مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب)

F1813

طراحی لوله جداری چاه برای انفجار
لوله جداری چاه تحت تنش انفجار قرار می گیرد. در عمل، طراحي لوله جداری چاه برای شرايط نامحدود, ایمن تر است. تحت طراحی نامحدود لوله جداری چاه در برابر انفجار، فرض بر این است که مایع مهاجم به طور کامل لوله جداری چاه را از پایین به بالا پر می کند. در بالای سوراخ، فشار خارجی ناشی از گل صفر است و فشار داخلی باید به طور کامل توسط بدنه لوله جداری چاه پشتیبانی شود. انفجار در بالا, بالاترین و در کفشک لوله جداری چاه, پایین ترین است.

نمایه طراحی لوله جداری چاه برای تنش کششی
محفظه بندی های چاه های نفت و گاز در برابر خرابی ناشی از تنش کششی طراحی می شوند. اعمال تنش بر روی یک لوله جداری چاه ناشی از وزن خود لوله جداری چاه و وزن دیگر محفظه بندی های حمایتی چاه می باشد. بالاترین بخش لوله جداری چاه در چاه, حامل بالاترین تنش است در حالی که آخرین لوله جداری چاه پایین در چاه حامل حداقل تنش است. از آنجا که لوله جداری چاه همیشه در گل حفاری غوطه ور می شود، بنابراین تأثیر خاصیت شناوری بر روی لوله جداری چاه شدن در طراحی لوله جداری چاه [8] مورد توجه قرار گرفته است. ضریب خاصیت شناوری،BF می تواند به صورت زیر بیان شود.

که در آن ƥmud = وزن گل (بر حسب پوند در هر گالن، PPG)
ƥsteel = وزن فولاد (بر حسب پوند در هر گالن، ppg) می باشد.

چک کردن طراحی محفظه بندی برای بارهای دومحوری
تحت تنش کششی، ضخامت لوله جداری چاه کاهش می یابد و مقاومت فروپاشی لوله جداری چاه نیز کاهش می یابد. مقاومت فروپاشی باقیمانده لوله جداری چاه باید تعیین شود تا اطمینان حاصل شود که لوله جداری چاه انتخاب شده بتواند تنش فروپاشی را در حداکثر عمق هیدرواستاتیک لوله جداری چاه تحمل کند. جدول زیر نشان دهنده مقاومت فروپاشی باقیمانده لوله جداری چاه به عنوان تابعی از نسبت کششی است.

انواع لوله جداری چاه
محفظه بندی رسانا
1. از سطح به عمق کم برای محافظت سطح سفت شده نزدیک
2. سازند
3. فراهم نمودن یک گردش برای گل حفاری به منظور محافظت از فنداسیون سکو
4. اتصال احتمالی BOP یا برش در سطح یا اتصال منحرف کننده
5. اندازه ها از 5/8 18 تا 20 اینچ

محفظه بندی سطح چاه (13 3/8 اینچ)
1. برای جلوگیری از تشکیل چاله در سازند هفته که در عمق های کم رخ می دهد
2. باید در سنگ های مناسب مانند سنگ آهک تنظیم شود: برای اطمینان از اینکه سازند در کفشک لوله جداری چاه به واسطه وزن گل بالا که بعداً در سوراخ بعدی استفاده می شود، دچار شکستگی نخواهد شد.
3. حفاظت در مقابل دمش کم عمق، در نتیجه BOP ها به بالا متصل می شوند

محفظه بندی میان چاه (9 5/8 اینچ)
1. معمولاً در ناحیه گذار زیر و یا بالای سازند تحت فشار (نمک و / یا چاله سنگ رست) تنظیم می شود.
2. به سیمان سازی خوب برای جلوگیری از ارتباط پشت لوله جداری چاه بین مناطق نیاز دارد؛ سیمانکاری چند مرحله ای را می توان برای رشته های طولانی استفاده نمود.

لوله جداری چاه تولید (7 اینچ)
1. جداسازی نواحی تولید
2. ارائه کنترل سیال مخزن
3. میسر نمودن تولید انتخابی در چند ناحیه تولید

محفظه بندی آستر
1. رشته ای از لوله جداری چاه که به سطح نمی رسد
2. آویزان کردن روی محفظه بندی میان, با استفاده از بسته بند مناسب و قلمه هایی به نام آویز آستر

رده های لوله جداری چاه
با توجه به مقاومت محفظه بندی های فولادی، آنها را می توان به درجات فولاد مختلف، یعنی J55, K55, N80, L80, C90, T95, P110, Q125, V150 و غیره تقسیم بندی نمود. تحت شرایط مناسب، رده های مختلف فولاد لوله جداری چاه دارای مقاومت های مختلفی هستند. در محیط های خورنده، خود لوله جداری چاه نیز نیاز به مقاومت در برابر خوردگی دارد. در شرایط زمین شناسی پیچیده، محفظه بندی به ویژگی های ضدفروپاشی نیز نیاز دارد. در طراحی، درجه های مختلف فولاد محفظه بندی در عمق های مختلف چاه تنظیم می شوند. درجات مختلف محفظه بندی دارای مقاومت های، مقاومت های انفجاری و مقاومت های کششی مختلف هستند. بنابراین تنظیم یک لوله جداری چاه در عمق بسیار مهم است، جایی که مقاومت در برابر تنش فروپاشی، تنش انفجار و تنش کششی در سراسر طول آن توانمند است.

عوامل طراحی ایمنی (F.O.S)
محفظه بندی ها معمولاً با توجه به تغییرپذیری در مقاومت ماده، خطای طراحی انسان و شرایط پیش بینی نشده در میدان طراحی می شوند.

بار فروپاشی
اولاً فروپاشی برای محفظه بندی سطح محاسبه می شود، فروپاشی در سطح, صفر خواهد بود.
فروپاشی در کفشک لوله جداری چاه = گرادیان گل * عمق کفشک لوله جداری چاه
از این رو، بار فروپاشی طراحی برابر خواهد شد = فروپاشی در کفشک لوله جداری چاه * F.O.S
F.O.S برای فروپاشی به طور کلی 1.1-1.25 است

بار انفجار
بار انفجار در کفشک لوله جداری چاه = فشار خارجی – فشار داخلی
جایی که:
فشار داخلی = گرادیان شکستگی * عمق کفشک لوله جداری چاه
فشار خارجی = گرادیان آب تازه * عمق کفشک لوله جداری چاه
انفجار طراحی در کفشک لوله جداری چاه = F.O.S * بار انفجار در کفشک لوله جداری چاه

F.O.S برای بار انفجار به طور کلی 1.2-1.8 است
بار انفجار در سطح نیز با استفاده از رویه ای مشابه محاسبه می شود.

بار محوری
بار محوری باید به طور جداگانه برای هر بخش از لوله جداری چاه محاسبه شود. ضریب ایمنی برای بارهای محوری بیشتر از موارد بار دیگر ناشی از فعالیت های عملیاتی مانند کشش بیش از حد رشته لوله جداری چاه در طول چسبیدن به نظر می رسد. ضریب قابل قبول ایمنی برای بار محوری بار / تنش 1.6-1.8 است. از این رو،
بار طراحی محوری = بار محوری * 1.8 (F.O.S).
طراحی محفظه بندی خوب باید تمامی این ضرایب باشد تا بتواند مقادیر کافی در برابر اشکال مختلف خرابی را لوله جداری چاه فراهم نماید.

رفتار ساختاری پوسته بافت سبک وزن، بتن تقویت شده نساجی

Structural behavior of a lightweight, textile-reinforced concrete barrel vault shell

Buckling and stability behavior in response to compressive stresses within a thin-walled shell structure.

In order to set the present work within the broader context of existing modeling approaches, we will shortly review recent developments in the field of numerical modeling and experimental observations in relation to the three aforementioned phenomena in the following subsections.

(I) Uniaxial tensile behavior. Based on the need to understand and characterize the tensile behavior of quasi-ductile composites, several modeling approaches have been developed in recent years with the intention of reflecting the elementary damage mechanisms of matrix cracking and the debonding of the fabric from the matrix. Mesoscale models with explicit representation of the reinforcement layout within the cross section enable the study and understanding of the damage evolution process in the composite, and can be used to identify suitable combinations of materials, fabric geometries, short fiber volume fractions, and lengths [6, 7, 8, 9, 10]. Special attention has been paid to the modeling of the local disintegration process within the inherently heterogeneous bond structure in cementitious composites reinforced with multi-filament yarns in the crack bridge and its vicinity [11].

Experimental studies of cementitious composites reinforced with textile fabrics or with short fibers have also been reported (e.g., in [12, 13]). Experimental research on the tensile behavior of textile-reinforced concrete has been presented in [14, 15, 16]. A standardized tensile test setup for textile-reinforced concrete has been recently published in a RILEM recommendation [17].

(II) Two-dimensional, anisotropic damage propagation. Modeling approaches reflecting the interaction between the matrix and reinforcement within a thin plate in a finite element model have been presented by several authors [18, 19]. These models describe the bond between fabrics and matrix as a two-dimensional, zero-thickness interface with slip displacement governed by a predefined bond law. These approaches are suitable for sparsely reinforced cross sections with one or two reinforcement layers. Another example of this modeling approach was presented in [20], in which two bond interfaces were used: one between the concrete matrix and sleeve filament, and the other between the sleeve and core filaments. The model considers a nonlinear elasto-plastic material model for the concrete matrix, and an idealized linear elastic behavior with tension stiffening for the fabric reinforcement.

The modeling approach followed in this paper uses a smeared representation of the material structure within a cross section, describing the cracking and debonding phenomenologically in terms of an anisotropic damage tensor. Such an idealization assumes a homogeneous layout of reinforcements over the cross-sectional height. The applied numerical representation of a cross section is sketched in Fig. 2, indicating the types of cross sections that can be addressed by the smeared modeling approach; namely, cementitious composites with randomly distributed short fibers (i), regularly distributed, continuous fabrics (ii), or combinations of both (iii). It is possible to reflect both strain-softening and strain-hardening composites using dispersed, finely distributed reinforcements.

The numerical idealization described here is related to approaches for modeling ordinary steel-reinforced concrete shells developed in recent decades [21, 22]. The modeling approaches were developed for the simulation of large-scale shell structures, such as cooling towers or power plants. In these structures, the development of a crack pattern with very small crack distances compared to the size of the structure justifies a smeared approach to model the material behavior at the level of a shell cross section. Examples of finite element shell formulations combined with an elasto-plastic damage model to simulate reinforced concrete shells under monotonic and cyclic loads have been presented in [23], employing a Drucker-Prager type elastoplastic damage model in compression and a continuum damage model with a Rankine stress limit in tension. Using the same material model, the damage evolution and failure of large cooling towers was investigated in [24], considering a two-dimensional failure mode within the shell elements. In another numerical framework for the nonlinear analysis of the damage evolution in steel-reinforced concrete shells, three major topics that may affect the accuracy of the simulations were covered: (1) the formulation of adequate finite elements to describe the shell geometry, as well as the boundary and load conditions; (2) the development of realistic material models; and (3) the estimation of discretization errors [25].

The modeling methods described provide valuable insight for the formulation of design models that realistically reflect the ultimate limit state assessment of shell structures. Examples of design tools developed were provided, for example, in [26], which describes a framework for the integrated design, analysis, and assessment of the loadbearing capacity of segmented concrete shell structures. The development of numerical techniques in the coupled analysis of the manufacturing process and anisotropic material behavior of fiber-reinforced polymer thin-walled shells was presented in [27]. Meanwhile, the safety and reliability analysis of reinforced concrete shells is presented in [28], using response surface methods and axisymmetric nonlinear finite element analysis. An example of a design model for the prediction of the moment-curvature relationship of a TRC cross section has been presented in [29], which derives design equations and charts for flexural composite members. The general framework for dimensioning and assessing thin-walled, regularly reinforced TRC shells reflecting the two-dimensional interaction between normal forces and bending moments has been presented by the authors of[4]. The application of this design model to a large-scale pavilion with a TRC roof has been described in [2].

 مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) (ترجمه به صورت ناقص انجام شده است)

با رسیدن به حداکثر فشار ε_maxکه در اینجا 7/2 است. به عبارت دیگر، 〖η_e〗^+ (ε_max) نشان دهنده مقدار واقعی ویسکوزیته کششی گذرا در حداکثر کشش است و 〖η_e0〗^+ (ε_max) مقدار LVE تعمیم در حداکثر فشار است. مقدار SHI برای خمیر بیلاکس و گلوتن در جدول 1 داده شده است. با افزایش مقدار کشش، مقدار SHI نیز افزایش می یابد، تا زمانی که به یک مقدارثابت در حدود 1/0 s^(-1) می رسد. در نرخ کششی بالاتر، مقدار SHI برای خمیر بیلاکس به نظر می رسد که دوباره افت کند، اما این به سادگی می تواند ناشی از عدم دقت اجتناب ناپذیر در تجزیه و تحلیل داده ها باشد، زیرا برای نرخ-های کشش بالا منحنی ویسکوزیته خمیر تنها یک بخش مستقیم بسیار کوتاه دارد و در نتیجه به دست آوردن درست LVE مرجع برای محاسبه SHI دشوار است. هرچه منحنی گلوتن یک LVE به خوبی تعریف شده داشته باشد، مقدار SHI می تواند دقیق تر تعیین شود، و به نظر می رسد که این مقادیر در مقدار کشش بالا ثابت باقی بماند. اوت هایاکوماران و همکاران (2002) نیز گزارش دادند که با افزایش مقدار کشش، درجه فشار سفت شدگی کاهش می یابد، با این حال نویسندگان به ندرت از مقدار حداکثر ویسکوزیته کششی به عنوان مقدار کشش سفت شدگی استفاده کرده اند و تفاوت در بخش خطی منحنی ویسکوزیته به را حساب نیاورده-اند. در هر صورت، بالاترین مقدار کشش با توجه به روند تهیه ی نان بسیار مناسب نیست همانطور که نرخ کششی (دو محوره) موجود در تخمیر و مرحله ی پخت به طور معمول تنها در حدود 10^(-3) s^(-1) هستند.
منحنی گلوتن در شکل 5 برای وضوح بیشتر تغییر مقیاس داده شده است، اما مقدار مطلق 〖η_e〗^+ (ε_max) است که تقریبا دو برابر بزرگی مقدار متناظر برای خمیر است. از آنجا که نمونه گلوتن تا به حال با آب مازاد آماده می شود، اظهار این مورد که که گلوتن ویسکوزیته ی کششی بسیار بالاتری نسبت به خمیر استاندارد از خود نشان می دهد، درست به نظر می رسد. مقادیر SHI نیز برای گلوتن بالاتر از مقادیر متناظر برای خمیر هستند ، چراکه SHI نسبت به تغییرات در محتوای آب بسیار حساس است. برای خمیر SHI در ε=0.1 s^(-1) فقط با اضافه کردن 1 میلی لیتر آب در نمونه تقریبا 50٪ افزایش می یابد. به همین دلیل، مقادیر SHI بالاتر برای گلوتن در مقایسه با خمیر به نظر می رسد صرفا ناشی از استفاده از میزان بالاتری از آب در آماده سازی آنهاست.
به منظور تبیین سهم گلوتن و نشاسته در رفتار کششی خمیر، مخلوط گلوتن نشاسته نیز در کشش مشخص شد (شکل 6 را ببینید). نشاسته خالص نمی تواند آزمایش شود، زیرا این نمونه ها بیش از حد شکننده هستند. شکل 6 نشان می دهد که با افزایش مقدار نشاسته، منحنی ویسکوزیته به تدریج از نوع گلوتن مانند به نوع خمیر مانند تغییر رفتار می دهد، همچنین شیب بخش اولیه ی منحنی سیستماتیک کاهش می یابد. این مشاهدات نشان می دهد که نشاسته تاثیر قابل ملاحظه ای بر رفتار خمیر در تنش های کوچک دارد. به دلیل تغییر در انحراف LVE حضور گرده های نشاسته منجر به افزایش در مقدار SHI می شود، بااینکه قدر مطلق 〖η_e〗^+ (ε_max) با افزایش مقدار نشاسته (شکل 6) کاهش می یابد. مورد دوم توسط اوت هایاکوماران و همکاران (2002) نیز ذکر شده است.

یافته های ما بیشتر در چارچوب اثبات اصل توسعه یافته توسط آمامیا و منجیوار (1992) است که هدفشان توضیح فعل و انفعالات بین گلوتن و نشاسته و تعیین رفتار خمیر در برش راه اندازی و جریان کششی است. آمامیا و منجیوار (1992) چهار منطقه را در رابطه ی تنش-کشش برای خمیر در این نوع جریان مشخص کردند. در کشش های بسیار کوچک، فعل و انفعالات نشاسته- نشاسته و نشاسته- گلوتن (یعنی فعل و انفعالات کوتاه برد) پاسخ خمیر را تعیین می کند. در این منطقه ی پیش عملکرد، فعل و انفعالات گلوتن- گلوتن احتمالا اهمیت خیلی کمی دارد. با افزایش کشش، فعل و انفعالات کوتاه برد شروع به شکستن می کنند و مولکول گلوتن تحرک اندکی از خود نشان می دهد. این منطقه عملکرد مربوط به بخش مستقیم در منحنی های شکل 5 بوده و با منطقه کشش سفت شدگی دنبال می شود، که در آن فعل و انفعالات دوربرد گلوتن- گلوتن نقش محوری را بازی می کند. در کشش به اندازه کافی بزرگ، استرس حداکثر و شبکه گلوتن در نهایت پاره می-شود. با راه اندازی EVF ، ممکن است برای رسیدن به این منطقه فراشکستی بسیاری از نمونه های ما در حداکثر کشش قابل دسترسی e_max=2.7 هنوز شکست را تجربه نمی کنند. در آزمایش کشش، اوت هایاکوماران و همکاران (2002) دریافتند که کشش کسیختگی بین 2/2 تا 9/2 برای خمیرتغییر می کند، برای گلوتن نیز مقادیر مشابه است. آن ها همچنین دریافتند که کشش کسیختگی با افزایش نرخ کشش افزایش می یابد.
در نهایت، لازم به ذکر است که مخلوط گلوتن- نشاسته به طور کامل نمی تواند برای رفتار کششی از خمیر به حساب آید، زیرا هنوز برخی تفاوت ها بین منحنی خمیر و منحنی 10 درصد وزنی گلوتن 90 درصد وزنی نشاسته نشان داده شده در شکل 6، وجود دارد. بدیهی است که گلوتن و نشاسته محصولات تجاری هستند و در نتیجه با گلوتن و نشاسته به کار برده شده در خمیر یکسان نیستند (به بخش مواد و روش ها “رجوع شود). خمیر همچنین شامل چندین مولفه ی جزئی است، که (تا حدی) در مخلوط گلوتن نشاسته وجود ندارد ، اما ممکن است همچنان اثر مهمی بر روی رفتار خمیر داشته باشند.

تمییز دادن خمیر آرد ضعیف و قوی
رژیم خطی
بحث در بخش قبلی نشان داد که شبکه گلوتن در درجه اول تحت شرایط تغییر شکل غیر خطی بزرگ رفتار خمیر را تعیین می کند، در حالی که برای تغییر شکل خطی کوچک فعل و انفعالات نشاسته- نشاسته و نشاسته- گلوتن نقش محوری بازی می کند و به احتمال زیاد حتی بر فعل و انفعالات گلوتن- گلوتن نیز تسلط دارند. هرچند عملکرد تهیه ی نان از آرد گندم تا حد زیادی توسط شبکه گلوتن تعیین می شود (ورابربکه و دلکار 2002) می توان پیش بینی کرد که آزمون SAOS برای تشخیص خمیر آرد قوی از ضعیف، حداقل در محدوده فرکانس در دسترس مناسب نخواهد بود.
شکل 7 مقادیر |G^* | را در فرکانس ثابت 10 رادیان بر ثانیه و دامنه کشش از 06/0 % برای هر دو خمیر قوی (بیلاکس) و ضعیف (گاومیش کوهان دار امریکایی) به عنوان تابعی از مقدار آب، از جمله داده های آب مطلوب نشان می دهد. واضح است که در مقدار مطلوب آب، آزمایش SAOS در تمایز بین خمیر آرد قوی و ضعیف نتیجه نمی دهد. مقدار |G^* | خمیر گاومیش کوهان دار امریکایی ضعیف در 4/5 میلی لیتر آب حتی کمی بالاتر از مقدار متناظر برای خمیر قوی بیلاکس در 8/5 میلی لیتر آب است. خمیر با همان عملکرد ثبات فارینوگراف بسیار مشابه اند ولی مقادیر یکسان|G^* | ندارند. به طور کلی، آرد ضعیف تمایل به نشان دادن مقادیر بیشتر از آرد قوی دارد (ناویکیس و همکاران 1982؛ آممیا و منجیوار 1992، کاکلیار و همکاران 1996؛ سافری آردی و فانتوم تین 1998؛ کین تاک و همکاران 2002؛ خط کار و اسکوفیلد b2002). آرد قوی به دلیل داشتن محتوای پروتئین بالا به طور معمول آب بیشتری برای رسیدن به همان قوام فارینوگراف نیاز دارد (مردیت 1966) و به نظر می رسد که این تفاوت کوچک در محتوای آب در حال حاضر لفافه ی کافی به تفاوت در شبکه گلوتن بین آرد قوی و ضعیف است. در مقابل، در مقدار آب برابر، مقدار |G^* | به طور مداوم برای خمیر قوی بیلاکس بیشتر است و تفاوت نسبی به خمیر گاومیش کوهان دار امریکایی ضعیف به نظر می رسد که با افزایش مقدار آب افزایش یابد، که این شرایط با یافته های قبلی از ناویکیس و همکاران (1982) سازگاری دارد. هیبرد (1970) و اسمیت و همکاران (1970) هر دو مخلوط گلوتن نشاسته را مورد مطالعه قرار داند که به طور گسترده ای متفاوت با نسبت گلوتن نشاسته به مقدار آب است و آنها دریافتند که وابستگی آب به مدول دینامیکی با افزایش گلوتن کاهش می یابد. تغییر در محتوای آب بیشتر نشاسته را تحت تاثیر قرار می دهد تا شبکه گلوتن را، آرد با محتوای پروتئین بیشتر مقدار |G^* | دارد که به محتوای آب کمتر حساس است. در مقابل، در بالاترین مقدار آب (6/6 میلی لیتر در 10 گرم آرد)، نمونه گاومیش کوهان دار امریکایی شروع به از هم پاشیدن کرد و دیگر مناسب برای تست نبود. سافاری- آردی و پان-تین (1998) نیز آزمون SAOS را بر روی انواع آردهای متفاوت اما با مقدار آب برابر انجام دادند، آنها تفاوت قابل توجهی بین سیستم های خمیر آرد ضعیف و قوی مشاهده نکردند. بنابراین می توان به این نتیجه رسید که آزمون SAOS هستند قادر به تمایز بین خمیر آرد ضعیف و قوی نیست. نمی توان انواع مختلف آرد گندم را تنها بر اساس محدود خطی آن ها متمایز کرد. اگرچه در بخش قبلی محدوده ی خطی γc برای تغییر از یک خمیر به نوع دیگر مشخص شد، به طور کلی این تفاوت ها بیش از حد کوچک بوده و اجازه ی تمایز بدون ابهام را نمی دهد (کین تاک و همکاران 2002).

