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以JP-5000超音速火焰噴涂系統為例，說明設備故障分析及排除方法，僅供參考。故障/報警原因排除方法按POWER ON按鈕后控制臺打不開主開關未打開，電源線未插入或者保險絲燒斷檢查主開關、電源和保險絲WATER RESSURE（水壓）報警燈亮1. 報警燈閃爍2. 報警燈常開1. 水源閥門關閉或者進水壓力太低。PLC的輸入/燈X20在條件滿足時亮2. 回路斷路器（CB-1）關閉3. 到槍的水壓太低。PLC的輸入/燈X35只在增壓水泵打開時亮1. 檢查供水閥門和/或水壓。若有必要，調節壓力開關（PSI）2. 打開回路斷路器3. 檢查增壓水泵。咨詢TAFA區域服務部門后如有必要，調節壓力開關（PS8）WATER FLOW（水流）報警燈亮水流量低檢查進水源和/或增壓水泵（熱交換器或者閉環冷卻系統）PRYGE（吹除）開關燈閃爍使用過WATER PURGE（水吹除），在到槍的軟管中存在空氣運行水泵至少5秒，使連接槍的軟管中重新充水WATER TEMPERATER（水溫）報警燈亮從槍中出水溫度超過180℉（82 ℃）檢查進水溫度和水冷卻系統的故障FUEL PRESSURE（燃油壓力）報警燈亮1. 燃油泵壓力降到140 psi以下2. 回路斷路器（CB-2）關閉1. 將泵壓增加至180 psi（12.2巴）2. 打開回路斷路器FUEL FILTER（燃油過濾器）報警燈亮1. 燃油過濾器堵塞2. 真空開關設置不正確1. 更換燃油過濾器（440023）2. 咨詢TAFA技術人員以正確設置開關OXYGEN PRESSURE（氧氣壓力）報警燈亮1. 氣源未開2. 氧氣流量增加使得供氣壓力降低到＊低安全限（175 psi）之下1. 檢查氧氣供應。2. 氧氣供應壓力對流量來講不足；供氣管路/軟管限制流量/壓力。管子太細，和/或在線路中有太多的彎曲/彎頭CARRIER（載氣）報警燈亮載氣氣源未開或者用完檢查載氣氣源COMBUSTION PRESSURE（燃燒室壓力）報警燈亮1. 燃燒室壓力未達到20 psi（1.36巴）系統不會順序進入RUN（運行）流量2. 燃燒室壓力管已燒壞1. START（啟動）流量太低，不能獲得足夠高的燃燒室壓力。咨詢TAFA技術人員；壓力開關（PS7）已經不準。咨詢TAFA技術人員2. 切除燒壞末端，重新連接或者更換管子（P/N220068）以及一套兩個螺釘和線圈管（P/N210256）PURGE（吹除）開關燈閃爍使用過空氣吹除功能，將到槍和從槍回來的軟管中的水吹除在MANUAL（手動）模式，按WATER開關運行水增壓泵至少5秒按下GUN（噴槍）開關，不開始點火序列1. AUTOMATIC-ISLE-MANUAL（自動-空閑-手動）選擇開關仍在MANUAL（手動）位置2. LOCATE-REMOTE（近控-遠控）開關在RE MOTE位置。（或者試圖使用遠控板時在LOCAL位置）3. 在內存中仍然存在報警信號4. 報警燈泡燒壞1. 將開關切換到IDLE或者AUTOMATIC位置2. 將開關切換到LOCAL位置。（或者試圖使用遠控板時切換到REMOTE位置）3. 關閉控制臺然后打開以清除報警記憶4. 檢查燈泡：通過關閉控制臺然后打開啟動燈泡檢查。觀察可能燒壞的燈泡。必要時更換P/N250537點火問題1. 高壓線頭松開或斷開2. 火花點火器的保險絲故障3. 無燃油到槍4. 同軸管損壞5.  START（啟動）設置不正確6. 點火器電極燒壞7. 槍中火花弱或者沒有1. 檢查高壓線頭連接2. 檢查保險絲F3和F103. 檢查看是否有燃油流向噴槍，必要時調節4. 拆下并檢查同軸管的損壞情況，（管尖端燒壞、管子裂紋、噴射孔磨損或變形等等），更換同軸管P/N6004645. 檢查START狀態的燃油和氧氣設置，（應該是燃油2.0gph（7.3lph）和氧氣450scfh（12,735slph）），如果需要重新設置，咨詢TAFA技術人員6. 拆下并檢查點火器，如電極比原始尺寸（0.94”）短，擰下來并更換P/N4508757. 檢查點火變壓器的輸出電壓，咨詢TAFA技術人員，必要時更換P/N250561強烈的點火啟動1. 電極燒壞或者弄臟2. 同軸管燒壞或者有缺陷3. 槍中火花弱1. 拆下并檢查火花塞① 如臟的話，清潔和用砂紙打磨。（僅僅是尖端部分，不是軸部分）② 若有過量油，弄干，吹掃電極孔③ 如電極長度小于0.94”，擰下來并更換P/N4508752. 拆下并檢查同軸管的損壞情況。若有缺陷或者損壞，更換新的P/N600464。