高温结构（共9篇）
高温结构 篇1
高温储罐(介质储存温度在120℃以上)一直以来都用于重油(渣油)、沥青的储存[1]。随着炼化企业采取系统化生产操作,生产装置之间多采取互供原料,既减少了以前因装置间设中间罐增加的操作,也降低了能耗,减少了相应的设备,同时大大减少了中间罐的数量,优势明显。与此同时,储罐相应储存温度得以提高,高温储罐应用越来越普遍。
油品储罐的基础一般为护坡式罐基础、外环墙式(钢筋混凝土)罐基础、环墙式[2]罐基础。新改扩建储罐时,从既减少占地,又能确保满足各种地基土承载力要求考虑,罐基础几乎全部采用环墙式罐基础,罐壁置于环梁之上。
1 高温储罐罐基础
一般的油品储罐环墙式罐基础的内部垫层自上而下为沥青绝缘层、垫砂层、填料层。新建罐还在砂垫层与填料层间增加了HDPE高密度聚乙烯土工膜及保护该膜的上下砂(细)垫层,为保护膜的完整性一般在膜两侧还增加了砂垫层与细沙保护层。环墙结构为钢筋混凝土结构浇灌结构,并环向10~15开有坡度不小于5%的排水孔(渗漏孔)。
高温储罐的罐基础结构与一般的储罐基础结构明显不同之处,是增加了隔热层。按API650附录M中要求:罐内介质温度高于90℃时,与罐底接触的基础表面应采取隔热措施。目前高温储罐的罐基础结构基本有如下几种:
(1)自罐底板向下依次为:底板隔热层(320mm)、沥青砂绝缘层、砂垫层、HDPE高密度聚乙烯土工膜、填料层。其中底板隔热层自罐底板向下依次为:M7.5水泥砂浆MU10烧结砖(130mm)、M7.5水泥砂浆MU10烧结砖(60mm,内设60×60@790通气孔)、M7.5水泥砂浆MU10烧结砖(130mm)。
(2)自罐底板向下依次为:底板隔热层(113mm)、沥青砂绝缘层、砂垫层、HDPE高密度聚乙烯土工膜、填料层。其中底板隔热层自罐底板向下为轻质粘土耐火砖(T-3)侧立铺砌113mm。
(3)自罐底板向下依次为:底板隔热层(200mm)、沥青砂绝缘层、砂垫层、HDPE高密度聚乙烯土工膜、填料层。其中底板隔热层自罐底板向下依次为:红砖平铺、红砖平铺留出通风孔道、红砖错缝平铺压盖。
从这几种高温储罐的地基设计结构对比看出,除底板隔热层外,其它均按照SH 3068-1995《石油化工企业钢储罐地基与基础设计规范》规定执行。从上述3种高温储罐底板隔热层结构看出:
(1)罐壁均置于环梁隔热层上,有些底板隔热层留有通风结构,有些底板隔热层无通风结构;
(2)环墙厚度按照GB 50341-2003《立式圆筒形钢制焊接储罐设计规范》附录B[3]的要求执行;
(3)HDPE高密度聚乙烯土工膜保护层厚度略有不同;
(4)隔热结构由略薄的环梁部分紧固(该部分仅用于固定隔热层),但留出通风孔。
2 高温储罐罐基础分析
按照相关规范,当罐内储存介质温度大于95℃时,与罐底接触的罐基础表面,应采取隔热措施。目前国内高温储罐罐基础结构增加了隔热,但出现了一些问题,如隔热结构外表面水泥照面层龟裂脱落,底部沥青绝缘层软化等。因此需对隔热层结构对高温储罐罐基础的影响予以分析。
2.1 隔热层材料
隔热层材料一般为普通烧结砖和水泥砂浆,水泥砂浆用于砖底部。从上述几种罐基础的砖体选材上看,第(1)、(2)种高温储罐罐基础隔热层选用烧结砖,第(3)种高温储罐罐基础隔热层选用耐火砖。耐火砖用于工厂内各种窑炉建设、高温区隔热等作用,不抗冻容,易风化,寿命短,在南方地区可以作为隔热层使用。而烧结砖抗压性能好(MU10级烧结砖抗压强度平均值大于10MP以上),抗冻性高,在标准孔洞率情况下就有良好的隔热性[4]。因此,隔热层材料采用烧结砖即可。
2.2 热膨胀现象
在储罐储存介质高温状态下,罐底会出现热膨胀;不连续部件温差会造成基础额外受力。
储罐内介质的不断收付会造成罐底、罐壁热应力变化幅度和频率不断变化,表现在底板发生形变,结果会因底板膨胀压挤隔热层,同时附属设施(如静电接地线)被拉拽,产生新的受力。因此,在隔热层施工时砖体排列间不要用水泥砂浆完全堵塞,留有一定的间隙,同时附属设施要留出膨胀余量。