رژیم غیرخطی
اندازه گیری دینامیک در ناحیه خطی قادر به تمایز بین آردهای مختلف نیست و به تبع موفق به پیش بینی عملکرد تیه ی نان نخواهد بود، خمیر باید به منظور انتخاب تغییرات در محتوای گلوتن و کیفیت واکنش مکانیکی تحت تغییر شکل بزرگتری قرار گیرد. روش رئولوژیکی که شامل تغییر شکل های بزرگ است مثالی برای آزمایش کششی و آزمون خزش بازیابی غیر خطی است.

شکل 8 نشان می دهد که ویسکوزیته کششی گذرای هر دو خمیر آرد قوی و ضعیف در یک نرخ کشش ثابت 0.1s^(-1). از این شکل روشن است که آزمون کششی در واقع قادر به تشخیص خمیر آرد قوی از ضعیف، حتی در مقدار بهینه آب است. در نگاه اول، به نظر می رسد که این دو سیستم خمیر به شیوه ای مشابهی رفتار کنند، اما مقادیر ویسکوزیته مطلق آنها در واقع کاملا متفاوت اند (〖η_e〗^+ (ε_max )=9.9.10^5 and 5.3.10^5 Pa s،به ترتیب). این تفاوت همچنین در شاخص کششی سفت شدگی منعکس شده است: مقدار SHI برای خمیر قوی به طور سیستماتیکی بالاتر از مقدار متناظر برای خمیر ضعیف است (جدول 1). SHI در حال حاضر به عنوان یک شاخص بسیار عالی از عملکرد تهیه ی نان برای هرگونه خمیر داده شده اذعان شده است (ون لیت 2008). رفتار کشش سفت شدگی مانع انعقادسلول های گاز، با ایجاد ثبات در فیلم خمیر بین گسترش سلولهای گاز در برابر پارگی زودرس خواهد شد. علاوه بر این، کشش سفت شدگی ممکن است بیش از حد از تسهیم نامتناسب و اطمینان از رشد برابر سلول های گاز در طول تخمیر و پخت جلوگیری نماید (ون ولیت 2008). تفاوت در درجه کششی سفت شدگی نمایش داده شده توسط انواع مختلف آرد ممکن است تفاوت در نسبت گلوتنین-گلیادین را از شبکه گلوتن منعکس کند، اما خواص شکستگی جداگانه نیز به نظر می رسد که نقش مهمی را بازی کند (کوکلیار و همکاران 1996). علاوه بر این، مشاهده گردید که برای آرد بیلاکس قوی نسبت به برای آرد گاومیش کوهان دار امریکایی ضعیف شروع کشش سفت شدگی در کشش کوچکتر رخ می دهد. برای مثال، در ε=0.1s^(-1)، منحنی ویسکوزیته 10٪ انحراف از پایه ی برون بندی حاضر درε=0.43 را نشان می دهد، در حالی که برای گاومیش کوهان دار امریکایی این نقطه انتقال تنها در ε=0.58 رخ می دهد.
کشش سفت شدگی که احتمالا تنها عامل توضیح عملکرد تهیه ی نان نیست. داده های کششی کوکلیار و همکاران (1996) و کین تاک و همکاران (2002) نشان می دهد که عملکرد تهیه ی نان وابسته به کشش سفت شدگی و فشار پارگی εb در یک رابطه پیچیده ی مثلثی است و این فشار پارگی بالا می تواند میزان کشش سفت شدگی را خنثی کند و بالعکس. در آزمایش EVF، نه خمیر قوی و نه ضعیف شکست کامل در محدوده قابل دسترسی فشار تجربه نمی کند که این نشان می دهد که فشار پارگی هر دو سیستم باید بالاتر از 7/2 باشد. در نهایت، ون ولیت (2008) استدلال کرد که ارزش مطلق قدرت خمیر (تعریف شده به عنوان ارزش استرس یا گرانروی در نقطه پارگی نمونه) به احتمال زیاد از اهمیت کمتری نسبت به درجه ای از کشش سفت شدگی در تعیین عملکرد تهیه ی نان موثر است. که در آزمایشات تجهیزات کیفر کیندل اسپایر و همکاران (2015) در واقع دریافتند که میزان کشش سفت شدگی بسیار قوی است در رابطه با حجم نان از قدرت خمیر.

در مراحل تخمیر و پخت ، خمیر در درجه اول تغییر شکل کششی را تجربه می کند و در نتیجه، به نظر می رسد که آزمون کششی انتخاب مناسبی برای مطالعه پتانسیل تهیه ی نان از خمیر است (کوکلیار و همکاران 1996). اگرچه پاسخ شبکه گلوتن همچنین می تواند با تغییر شکل برشی غیر خطی بزرگ جستوجو شود، آزمون خزش بازیابی غیر خطی در برش همچنین می تواند به ارائه اطلاعات مفید در مورد عملکرد تهیه ی نان بپردازد. نتایج آزمایش خزش بازیابی در خمیر بیلاکس و خمیر گاومیش کوهان دار امریکایی در شکل9 ارائه شده است. هر دو سیستم خمیر در تنش های برشی در محدوده 5 تا 500 پاسکال قرار گرفتند. برای مقادیر پایین تنش برشی (شکل a9) از منحنی انطباق مربوط به مقدار تنش های مختلف اساسا بر روب هم قرار گرفتند، به این معنی که تنش 10 پاسکال هنوز هم پایین تر از محدوده ی خطی است. مقدار تنش مشابه برای محدوده ی خطی توسط چندین محقق دیگر نیز گزارش شده است (ادواردز و همکاران، 2001؛ لوفور 2006؛ ون باکستیال و همکاران 2011). در شکل b9، مقدار تنش بسیار بالاتر به کار گرفته شد، و در نتیجه نمونه خمیر وارد منطقه غیر خطی گردید. تحت این تنش بالا، خمیر گاومیش کوهان دار امریکایی ضعیف
جریان با سهولت بیشتری نسبت به خمیر بیلاکس قوی دارد و پس از حذف تنش خمیر دومی می تواند به یک محدوده ی بسیار بزرگتر نسبت به میزان اولی واکنش دهد. در مقابل، در منطقه خطی، خمیر گاومیش کوهان دار امریکایی ضعیف به وضوح مقاومت بیشتری به جاری شدن نسبت به خمیر بیلاکس قوی از خود نشان می دهد (بحث بیشتر در ادامه آمده است).

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

2. مدل و روش‌ها
2.1 انتقال حرارت ماکروسکوپیک
آزاد شدن گرمای نهان در حین انجماد فلزات ویژگی مهمی است که فرآیند انجماد را از سایر فرآیندهای رسانش حرارتی متمایز می‌کند. گرمای نهان همچنین نشان دهنده اتصال بین عوامل ماکروسکوپی و میکروسکوپی در حین انجماد است. رها شدن گرمای نهان از جوانه زنی و رشد دندریتی در میدان ماکروسکوپی استخراج می‌شود در حالی که گرمای نهان آزاد شده از رشد دندریتی بازگردانده میشود تا میدان دمایی محاسبه شود.

2.2 مدل ماشین سلولی
2.2.1 مدل جوانه زنی ناهمگن
دو راه برای مواجهه با جوانه زنی ناهمگن با هدف شبیه سازی ریز ساختار وجود دارد: جوانه‌زنی آنی و جوانه زنی مداوم. برای روش ماشین سلولی-المان محدود تابع توزیع جوانه زنی مداوم به کار رفت. با این فرض که جوانه زنی آنی می‌تواند در محدوده محل‌های ممکن است اتفاق بیفتد. اگر هیچ محل جوانه زنی درون سلول وجود نداشته باشد، جوانه‌زنی صرف‌نظر از اینکه دما چقدر کم باشد اتفاق نمی‌افتد. بلعکس، جوانه‌زنی جدید به صورت تصادفی در حجم در اثر افت دمای محلی سلولی که جوانه می‌زند، به زیر دمای بحرانی در گام زمانی داده شده شکل می‌گیرد.

.3 فرایند محاسبه
فلوچارت فرایند شبیه سازی در شکل ۱ نشان داده شده است. مدل شبکه¬ا‌ی سه بعدی ابتدا در نرم افزار Pro/E ایجاد شد. سپس میدان گرمایی در ProCAST محاسبه شد و در نهایت ساختار انجماد توسط محاسبات ماشین سلولی-المان محدود شبیه سازی شد. محاسبات ماشین سلولی-المان محدود برپایه محاسبه میدان دمایی انجام یافت که نیازمند کسر جرمی، شیب مایع، ضریب بخشی، ضرایب انتقال جرم و ضریب گیبس- تامسون است. پس از تکمیل محاسبات ماشین سلولی-المان محدود، نتایج نهایی استخراج شد.

دیاگرام شماتیک رشد سلولی اکتاهدرون در شکل ۲ نشان داده شده است. در آغاز محاسبات ماشین سلولی-المان محدود، دمای آلیاژ دمای فوق ذوب است و هر سلول توسط اندیس حالت I=0 مشخص شده است. در برخی از گام‌های زمانی، زیر انجماد جوانه زنی دانه را ارضا می‌کند، اندیس حالت I به عدد صحیح غیر صفر تبدیل می‌شود و این سلول شروع به جوانه زنی می کند. رشد سلول مبتنی بر رشد اکتاهدرون محصور توسط سطح است و به هر سلولی که اندیس حالت غیر صفر و حداقل یک سلول همسایه مایع دارد اعمال می‌شود. سپس سلول‌های اکتاهدرون مربوطه مرکز سلول یکی از همسایه‌های خود را در طی فرایند رشد می گیرند. سپس اندیس حالت سلول به اندیس حالت سلول مادر تبدیل می شود و اکتاهدرون جدید مربوط به سلول بعد رشد می کند. به محض محصول شدن کامل سلول توسط سلول های خمیری احاطه شده، رشد اکتاهدرون مربوط به آن متوقف می‌شود. قطر‌های اصلی اکتاهدرون به جهت های کریستالوگرافی مربوط بوده و موازی محور هستند. این الگوریتم مستقیم می‌تواند مکانیزم رقابتی رشد دندریتی را منعکس کند.

2.4 جفت کردن مدل المان محدود به مدل ماشین سلولی
در مدل ماشین سلولی-المان محدود ضرایب میان یابی بین نقاط گره مش المان محدود و سلولهای ماشین سلولی تعریف شده است و اثر رها شدن حرارت نهان دانه ها بر تاریخچه گرمایی محاسبه شده، معرفی شده تا توسعه میکرو ساختاری به عنوان تابعی از میدان حرارتی را تضمین کند (شکل ۳). سلول از ماشین سلولی با مرکز آن در المان محدود I به ترتیب ضرایب میان یابی غیر صفر با گره های المان محدود را دارد. این ضرایب میانیابی تعیین دما در محل‌های سلول در نقاط گرهی المان محدود را ممکن می‌کند. در نقاط گرهی، ضرایب مشابه اعمال شده و جمع شده است. سپس گرمای نهان توسط جوانه زنی، رشد و ضخیم شدن ریز ساختار دندریتی آزاد می‌شود که دما در نقاط گرهی المان محدود را به‌روز می‌کند.