3. 檢查點火變壓器的輸出電壓。咨詢TAFA技術人員。必要時更換P/N250561。火花塞燒壞1. 由于“強烈”啟動，同軸管燒壞。2. 強烈啟動。1. 更換新的同軸管P/N600464.2. 檢查START狀態的燃油和氧氣設置。（應該是燃油2.0 gph（7.3 lph）和氧氣450scfh（12,735 slph））。兩種情況下，都必須清潔并干燥火花塞和同軸管。用空氣或惰性氣體吹干穩定器上各自的孔洞。必要時更換火花塞電極（P/N450875）.在噴槍從START（啟動態）轉到INTERMEDIATE（中間態）時關閉控制臺沒有檢測到20psi（1.3巴）的燃燒室壓力，在IDLE（空閑態）時，PLC程序必須檢測燃燒室壓力，程序不允許“跳過”傳感器。1. 檢查START狀態的燃油和氧氣設置。（應該是燃油2.0gph（7.3lph）和氧氣450scfh（12,735 slph）2. 確保燃燒室壓力管沒燒壞或者兩端堵塞。更換管子（P/N220068）以及一套兩個螺釘和線圈管（P/N210256）3. 燃燒室壓力開關（PS7）太高或者已壞。重新設置咨詢TAFA技術人員以獲得指導。必要時更換P/N410134氧氣和燃油背壓高，燃燒室壓力低噴槍運行在“射回”模式。1. 關閉并重新啟動噴槍。2. 拆下穩定器，檢查是否強烈磨損。若表面磨損或者任何以下尺寸超出容限，更換同軸穩定器（P/N600392）。燃燒室壓力psi孔直徑：新：0.0040”（1.016 mm）；磨損：0.050”（1.270 mm）火花塞孔：新：0.220”（5.588 mm）；磨損：0.240”（6.096 mm）同軸管孔：新：0.188”（4.775 mm）；磨損：0.208”（5.283 mm）燃油和氧氣背壓高1. 穩定器限制2. 檢測閥堵塞或者故障1. 檢測穩定器開口是否堵塞。如穩定器不可用，更換P/N600392。2. 吹掃或者更換檢測閥。（燃油P/N410113，氧氣410165）。氧氣背壓低1. 氧氣漏氣2. 氧氣壓力轉換器故障1. 檢測噴槍氧氣軟管是否泄漏;檢測控制臺內氧氣是否泄漏2. 更換轉換器（PT2）。（P/N400065）燃油背壓低1. 燃油泄漏2. 燃油壓力轉換器故障1. 檢測噴槍燃油軟管是否泄漏。檢測控制臺內燃油是否泄漏2. 更換轉換器（PT3）。（P/N400065）白色火焰（未送粉）燃油混合物太多和總的燃油流量太高1. 降低燃油流量2. 檢查氧氣進氣壓力，應該設定在210psi（14.5巴）。必要時調節3. 檢查氣罐或者剛鋼瓶內剩余氧氣水平4. 檢查氧氣是否泄漏或者接頭松動黃色火焰1. 燃油太多2. 氧氣太少1. 減少燃油流量2. 檢查氧氣是否泄漏或者接頭松動。檢查氧氣流量的正確設置燃燒室內部均勻的碳沉積1. 同軸管不在出口中間2. 同軸管缺陷3. 燃油質量變化1. 同軸管定位在出口中間2. 拆下同軸管檢查損壞和磨損。必要時更換P/N6004643. 檢查燃油規格，更換到正確的燃油供應火焰或者激波鉆石形表現不穩定1. 不穩定的或者過多的燃油供應2. 同軸管燒壞或者磨損3. 穩定器磨損或者損壞4. 燃燒室喉口磨損1.1 檢查正確的燃油流量和壓力（泵壓力應該是180 psi, 12.2巴）1.2 檢查燃油過濾器。必要時更換P/N440231.3 檢查燃油線路是否泄漏2. 拆下同軸管檢查是否損壞或者噴射孔磨損（更換P/N600464）3. 拆下穩定器，檢查是否強烈磨損。若表面磨損或者任何以下尺寸超過容限，更換同軸穩定器（P/N600392）燃燒室壓力psi孔直徑：新：0.040”（1.016 mm）；磨損：0.050”（1.270 mm）火花塞孔：新：0.220”（5.588 mm）；磨損：0.240”（6.096 mm）同軸管孔：新：0.188”（4.775 mm）；磨損：0.208”（5.283 mm）4. 拆下燃燒室，檢查喉口磨損情況。若喉口直徑大于0.323”（8.024 mm），更換P/N450924槍管磨蝕1. 載氣流量設置不正確。2. 送粉器泄漏3. 送粉管泄漏1. 調節載氣流量2. 檢查送粉器泄漏3. 檢查送粉管磨損情況。對單個送粉器設置：若開口大于0.068”（1.727 mm），更換P/N450925。對兩個送粉器設置：若開口大于0.090”（2.286 mm），更換P/N451057涂層質量降低1. 槍管內粉末沉積2. 載氣流量設置不正確3. 噴槍運行在“射回”模式。4. 粉末噴射不正確1. 使用專為JP-5000設計的粉末；更換損壞、擦傷、粗糙的槍管；氧氣供應壓力下降，檢查泄漏或者供氣源剩余數量。