2.3 罐基础环梁
地基变形特征分为罐基沉降量、基础整体倾斜(平面倾斜)、罐基周边不均匀沉降(非平面倾斜)及罐中心与罐周边的沉降(罐基础锥面坡度)。这些沉降与倾斜会造成罐体对隔热层受力不均。考虑上述情况采取第(2)种的环梁形式较为稳妥。
2.4 罐基础导热
考虑到罐内介质温度可达150℃,如长期传热会对沥青绝缘层产生影响引起沥青绝缘层软化,隔热层中间加设通风孔是非常必要的。在相关炼油企业有一些低于95℃的储罐,可经常看到沥青绝缘层有沥青渗出现象。
沥青绝缘层采用现场拌制。做法是将砂加热至100~150℃,沥青加热至160~200℃,热台下拌合均匀,沥青砂体积配合比:8%~10%的沥青与92%~90%的中粗砂。沥青采用30号甲建筑石油沥青,该沥青软化点不低于70℃。由此看来,罐底部至沥青绝缘层必须有良好隔热。增加通风通道可带走罐底部分传热,通道间传热形式也改变,大大减少了到达沥青绝缘层的热量。
3 结论
为保证高温储罐的安全运行,采用罐基础基本结构形式基本上满足了高温储罐的要求。由于南北方地域温度差异,隔热层略有差异,但经综合分析,高温储罐罐基础设计需在以下方面统一:
(1)隔热砖采用标准烧结砖。
(2)罐基础环梁在设计满足要求的条件下,适当增加围箍隔热层段,并保有与隔热层相符的通气孔,增加隔热层强度。减少储罐地基沉降变形的影响。
(3)在相关规范未明确95℃以上储存介质采用的沥青规格情况下,隔热层要设有通风孔,减少罐底热量传递对沥青绝缘层的影响。
摘要：由传统的经中间罐周转输转改为装置间直接供料方式,减少了中间罐中转过程,同时中间重质油品罐接受暂存原料不再要求上游装置送料温度必须降至90℃以下进入储罐,减少了能耗。但储罐却因储存高温原料,对储罐基础提出了如防热膨胀等方面的要求。因此,高温储罐基础结构不同于普通储罐基础,应进行全方面考虑。
关键词：储罐基础,油温,结构,环墙式基础,膨胀,原料
高温结构 篇2
作 者：潘晓燕 马学鸣 尤静林 朱丽慧 作者单位：潘晓燕,朱丽慧(上海大学,材料科学与工程学院,上海,72)
马学鸣(上海大学,纳米科学技术研究中心,上海,200072)
尤静林(上海大学,钢铁冶金重点实验室,上海,200072)
高温水池池壁结构分析 篇3
1 壁面温差对池壁结构影响分析
1.1 壁面温差
当池壁两侧的温度不同时就存在壁面温差, 池壁温度高的一侧膨胀增大, 圆形池壁的曲率将发生变化。曲率的改变会受到池壁自身的阻碍, 产生温度应力。另外, 池壁的变形受到边界约束条件的限制, 也会产生温度应力。壁面温差与池壁厚度、池壁导热系数和池壁内外温差等有关, 其计算公式[1]为:
其中, h为池壁厚度, m;λi为池壁导热系数, 混凝土导热系数为2.03 W/ (m·K) (冬季) ;βi为池壁与空气间的交换系数, 取23.26 W/ (m2·K) ;Tn为池壁内水温;Tw为池壁外气温, 本例冬季室外最低温度为-16℃。用式 (1) 可计算得到池壁的最大壁面温差为48.77℃。
1.2 结构模拟
利用ANSYS有限元程序的Modeling和Meshing模块建立三维几何模型, 进行网格划分, 形成有限元模型[2]。使用Thermal热分析模块进行热分析, 经“Thermal to Struc”单元转换功能, 将得到的池体温度分布情况传递到结构单元。最后利用Structural结构分析模块完成沉淀池池壁结构的热—结构耦合模拟[3]。其中, 结构单元选用三维实体壳单元Solsh190, 池壁配筋双层双向钢筋Φ12@200, 按最大壁面温差考虑。
1.3 模拟结果分析
