高温区将向心部扩展;空冷结束时,中心截面上高温区位于表面和心部之间。不同硬度试样随热循环次数的增加其等效应力呈现累积效应,尤其在热疲劳裂纹形成部位,硬度为46 HRC试样的等效应力值最小,累积速率最慢,热疲劳寿命最高。     

铝合金电阻凸焊过程直接模拟

文中采用ANSYS对电阻凸焊过程进行直接模拟,选用plane223单元同时模拟热、电、结构耦合过程,模拟焊核尺寸与试验结果基本吻合,验证了模拟算法的正确性.结果表明,预压阶段的最大应力、应变位于凸焊筋周围,最大应力超过材料屈服极限,凸焊筋周围形成塑性变形区;通电焊接过程,最高温度位于凸焊筋与封装盖板的贴合面上,随着温度升高凸焊筋迅速压溃,通电后半阶段为焊核形成阶段,最终得到的熔深为1.42 mm;直接模拟电阻凸焊过程可以为选择合理的凸焊工艺参数提供良好的理论依据.     

WS2微粉的物理性能及热稳定性

采用ＳＥＭ， ＸＲＤ， ＤＴＡ， ＸＰＳ 等手段， 测定了高纯ＷＳ２ 微粉的密度、组成与价态、结构、摩擦磨损性能等物理性质， 研究了高纯ＷＳ２ 微粉分别在空气、氢气和氮气中的热稳定性。实验结果表明： ＷＳ２的平均密度为（７ ．７２ ±０ ．０２） ×１０３ ｋｇ／ｍ３ ；Ｓ／ Ｗ 比值约为２ ．１ ，Ｓ 为－ ２ 价， Ｗ 为＋ ４ 价； ＷＳ２ 微粉晶体为２ Ｈ 结构； ＷＳ２ 在空气中的热稳定性随着制备温度的升高而变好，４５０ ℃下制备的 ＷＳ２ 起始氧化温度为２４６ ℃，１４００ ℃下制备的ＷＳ２ 起始氧化温度为５７０ ℃；１３００ ℃下制备的ＷＳ２ 在氢气中的还原反应起始温度为６６０ ℃；在密闭氮气中的最高热稳定温度为１ ５００ ℃。     

热处理温度对表面涂覆TiO2薄膜的金刚石成键及抗氧化性能影响

利用溶胶-凝胶法在金刚石表面涂覆一层TiO2薄膜,通过扫描电镜、红外光谱、拉曼光谱、X-射线衍射、光电子能谱、综合热分析、破裂强度试验等测试方法,表征了热处理温度对金刚石表面TiO2薄膜的形貌、相组成、相变、与基体金刚石的成键和涂膜后金刚石抗氧化性能的影响。研究结果表明：热处理温度上升到600℃时,金刚石表面的TiO2薄膜会由无定型态转变为致密的锐钛矿相薄膜,TiO2与金刚石基体形成Ti-O-C化学键合;热处理温度为800℃时,TiO2薄膜依然为锐钛矿相,金刚石基体产生石墨化,石墨C也能与TiO2薄膜形成Ti-O-C化学键合,但薄膜开始出现裂纹。同时,TiO2薄膜的热处理温度对金刚石在空气中的抗氧化性能有较大影响,当热处理温度在600℃时,金刚石的起始氧化温度达到最大值754℃,在空气中800℃氧化0.5h金刚石的氧化失重率达到最小值6.7wt.%,抗压强度达到最大值15.7N。     

炭/炭复合材料制动过程中温度场的仿真

利用有限元热分析软件ANSYS建立炭／炭复合材料制动过程三维有限元模型,确定相关热载荷计算方法和关键参数,仿真制动过程瞬态温度场。计算结果表明：在试环轴向存在明显温度梯度,而径向温度梯度微小,摩擦表面在t=12．7S时达到最高温度662℃,且最高温度出现在靠近试环外径处,与实验结果基本相符,证实了仿真计算结果的正确性。     