必要時更換2 調節載氣流量；檢查載氣供應壓力或者流量是否太低；可行的話，更換成新的高壓鋼瓶3. 關閉并在適當背壓下重新啟動；拆下并檢查同軸燃油管。必要時更換P/N600464。拆下穩定器，檢查是否強烈磨損。若表面磨損或者任何以下尺寸超出容限，更換同軸穩定器（P/N600392）燃燒室壓力 psi 孔直徑：新：0.040”（1.016 mm）；磨損：0.050”（1.270 mm）火花塞孔：新：0.220”（5.588 mm）；磨損：0.240”（6.096 mm）同軸管孔：新：0.188”（4.775 mm）；磨損：0.208”（5.283 mm）4. 調節氣體流量到TAFA推薦的參數；檢查送粉管磨損情況。對單個送粉器設置：若開口大于0.068”（1.727 mm），更換P/N450925。對兩個送粉器設置：若開口大于0.090”（2.286 mm），更換P/N451057槍管堵塞1. 火焰熱焓太高2. 粉末太細（太多細粉）3. 濕的粉末，導致粉末粘在管內，限制了載氣流量4. 槍管長度不對5. 火焰不穩定6. 粉末噴射不正確7. 污染或者臟的冷卻水8. 槍零件上有礦物沉積9. 錯誤的燃油或者不同的燃油10. 燃燒室喉口磨損11. 送粉器泄漏1. 檢查噴涂參數，減低燃油流量（gph/lph）或者提高氧氣流量（scfh/slfh）2. 使用TAFA推薦的轉為JP-5000設計的材料3. 使用前烘干4. 使用較短的槍管5. 見火焰不穩定部分6. 檢查送粉管磨損情況。對單個送粉器設置：若開口大于0.068”（1.727 mm），更換P/N450925。對兩個送粉器設置：若開口大于0.090”（2.286 mm），更換P/N451057；檢查送粉器泄漏7. 清洗冷卻水系統或者更換水源8.更換水源9. 檢查燃油規格，更換正確的燃油供應10. 拆下燃燒室，檢查喉口磨損情況。若喉口直徑大于0.323”（8.024 mm），更換/N450924；拆下并檢查同軸燃油管的損壞或磨損情況。必要時更換P/N60046411. 對送粉器管接頭、軸密封、特別是排氣塞蓋子進行泄漏檢查。必要時旋緊或者更換接頭和管子。（排氣塞蓋P/N210402）（O形圈和軸密封套件P/N600428）槍內粉末管熔化1.槍管阻塞，堵住了出氣口氣流2 載氣壓力設置不對3. 載氣流量設置不對4. 送粉器或者送粉管泄漏5. 同軸管損壞導致中間連接器過熱6. 燃燒室喉口磨損7. 濕的粉末，導致粉末粘在管內，限制了載氣流量8. 送粉管插入件內徑錯誤1. 更換槍管（見更換零件部分已獲得正確的長度）確認壓力設置為50psi（3.5巴）2. 調節到TAFA推薦流量3. 對送粉器管接頭、周密封、特別是排氣塞蓋子進行泄漏檢查。必要時旋緊或者更換接頭和管子。（排氣塞蓋P/N210402）（O形圈和軸密封套件P/N600428）4. 拆下并檢查同軸燃油管的損壞或磨損情況。必要時更換P/N6004645. 拆下燃燒室，檢查喉口磨損情況。若喉口直徑大于0.323”（8.024 mm），更換P/N4509246. 使用前烘干粉末7. 檢查送粉管正確內徑。對單個送粉器設置：若內徑小于0.058”（1.473 mm），聯系TAFA技術人員。對兩個送粉器設置：若內徑小于0.080”（2.032 mm），聯系TAFA技術人員轉載網絡

常見JP-5000噴涂層問題的原因及解決方法，僅供參考。涂層問題原因解決方法在界面處涂層結合失效界面污染物（油、水、異體物質）保持零件干凈，除油，預熱到250℉（107 ℃）。不正確的基底表面準備通過強烈噴砂或者每英寸加更多的螺紋，改善準備表面輪廓（＊小=200~250 Ra）。基底在噴涂中過熱冷卻基底，不要超過300℉（150 ℃）。確保恰當的噴涂距離、橫向速度和轉速RPM。零件幾何形狀涂層包住邊緣。在基底材料較少的邊緣噴涂較薄。涂層過熱產生的應力對基底幾何形狀來講，噴涂過厚。減低厚度。基底過熱，不要超過300℉（150℃）。涂層太硬。調節噴涂參數減少熱量。遵從噴涂參數表的指導。噴槍的噴涂角沒優化確保噴涂角度＊有利于獲得＊大的結合強度（90°不總是＊優化-通常引起顆粒反彈）。涂層裂紋基底過熱冷卻基底，不要超過300℉（150℃）。涂層太硬調節噴涂參數減少熱量，保持基底較冷，提高橫向速度和轉速RPM。送粉問題送粉速率太低，是顆粒過熱，提高送粉率載氣壓力或者流量不正確。與推薦的參數對照檢查。粉末顆粒或者已有涂層過熱調節噴涂參數，減少熱量，保持基底較冷，提高橫向速度和/或轉速RPM，有助于保持涂層較冷，使零件冷卻更多。顆粒粉間分層由于層間污染物導致粘結失效確保粉塵顆粒總是從基底向所有部位運動。