3. شبیه سازی ساختار سه بعدی در آلیاژ آهن سیلسیم 5/6%
این مدل شبیه سازی با پارامترهای مش در شکل ۴ نشان داده شده است. مواد ریختگی شمش واقعی آلیاژ آهن سیلسیم 5/6% است. ترکیبات شیمیایی این آلیاژ در جدول ۱ آمده است. این ماده ریختگی در یک کوره القایی خلا ۱۰ کیلویی با محافظت آرگون ذوب شده و سپس در یک قالب فولادی قالب گیری شده است. از دو شمشی که ما تولید کردیم یکی با همرفت طبیعی و دومی با خنک کاری آبی خنک‌کاری شده‌اند. همه شرایط شبیه سازی منطبق بر شرایط تجربی بود.
در شبیه سازی قالب با مذاب به صورت آنی پر می شود. دمای مذاب ریزی فولاد ۱۷۷۳ درجه کلوین بود. در این مدل المان محدود ضریب محاسبه شده هدایت حرارتی تحت خنک‌کاری در هوا ۱۱۰ وات بر متر مربع بر درجه کلوین در خنک کاری آبی 5020 وات بر متر مربع بر درجه کلوین و تحت خنک‌کاری آهسته ۱۵ وات بر متر مربع بر درجه کلوین بود که همه از پایگاه داده های ترمودینامیکی JMatPro استخراج شده اند.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

توجه 1 : با یک تغییر پلکانی در سیگنال مرجع (یا اختلال)، یک MV ثابت می تواند برای آن فرض گردد. با نوع دیگری از سیگنال مرجع (یعنی مجموع توابع چندجمله ای) این MV شامل توابع مشابه اصطلاحاً پایه ای می باشد؛ نام PFC از این بیان بر می خیزد. در این مورد یک تابع هزینه (درجه دوم) بایستی مینیمم شود که شامل جمع مربعات خطاهای کنترلی پیش بینی شده در نقاط متفاوت اصطلاحاً نقاط انطباقی می باشد ]2[.

3. الگوریتم PFC برای فرآیندهای SISO
A. فرآیند مرتبه اول بدون زمان مرده
معادله تفاضلی از یک مدل مرتبه اول که در آن ym خروجی مدل می باشد، u ورودی مدل، am پارامتر مدل زمان گسسته بوده و Km بهره استاتیک مدل می باشد. با فرض آنکه سیگنال ورودی واقعی u در طول مدت گستره پیش بینی ثابت نگه داشته می شود، با این وجود، خروجی پیش بینی شده مدل پس از np گام عبارتست فرآیند مرتبه اول با زمان مرده در مورد زمان مرده dm، y(k) بایستی با در معادله (a7) جایگزین گردد. اختلاف بین خروجی فرآیند کنونی و تأخیر یافته توسط اختلاف بین مقادیر خروجی مدل کنونی و مقادیری که پیش تر تأخیر یافته اند تقریب زده می شود.

B. فرآیند نامتناوب مرتبه دوم
یک فرآیند نامتناوب مرتبه دوم مرتبه دوم می تواند توسط یک اتصال موازی از دو فرآیند مرتبه اول با ثابت های زمانی متفاوت توصیف گردد، همانطور که در شکل 3 نشان داده شده است.

توجه 2 : در مورد یک فرآیند با میرایی پایین تابع تبدیل می تواند همانند فرآیندهای نامتناوب در یک روش مشابهی تجزیه گردد، اما ثابت های زمانی و بهره های این زیر مدل، جفت های مزدوج مختلف هستند. می تواند نشان داد که الگوریتم کنترل (13) هنوز معتبر است و برخی از پارامترها مختلف هستند. MV (البته) حقیقی است.
C. فرآیندهای مرتبه بالاتر از جمله زمان مرده
کارخانه های شیمیایی، گرمایی، تهویه و مطلوب سازی هوا اغلب توسط یک فرآیند نامتناوب از مرتبه بالاتر توصیف می گردند. تکنیک یکسانی همانند با فرآیندهای مرتبه دوم می تواند به کار برده شود ]3[. همچنین زمان مرده همانند (9) می تواند در نظر گرفته شود.

4. تنظیم پارامترهای کنترل کننده
مسیر متغیر کنترل شده به موارد زیر بستگی دارد :
• : گستره پیش بینی
• : نرخ کاهش خطاهای کنترلی پی در پی
ریچالت ]2[ انتخاب گستره (افق) پیش بینی را بدین صورت پیشنهاد می کند :
برای فرآیندهای مرتبه اول
نقطه گسسته زمان نقطه خمیدگی پاسخ پله برای فرآیندهای نامتناوب از مرتبه بالاتر
شکل 5 انتخاب گام، از پاسخ های پله و ضربه فرآیند مرتبه دوم شبیه سازی شده را نشان می دهد (نقطه خمیدگی در ).
توجه 3 : این پیشنهاد مربوط به تنظیم پارامتر برای فرآیندهای مرتبه اول و همچنین فرآیندهای نامتناوب به خوبی کار می کند، لیکن در هنگامیکه برای برخی از فرآیندها بکار می رود، از قبیل همراه با شرایط میرایی ضعیف، می تواند سبب فراجهش های بزرگ یا حتی ناپایداری گردد. در ]4[ چندین مثال از این مسئله نشان داده می شوند. خوشبختانه بسیاری از فرآیندهای صنعتی همانند گرم کردن و خنک سازی و غیره، نامتناوب هستند.

5. مدیریت قیود
A. قیود و محدودیت هایی بر متغیرهای تنظیم شده به صورت دستی
هم MV و هم رشد آن می توانند به آسانی محدود گردند. مهم است که مدل فرآیند توسط MV محدود شده تغذیه گردد. این نوع از محدودسازی MV نسبت به تکنیک عدم پایان دهی با کنترل PI، بسیار آسانتر می باشد. شکل 6 محدودکننده سطح و سرعت را نشان می دهد ]5[.

قیودی بر متغیر کنتر ل شده
قیودی بر CV (متغیر کنترلی یا کنترل شده) می تواند با استفاده از دو کنترل کننده PFC که به صورت موازی عمل نموده و همچنین از یک ناظر منطقی که جهت انتخاب کنترل کننده فعال استفاده می کنند، اجرا گردد ]2[، شکل 7 را ببینید. نخستین کنترل کننده PFC-1، MV آتی را جهت ارضای سیگنال مرجع محاسبه می کند و این در حالی است که در مورد همه قیود اعمال شده بر متغیر تنظیم شده به صورت دستی در این حلقه وجود دارد. مورد دوم، کنترل کننده سریع (بالقوه) PFC-2 سیگنال خروجی فرآیند پیش بینی شده مقیدی را به عنوان سیگنال مرجع داراست. ناظر منطقی سیگنال کنترلی کنترل کننده نخست را انتخاب می کند و این در صورتی است که اگر سیگنال خروجی پیش بینی شده از فرآیند قیود خود را رعایت نماید، مگر آنکه، سیگنال کنترلی کنترل کننده دوم توسط ناظر انتخاب گردد. متغیر انتخابی که به صورت دستی تنظیم شده است جهت فرآیند و مدل های درونی کنترل کننده بکار برده می شود. این وظیفه ناظر منطقی، به پیش بینی سیگنالهایی نیاز دارد که نمی توانند در مورد کنترل کننده های PI(D) بکار روند.

6. کد برنامه الگوریتم PFC
این لیست نمونه هایی از کد Matlab محاسباتی بلادرنگ را بر اساس یک فرآیند مرتبه دوم با زمان مرده و با اتخاذ قیود MV ارزانی می دارد.

مشاهده می گردد که این کد جهت بکارگیری یک قانون کنترل PFC ساده است و محاسبات بی پایان نیاز نیست.

7. مقایسه با کنترل PI(D)
در یک بویلر افزایش آب سرد به طور موقت منجر به یک کاهشی در سطح آن می گردد و این چنانست که حبابها در آب جوشان ترکیده می شوند. اگر آب تغذیه گرم تر شود، این سطح افزایش می یابد و به مقدار حالت ماندگار جدید و بالاتر خود دست می یابد. این قبیل فرآیند، تکرار معکوس یا غیر مینیمم فاز نامیده می شود، شکل 8 را ببینید. شکل 9 به ترتیب کنترل PID و PFC را نشان می دهد. در هر دو مورد قوانین میزان سازی استاندارد استفاده گردیده اند. روشن است که PFC بهتر عمل می کند. جدول 1 PFC را با PI(D) مقایسه می کند.

الگوی توزیع حرارت در ترانسفورماتور پر شده با روغن در موقعیت های متفاوت دمای داغ ترین نقطه

Heat Distribution Pattern of Oil-filled Transformer At Different Hottest Spot Temperature Locations

Abstract

Sustained high temperature on transformer insulation systems is one of the main causes of its accelerated degeneration. Continuous monitoring of transformer heat distribution could provide useful information on intensity and location estimation for hottest spot temperature (HST) development. Furthermore, faults will aggravate the formation of HST inside the transformer tank. However, there is difficulty in measuring and locating HST in many aged in-service transformer because there are no in-tank sensors installed. Thus HST can be monitored by observing the heat distribution pattern in the transformer. Therefore, this paper aims to investigate the effect of HST on the overall transformer temperature distribution and the heat distribution pattern associated with HST. The focus is on the effect of this heat distribution to the surface of transformer tank for condition monitoring purposes. Simulation of mineral oil-filled distribution transformer (ONAN type) was done by using Finite Element Method Magnetism (FEMM) 4.2 where particular interest was on the transformer cross section. Changes of heat dissipation at the inner and outer transformer body tank were analyzed. The results show that the continuous presence of HST increases oil temperatures as well as inner and outer tank surface temperatures. The existence of HST affects the whole temperature distribution pattern inside the transformer. Thus, the transformer HST can be used as indication of potential inside the transformer. The changes of surface heat near to the HST may also be useful in in-service monitoring the transformer condition.

1 Introduction

Transformer temperature is an important indicator used in transformer monitoring [1]. Every internal transformer fault contributes to the irregularities that may be associated to transformer internal temperature [2]. In their study, [3] have written that because the internal temperature of the transformer affects the external surface temperature, it may be difficult to identify HST at its beginning. However, when transformer temperature profiles are developed, the trends can reveal how temperature changes occurring within and around specific locations can eliminate this difficulty.

Transformer heat distribution normally shows that the temperature at the top of the transformer is higher than temperature at the bottom of the transformer [4]. Therefore, when the temperature gradients transformer is plotted from top to bottom, it will have a gradually decrease. This makes it appropriate to use oil temperature at the top of the transformer as estimation for the HST reading inside the transformer [5].

Transformer HST intensity and estimated location can be determined by monitoring the heat distribution. In their publication, [6] has presented that HST in transformers will normally be caused by overloads or faults and thus occurs around the transformer winding and assembly [6]. Furthermore, [7] have presented that harmonic current can also cause overloads and temperature increase.

This paper uses Finite Element Method Magnetism (FEMM 4.2) software to analysis temperature rise caused by HST around the transformer winding. Furthermore, the paper investigates the effect of different HST locations on the overall transformer heat distribution pattern. The HST simulation was done on 100 kVA mineral oil filled ONAN. A cross section of the transformer is developed from [8] and shown in Fig.1. Thus it is worth mentioning that the study focuses on the effect of different HST locations on heat distribution around the outer surface of transformer tank for condition monitoring purposes.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

2.2.4. سیالیت سیمان
زاویه گذار پودر با استفاده از روش تزریق در FT-1048 با استفاده از استاندارد چینی GB11986-89 اندازه گیری شد. 2 هزار کیلوگرم سیمان توزین شد و سپس به وسیله یک قیف به صورت مخروطی روی میز آزمایش قرار داده شد. شعاع (R) و ارتفاع (H) مخروط اندازه گیری شد. در نهایت زاویه گذار (α) با توجه به معادله (1) محاسبه گردید.

2.2.5. BFE،SE ، تراکم پذیری و تراوایی هوای سیمان
BFE،SE و مقدار افت فشار هوا در پودر آسیاب شده در تنش نرمال مین با استفاده از یک آنالیزگر چند منظور پودر در FT-4 اندازه گیری شد(فریمن تکنولوژی). تراکم پذیری با توجه به معادله (2) که در آن P0 دانسیته در فشار 0 کیلوپاسکال و Pp دانسیته در تنش نرمال مشخص می باشد. محاسبه شد.