热—结构耦合分析结果, 通过“General Postproc/Plot Results”可得到环向正应力云图、径向正应力云图和竖向正应力云图, 如图1~图3所示。图1中, 池壁外侧环向正应力沿墙高度上部大、下部小, 均为拉应力, 最大拉应力值为11.3 N/mm2;池壁内侧环向正应力沿墙高度上部大、下部小, 均为压应力, 最大压应力值为7.51 N/mm2。外侧最大环向拉应力远超过C25混凝土的抗拉强度 (抗拉强度标准值ftk=1.78 N/mm2) , 出现竖向裂缝是必然的。
图2中, 池壁径向正应力相对较小, 沿墙厚方向外侧小、内侧大, 均为拉应力;沿高度底部正应力大, 最大径向拉应力值为1.59 N/mm2。
图3中, 池壁外竖向正应力沿墙高度上部小、下部大, 均为拉应力, 最大拉应力值为9.54 N/mm2;池壁内侧竖向正应力沿墙高度上部大、下部小, 均为压应力, 最大压应力值为9.65 N/mm2。
由以上分析可得, 对于壁面温差较大的特殊用途大中型混凝土水池, 在壁面温差及水压力作用下池壁外侧的拉应力可能很大, 很难避免裂缝产生。为了避免池壁开裂、抑制裂缝宽度过大, 应采用预应力钢筋混凝土结构, 或采取其他措施。
2 裂缝修复及加固方案分析
根据目前结构加固技术, 池壁结构修复加固方案很多, 如钢板加固法、预应力钢绞线加固法、碳纤维补强加固法等等[4]。根据本工程具体特点, 可以选择的基本方案有:
1) 在水池外侧增设钢板环箍加固的方法。对于圆形水池池壁加固, 采用这种方案的优势是施工较为简单, 有较成熟的加固经验, 具体钢板环箍的尺寸、位置和数量须通过优化设计确定[5]。
2) 在水池外侧做钢筋混凝土柱, 沿环向设置预应力钢绞线来加固水池。这种方案加固后需要注意预应力筋的保护, 有关构造要求可参考CECS 216:2006给水排水工程预应力混凝土圆形水池结构技术规程[6]。
3) 在水池外贴碳纤维补强加固。碳纤维通过环氧树脂与池壁粘贴, 能可靠地与钢筋混凝土池壁共同工作。碳纤维具有弹性模量大, 密度小, 抗疲劳强度高, 耐久性能好, 抗腐蚀, 柔性好等优点。另外, 树脂具有良好的防水性能, 对混凝土的劣化及钢筋的腐蚀起到抑制作用, 且耐酸、碱、盐及腐蚀。碳纤维补强加固能最大限度地保留水池结构原来特点和外形, 与传统加固方法相比有着卓越的效果[7]。外贴碳纤维的有关构造可参考CECS 146:2003碳纤维片材加固混凝土结构技术规程 (2007版) 。
加固方案各有优缺点, 对于粘贴碳纤维布和粘钢加固的一般经验是:当补强所需面积较小的普通小荷载结构或构件、粘贴碳纤维布1层~2层即可满足要求时, 优先选用粘贴碳纤维布加固方案, 其经济性和施工操作性优势明显;当结构补强所需面积较大时, 优先选用粘钢加固方案, 可大幅提高结构的承载力或受力性能, 并取得良好的经济性;将上述方法进行组合也是一种不错的加固方案, 即在池壁外先采用纤维加固, 再在池壁顶部、中部和底部设置钢板箍加固。
所有加固方案在实施前均需要经过方案设计论证确定。加固实施的主要环节:对开裂部位做必要的清除、防锈及灌缝处理;然后用高压水冲洗干净, 用高标号水泥砂浆抹箍, 使之基面平滑;水泥砂浆达到强度后, 进行最终加固及加固后评估[8]。
3 结语
1) 地上钢筋混凝土水池结构, 当池内水有一定的温度时, 结构设计应充分考虑温差作用影响。
2) 利用ANSYS进行水池池壁分析, 关键的是选择单元类型与要分析的问题密切结合。本例采用Solsh190单元模拟, 能较准确表达出池壁内外侧应力分布, 验证裂缝出现的原因及方向。
3) 开裂水池加固方案很多, 加固方案的选用应结合具体工程, 应该进行方案优化。
摘要：结合某高温水池的具体情况, 研究分析了壁面温差对钢筋混凝土圆形水池池壁的影响, 利用有限元通用软件ANSYS, 模拟了池壁应力的分布规律, 并提出了结构修复加固方案。
关键词：池壁,模拟分析,壁面温差,钢筋混凝土结构
参考文献
