влияние термообработки

Матрица обеспечивает частицам катализатора заданную форму и механическую прочность, способствует отводу тепла от цеолитных кристаллов при регенерации и подводу тепла в реакцию, создает оптимальную вторичную пористую структуру, способствующую диффузии сырья и продуктов реакции, стабилизирует цеолит при термической и термопаровой обработке, моделирующих условия при выжиге кокса в регенераторе. Последнее на примере редкоземельного цеолитного катализатора подтверждается данными табл. 5.1, в которой показано влияние термообработки и матрицы на стабильность цеолитов РЗЭ НУ, ЦСК и АСК при мягкой термообработке смесью воздуха и водяного пара и жесткой термообработке при 850 °С в течение 48 ч. Так, до жесткой термообработки конверсия и выход бензина у чистого цеолита и разбавленного 90% АСК в качестве матрицы практически одинаковы и в два раза больше, чем для одного АСК. После термообработки в жестких условиях конверсия сырья и выход бензина в случае одного цеолита снижается в 10 раз и незначительно меняется в случае цеолитсодержащих (ЦСК) и алюмосиликатных (АСК) катализаторов. [c.111]

С влияния на температуру застывания не оказывает. Температура застывания мазутов —28° С установленная по ГОСТ и ниже под влиянием термообработки не изменяется. Кинетику изменения температуры застывания различных мазутов при нагреве можно проследить на рис. 4. 17—4. 19. Увеличение продолжительности предварительного нагрева (по отношению к времени нагрева, положенного по ГОСТ) приводит к резкому понижению температуры застывания (табл. 4. 41). [c.250]

Режим термической обработки сплавов изменяет предел их коррозионной усталости. Под влиянием термообработки изменяются внутренние факторы сплава. Структурное состояние, опре-.деляемое видом термической обработки, как было указано выше, в сильной степени влияет на усталостную прочность стальных. деталей, В результате закалки с последующим отпуском значи- [c.106]

Рис. 4.1. Влияние термообработки торфа на содержание в нем связанной воды.

Рис. 1. Влияние термообработки на температуру застывания мазутов разной характеристики (1.2, 3)

Таблице 5.1. Влияние термообработки и матрицы на конверсии, выход бензина и стабильность [c.112]

Вязкость крекинг-мазутов и парафинистых мазутов прямой перегонки не постоянна и зависит от предварительной термической обработки и степени разрушения структуры. Наиболее резко вязкость изменяется при предварительном нагреве до 70—100° С повышение температуры термообработки выше 100 С заметного влияния на изменение вязкости не оказывает. Предварительная термообработка понижает температуру почти на 20 С [2, 11, 18], при которой в мазуте появляется ярко выраженная структура. Влияние термообработки при 100 С в течение 30 мин на вязкость сернистого крекинг-мазута приведена в табл. 4. 36. [c.247]

В Значительной степени объясняет положительное влияние термообработки на свойства наполненных систем, так как увеличе--ние объема полимера способствует уменьшению склонности к растрескиванию. В тех случаях, когда при термообработке происходит дополнительное структурообразование, например зи счет окисления или деструкции, зависимость плотности становится более сложной, так как усадка может увеличиваться с повышением температуры н возрастанием продолжительности термообработки, что будет приводить к увеличению плотности при более низких температурах. Тенденция к уменьшению ТКР в стеклообразном состоянии с ростом плотности сшивания способствует еще большему увеличению удельного объема при низких температурах. [c.70]

На практике влияние термообработки наблюдается редко, так как в обычных средах скорость коррозии лимитируется диффузией кислорода. Однако при переработке кислых пластовых вод нефтяных скважин иногда наблюдается значительная локальная коррозия в околошовных зонах или на стыках стальных обсадных труб. Эта коррозия, сосредоточенная на ограниченных участках внутренней поверхности труб, называется кольцевой . Она вызвана термическими воздействиями при изготовлении и монтаже оборудования и может быть снижена с помощью специальной термической обработки труб или добавлением ингибиторов в пластовые воды [50]. [c.130]

Рис. 7.1. Влияние термообработки на коррозию холоднодеформированных стали (0,076 % С, деформация 85 %) и железа, очищенного зонной плавкой, (деформация 50%) в деаэрированной 0,1 н. НС1 25 °С [2]

Влияние термообработки на температуру застывания депарафинированного масла [45] [c.69]