2.2.6. پراش سنجی اشعه x پودر
ترکیب فاز با استفاده از پرش سنج rigaku Smartlab 3000A با پرتو دهی cukα (λ=0.154nm) ارزیابی گردید. تیوب اشعه x در 35kv و 30mA عمل می کرد. آرایش نوری شامل یک شکاف انشعاب ثابت (1/2°) و یک آشکار ساز D/tex بود. اندازه گیری ها با استفاده از هندسه بازتابی ϴ-ϴ ارائه گردید. داده در 10° تا 70 ° در مد پیوسته جمع آوری گردید.

2.2.7. اسکتروسکوپی انتقال مادون قرمز فوریه
اسپکروسکوپی انتقال مادون قرمز فوریه (FT-TR) نیز برای آنالیز ترکیب فازی با مطالعه ارزش های ملکولی سیمان مورد استفاده قرار گرفت. طیف FT-TR در یک اسپکترومتر علوم حرارتی نیکول IS5 در گستره 400 تا 4000cm-1 ضبط گردید. KBr به عنوان مرجع استفاده شد. نسبت KBr به سیمان 1:50 بود. سیمان و KBr با یکدیگر مخلوط شد و سپس قبل از اندازه گیری از درون یک ساچمه فلزی عبور داده شد.

2.2.8. ویژگی های فیزیکی
زمان تنظیم و یکنواختی نرمال خمیر سیمان با توجه به استاندارد چینی GB/T1346 با استفاده از یک ماشین vicat تعیین گردید. خمیر سیمان از سیمان و اب تهیه شد نسبت آب به سیمان برابر 0.5 بود.

2.2.9. ویژگی های مکانیکی
مقاومت فشاری و خمشی ملات ها بر اساس استاندارد چینی GB/T17671-1999 اندازه گیری شد. ملات ها با ماسه، سیمان و آب استاندارد چینی تهیه شد. نسبت وزن پودر سیمان/ ماسه/ آب 1:3.0:0.5 استفاده شد.

3. بحث و نتیجه گیری
3.1. تاثیر آلکانول آمین های جدید بر نرمی سیمان
بقایای غربالگری (45Mm) برای سیمان با بدون آلکانول آمین های آسیاب شده به مدت 15،20،25،30و35 دقیقه در شکل 2 نشان داده شده است. بقایای غربالگری در همه نمونه ها با گذشت زمان کاهش می یابد. الکانول آمین های جدید (DEIPA,EDIPA,THEED) به ویژه DEIPA و EDIPA بقایای غربال را برای سیمان تحت شرایط یکسان آسیاب کاهش داد. با افزایش آلکانول آمین های DEIPA و EDIPA در همان زمان آسیاب یکسان، بقایای غربالگری کاهش یافت. THEED در مقایسه با EDIPA و DEIPa تاثیر کمتری بر بقایای غربالگری داشت. تفاوت های بقایای غربالگری بین سیمان خام و سیمان دارای DEIP با افزایش زمان آسیاب افزایش یافت EDIPA در درجات بالاتر تاثیر بیشتری بر فرایند سایش داشت. در مقایسه با TEA ، اثرات THEED بر باقی مانده غربالگری در زمان طولانی تر بسیار کمتر از است.
مساحت سطح ویژه نیز برای شناسایی نرمی سیمان استفاده شد. مساحت سطوح ویژه برای سیمان های با و بدون 0.015%آلکانول آمین در شکل 3 نشان داده شده است. مساحت سطح ویژه برای سیمان حاوی DEIPA و EDIPA کمتر بود در حالیکه برای سیمان حاوی THEED در مقایسه با سیمان شاهد در زمان آسیاب مشخص بیشتر بود.
در مرحله ابتدایی آسیاب، ذرات شکسته می شوند و ترک های جدید، مکان های فعال و بازهای الکترواستاتیک جدید روی سطح تحت نیروی مکانیکی ایجاد می شود و منجر به شکاف های جدید و اجتماع ذرات نرم به علت بارهای الکتریکی، نرم می شود. DEIPA و EDIPA تری آلکانول آمین هایی با ساختار مشابه TEA هستند[14] (شکل 1 را ببینید). DEIPA و EDIPA روی سطح شکاف ها جذب می شود و مکان های فعال را می پوشاند و تنش خارجی مورد نیاز رشد شکاف ها را کاهش می دهد و از تجمع ذرات در مرحله ابتدایی آسیاب جلوگیری می کند. از طرف دیگر DEIPA و با کاهش بارهای الکترواستاتیک در مراحل بعدی از تجمع مجدد ذرات ریز جلوگیری می کند. THEED یک آلکانول آمین با مشخصات ساختاری خاص دو آمین است. دو اتم نیتروژن در دو انتهای ملکول، روی سطوح دو ذره جذب می شود. ابعاد فضایی THEED بسیار کمتر از محدوده اندازه پودری است. در نتیجه اثرات آسیاب THEED در مقایسه با DEIPA و EDIPA بسیار کمتر است.

3.2. توزیع اندازه ذرات
منحنی های توزیع اندازه ذره برای سیمان با و بدون 0.051% الکانول آمین آسیاب شده به مدت 25 دقیقه در شکل 4 نشان داده شده است. توزیع اندازه ذره به طور عام برای همه نمونه ها از توزیع نرمال پیروی می کند. منحنی های توزیع اندازه ذره برای سیمان با آلکانول آمین ها پوشانی بسیاری دارد اما با منحنی سیمان خالص هم پوشانی ندادر. حجم ذرات با اندازه 1 تا 5 Mm برای سیمان خالص در مقابسه با سایر نمونه ها بیشتر است. با این وجود بقایای غربال (45Mm) و مساحت سطح ویژه برای سیمان حاوی DEIPA و EDIPA در مقایسه با سیمان خالص کمتر است. این نتیجه را می توان به تجمع ذرات ریز به علت بارهای الکترواستاتیکی نسبت داد.

3.3. سیالیت و آسیاب سیمان
زاویه گذار در ابتدا تشخیص جریان پذیری پودرها به کار می رود. یک پودر با زاویه گذار کوچکتر جریان پذیری بیشتری دارد. شکل 5 زوایای گذار سیمان با بدون آلکانول آمین ها را برای آسیاب به مدت 25 دقیقه نشان می دهند. DEIPA ،EDIPA و TEA و TIDA به طور چشمگیری زوایای گذار پودر را کاهش می دهد . زوایای گذار با افزایش آلکانول آمین، زاویه گذار برای سیمان با DEIPA کمتر از زاویه گذار سایر نمونه ها است.
BFE برای حرکت پودر پیش آماده شده با یک جریان ثابت ضروری است و نیز پارامتر مهمی برای شناسایی تغییرات قابلیت جریان است. یک پودر با BFE کمتر، قابلیت جریان بیشتری برای انتقال پنوماتیک دارد و منجر به فشرده شدن پودر سیمان می گردد. آلکانول آمین های جدید مثل DEIPA و EDIPA موجب کاهش چشمگیر BFE حتی زمانیکه مقدار آن ها 0.015% باشد، می شود در حالیکه THEED اثر کمتری دارد( در جدول 2 نشان داده شده است). BFE سیمان حاوی DEIPA و EDIPA به ترتیب 26% و 16% در مقایسه با سیمان خالص کاهش یافت و این امر نشان میدهد که افزودن EDIPA و DEIPA برای انتقال پنوماتیک و فشرده سازی سیمان مناسب است.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) (ترجمه به صورت ناقص انجام شده است)