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高温结构 篇4
市公交发字 [2013]55号
关于发放二○一三年度夏季降温津贴和
高温补贴的通知
司属各单位：
盛夏来临，广大员工、干部在高温酷暑环境下，仍坚守
生产（工作）岗位，保持正常的营运生产秩序。为切实做好企业夏季防暑降温工作，根据省劳动和社会保障厅下发的有关文件精神，结合我司生产工作实际，拟对在岗员工发放夏季降温津贴和高温补贴。现就具体发放事宜通知如下：
一、发放原则
夏季降温津贴和高温补贴必须在保证完成生产经营任
务的前提下，结合员工工作环境和考勤发放。
二、发放对象
发放对象为总公司现在编在岗员工(含经总公司批准聘
用的外聘员工、劳务派遣员工)。
三、发放标准及范围
（一）夏季降温津贴：
1、发放时间：2012年6月、7月、8月、9月，共计四
个月；
2、发放标准：每人每月120元；
3、考核：当月在岗（出勤）不满20天的，不计发。
（二）高温补贴：
1、发放时间：2012年6月15日—10月15日。
2、发放标准：根据员工实际出勤工作天数按以下标准核发高温补贴：
（1）前置发动机营运驾驶员，按日人均13元标准核发（特约车驾驶员按人均11元标准）；
（2）后置发动机营运驾驶员、技校教练员、油车驾驶员、结算中心接箱员，按日人均12元标准核发（特约车驾驶员按人均10元标准）；
（3）空调车、夜间车营运驾驶员、远郊售票员，按日人均10元标准核发（特约车驾驶员按人均8元标准）；
（4）修理工、稽查员、质检员、物业公司一线员工，按日人均8元标准核发；
（5）基层单位安全员、机务员、行管员、现场调度（管理）员、路救车驾驶员、采购员、基建施工员，按日人均7元标准核发；
（6）其它岗位人员，按日人均6元标准核发；
（7）新进的实习（试用）人员（驾驶员、修理工、引进专业技术人员），按日人均4元标准核发。
四、发放时间及办法
1、具体发放时间为次月5日至6日。
2、各单位以当月发放工资在册的在岗员工数为准，造册本单位发放人员名单及发放的核定金额，经本单位主管领导审核，报劳人处审定后，由本单位或财务处核发。
五、发放要求
1、经组织批准疗养或带薪休假的在岗员工按休假天数可享受夏季降温津贴，但不享受高温补贴。
2、各单位领导要深入第一线，关心职工生产和生活中的困难，切实帮助职工解决实际问题，并根据本单位的情况，认真落实总公司各项防暑降温和安全生产措施，适当调整夏季高温作业劳动和休息制度，增加休息和减轻劳动强度，保障职工身心健康，确保营运生产安全正常进行。
3、为了把夏季降温津贴和高温补贴发放工作做好，各单位必须本着实事求是的原则，不允许虚报冒领或截留现象发生，若经发现，查明原因后，除追回金额外，并追究其单位主要领导的责任。
六、资金来源
1、凡属独立核算、自行纳税法人单位的在岗员工夏季降温津贴和高温补贴，由其所在单位按照总公司规定的考核发放标准自行支付。
2、营运公司及其他单位在岗员工夏季降温津贴进入单位成本，高温补贴由总公司拨付。
3、实行了城乡公交经责制的线路驾驶员（含售票员）降温津贴进入单位成本；高温补贴所需资金，从追加其上缴的营收计划中消化。
化工设备中高温结构设计问题分析 篇5
1 化工设备高温结构设计中法兰的选择
针对高温高压设备而言, 通常法兰连接应用的是透镜式金属垫, 在温度升高过程中, 因法兰较大而温度提升较慢, 而透镜垫的温度却迅速提升, 热膨胀在法兰的约束下形成较大的热应力, 并与垫片受到的预紧应力叠加在一起, 当合成应力大于屈服限时, 就会出现应力松弛以及垫片残余变形等现象;在温度降低过程中, 因金属垫片的冷却速度快于法兰冷却速度, 就会因压力小而产生泄漏问题。这样循环反复几次后, 由于残余变形积累而让压紧力越发减少, 导致最后发生泄漏。通常应该让法兰的周向上温度处于相似水平范围, 特别是纵向隔板存在的情况下, 需要在法兰高温侧安置水夹套或隔热衬里等。