除塵可能不足以去除過噴顆粒涂層在每次噴涂之間變得太熱調節噴涂參數，減少熱量，保持基底較冷，提高橫向速度和/或轉速RPM。火焰溫度低，顆粒未充分加熱調節噴涂參數以增加熱量，增加槍管長度或者降低送粉速率。粉末粒度太大，顆粒未充分加熱增加槍管長度，調節噴涂參數以提高火焰溫度，或者降低送粉速率。使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。粉末粒度太小，顆粒過熱減小槍管長度，增加送粉率。使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。孔隙率高在車削、研磨或者拋光中拔出一次出去過多材料。一次切削或者研磨太粗糙。涂層中的未熔顆粒。提高火焰溫度。以增加顆粒熱量。粉末中含有太多的粗大顆粒增加槍管長度，提高火焰溫度。使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。送粉速率太高降低送粉速率噴涂參數太低調節燃油/氧氣比率以提高火焰速度賦予更高的動能對旋轉零件的噴槍角度用稍微向零件旋轉方向傾斜的角度噴涂以使噴涂方向不是與零件中心線成90°。噴涂距離不正確，可能太遠將噴槍移動到正確的噴涂距離，約15”（38 cm）。氧化物水平高基底過熱降低噴涂參數以減少熱量，保持基底較冷，提高橫向速度和/或轉速RPM，檢查噴涂距離。粉末中細粉過多減小槍管長度，調節噴涂參數以降低火焰溫度或者增加送粉速率。使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。涂層硬度不夠顆粒間分層調節燃油/氧氣比率以提高火焰速度賦予更高的動能。降低送粉速率，提高顆粒熱量粉末顆粒速度太低調節燃油/氧氣比率以提高火焰速度賦予更高的動能。粉末粒度太大增加槍管長度，調節噴涂參數以提高火焰溫度，或者降低送粉速率。使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。噴涂距離不正確，可能太遠將噴槍移動到正確的噴涂距離，約15”（38 cm）。涂層太硬基底過熱調節噴涂參數以減少熱量，保持基底較冷，提高橫向速度和/或轉速RPM。氧化物水平高提高橫向速度和/或轉速RPM，保持基底較冷或者提高送粉速率以降低顆粒熱量。粉末中細粉太多。使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。粉末顆粒速度太高調節燃油/氧氣比率以降低火焰速度賦予更較小的動能。噴涂距離不正確，可能太近將噴槍移動到正確的噴涂距離，約15”（38 cm）。按小增量增加噴涂距離，重新評估硬度和涂層結構。沉積效率低燃油/氧氣比率不正確若看出顆粒反彈，調節噴涂參數提高顆粒熱量，注意不要把基底過熱。粉末粒度不正確使用為JP-5000設計的合適粒度的粉末。過大的粉末顆粒導致反彈，細粉末過多導致火焰吹走細粉槍管長度不正確增加槍管長度或者提高火焰溫度載氣參數不正確載氣壓力或者流量不正確。與推薦參數對照檢查涂層太硬（見涂層太硬部分）調節噴涂參數以減少熱量，保持基底較冷，提高橫向速度和/或轉速RPM提高橫向速度和/或轉速RPM，保持基底較冷或者提高送粉速率以降低顆粒熱量。噴涂距離不正確將噴槍移動到正確的噴涂距離，約15”（38 cm）。按小增量增加噴涂距離，重新評估硬度和涂層結構。轉載網絡

精細氧化鋁與陶瓷等領域礦物和流體組分的熱力學參數?? ? ??本文收集了Holland和Powell（1990）報導的123種常見造巖礦物和流體端員組分的熱力學參數。這些資料與Berman(1988)發表的67種常見造巖礦物端員組分的熱力學參數相比，不僅端員組分的數量增加了將近一倍，而且兩套熱力學參數之間相當一致；在應用這兩套參數進行相平衡計算時，也可獲得非常近似的精度（Holland & Powell,1990)。1．熱力學符號ΔH°在1bar和298K下由元素生成化合物的生成焓（kJ×mol-1)S°在1bar和298K下的熵（kJ×K-1mol-1)V°在1bar和298K下的體積（kJ×kbar-1mol-1)Cp摩爾熱容：Cp ?=?a?+?bT?+?cT-2?+?dT-1/2?(kJ×K-1?mol-1)α熱膨脹系數（通常表示為αV）（K-1）β等熱壓縮系數（通常表示為βV）（kbar-1）ΔG°在某一溫壓條件下純端員組分之間反應的摩爾Gibbs自由能改變量（kJ×mol-1)R氣體常數（0.0083143 kJ×K-1?mol-1)T＊＊溫度（K）p壓力（kbar)（1bar=105Pa, 1kbar=108Pa)K平衡常數2．