به منظور بررسی تغییرات سطح مقطع ساختار و ترکیب فیلم های حرارت دهی شده، سطح مقطع عای TEM، خطوط اسکن EDS و پروفایل های عمق کندوپاش XPS به ترتیب در شکل های 2a، b و c نشان داده شده است. در تصویر 2a از راست به چپ SiO2 اکسید شده روی Si، فیلم ZCAN حرارت دهی شده به مدت 60 دقیقه در 300 درجه و لایه های نامنظم کربنی که برای جلوگیری از آسیب نمونه در حین فرایند FIB استفاده می شود نشان داده شده است. همان طور که در شکل 2a نشان داده شده فیلم ZCAN فاقد نواحی بلوری است و این نشان می دهد که فیلم پس از حرارت دهی 300 درجه در هوا، غیربلوری باقی می‌ماند. به نظر می‌رسد فیلم دارای یک لایه سطح یکنواخت با دانسیته الکترونی پایین و ضخامت 20 نانومتر است. درجه هایی از زبری سطح که منجر به تغییر ضخامت می گردد مشاهده شده است (شکل 1c). یک خط اسکن EDS از شکل 2a در شکل 2b نشان داده شده است. این خط اسکن که لایه سطحی دیده شده را تایید می کند می تواند به تشکیل اکسید نسبت داده شود. در لایه سطحی اکسید نیز غلظت Zr و Al افزایش و غلظت Cu و Ni کاهش می یابد که به تغییر مشاهده شده در شکل 1d مربوط می شود. این نتایج دلالت بر این موضوع دارد که لایه ای حاوی اکسیدهای Zr و Al در حین حرارت دهی برروی سطح فیلم ایجاد می شود. افزایش اکسیدهای Zr و Al بعد از حرارت دهی در 300 درجه، مطالعات قبلی اکسیداسیون ZCAN BMG را تایید می کند اما فقدان اکسید Cu روی سطح با برخی از مطالعات قبلی تطابق دارد [17] و با برخی مغایرت دارد [18]. به علاوه در نزدیکی فصل مشترک لایه اکسید و فیلم ZCAN به ترتیب در عمق 23 و 30 نانومتر دو ناحیه غنی از Cu و Vi دیده می شود. یک پروفایل عمق XPS از همان نمونه نیز در شکل 2c نشان داده شده و روند مشابهی از نظر ترکیب و ضخامت فیلم دارد.
یک لایه نازک روشن تر که در تصویر BFTEM (شکل2a) در فصل مشترکSiO2 دیده می شود و سیگنال انتهاییZr در فصل مشترک SiO2 نشان دهنده این است که یک لایه اکسید در فصل مشترک بین فیلم ZCAN و لایه SiO2 تشکیل می شود که با گزارشات قبلی تطبیق دارد [13].
برای دستیابی به چشم اندازه درمورد تغییراتی که در حین فرایند حرارت دهی رخ می دهد پروفایل های عمق کندوپاش XPS حالت شیمیایی در شکل 3 برای نمونه های لایه نشانی شده و نمونه های حرارت دهی شده در بازه های مختلف نشان داده شده است. مشاهده شده که (شکل 3a) فیلم، دارای توزیع نسبتا یکنواختی از فلزات است و محتوی Zr و Ni آن به آرامی افزایش و در مقابل Cu و Ni در همان مناطق کاهش می یابد [19]. مقدار کمی اکسیژن، که در طول لایه نشانی پیوند می دهد، در طول ضخامت فیلم دیده می شود. ترکیب اتمی توده فیلم ها با استفاده از مقدار غلظت متوسط در منطقه تخمین زده شد. ترکیب اتمی فیلم حدود 47 at% Zr، 32 at% Cu، 5 at% Al، 11 at% Ni و 5 at% O است. نمونه های قبلی که در شرایط مشابه لایه نشانی شدند تطابق بهتری با ترکیب هدف داشتند و این امر نشان می دهد کندوپاش حرفه ای ممکن است منجر به کاهش محتوی Al شود [8]. تخمین زده شده غلظت اکسیژن در فیلم 5 at% است در صورتی که بعد از حرارت دهی در 300 درجه به مدت 5 دقیقه (شکل 3b) سیگنال اکسیژن در ضخامت فیلم تا 2 at% کاهش یافت. این داده ها نشان می دهد اکسیژن پیوندی در طی مراحل ابتدایی حرارت دهی از داخل فیلم نفوذ می‌کند. تغییرات اندک محتوی اکسیژن (1.6+0.6 at%) در فیلم نازک ZCAN با حرارت دهی اضافی از 15 تا 120 دقیقه مشاهده گردید.
علاوه بر نفوذ اکسیژن از توده فیلم، در فصل مشترک لایه اکسید و فیلم فلزی ZCAN جدایی Cu و Ni نیز اتفاق می افتد که منجر به ایجاد مناطق غنی از Cu و Ni می گردد. این موضوع در پروفایل های عمق کندوپاش XPS حرارت دهی 60 دقیقه ای (شکل2) نیز دیده می شود. نفوذ فلز Ni و Cu در مرز اکسید نیز در حین اکسیداسیون ZCAN BMG مشاهده شد [20]. در مطالعه فعلی، پدیده مشابهی مشاهده گردید اما هندسه فیلم نازک منجر به غنی شدن این گونه ها در فصل مشترک اکسید می شود. این روند با افزایش زمان حرارت دهی افزایش می یابد (شکل 3c-f) و تا جایی که مناطق غنی از Cu و Ni در طول رشد سطح لایه اکسید Zr و Al از هم جدا می شود. این فرایند در شکل4 خلاصه شده است. همان طور که در شکل 4a دیده می شود ماکسیمم غلظت Cu از 5 تا 15 دقیقه از مقدار 38 تا 3/54 افزایش می یابد و با افزایش زمان حرارت دهی تغییرات اندکی می کند (53 تا 56%). افزایش ماکسیمم غلظت Ni به صورت تدریجی رخ می دهد به صورتی که ماکسیمم از 1/11 تا 5/19 درصد در 5 تا 30 دقیقه با افزایش مینیممی کمتر از 1 at% بین 30 تا 120 دقیقه زمان حرارت دهی اتفاق می افتد. همان طور که در شکل 4b نشان داده شده مکان نواحی غنی از Cu و غنی از Ni حتی با رشد سطح اکسید با افزایش زمان حرارت دهی نسبتا ثابت باقی می ماند. در نواحی غنی از Cu که در حین حرارت دهی ایجاد می شود (شکل 3c-f) محتوی zr کاهش می یابدو این امر با مشاهدات قبلی درمورد جدایی این گونه ها در حین حرارت دهی دمای پایین در فیلم نازک [13] و توده ZCAN [21] تطابق دارد.
همان طور که در شکل 4b دیده می شود غلظت اکسید پس از 5 تا 30 دقیقه حرارت دهی به ترتیب به طور چشمگیری 2 تا 15 نانومتر افزایش می یابد و سپس بعد از 120 دقیقه به آرامی تا 17 نانومتر افزایش می یابد. بررسی های قبلی ZCAN BMG نشان می دهد اکسیداسیون سطحی در شرایط مورد مطالعه، از یک الگوی سهموی پیروی می کند [23]. یک خط‌چین در شکل 4b نشان داده شده که طول نفوذی سهموی d=√4Dt را تعیین می کند به طوریکه D ضریب نفوذ و t رمان نفوذ است. با تقریب مناسبی D=2.9e-20 m2/s داده های تجربی زمان حرارت دهی بین 0 تا 30 دقیقه را نوجیه می کند. این مقدار یک درجه بزرگی مقداری است که برای نفوذ Ni در ZCAN BMGبه دست آمد [24]. ارتباط نزدیک بین رشد اکسید و نفوذهای تجربی به دست آمده نشان می دهد همان طور که تحقیقات قبلی تایید کرده بود، اکسیداسیون سطحی در ابتدا به وسیله نفوذ معکوس Ni و یا Cu درZCAN BMG محدود می شود. باید دقت شود که طول نفوذ متناظر D=2.9e-20 در زمان 60 دقیقه برای گستره وسیعی از منطقه اکسید شده (تاریک) که در آنالیز HAADF در بالا وجود دارد (شکل 1C) سازگار است و نشان می دهد اکسیداسیون جانبی نیز ممکن است با نفوذ Ni و یا Cu در فیلم کمترل شود.
در زمان های حرارت دهی بین 30 تا 120 دقیقه رشد ضخامت اکسید از حالت سهموی منحرف می شود که نشان دهنده این است که اکسیداسیون ممکن است به وسیله نفوذ یک ماده دیگر مانند Zr محدود شده باشد. رشد اکسید بین 30 تا 120 دقیقه را می توان به خوبی با رابطه خطی تقریب زد و در نتیجه یک نرخ رشد اکسید برابر 0.032 nm/min به دست می دهد. این نرخ رشد با مطالعات قبلی اکسیداسیون فلز Zrتطابق دارد [25]. در مطالعات قبلی اکسیداسیون Zr را می توان به دو رژیم سریع ابتدایی و به دنبال آن یک رژیم آرام تر نسبتا خطی تقسیم کرد. برای 30 درجه این انتقال در نزدیکی 40 دقیقه رخ داد و نرخ رشد برای زمان بیشتر از 40 دقیقه حدود 0.03 nm/min بود [25]. هم زمان انتقال و هم نرخ رشد با مطالعه حاضر تطابق دارد و نشان می دهد رشد اکسید در زمان های حرارت دهی بیشتر (30 تا 120 دقیقه) ممکن است با نفوذ بیشتر Zr کنترل شود.
براساس تئوری های رشد اکسید کنترل شده میدان الکتریکی می توان رفتار اکسیداسیون دده شده را بیشتر توصیف کرد [26]. می توان گفت اختلاف پتانسیلی در لایه بین اکسیژن سطحی جذب شده و فلز یجاد می شود و این میدان الکتریکی به وجود آمده موجب نفوذ کاتیون ( در این مورد Zr) در اکسید در حال رشد می گردد. نیروی محرکه این رشد موجب حفره الکترونی در طول لایه اکسید می شود که تا رسیدن به یک ضخامت بحرانی مه درآن افت رشد اکسید رخ می دهد، به صورت نمایی با فاصله کاهش می یابد. بزرگ تر بودن ضخامت اکسید در این مطالعه (15 نانومتر) در مقایسه با مطالعه قبلی فلز Zr(2.5 نانومتر) را می توان با کمتر بودن فشار اکسیژن در مطالعه قبلی (PO2=2e-6 pa) و یا تفاوت ترکیب فلز توجیه کرد [25]
حال مشاهدات خود درمورد ناهمگونی ترکیبی که در طول مراحل ابتدایی اکسیداسیون حرارتی فیلم های نازک ZCAN مشاهده شد را به طور خلاصه بیان می کنیم. حرارت دهی در دمای 300 درجه موجب مهاجرت اکسیژن پیوندی در طول لایه نشانی توده فیلم ZCAN حتی در زمان های کوتاه می شود. به طور مشابه ضخامت لایه اکسید زیاد می شود. در ابتدا Zr و Al در سطح فیلم در دسترس است در نتیجه تشکیل اکسید توسط نفوذ معکوس Cu و Ni محدود شده و منجر به رشد سریع اکسید در زمان کمتر از 30 ذقیقه می شود. رشد در این رژیم ممکن است با مهاجرت کاتیون های zr به سطح اکسید از طریق میدان الکتریکی لایه اکسید بیشتر شود. جابجایی Cu و Ni منجر به افزایش این گونه ها در سطح مشترک اکسید- فیلم می شود. Ni به علت نفوذ بهتر نسبت به Cu راحت تر جابجا می شود [27] و این امر موجب ایجاد لایه اکسید مجاور می شود. در زمان های بیشتر از 30 دقیقه مقدار بیشتری از فلز Zr در نزدیکی سطح فیلم اکسید می شود و رشد توسط نفوذ Zr محدود می شود که در نتیجه نرخ رشد با اکسیداسیون فلز Zr کنترل می شود [25]. پیشنهاد شده با اکسیداسیون که لایه چگالی از ZrO2 تشکیل می شود و همان طور که فلز Zr در اکسیداسیون مصرف می شود لایه ای غنی از مس در زیر تشکیل می شود. از آن جا که این مطالعات در دمای اتاق انجام شد رشد چشمگیری در لابه ZrO2 دیده شد.

4. نتیجه گیری
اکسیداسیون حرارتی فیلم نامتبلور فلزیZCAN برای زمان های کوتاه (کمتر از 60 دقیقه) و دماهای پایین (300 درجه) منجر به ناهمگونی های چشمگیری در دو جهت عمودی و افقی می گردد. ما دریافتیم که بدون توجه به شرایط اکسیداسیون مورد مطالعه فیلم ها نامتبلور باقی می ماند. پیوند اکسیداسیون حین لایه نشانی می تواند به پایداری فاز نامتبلور کمک کند اما ما دریافتیم که حتی در مراحل ابتدایی حرارت دهی، اکسیژن بسیار متحرک است. نفوذ سریع اکسیژن در فیلم ZCAN ممکن است منجر به ناپایداری خواص ماده و دستگاه شود. مراحل ابتدایی اکسیداسیون سطحی با مطالعات قبلی تطابق دارد اما ما مشاهده کردیم که شرایط مرزی منحصر به فرد فیلم های نازک منجر به تفاوت هایی در خواص اکسیداسیون فیلم های ZCAAN می شود. این بررسی جزئی نقش نفوذ هرگونه فلزی، چشم اندازی درمرد مراحل ابتدایی فرایند اکسیداسیون سطحی به دست می دهد که انتظار می رود در تعیین پایداری فیلم های نازک ZCAAN برای بسیاری از کاربردها مفید واقع شود.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

3. یکپارچه سازی FC-FP
3.1 مسائل عمده
چالش اصلی در یکپارچه سازی FP-FC طراحی یک FP که گاز هیدروژن را قبل از ورود به FC به خوبی پیش اماده کند. پیچیدگی هایی در این مسیر به وجود می آید که مثلا مواد خام به FPS دچار یک وقفه هستند که با ترکیب فوق العاده متغیر و ترکیبات نامطلوب همراه می باشد. آنها نیاز دارند که شامل یک یکپارچه سازی با FCS شوند. به رغم از اهمیت به ادغام FP-FC، تحقیق بسیار کمی در مورد این موضوع انجام شده است. مسائل عمده تأثیرگذار برادغام FC-FP به شیمی، ترمودینامیک، پیکربندی و کنترل مراحل مربوطه بر میگردد. در یک تحقیق [19] گزارش داده شد که یکپارچه کردن PEM مدل سلول سوختی با بهره گیری از متان به عنوان یک منبع سوخت اشاره شده است. تجزیه و تحلیل کلی انرژی نشان داد که نیاز به متان اضافی برای به دست آوری مواد مورد نیاز از اصلاح گرمای فرایند گرماگیر در FP می باشد. مسائل متعدد دیگری نیز وجود دارد که باید در نظر گرفته شود.