42CrMo环件轧制成形的数值模拟与分析

在Deform-3D平台下建立环件径-轴向轧制的三维有限元模型,结合理论研究和实际试验对42CrMo环件的轧制成形过程进行数值模拟与分析,并研究其轧制过程中的变形规律及成形情况,为轧制生产合格环件提供合理工艺。结果显示:42CrMo环件轧制成形的模拟结果和理论研究吻合,大变形区为环件外圈,内径扩大速度大于外径;等效应变值外圈大于内圈,中心最小,最大等效应变处于轴向端面的棱角处;环件温度外圈高于内圈,中心最高,端面棱角处最低;材料损伤最严重的部位为轴向端面,最大损伤值为0.645。对模拟结果进行理论验证和实际试验验证,环件尺寸的模拟值和理论值误差在5%以内,试验结果和模拟结果接近。     

铜钢复合冷却壁传热及热应力分析

通过建立铜钢复合冷却壁传热及热应力分布数学模型,研究了铜钢复合冷却壁与铜冷却壁、铸钢冷却壁的传热性能差异及其铜钢界面热应力分布。结果表明:煤气温度为1200℃时,高炉内无渣皮覆盖铜钢复合冷却壁肋热面最高温度为180℃,较相同煤气温度下铜冷却壁的最高温度高约30℃,较铸钢冷却壁的最高温度低约520℃。铜钢复合冷却壁具备铜冷却壁的传热性能。铜钢界面边缘正应力σz大于0,表现为受拉状态;冷面增加加强筋后,铜钢界面边缘正应力σz小于0,表现为受压状态,且最大等效应力降低至114.45 MPa,低于铜钢复合板的高温强度。高炉内铜钢复合冷却壁不会发生铜钢界面分离破损。热态试验中铜钢复合冷却壁温度计算值与测量值吻合较好,验证了数学模型的准确性。     

混合稀土(La-Ce)在快速凝固Cu-Cr合金中的作用

比较了混合稀土（La-Ce）对快速凝固Cu-Cr合金不同状态下组织和性能的影响，结果表明：在急冷态，稀土元素消除了Cu-Cr合金部分柱状晶，稀土元素本身的添加使显微硬度有所提高；抑制时效后Cu-Cr合金二次Cr颗粒的析出，使硬度值随时效温度变化相对比较平稳，提高热稳定性，延缓了过时效的发生。此外，稀土元素改变了Cu-Cr合金共晶组织的短棒状或层片状形态，大多以网状共晶组织存在，经退火共晶组织更加清晰化。     

AZ31镁合金电池筒反挤压工艺仿真研究

基于Deform-3D与AZ31镁合金材料模型对1号镁合金电池筒的反挤压成形过程进行数值模拟,完成模具设计及各工艺参数下反挤压成形过程的对比优化。结果表明:在相同挤压速度下,随挤压温度升高,等效应力峰值不断降低,等效应变峰值不断升高,温度场向高温区推进,并在280℃时,损伤值降至最低,说明在该温度下AZ31镁合金反挤压过程的破损率最小;另外,在280℃下,随着挤压速度的提高,等效应力场峰值不断减小,等效应变场峰值增大,温度场峰值向高温区推进,并在12 mm·s-1的挤压速度下达到损伤极值最小值。根据优化工艺进行反挤压成形试验验证,生产出了合格的产,品且筒壁组织均匀细化。     

各种产品的焊接

采用斜Y坡口裂纹试验方法、焊接热影响区最高硬度试验方法和不同焊接方法所得接头的力学性能测试,对i00mm厚Q345GJD特厚板进行详细的焊接性研究和焊接工艺试验。经分析得出：预热150℃,可有效防止100mm厚Q345GJD钢出现焊接冷裂纹;焊态下,传统电弧焊方法均可获得良好性能的焊接接头。图2表7参I     