Исследовалось влияние термообработки на свойства металлизированного углеродного волокна. На примере меди н никеля изучалось поведение металлических покрытий при повышенных температурах. Посредством сканирующей электронной микроскопии было обнаружено собирание покрытия в складки при 400° С с дальнейшей сфероидизацией по мере увеличения температуры отжига. Установлено, что медное покрытие не снижает прочность углеродных волокон до температуры 800 С, а никелевое — до 900° С. После термообработки при 1000° С прочность углеродных волокон, отожженных в контакте с никелем, уменьшается. Рис. 2, библиогр. 5. [c.228]

IV. Результаты, (рис. 62) показывают возможность существования обеих областей [ и П. При этом скорость роста трещин в области II составляет >10 см/с для ступенчатого охлажденного сплава. Следует также отметить, что влияние термообработки на характер [c.355]

Дальнейшая немалая работа потребуется для доказательства надежности и применимости этого анализа для всех титановых сплавов. Как показано на рис. 75, влияние термообработки на рост трещин в -сплавах иное, чем в а-сплавах. [c.393]

Ме. подвержено влиянию термообработки а гораздо меньшей степени. [c.149]

На рис.З. представлены результаты исследования влияния термообработки на удельную поверхность (Зуд) и прочность катализатора. Наблюдается незначительное увеличение Зуд при температурах термообработки 200-600°С, что возможно связано с удалением адсорбированной серы из пор катализатора, и резкое снижение Зуд с увеличением температуры свыше 600°С за счет увеличении степени кристалличности. Прочность катализатора с увеличением температуры увеличивается за счет уплотнения упаковки кристаллической решетки. При температурах 600-800°С отмечается падение [c.16]

Рис. 10.3. Влияние термообработки (100°С) на последующее экстрагирование белков клейковины [22].

Влияние термообработки на размер зерна [c.111]

Таблица 111 Влияние термообработки на механические свойства сплава N1—Со

Влияние термообработки на р и НУ сплавов показано на рис. 91. После термообработки никеля в интервале температур 200—700 °С р уменьшается незначительно, а НУ — более резко. Сплавы Ре с 5—17 % Ре характеризуются уменьшением р (особенно сильным при 200 °С) и появлением максимума НУ в области температур 300—400 °С. Увеличение НУ сплавов в результате термообработки в указанном интервале температур, по-видимому, обусловлено дисперсионным твердением вследствие формирования фазы сульфидов никеля н железа. [c.186]

Принципиальная возможность контроля величины зерна в этой стали относительным методом была установлена в работах [110, 122]. В процессе исследований важно было получить набор образцов с различной величиной зерна. Для этого предварительно исследовали влияние термообработки на величину зерна в стали 12Х18Н10Т. Полученные данные позволили выбрать оптимальные режимы термообработки и создать эталонные образцы со средней величиной зерна от 17 до 600 мкм (рис. 44). [c.75]

Рис. 10.2. Влияние термообработки на степень распада гемицеллюлоз и вязкость нейтрально-сульфитного щелока

Противоречия в результатах работ [28, 29] побудили авторов данной книги исследовать влияние термообработки окиси алюминия на ее активность и на ИК-спектры бутена-1, адсорбированного на А1гОз. При прокаливании 7-А1гОз (дегидратирование ее поверхности) в интервале 300—650°С оказалось, что растет образование транс-бутена-2 из бутена-1 (температура реакции 300°С) отношение цис-бутен-2 транс-бутен-2 уменьшается с 1,4 до 0,6. При по- [c.152]

Нами исследовались изменения структуры пор и удельной поверхности цеолитсодержащих катализаторов крекинга при закоксовании, а также характеристики кокса, вьщеленного с поверхности катализатора [28, 29]. Как установлено, преобладающая часть кокса на катализаторах крекинга представляет собой сферообразные частицы. Их размер достигает 30 нм и мало зависит от содержания образующегося кокса при его изменении в пределах 0,4 до 7,0% (масс.). Возможность образования крупных глобул получает логическое объяснение, если допустить, что углеводороды и продукты их уплотнения могут мигрировать по поверхности катализатора. Такое допущение основывается на том, что для миграции требуется существенно меньшая энергия, чем для перехода из адсорбированного состояния в газообразное (примерно на величину, равную теплоте испарения). Поскольку промежуточные продукты реакций уплотнения способны частично десорбироваться в газовую фазу, естественно, они способны и к диффузии по поверхности. Определенным подтверждением этого является ранее отмеченный факт пла-сти>шого состояния кокса, выделенного из катализатора крекинга, при температурах 450-500 °С. Предположение о диффузии было подтверждено также исследованиями по изучению влияния термообработки в токе гелия на распределение кокса по грануле аморфного алюмосиликатного катализатора крекинга. Как установлено, после прогрева наблюдается выравнивание распределения кокса. [c.10]