熱力學方程? ? ? 對于任一化學反應，其平衡關系可表示為：0 = ΔG°+?RTlnK? ? ? 任一端員組分礦物相對于反應的摩爾Gibbs自由能改變量ΔG°的貢獻為：? ? ? ?對于流體端員組分，上式中的體積-壓力積分項應由RTlnf項來代替。其中f為氣體端員組分的逸度，可以由CORK方程來計算（Holland & Powell, 1991；馬鴻文，1993a）。當反應包括H2O和CO2混合流體相時，H2O和CO2在某一溫壓條件下的活度可由Powell和Holland（1985）的亞規則溶液模型來計算。兩種流體端員組分的相互作用參數W為：W（H2O）= 8.3﹣0.007T?+ 0.26p?W（C2O）= 17.8﹣0.014T?+ 0.38p上述參數是根據2～10 kbar、400～800℃下的活度資料擬合計算的。在p≤1.5 kbar下，相應的W參數為：W（H2O）= 1.08﹣0.012TW（CO2）= 25﹣0.025T上式中W參數的單位為kJ。3．Lambda熱容異常在298K以上的溫度下，某些含鐵礦物（自然鐵、赤鐵礦、磁鐵礦等）會由于磁無序而出現Lambda熱容異常。Holland和Powell(1990)采用簡單的Landau理論來描述這類礦物相對于低溫有序狀態下的過剩性質：式中TC為相轉變溫度，Smax為由相轉變引起的＊大熵，Sex和Hex為在任一溫度T下因無序化而產生的過剩熵和過剩焓，Q為宏觀有序參數。Q參數與傳統的Landau項表達式中的有序化自由能ΔGord有關，即式中的Landau項Smax和Tc見附表2。相同的Landau表達式可用于描述鈉長石（ab)、鉀長石（ksp)、霞石（ne）、白榴石(lc)平衡行為中的Al-Si有序—無序化過剩性質。4．Tschermak替代??? 某些常見的鐵鎂礦物相在相當寬的成分范圍內存在著Al+Al對[Mg+Fe2+]+Si的替代，且其成分是壓力、溫度和礦物組合的函數。因此，了解控制這種替代的因素并合理地描述這種替代，在相平衡熱力學計算中是十分重要的。Holland和Powell(1990)在研究常見造巖礦物端員組分的熱力學參數時，考慮了下列礦物相中存在的Tschermak替代，即?????????????白云母：?????? ?? mu,cel,fcel?????????????黑云母：?????? ?? phl,ann,east,sdph?????????????綠泥石：?????? ?? clin,daph,ames,fame? ? ? ? ? ? ?滑? 石：?????? ??? ta,fta,tats,ftat? ? ? ? ? ? ?閃? 石：?????? ???? tr,ftr,hb,fhb? ? ? ? ? ? ?輝? 石：?????? ???? en,mgts,di,cats? ? 在對以上礦物端員組分的熱力學參數擬合計算中，Holland和Powell(1990)采用了結晶位置理想混合的活度模型來表征固溶體的熱力學性質。采用這一活度模型的礦物分子式見附表1。以含Mg端員組分為例，其活度表達式如下：? ? ?含Fe端員組分的活度計算，只需將以上表達式中的Mg換為Fe即可。在實際應用中，至少對于Tschermak替代必須采用以上活度模型。如果需要，對于K-Na-Ca或Ca-Fe-Mg之間的非理想混合性質，也可增補到以上活度表達式中。5．熱力學參數的信度? ? ? Holland和Powell(1990)按照礦物端員組分熱力學參數的可信程度，將其分為三個信度水平。? ? ?列入信度1中的礦物，具有精確的熱力學性質，大體相當的熵和體積資料，以及高質量的實驗相平衡資料。因此可以預料，隨著實驗和熱力學資料的積累，這些礦物的熱力學參數不會發生顯著的改變。? ? ?列入信度2中的礦物，其熱力學參數的可信程度略低，其可能的原因包括：由于陽離子無序程度不詳而導致熵的精確值未知；僅依據一次實驗確定的反應或據兩次以上不一致的實驗反應導出熱力學參數等。堇青石列于信度2中，其原因是目前尚不完全了解其水化反應的熱力學過程。由于Holland和Powell(1990)給出的熱力學參數具有良好的內部一致性，因此，對于實際應用而言，信度2和信度1中的礦物熱力學參數的可信度區別不大。隨著今后熱力學參數和實驗資料的積累，信度2中礦物的熱力學參數有可能進一步修正，但其修正程度不會太大。? ? ? 列入信度3中的礦物，其熱力學參數僅僅是初步的。其可能的原因包括：由天然體系的元素分配資料導出熱力學參數；采用了簡化的理想混合的固溶體活度模型；礦物的成分或熵的精確值未知；使用了不一致的相平衡實驗資料等。因此，這類礦物的熱力學參數在今后將有可能作較大的修正，在實際應用中應予注意。轉載：它處