各种产品的焊接

采用斜Y坡口裂纹试验方法、焊接热影响区最高硬度试验方法和不同焊接方法所得接头的力学性能测试,对i00mm厚Q345GJD特厚板进行详细的焊接性研究和焊接工艺试验。经分析得出：预热150℃,可有效防止100mm厚Q345GJD钢出现焊接冷裂纹;焊态下,传统电弧焊方法均可获得良好性能的焊接接头。图2表7参I     

AZ31镁合金真空电子束焊工艺参数正交试验研究

采用正交试验的方法优化5 mm厚AZ31镁合金真空电子束焊工艺,通过极差分析的方法确定最优焊接参数,并且对优化参数下的焊接接头进行硬度试验。试验结果表明,工艺参数为聚焦电流1.59 mA,电子束流42 mA,焊接速度2000 mm/min,加速电压49 kV时焊接接头硬度最高,且接头各区域硬度值分布为焊缝接近于母材,热影响区最低。     

TiBw增强近α钛基复合材料相变点测定方法分析

分别采用计算法、差示扫描量热法、连续升温金相法测定了一种铸态TiBw增强近α钛基复合材料的相变点,并对这3种测试方法进行了对比分析。结果表明:采用计算法测定合金相变点温度为987.33℃,采用差示扫描量热法测定合金相变点为1000.23℃,以上述温度为参考温度采用连续升温金相法测定合金相变点为995～1005℃。综合对比以上3种试验方法,确定其相变温度为1000℃。综合本试验结果发现,对初始形态为铸态TiBw增强近α钛基复合材料采用金相法和计算法均存在一定的局限性和不足,应优先采用差示扫描量热法,再结合金相法验证最为适宜。本试验结果可为同类非连续增强钛基复合材料相变点的测定提供参考。     

不同厚度1300 MPa级超高强钢焊接工艺及焊接接头性能研究

对最低屈服强度为1 300 MPa的超高强钢进行焊接性分析,选取最优的焊接工艺参数对Q1300E钢进行焊接工艺评定及产品模拟件试验。用冷裂敏感指数(P_cm)及碳当量公式CEN评估低合金高强钢的冷裂敏感性更为精准,预热温度确定在一个合适的工程裕度范围内是超高强钢焊接的核心。研究结果表明：厚8 mm的Q1300E钢焊接预热温度确定为110℃,道间温度110～115℃,热输入为4～7 kJ/cm,接头抗拉强度≥1 600 MPa,强韧性最优;厚15 mm焊接试板预热温度为125℃,道间温度125～150℃,热输入为6～12 kJ/cm,接头抗拉强度≥1 200 MPa,强韧性最优。     

热处理温度对表面涂覆TiO_2薄膜的金刚石成键及抗氧化性能的影响

利用溶胶-凝胶法在金刚石表面涂覆一层Ti O_2薄膜,通过扫描电镜、红外光谱、拉曼光谱、X射线衍射、光电子能谱、综合热分析、破裂强度试验等测试方法,表征了热处理温度对金刚石表面Ti O_2薄膜的形貌、相组成、相变、与基体金刚石的成键和涂膜后金刚石抗氧化性能的影响。结果表明:热处理温度上升到600℃时,金刚石表面的Ti O_2薄膜会由无定型态转变为致密的锐钛矿相薄膜,Ti O_2与金刚石基体形成Ti-O-C化学键合;热处理温度为800℃时,Ti O_2薄膜依然为锐钛矿相,金刚石基体产生石墨化,石墨C也能与Ti O_2薄膜形成Ti-O-C化学键合,但薄膜开始出现裂纹。同时,Ti O_2薄膜的热处理温度对金刚石在空气中的抗氧化性能有较大影响,当热处理温度在600℃时,金刚石的起始氧化温度达到最大值754℃,在空气中800℃氧化0.5 h金刚石的氧化失重率达到最小值6.7%,抗压强度达到最大值15.7 N。