垫片的选择应根据压力和温度等情况决定, 同时保持法兰与筒体间温度大体相同, 避免泄露问题发生。如果温度超过500℃时, 应用接管法兰要选择厚材料 (材料强度会因高温而降低强度) , 且要配有较大螺栓, 才能确保运行稳定。当接管口径较大时, 应使用对焊连接方法。针对高温产热冲击和热循环载荷问题, 应使用活套式法兰加以解决。该法兰较其它法兰来说, 其强度和厚度都更胜一筹, 且采用长螺栓, 可更好吸收热膨胀, 确保在螺栓应力范围内。其能够有效避免或降低螺栓拉力而造成的偏转问题。并且, 因其力臂较短, 螺栓受力较小, 螺栓不易被拉长;还有, 其与管壁间采用非刚性连接方式, 因此管壁热应力不会影响法兰, 避免偏转问题发生。通常管道上螺纹型法兰应用较多, 当化工设备直径较大时, 通常选择其它成本较低的法兰。
2 化工设备高温结构设计的优化措施
2.1 解决法兰、垫片和螺栓的受热状况
可以在法兰内侧以及垫片里面设置隔热衬环, 从而起到使法兰、垫片和螺栓降低受热的作用, 以此来优化改善高温结构设备。通过隔热衬环可以使高温结构的受热温度有效降低, 此外还可以确保结构间的温差不会过大, 有效避免法兰、垫片可能产生的变形问题和螺栓可能因高温受热而产生蠕变的问题。换而言之, 通过隔热衬环的设置, 可以最终达到避免高温设备烧毁、泄露等目的。
2.2 确保密封垫片在限定范围
可以将螺栓长度增加, 通过套筒与螺栓相结合的方法, 使其长度总和增加, 达到补偿热应力的效果。此外, 应用套筒还有一个优点, 就是可以使法兰拥有相对较大的轴, 从而使向上热膨胀发生位移, 同时还能确保螺栓应力在规定范围内, 有效地保护密封垫片, 确保其控制在负荷范围以内。
2.3 有效增强高温结构弹性
可以对螺栓进行加弹性垫圈的设置。这种结构可以达到与套筒类似的效果, 对法兰的热膨胀进行有效吸收。其结构相比套筒更小, 所以无法承受住密封垫片所产生的较大的预紧力。如果作用力过大的情况时, 其结构可能出现被压扁现象, 所以, 使用该结构的前提是确保温度不可过高、压力不可过大, 满足规定条件下才能确保其发挥作用, 有效增强高温结构的弹性。
3 化工设备高温结构优化应注意的问题
1) 化工设备高温结构的优化措施有很多, 具体设计时对于一些工程问题也要加以注意, 主要指高温管线对于端点管法兰的推力矩数值, 如果端点的推力矩数值超过规定范围, 就可导致法兰泄漏问题发生。所以, 具体设计时要在配管专业确认的基础上进行, 实际生产过程中进行管子改造时, 制造厂也要对管法兰的推力矩数值加以认真对待;
2) 化工设备高温结构应用Cr-Mo钢较多, 如果出现压力过高的问题, 可进行整体补强, 例如可以采用带径对焊法兰和壳体的连接结构, 但进行焊接操作时, 要注意不可完全焊透;3) 实际生产时, 化工设备装置在开车、停车期间, 必须保证结构的升温、降温速率在规定值范围以内, 不可超过规定值。开车过程中要注意先进行升温, 再进行升压;而停车则要注意先进行降压, 再进行降温, 必须以此顺序操作。此外, 进行螺栓预紧过程中, 必须确保对称均匀后, 再分级进行预紧;同时对于螺栓预紧扭力矩也要严加控制看管;4) 法兰设置有隔热衬环时, 如果其衬环板以奥氏体不锈钢为材料的情况下要加以注意, 因为其相比碳素钢、低合金钢来说, 其热胀系数要大30%~50%之间, 法兰在高温工作的情况下, 隔热衬环和焊缝会因温差应力而出现衬环板凸起现象以及焊缝受剪切问题, 情况严重会对法兰的安全稳定性造成影响。因此, 要求温度控制在300℃以内范围, 如果超过300℃则应采用堆焊结构方法。
4 结论
由于我国对于压力容器设计并未出台相关的规定或规范, 因此, 在化工设备高温结构的设计过程中, 采用的大都是与其它常规设备结构相同的设计方法, 给结构使用带来了许多不安全因素。作为设计人员, 必须全方位地考虑高温结构问题, 优化法兰连接, 最终实现高温结构的安全稳定运行。