鈦合金因其優良的綜合性能成為航空航天飛行器的主要結構材料之一。隨著航空發動機性能的提升，對鈦合金的使用溫度提出了越來越高的要求。介紹了國內外高溫鈦合金的研究現狀，總結了高溫鈦合金的發展方向和一般規律。?關鍵詞：高溫鈦合金；合金元素；稀土元素；熱穩定性鈦合金具有低密度、高強比、耐腐蝕、耐高溫、非磁性等優異的物理機械性能， 被廣泛應用到航空航天、艦船制造、生物醫用、石油化工等領域。而高溫鈦合金作為現代航空發動機的關鍵材料， 被用作航空發動機的葉片、機盤、機匣等部件以減輕發動機的重量，提高飛機的推重比。高溫鈦合金代表了鈦合金的發展前緣，世界幾個重要國家如美國、英國、俄羅斯、中國等都對高溫鈦合金做了大量的研究工作，也都各自建立了鈦合金體系。本文對這幾個主要國家的高溫鈦合金的發展及研究現狀進行綜合分析和探討，并對我國高溫鈦合金的研發和應用提供思路。1 高溫鈦合金的概況高溫鈦合金由于優異的綜合性能成為了航空發動機的關鍵材料，其發展一直備受世界關注。從自高溫鈦合金出現到現在， 各國科學家已經研究了六十多年， 其各方面的性能不斷地被提高：使用溫度從 300 ℃被 提 升 到 600 ℃， 抗 拉 強 度 也 從 300～400MPa 被提高到 1100MPa， 從＊初的 α+β 兩相合金到高溫性能更優異的近 α 型合金（近 α 型合金具有較高的高溫強度和接近 α+β 兩相合金的室溫拉伸性能）。如今成功應用到發動機中的高溫鈦合金有：IMI834、IMI829、BT18Y、BT36、Ti110 等，＊高使用溫度為 600℃。目前為止， 國際上還沒有超過 600 ℃成熟的航空發動機用高溫鈦合金的報道。究其主要原因是由于高溫鈦合金的蠕變抗力和抗高溫氧化性能隨溫度的升高而急劇降低，這兩方面成為制約高溫鈦合金發展的主要障礙。表 1 列出了部分國家高溫鈦合金的使用溫度及化學成分。?幾種典型 600℃高溫鈦合金的性能特點及力學性能比較如表 2、3 所示。隨著高溫鈦合金性能的提升，并不斷滿足航空發動機性能的需求，使得高溫鈦合金的用量越來越大。?鈦合金在飛機上的用量在一定程度上也反映了一個國家航空工業的發展水平， 表 4 給出了鈦合金在一些飛機結構中所占的比例。表 1 一些高溫鈦合金的化學成分及使用溫度表2 國內外 5 種 600 ℃高溫鈦合金及其基本特點表 3 國內外 5 種 600 ℃高溫鈦合金力學性能對比表4 一些飛機結構用鈦合金所占比例(質量分數，%)2?國內外高溫鈦合金的研究現狀20 世紀 50 年代， 美國研制出了第一種實用高溫鈦合金 Ti-6Al-4V，使用溫度 300～350℃，該合金具有 α+β 雙相組織， 同時具有高的熱強性、韌性、塑性、焊接性、 耐腐蝕性等優異的綜合性能，被廣泛應用在航空航天工業， 至今仍是世界上實用量＊大的鈦合金。隨后各國相繼研制出：使用溫度為 350～480℃ 的合金，如 Ti6242、BT321、IMI679 等合金，也是以溶強化為主的合金；使用溫度為 480～540℃合金，如 Ti6242S、IMI685、IMI829、BT9 等合金，這類合金主要是加入了 Si 元素，確立了合金體系 Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si 系列，合金相組成由 α、β、微量硅化物組成；使用溫度為 540～600℃合金，如 IMI834、Ti-1100、BT18Y、 BT36 等， 這類合金中長程有序的 α2 強化相得到應 用，合金由 α、β、微量硅化物、α2 相組成。2.1 美國高溫鈦合金的發展隨著 Ti-6Al-4V 的研制成功， 美國成為世界上第一個研制出高溫鈦合金的國家。然而隨其航空工業的發展，Ti64 的耐熱性、冷加工性、疲勞強度等方面已無法滿足需求。隨后，美國開發了含 Mo 分別為 6%和 2%的 Ti6246、Ti6242 合金， 將高溫鈦合金的使用溫度從 300℃提高到 450℃，具有更高的瞬時強度和抗高溫蠕變強度。20 世紀 70年代，美國活性金屬公司通過在 Ti6242 合金中添加 Si 元素開發了 Ti6242S 合金， 顯著提高了 Ti6242 的蠕變性能，將高溫鈦合金的使用溫度突破 500℃達到 520℃，使其具有更好的高溫使用性能和焊接性能，被主要應用在航空發動機部件及飛機機體熱端零件上。