3.2 اثرات ناخالصی های به وجود آمده در FP بر عملکرد FC
ناخالصی های موجود در سوخت اولیه و / یا تولید شده در طول فرایند اصلاح و دیگر فرآیندها می تواند تاثیر منفی بر عملکرد FC بگذارد. ورودی هوا به FC ممکن است شامل NOx و SO2 باشد، که جدول محدودیت تحمل CO، CO2، H2O، S، NH3 و را فراهم می کند. CO برای سیستم PEFC، PEMFC، PAFC وبه نوعی MCFC غیر قابل قبول است از آن جا که می توانید کاتالیزور پلاتین و نیکل را مسموم کند که با اتصال محکم به آنها از دسترسی از هیدروژن اضافه جلوگیری می کند. کمتر از 10 پی پی ام از CO در reformate FP ممکن است که کاتالیزور پلاتین را مسموم کند و سلول سوختی را از کار بیندازد. تلاش هایی گزارش شده است DJA BAO [2] به بهبود محدودیت تحمل اکسید کربن از PEMFCs به حدود ppm500. اقدام به عمل کرده اند. آنها چیزی در حدود 0.05 % به آند اضافه کردند که با مونتاژ غشاء الکترود بهینه شده است. تلاش هایی نیز در این زمینه انجام گرفته است که الف) موانعی برای توسعه یک کاتالیزور پلاتین-RU می CO جذب CO را جلوگیری کند (ب) به کارگیری تنگستن غنی کاتالیزور با نانوذرات دی اکسید تیتانیوم [22]. لی [23] CO مدل مسمومیت O2 در یک PEMFC. را مدل کرده بودند. مدل مورد نظر دفع ، جذب H2 ، CO و O2 ، سینتیک اکسیداسیون الکترو و اکسیداسیون ناهمگن را دنظر گرفته بود. اثر O2 و پاشش هوا در مسمومیت CO با اعتبار سنجی تجربی مناسب شبیه سازی شد. CO2 به عنوان یک dilutent تقریبا در تمام FCSدر نظر گرفته می شود و از طرف دیگر آن را به عنوان سم در PEFC و PEMFC نظر گرفته می شود. مورد یاد شده دستخوش واکنش گاز آب معکوس با هیدروژن جذب شده بر روی کاتالیست می باشد. این باعث می شود که بخش بزرگی از سطح پوشش کاتالیزور برای تفکیک H2 غیر فعال. شود. یانسن و دیگران مطالعاتی در حوزه[24] به کارگیری روش های مطالعاتی ولتامتری چرخه ای و chromocoulometry در مسمومیت CO2 در PEMFC انجام دادند.
ناخالصی حاوی گوگرد می توانید شدت عملکرد تمام FCS. را دچار تنزل شدید کند. گارزون و همکاران [25،26] به ارزیابی H2S و اثرات SO2 درPEMFCs. پرداختند و دریافتند که اثرات کاهش بسیار شدید هستند و همچنین این عوامل غیر قابل برگشت هستند که با توجه به مسمومیت کاتالیست در نظر گرفته می شوند. سولفور سوخت یک پیش نیاز برای غلبه بر اثرات مسمومیت گوگرد است. ناخالصی های دیگر هالوژنها، NH3 هستند و NOx. هستند. حضور نمک طعام متاسفانه یکی از منابع آلوده کننده کاتد هوا میباشد که در کاربرد دارد FCS و برای تامین هدایت پروتونی خود را به کمک یک جابجایی الکترونی هیدروژن و سدیم انجام می پذیرد. آمونیاک هر دوی موارد شروع پتانسیل و کاهش واکنش کاهش اکسیژن در را کاهش می دهد . تصفیه آب مکانیسم حذف غالب برای مسمومیت آمونیاک است. NOx های منفی مقاومت غشا در PEMFC را تحت تاثیر قرار میدهد و احتمالا با توجه به تشکیل یون آمونیوم به دلیل عدم کاهش توسط هیدروژن می باشد.

4. چالش های یک پارچه سازی FP-FC
4.1. شیمی و مهندسی FP
هیدروکربن ها با مشتقات CO میتواند به صورت CnHmOz نمایش داده شوند که برای ارزیابی محصول برای توزیع در فرایند اصلاح به کار بشته می شود. براساس چگالی انرژی خاص و ویژگی های گازی، مایع و سوخت جامد، حجم هیدروژن تولید شده می تواند مورد بررسی قرار گیرد. روغن دیزل دارای بالاترین چگالی انرژی در مقایسه با تمام سوخت های دیگر می باشد. این سوخت مواد غیر فراربیستری نسبت به زغال سنگ در محدوده دمای 160-370 دارا می باشد. همانطور که در بخش 2.3 بحث شد، FP یک سوخت اولیه غنی شده با هیدروژن را به گازهای و آتن زیر با تعدادی از فرآیندهای به حذف ترکیبات نامطلوب برای برنامه های کاربردی می پردازد. الکتروشیمی FC است مستعد ابتلا به مسمومیت با ناخالصی های موجود در هیدروژن گازهای غنی از FP می باشد. جدول 2 شامل برخی از اطلاعات در این باب می باشد. تعدادی از این واکنش ها به صورت گرماکیر ویا گرماده در طبیعت موجود می باشند.
به تازگی، اشمیت و همکاران [27] یک مروری بر پروسه ای سلول سوختی انجام داده اند. شکل 3 نشان می دهد که سوخت که بیشتر مورد استقبال ثرار می گیرد و برای گزینه های مختلف فرآیند از سلول های سوختی به کار میرود. آنها با در نظر گرفتن اصلاحات خالص سازی برای رعایت مشخصات ورودی FC و واحد منطقی فرآیندها در نظر گرفته می شوند. فن آوری تبدیل به گاز سطوح مختلف از مواد آلی تار را به وجود می آورد. فن آوری اخری منجر به تشکیل کک در کاتالیزور و یا الکترود به FCخود منجر به بی اثر شدنشان م شود. تصفیه گسترده در این مورد نیاز است برای تبدیل مناسب انها برای استفاده در FCها. گوگرد نیاز به گازی شدن یا بخارشدن از سوخت مایع به صورت مستقیم دارد که برای استفاده در حذف سلول های سوختی در دمای بالا SOFC و MCFC به کار گرفته شود. گاز desulphurized / بخار با هوا برای اکسیداسیون جزئی مخلوط می شوند و یا مخلوط می شوند تا فرایند اصلاح بخار صورت گیرد. تغییر آب گاز واکنش می تواند برای حذف بسیاری از هیدروژن غنی مخلوط های گازی به کار گرفته شود که پیش از تغذیه به سلول های سوختی درجه حرارت متوسط مانند AFC، HT-PEMFC PAFC. صورت میپزیرد. فرایند مذکور، می تواند بیشتر خالص سازی شود که با اکسیداسیون ترجیحی انجام می شود که برای حذفCO به کمتر از 10ppm برای استفاده دربه کار گرفته می شود. برای جلوگیری از کمبود H2 سوزاندن کاتالیزوری به کار گرفته می شود که برای تولید انرژی حرارتی اضافی هیدروژن خارج از FCS به کار بسته می شود.
مهندسی واکنش فرایندهای FP برای طراحی راکتور مهم H2 مورد نظر است. رفرمینگ واکنش عمدتا توسط انتقال جرم خارجی کنترل از فله به سطح کاتالیست که مانند انتشار ذره سان در داخل کاتالیزور منافذ ماده مورد نظر می با شد. GHSV بالا در بستر کاتالیست حفظ می شود که برای به حداقل رساندن مقاومت انتقال جرم خارجی مناسب می باشد وبه کارگرفته می شود. کمپ و همکاران [28] سرعت فضای 200.000 ساعت است را گزارش کردندکه برای اصلاح کننده ها مناسب می باشد، 60000 ساعت برای WGSR و 150.000ساعت برای حذف CO توسط اکسیداسیون بود معیین شده است.که در مقابل GHSV از 1000-3000 ساعت میباشد که فرایندهای صنعتی هیدروژن گزارش شده است.
روش معرفی شده واکنش گر در روند FP، برروی انتقال جرم و فرآیندهای جنبشی اثر گزار می باشد [4]. واکنش کاتالیز در واحد FP LE ممکن است خیلی به دور از از یک فرایند بهینه سازی شده باشد که بیشتر از نقطه نظر ملاحظات مهندسی واکنش، می باشد.این مورد یاد شده همراه با فاکتور اثرگزاری کاتالیستی همراه می باشد که کمتر از 0.5 می باشد. مکانیزم هایی که در مورد فرایند مورد نظریاد شد به خوبی درک نمی شود چرا که تکامل این سیکل ها یک استراتژی برای رسیدن به روند بهره وری عالی می باشد. استفاده از کاتالیزورهای مهندسی برای رسیدن به بالاترین چگالی توان و قدرت خاص یکپارچه محدودیت FP-FC می باشد. راکتور Autothermal ترکیبی از اثرات حرارتی CPOX و واکنش SR با تغذیه سوخت را شامل می شود که آب و هوا راکتور با هم حضور دارند. در دو فرایند فعلیت جنبشی رخ می دهد که به طور همزمان در حضور یک کاتالیزور نرخ مورد نیاز خود را احساس کرده و برای رسیدن به تعادل حرارتی فرایند ادامه پیدا می کند. در یک مطالعه جالب آتایانوم و همکاران 31 اثرات تجزیه و تحلیل پردازنده های مختلف در HT و LT سیستم های سوخت-PEMFC با مرجعت غلظت CO و خوراک H2 را تجزیه تحیل کردند و آنها نتیجه گرفتندکه سیستم HT-PEMFC دارای بالاترین بهره وری می باشند واین زمانی ایت که راکتور WGS در مدار FP قرار می گیرد.

4.2 مهندسی و شیمی FC
یک واحد FC متشکل از کاتد مثبت و بار منفی آند می باشد که، یک الکترولیت و یک بار خارجی (شکل 4). را شامل می شود که در شکل 4 نشان داده شده است. رابط آند می تواند سوخت الکترولیت را فراهم کند که در محموع عوامل گفته شده تسریع انتقال هیدروژن و تسهیل مسیر انتقال برای انتقال الکترون ها را فراهم می کند. به طور همزمان کاتد رابطی بین اکسیژن و الکترولیت فراهم می کند ، به دنبال آن واکنش اکسیژن و تسریع فرایند را فراهم می کند که این عوامل راه را برای انتقال الکترون به الکترود اکسیژن از طریق مدار خارجی را فراهم می کند. الکترولیت به عنوان یک جدا کننده H2-O2 عمل می کند و مدار الکتریکی شامل حمل و نقل یون الکترود را کامل می کند. یک سلول سوختی معمولی در شرایط 0.55-0.8 V با حداکثر مقدار نظری 1.48v کار میکند. از آنجا که جریان الکتریکی حاصل ضرب ولتاژ کاری می باشد، مقدار مشخصی از گرما در سلول سوختی تولید می شود. حرارت توسط آب تولید شده در FC حمل مشود که به عنوان بخار آب در نظر گرفته می شود. جدول 2 واکنش های در ارتباط با مکانیزم الکتروشیمیایی چهار نوع مهم از سلول های سوختی و کاتد در آند را مشخص می کند. در اند هیدروزن به گاز الکتروشیمیایی H+ تبدیل می شود و الکترونها در کاتد، اکسیژن به صورت یک فرایند الکتروشیمیایی در گاز ترکیب می شود که حضور یک کاتالیزور با یون هیدروژن و الکترون های آزاد در نهایت باعث ایجاد آب می شود. انرژی واکنش کلی آب سازند برابر است با تفاوت انرژی آزاد گیبس بین محصول و واکنش دهندها می باشد.

تحت شرایط عملیاتی معمولی، آند با بهره گیری از حدود 80٪ سوخت هیدروژن ارائه شده توسط پردازنده را استفاده می کند. به عنوان یک نتیجه، جریان موجود در آند هنوز غنی از هیدروژن می باشد. خروج از آن در سلول های سوختی نه تنها به خطر انداخته بهره وری اگزوز می انجامد بلکه منجر به مشکلات حرارتی و محیط زیست نیز می شود. معرفی یک هیدروژن سوز کاتالیزوری فعال باعث بهبودی این فرایند می شود وباعث تبدیل آن به انرژی حرارتی می شود. فرایند مذکور می تواند برای پیش گرم سوخت وکاهش هوا به FP مورد استفاده قرار گیرد.. Sourapas و همکاران [32] طراحی و توسعه یک مدل پویا از FP-PEMFC را انجام دادند که هدف آنها طراحی یک سیستم کاتالیزوری برای رفع پدیده هیدروژن که در جریان گذرا اتفاق می افتاد. آنها همچنین کاهش جریان بار در آند به طور ناگهانی، را مورد مطالعه دقیق قرار دادند. آب تولید شده در کاتد باید از بخار حذف شده و آب به عنوان دسترسی بهتر به کاتد O2. اضافه شود. در این حالت محصول بدست آمده می تواند با SUA از سطوح رطوبت بهدستآمده گازهای واکنش دهنده مخلوط شود. یک قیاس قابل توجه در تعادل آب وجود داردکه درآن FCS و بالانس انرژی در یک راکتور شیمیایی گرمازا عنوان می شود که توسط مطالعات چیا و همکاران انجام شده است. 33
پدبده یاد شده رخ می دهد و علت آن هم متوجه به حالت های فعال مکانیزم التروشیمیایی فعال، عبور سوخت بیش ازحد، جریان های داخلی و زیان اهمی و غلظت باشد. زمان واکنش کاتد 100 بار کندتر از واکنش در آند است و می تواند چگالی توان از سلول را محدود کند. سوخت عبور بیش از حداز آند به کاتد رخ می دهد که بدون آزاد کردن الکترونها از طریق مدار خارجی به وقوع می پیوندد. عامل گفته شده کاهش بازده سلول است می باشد. تلفات غلظت رخ می دهد که عامل آن با توجه به H2 و O2 می باشد که منجر به کاهش در الکترودها با توجه به ساخت آب در کاتدمی باشد.