Ассоциаты различного строения являются структурными элементами алкансодержащих дисперсий, топливных и масляных фракций, нефтяных остатков. Активно исследуемым коллоидным объектом нефтяного происхождения являются алкансодержащие дисперсии. Высокомолекулярные нормальные алканы в обычных условиях, начиная с гексадекана и выше, представляют собой твердые вещества. По мере понижения температуры из нефти выделяются кристаллы алкана. Благодаря действию адсорбционных сил часть жидкой фазы ориентируется вокруг надмолекулярных структур и образует сольватные оболочки различной толщины. Сцепление кристаллов приводит к возникновению пространственной гелеобразной структуры, в ячейках которой иммобилизована часть дисперсионной среды, при этом система в целом приобретает структурную прочность. Установлено стабилизирующее действие смолисто-асфальтеновых веществ на устойчивость дисперсий алканов [88]. Влияние термообработки на снижение температуры застывания нефтяных алканов объясняется уменьшением толщины сольватной оболочки их надмолекулярных структур [131]. [c.33]

Рис. 6.16. Влияние термообработки на коррозию стали (0,95 % С) в 1 % Н 304 Полированные образцы 25X25X6 мм, время отпуска примерно 2 ч [49]

Рис. 6.17. Влияние термообработки стали (0,95 % С) на относительное распределение углерода. в виде газа, сажи и карбидов в продуктах коррозии. Коррозия в 10% Н2304 [49]

Рис. 7.19. Струнная модель Статтона [27, 28], учитывающая влияние термообработки на морфологию волокиа и конформацию цепи.

Л (ЭПР), полученного путем расчета интенсивности ЭПР-спектров. Отмечая противоположное влияние термообработки волокиа ПА-6 на образование мнк-ротрещин и интенсивность образования свободных радикалов, авторы свидетельствуют о хорошей корреляции между появлением микротрещин и разрушением связей. [c.247]

Учитывая, что при использовании в технологиях заводнения поступивший на промысловые базы неонол АФ,-12, вследствие высокой температуры застывания, подвергается термообработке острым паром, нами изучено влияние термообработки на качество и свойства НПАВ. Были проанализированы образцы неонолов, поступивших на про.мысловые базы Уршака и Узени. Установлено, что вследствие нарушения технологии приемки, хранения и термической обработки острым паром неонолы АФ,-12, поступившие на промысловые,базы, не соответствовали их техническим условиям (ТУ 38.103625.87) как по физическим, так и по химическим свойствам. Основного веш,ества в их составе было 35-50%, вместо 95%. Содержание побочных продуктов составляло вода - от 8 до 30%, продукты окисления, димеризации и деструкции - до 25-35%. Использование неонолов такого качества в технологиях заводнения с целью повышения нефтеотдачи заведомо приведет к низкой или отрицательной эффективности. [c.17]

Повышение коррозионной стойкости и долговечности сварных соединений в условиях малоциклов ой коррозионной усталости может быть достигнуто, в частности, уменьшением или устранением электрохимической гетерогенности путем термообработки. О некотором влиянии термообработки можно судить по результатам, приведенным иа рис. 99 наружный шов подвергается более ин-тенсивному растворению, чем внутренний, который претерпел нагрев при наложении наружного шва. [c.232]

Для исследования влияния термообработки на распределение твердости и электродных потенциалов в сварном соеднне П1и проводили закалку (920° С) с высоким отпуском (690 °С) и отжиг (920 °С). [c.232]

Увеличение давления паров нитрина практически не влияет на скорость коррозии (табл. 18.8). Не наблюдается влияния термообработки, сварки, величины зерна на скорость коррозии стали Х18Н10Т в нитрине. В отличие от технического N404, коррозионная стойкость сталей в нитрине мало зависит от их состава. [c.282]