20 世80 年代初， 美國再次對 Ti6242S 合金中的 Sn、 Mo、Si 元素進行調整， 同時控制雜質元素 O 的質量 分數低于 0.07%和 Fe 的質量分數低于 0.02%， 研發出了近 α 型 Ti1100 高溫鈦合金，使其使用溫度達到了 600℃。該合金同時具有較低的韌性和較大的疲勞裂紋擴展速率， 被用來制造發動機的高壓壓氣機輪盤和低壓渦輪葉片等零件。美國鈦合金的研制思路主要是將多元合金化和組織調控相結合， 通過調整合金元素種類和含量以及熱處理制度來獲得高溫鈦合金高溫下的疲勞強度和蠕變強度的＊佳匹配。?近幾年有報道， 美國麥道公司采用快速凝固 / 粉末冶金技術， 成功的研制出一種使用溫度達到 650℃以上的高溫鈦合金，并且在 760℃下其強度與目前常溫下使用的鈦合金強度基本一致。2.2 英國高溫鈦合金的發展在鈦合金研制與開發上，?英國學者初期就認識 到了?Si?元素對合金的蠕變性能起到的重要作用，因此可以看到英國的高溫鈦合金幾乎都含有?Si?元素，?英國的設計思路是通過?α?相的固溶強化作用提升合金蠕變性能，?因此側重于尋找提高蠕變強度的近?α?型鈦合金。在?1955年左右，?英國成功研制出了?IMI550?合金，?相比較與同時期美國研制出的?Ti-64?合金，IMI550?合金具有更高的抗拉強度和使用溫度?（約?425℃）。IM I550?合金奠定了英國高溫鈦合金發展的基礎。隨后，英國在?IM I550?合金的基礎上，又添加 了?1%?、0.5%?的?Mo研 制 出 了?IMI679?合 金?、?IMI685?合金，?同時IMI679?合金含有11%的?Sn，使用溫度提高到?450℃，?抗高溫蠕變強度優于美國的?Ti-64?合金，而?IMI685?合金可在?520℃下使用，并具有較高的蠕變性能、加工性能以及焊接性能。?20?世紀?70～80?年代，?隨著航空工業對疲勞強度要求的提高，?英國開發了以改善疲勞強度為主的?IMI 829?和?IMI 834?合金，這兩種合金都屬于?Ti-AlSn-Zr-Mo-Nb-Si?系列，IMI 834?合金還含有?0.06%C，?這樣的成分設計使得合金的氧化性能以 及蠕變性能均得到了大幅度提升；同時還能對合金的宏觀 組織與微觀組織進行有效細化。IMI 834?合金也成為國際上出現的＊＊使用溫度可達?600℃的高溫鈦合金。2.3 蘇聯(含俄羅斯)高溫鈦合金的發展蘇聯對高溫鈦合金的研究起步較早，研究也較為成熟，形成了一套完整的鈦合金體系。BT321 合金是蘇聯在 1957 年研制成功的，奠定了蘇聯高溫鈦合金研制的基礎， 該合金也是蘇聯早期＊成熟和應用＊廣泛的合金。BT321 合金中除了常用的Al、Mo，Si 元素外，還有 Cr 和 Fe 元素，這兩種元素有效地增強 了 α、β 相的熱強性，其工作溫度 400～450℃。為了進一步提高鈦合金的使用溫度，1958 年蘇 聯成功研制出了同屬 α+β 型馬氏體的 BT8、BT9 合金。BT8 屬于 Ti-Al-Mo-Si 系合金，其在 500℃下具 有較好的熱穩定性，BT9 在 BT8 基礎上增加了 Sn， 提高了合金的持久強度和蠕變強度， BT9 的熱強性優于 BT8，但熱穩定性不如 BT8。20 世紀 60～70 年 代，蘇聯又研制和開發了BT18、BT18Y、BT25、BT25Y 合金，進一步提高了高溫鈦合金的熱強性能。1992 年，俄羅斯在 BT18Y 的基礎上用 5%的高熔點 W 代替 1%Nb 開發出了一 種使用溫度達到 600℃的八元高溫鈦合金 BT36，?而 W 的加入對合金的室溫強度、蠕變、持久性有明顯的改善，提高了合金的熱穩定性。2.4 國內高溫鈦合金的研究現狀?我國高溫鈦合金的研制工作起步較晚， 始于北京有色金屬研究總院， 隨著鈦合金應用不斷深入， 中國科學院金屬研究所、北京航空材料研究院、洛陽船舶材料研究所等科研單位和企業也都相繼加入高溫鈦合金研究中。隨著研究的深入，我國高溫鈦合金的使用溫度從＊初使用溫度在 300～400 ℃的 TC4 到使用溫度為 600℃的 Ti60、Ti600。從＊初以仿制俄羅斯和英國高溫鈦合金的研制工藝， 到后來經過不斷的探索逐步形成了以添加稀土元素為特色的近 α 型高溫鈦合金體系， 典型的如 Ti55、Ti60、 Ti600。