5. عملکرد کلی دمایی سیستم های FP-FC
5.1. انالیز دمایی
بهره وری انرژی یک سیستم FP-FC یکپارچه بستگی به فاکتورهایی دارد که هیچ در تنظیمات شخص واحد، ترکیب هیدروژن تغذیه به FC و شرایط عملیاتی دخیل نیست. مدیریت حرارتی توسط فقری و گوا [34] بررسی شده است. تعادل حرارتی از یک سیستم FP-FC بسیار مهم می باشد که برای حصول اطمینان از بازده حرارتی بالا و مواد سریع و پاسخ دینامیکی از سیستم ارزیابی می شود. مکانیزم یاد شده مناسب برای کنترل نرخ می باشد، که از ان جمله اکسیژن و آب می باشند (ب) اطمینان حاصل کردن از عامل بهینه درجه حرارت در کاتالیزور می باشد (ج) حفظ درجه حرارت گازها و سطوح اگزوز خارجی از راکتور در محدوده مجاز. بازده حرارتی از اصلاح کننده های FP در (شکل 5) نشان می دهد که بهره وری حداکثر در تولید هیدروژن (HPE) رخ می دهد در حالی که حداقل اصلاح بخار در کل تحت اکسیداسیون می باشد ورخ می دهد. زمانی که فرایند به اکسیداسیون از بخار اصلاح حرکت می کند ، مقدار مونوکسید کربن افزایش می یابد و محتوای آن به حداکثر می رسد حداقل محلی کربن مونوکسید در شرایط اصلاح بخار رخ می دهد. از نقطه نظر بهره وری انرژی، ماکسیما زمانی رخ می دهد که تحت شرایط حرارتی autothermal سیستم در حال کار کردن باشد.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب)

F1875

تجزیه و تحلیل مشخصه رشد
برای مشخصه رشد پوشش MAO توسط حالت جریان بالا، شکل 4, فرآیند تغییر پویای ضخامت پوشش در دو طرف را نشان می دهد. این را می توان دید که نرخ رشد دو طرف اساساً همزمان بدون تفاوت بزرگ است. نرخ رشد تقریباً نزدیک به 0 قبل از 70 ثانیه است، یعنی، تنها یک لایه بسیار نازک بر روی سطح تشکیل می شود که اندازه گیری دقیق آن مشکل است. در مرحله رشد سریع MAO از 70 تا 200 ثانیه، ضخامت فیلم دو طرف هر دو به طور قابل توجهی افزایش می یابد و نرخ رشد نیز به مقدار کرانی خود 13.43 میکرومتر / دقیقه و 12.87 میکرومتر / دقیقه می رسد. در مقایسه با مرحله قبل، نرخ رشد پس از 200 ثانیه به درجه خاصی کاهش می یابد، به جز ضخامت پوشش همه اضلاع، به طوری که دو طرف پوشش می توانند اساساً با هم رشد کنند. با این حال تخلیه بر یک طرف متمرکز می شود و منجر به ادامه افزایش تا پایان در یک نرخ ثابت 3.30 میکرومتر / دقیقه می شود. در نهایت، ضخامت پوشش متوسط 66 میکرومتر است. از قوانین بالا می توان حدس زد که بودجه انرژی در دسترس فراهم شده توسط جریان بالا برای برآورده سازی الزام تخلیه در رشد فیلم در همان سمت توسط MAO جریان-پایین کافی است. در نتیجه، دو طرف پوشش ساخته شده توسط MAO کم انرژی با هم در اول فرآیند MAO رشد کردند اما به طور غیر همزمان در فرآیند اواخر MAO به طور مداوم در پایان [12] تکامل یافتند.

قاعده فرآیند پویا در رشد پوشش MAO نشان می دهد که ضخامت پوشش با تنظیم پارامترهای فرایند به منظور برآورده سازی نیازهای مختلف در مهندسی قابل کنترل است.
3.4. تجزیه و تحلیل رشد پوشش به سمت داخل و رشد به بیرون
دیاگرام شماتیک رشد پوشش MAO در آلیاژ منیزیم در شکل. 5 نشان داده شده است. خطوط تکه تکه, سطح اصلی آلیاژ منیزیم را نشان می دهد، h به معنی ضخامت کل پوشش، a به معنی ضخامت قسمت رشد به بیرون و b به معنای ضخامت قسمت رشد به درون [15] است. H1 به معنی ضخامت کلی نمونه پس از MAO است. H0 به معنی ضخامت نمونه خالی است. H1 H0 هر دو توسط میکرومتر اندازه گیری شدند.

در حال حاضر، نظرات مختلف در مورد نظریه مکانیسم رشد هنوز [8-10،13] وجود دارد. در این مقاله، مشکل رشد به سمت داخل و به بیرون در حالت جریان بالا به طور مناسب بررسی شده است. شکل. 6 نشان می دهد که مقادیر ضخامت رشد به سمت داخل و به بیرون, هر دو در مراحل اول و دوم کم هستند و تنها یک فیلم بسیار نازک در سطح بستر تشکیل می شود. در مرحله رشد سریع MAO (70-200 ثانیه)، ضخامت هر دو رشد به سمت داخل و بیرون به طور قابل توجهی تغییر می کند. و حداکثر مقادیر نرخ رشد به سمت داخل و به بیرون به ترتیب 7.76 میکرومتر / دقیقه و 4.66 میکرومتر / دقیقه هستند. تصور می شود که به علت انرژی عظیم آزاد شده از جرقه تخلیه اکسیداسیون میکرو – قوس تحت جریان و دمای بالا که پس از آن فیلم تشکیل می شود, یون های بستر آلیاژ منیزیم و الکترولیت به سرعت در کانال تخلیه واکنش نشان می دهند. نرخ رشد به سمت داخل و به بیرون پس از 200 ثانیه کاهش می یابد وقتی که این فرایند MAO وارد مرحله خود تعمیر می شود. دو طرف پوشش بعداً به طور عمده رشد به بیرون خواهند داشت، و نرخ رشد به سمت داخل به 0.94 میکرومتر / دقیقه کاهش می یابد. دلیلش اینست که تنها مقدار کمی از الکترولیت می تواند از طریق کانال های تخلیه میکرو حرکت کند و با بستر به سمت داخل واکنش نشان دهد؛ الکترولیت بیشتر به سمت بیرون درگیر واکنش می شود. در نهایت، ضخامت بخش رشد به بیرون, بخش بزرگتری از ضخامت کل را می گیرد.

به منظور شهادت بیشتر برای این نتیجه بالا، یک راه برای ایجاد نیمی از یک نمونه تحت MAO وجود دارد؛ نیمه دیگر با رزین مهر و موم می شود. ریزساختار بیرون و درون پوشش اکسیداسیون میکرو – قوس در شکل 7 ارائه شده است. دیده می شود که ضخامت در رشد به سمت بیرون و درون در 90 و 180 ثانیه به نظر می رسد. با گسترش زمان اکسیداسیون، بخش رشد به بیرون از ضخامت به تدریج طول می کشد یک بخش بزرگتری از ضخامت کل در نقطه ای از 300 است.
3.5. تجزیه و تحلیل فاز پوشش
شکل. 8, به ترتیب نتایج پراش اشعه X پوشش های تولید شده در مراحل مختلف را نشان می دهد.
180 ثانیه: هنگامی که به 180 ثانیه می رسیم، پوشش در مرحله رشد سریع به طور عمده از منیزیم، MgO ، MgZn2 و SiO2 و Mg2SiO4 تشکیل شده است. در میان آنها، منیزیم و MgZn2 از بستر هستند. Mg به یون غلظت Mg2+ در ولتاژ و دمای بالا در مرحله اول فرآیند تبدیل می شود و این یونهای منیزیم تشکیل شده در طول فرآیند MAO با یونهای دیگر مانند OH- و SiO32- در کانال های تخلیه میکرو واکنش نشان می دهند. Mg2SiO4 توسط مهاجرت به بیرون غلظت Mg2+ فلز بستر به تخلیه کانال و مهاجرت به سمت داخل SiO3 2- از الکترولیت به کانال های تخلیه در دمای بالا تشکیل می شود.

480 ثانیه: در مقایسه با مرحله قبل، مرحله جدید در پوشش در مرحله خود-تعمیر در 480 ثانیه به نظر می رسد، مانند MgSiO3 و ZnO. روی در بستر و اکسیژن در الکترولیت در اکسید روی واکنش نشان می دهند. فاز MgSiO3 را می توان در دو واکنش مختلف در طول فرایند MAO تشکیل داد. در نوع اول واکنش، Mg2- یون با به طور مستقیم با توجه به کاهش مقدار O2 واکنش نشان می دهد. پس از آن، واکنش بین MgO و SiO2 در طول فرایند در دمای بالا رخ می دهد و MgSiO3 ایجاد می شود. دو واکنش در (معادله (7،8)) نشان داده شده است.

900 ثانیه: این یک فرآیند MAO کلی در 900 ثانیه است. مشخص شده که فاز های اصلی منیزیم، پریکلاز MgO، فورستریت Mg2SiO4 و MgSiO3 هستند. با توجه به تخلیه شدید جرقه ها و فرسایش شدید در آخرین مرحله، تحت اثر دمای بالا و مایع شدن, مگنزیا MgO و Mg2SiO4 به پریکلاز MgO و فورستریت Mg2SiO4 تبدیل می شوند، که دارای یک اثر قابل توجه بر بهبود عملکرد جامع پوشش است.
4. نتیجه گیری
فرآیند MAO و مکانیسم رشد پوشش اکسیداسیون میکرو – قوس روی آلیاژ منیزیم در حالت جریان ثابت تک به طور سیستماتیک بررسی شده است. نتایج اصلی به صورت زیر نشان داده می شوند
1. با توجه به منحنی ولتاژ-زمانی، فرآیند MAO را می توان به پنج قسمت تقسیم نمود، به نام مرحله اکسیداسیون آندی، مرحله سوراخ شدن فیلم پسیو، رشد سریع مرحله اکسیداسیون میکرو – قوس، مرحله تخلیه قوس الکتریکی بزرگ و مرحله خود تعمیر. در میان آنها، مرحله سوم, یک نقش کلیدی در ضخامت پوشش ایفا می کند و آخرین مرحله, نقش اصلی را در کیفیت فیلم بازی می کند.
2. تجزیه و تحلیل مشخصه رشد نشان می دهد که نرخ رشد دو طرف اساساً همزمان است، و پوشش به سمت بیرون و درون در همان زمان در مراحل اولیه رشد می کند ، اما رشد پوشش به بیرون بعداً غالب می شود.
3. پوشش عمدتاً از منیزیم، پریکلاز MgO، فورستریت Mg2SiO4 و MgSiO3 تشکیل شده است. عملکرد جامع آلیاژ ZK60 پوشش داده شده ممکن است به علت فاز های اصلی MgO و Mg2SiO4 با نقطه ذوب بالا استحکام بالا و مقاومت بهتر در برابر سایش افزایش یابد.