Удовлетворительная свариваемость, в отличие от аналогичных хромони-келевых сталей менее чувствительны к влиянию термообработки. [c.48]

Термомеханическая предыстория материала может, по-видимому, оказывать существенное влияние и на стойкость к водородному охрупчиванию других суперсплавов [38, 118, 279, 287]. В качестве примера на рис. 42 показано влияние термообработки на листовой сплав Рене 41 [279] при термическом наводороживании в течение 1000 ч при температуре 650°С и давлении 1 атм. Необходимо отметить отрицательный эффект старения, приводящего к образованию а также охлаждения в печн от температуры обработки на твердый раствор (вероятно, путем образования т] на границах зерен, о чем свидетельствует межкристаллитный характер водородного разрущения [279]). В другом исследовании был обнаружен небольшой положительный эффект высокоэнергетической штамповки сплава Инконель 718 перед старением по сравнению с обычным материалом, состаренным после термообработки на твердый раствор уменьшение относительного сужения в результате выдержки в водороде при давлении 69 МПа снизилось от 72% при обычном старении до 60% в материале, подвергнутом термомеханической обработке (ТМО). Таким образом, образование у или у" после ТМО ухудшает свойства исследованных сплавов практически в такой же степени, как и в отсутствие ТМО. По-видимому, для упрочнения и повышения стойкости к КР решающее значение имеет улучшение субструктуры сплава при старении, предшествующем ТМО [160, 289]. Не исключено, что более сложные процессы обработки, включающие ТМО, позволяют добиться улучшения свойств никелевых сплавов. [c.116]

Три десятилетия назад общая теория КР была представлена [129, 137] в виде следующего механизма КР алюминиевых сплавов. Коррозия происходит вдоль локальных зон, приводя к образованию углубления. При это.м растягивающие напряжения, нормально нанравленные к очагу коррозии, создают концентрацию напряжений в локальных углублениях. В алюминиевых сплавах такие анодные зоны предполагаются как результат различия электрохи.мических потенциалов между выделениями по границам зерен или между зонами, прилегающими к границам, и телом зерна [51]. Роль напряжений в росте трещины при КР понималось как средство раскрытия локальных очагов. Тем самым напряжения способствуют проникновению и взаимодействию электролита со свежеобразованной не защищенной оксидом поверхностью металла. Предполагается, что в этом случае коррозия вдоль границ зерен ускоряется, поскольку свел<еобразо-ванный металл является более анодным. Эта теория широко распространена особенно среди работников алюминиевой нромышленности, поскольку она согласуется со многими экспериментальными данными, касающимися влияния термообработки на сопротивление КР, как отмечено в разделе Металлургические факторы и разработка сплава [51, 85]. [c.295]

Влияние термообработки на чувствительность к высокотемпературному солевому коррозионному растрескиванию не было всесторонне исследовано. Такие исследования могли быть осложнены,, однако, изменениями в микроструктуре при температуре нспыта-ния. В работе [81], выполненной на промышленных снлавах (а-Н -ЬР), продемонстрировано, что обработка в р-области для получения видманштеттовых структур, за которой следует стандартная обработка (закалка-Ьстарение), приводит в результате к. улучшению сопротивления высокотемпературному солевому коррозионному растрескиванию. Эти результаты приведены в табл. 9 В работе [186] показано также, что размер зерна является важ ным параметром при КР. [c.374]

Рис. 97. Схематическое представление влияния термообработки на величину / j p, наблюдаемую нлн в растворах K I, или u I, (а — без наложения потенциала).

В заключение следует отметить, что некоторое понимание было достигнуто в описании состава, технологической обработки и термообработки, которые контролируют свойства силава — 6А1 — 4У. Эти факторы могут быть рассмотрены и по отношению к другим (а-ьР)-сплавам, хотя это не было доказано непосредственно. Для других сплавов влияние состава (включая элементы иримесей) и параметров обработки не было достаточно понято, хотя влияние термообработки по крайней мере частично установлено для большинства сплавов. Необходимо еще раз подчеркнуть, что приведенная выше дискуссия является сверхупрощенной надеемся, что читатель определит взаимозависимость между многими рассмотренными факторами. [c.426]

Рис. 56. Влияние термообработки, перепада давления и циркз ляции на водоотдачу буровых растворов.

Справочник химика 21

Химия и химическая технология