Ti55 合金是在 Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si 系合金中添加了稀土元素 Nd，而 Nd 元素在熔煉過程中能夠與基體中的氧結合， 既降低了基體中的氧含量又形成了與基體非共格的第二相顆粒，從而凈化了基體，提高了合金的熱穩定性；Ti60 合金是中科院金屬研究所和寶鈦集團在 Ti55 基礎上適當增加了 Al、Sn、Si 的含量，并降低 Nb、Zr 的含量，這樣的成分設計使合金的使用溫度達到了 600℃；隨后，西北有色金屬研究院又研制出 Ti600 合金，此合金是以美國的 Ti1100 合金為基礎， 添加約了 0.1%Y。該合金在 600～650℃下， 具有良好的蠕變性能和力學性能。相較于國外 600℃高溫鈦合金，Ti60、Ti600 均具有更高的的屈服強度和抗拉強度，但目前，我國 600℃ 及其以上高溫鈦合金還處于研究階段， 在國內航空發動機上還沒有得到應用。3?結語高溫鈦合金在航空、 航天領域上的重要意義已經得到世界各國共識， 中國在高溫鈦合金的研制方面與西方發達國家相比還有很大的差距， 差距不僅體現在與西方發達國家的研究水平上， 更多的是體現在我國工業化生產水平與國外的差距。通過對國內外高溫鈦合金現狀的綜述，筆者提出了幾點建議， 希望這些建議能為我國高溫鈦合金的研究發展提供一些借鑒。?1） 高溫鈦合金的設計朝多元方向發展，成分的優化越來越重要，合金化也越來越合理。?2） 適量的 Si 明顯提高合金強度和高溫抗蠕變性能。?3） 一些稀土元素在鈦合金中可以脫氧， 并可與基體形成高熔點化合物，提高合金的抗氧化性。但稀土元素在高溫鈦合金中的作用和機理需要更深入的研究。?4） 可以尋找新的添加元素，其在 α-Ti 中要有較大溶解度并能起到較強的強化作用， 同時新元素與鈦形成 Ti3X 傾向要小，避免帶來組織不穩定。?5） 需加強對高溫鈦合金特殊加工工藝的研究。轉載：它處

陶瓷基板是指銅箔在高溫下直接鍵合到氧化鋁(Al2O3)或氮化鋁(AlN)陶瓷基片表面( 單面或雙面)上的特殊工藝板。所制成的超薄復合基板具有優良電絕緣性能，高導熱特性，優異的軟釬焊性和高的附著強度，并可像PCB板一樣能刻蝕出各種圖形，具有很大的載流能力。因此，陶瓷基板已成為大功率電力電子電路結構技術和互連技術的基礎材料。塑料和陶瓷材料的比較塑料尤其是環氧樹脂由于比較好的經濟性，至目前為止依然占據整個電子市場的統治地位，但是許多特殊領域比如高溫、線膨脹系數不匹配、氣密性、穩定性、機械性能等方面顯然不適合，即使在環氧樹脂中添加大量的有機溴化物也無濟于事。相對于塑料材料，陶瓷材料也在電子工業扮演者重要的角色，其電阻高，高頻特性突出，且具有熱導率高、化學穩定性佳、熱穩定性和熔點高等優點。在電子線路的設計和制造中具有較大優勢，因此陶瓷被廣泛用于不同厚膜、薄膜或和電路的基板材料，還可以用作絕緣體，在熱性能要求苛刻的電路中做導熱通路以及用來制造各種電子元件。各種陶瓷材料的比較Al2O3到目前為止，氧化鋁基板是電子工業中＊常用的基板材料，因為在機械、熱、電性能上相對于大多數其他氧化物陶瓷，強度及化學穩定性高，且原料來源豐富，適用于各種各樣的技術制造以及不同的形狀。BeOBeO具有比金屬鋁還高的熱導率，應用于需要高熱導的場合，但溫度超過300℃后迅速降低，＊重要的是由于其毒性限制了自身的發展。AlNAlN有兩個非常重要的性能值得注意：一個是高的熱導率，一個是與Si相匹配的膨脹系數。缺點是即使在表面有非常薄的氧化層也會對熱導率產生影響，只有對材料和工藝進行嚴格控制才能制造出一致性較好的AlN基板。導熱系數陶瓷類型氮化鋁流延片AlN(170.0 W/m·K)氮化鋁流延片是利用高純度氮化鋁粉料，通過流延的方式加工后。在氮氣的氣氛下，高溫燒結制成的。通過機械打磨獲得光滑的電子陶瓷基片。這種陶瓷適宜應用在高導熱要求的使用環境下，尤其適合UV-LED，太陽能電池和激光器的光電轉化和熱電轉化的領域中。氧化鋁流延片Al2O3(18.0 W/m·K)氧化鋁流延片是利用高純度氧化鋁粉料，通過流延的方式加工后，高溫燒結制成的。通過機械打磨獲得光滑的電子陶瓷基片。這種陶瓷適宜應用在可靠性要求較高的使用環境下，尤其適合大功率LED，電動汽車基板和射頻電源的大功率器件的領域中。氧化鋁與氮化鋁特性比較：氧化鋁：材料取得容易、成本較低、制程較簡單、熱傳導系數較差；氮化鋁：材料取得不易、成本較高、制程較難、熱傳導系數較佳。陶瓷基板加工定制陶瓷基板的應用氮化鋁陶瓷基體叉指電極說明：氮化鋁帶圖形鍍金。應用：激光器組件，陶瓷墊塊。氮化鋁鍍金說明：氮化鋁帶圖形鍍金。應用：激光器組件，陶瓷墊塊。氮化鋁陶瓷墊塊說明：采用DPC工藝，在氮化鋁表面形成金的陶瓷墊塊。應用：大功率激光器封裝使用。聲? ? ? 明：文章內容轉載自化學傳感科技評論，僅作分享，不代表本號立場，如有侵權，請聯系小編刪除，謝謝！