摘要：本文针对化工设备的设计而言, 过去很多时候设计人员并没有将高温结构的设计单独提出来予以特殊考虑, 而是与其它设备结构一样采取了同样的设计方法, 对于化工设备膨胀量、高温材料膨胀量、局部结构膨胀量等方面考虑不足, 给化工设备的安全稳定运行带来许多不利影响。为了解决传统设计缺陷, 本文针对化工设备中高温结构的设计问题进行了论述。
关键词：化工设备,高温结构,设计
参考文献
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高温结构 篇6
1 分析现有的自密封结构
电站阀当前使用的自密封结构主要有两种:楔形组合密封与楔形垫密封。通常情况下, 组合式的楔形垫结构适用于大口径的阀门, 楔形垫结构适用于小口径阀门。其结构如下图1所示;
这两种结构形式有着相同的工作原理, 均是在浮动顶盖与圆筒体端部间放置楔形垫, 在螺栓的作用下, 预紧力产生, 进而初始比压形成。在受到介质压力的影响后, 浮动顶盖在压力的作用下, 会向上使楔形垫受到压缩, 这时自紧密封就实现了。如果管道介质的压力是从低到高的变化, 只有达到以下两个条件, 才能使这种阀门一直处于密封状态:1) 在预紧螺栓的作用下, 形成特有的初始比压;2) 处于高压时, 高压不影响到密封面。在进行楔形垫的设计时, 为了达到这两个条件, 不但其材料要满足在低压时, 其塑性的变形, 而且为了使密封面不被高压压溃, 又必须有足够的强度。当前解决这一矛盾的主要方法就是, 将软质镀层或者是涂覆层镀在高强度材料的表面。现有的楔形垫密封结构在经过分析后, 主要的不足有以下方面:在加工零件时, 有很高的精度要求, 且装配的要求也比较高;由于需要镀层等, 加大了投资费用, 而且在高温时, 镀层等可能会出现剥落, 在低压时, 密封的可靠性不强。
2 设计新型的自密封结构
基于现有自密封结构的缺点, 设计一种双密封圈的自密封结构, 如下图2所示:
1—阀体2—软密封圈3—硬密封圈4—阀盖5—压环6———四开环
此种密封结构最主要的特点就是, 基于原有的楔形垫, 并将其分为软密封圈及弹性硬密封圈所组合而成的双密封结构。下面的软密封圈主要是用柔性石墨或者是基于柔性石墨的材料压制而成, 下面的弹性密封圈则是由0Crl8Ni9或者是奥氏体钢制。
2.1 设计时注意的事项
1) 由于软密封圈是由柔性石墨或者是基于柔性石墨的材料压制而成, 因而在考虑到材料有较大的回弹量与压缩量后, 要适宜的放大H尺寸。2) 因为在设计金属密封圈时, 是弹性设计, 所以设计的尺寸D1=D- (1~1.5) , 同时角度5℃在设置时也要注意。在外圆上进行槽数量与大小的设计时, 要基于H1的大小, 使弹性加大。3) 软密封圈是30℃的斜角, 弹性金属密封圈是32℃的斜角, 在进行密封金属密封圈时, 要先密封金属密封圈的上口, 以此加大金属密封圈的弹性。对于这样的设计, 既综合了现有楔形垫密封结构的优势, 还使现有楔形密封的不足得到了很好的改善。
2.2 双密封结构的优点
1) 双密封结构由于存在软密封, 因则对螺栓预紧力的需求就要小很多, 初始密封的比压也比较小, 很容易在低压下密封。在进行设计时, 预紧螺栓可适当地减小, 以便使阀门的成本降低。2) 柔性石墨的的压缩率较之于金属材料, 是非常大的, 且柔性线胀系数要比金属材料小很多, 在20~600℃时, 两者的值分别为1.5~4.65×16-16/℃、17.9×16-16/℃。随着压力与温度的不断升高, 弹性金属密封圈逐渐受力并进行密封, 这时软密封圈的受力是非常小的。如此, 不但在高温高压下可以密封, 而且软密封圈也受不到压溃。3) 初始密封比压主要是在柔性石墨的作用下, 进行密封的, 所以在加工浮动阀盖、弹性金属密封圈与圆筒体端部时, 可以降低精度的要求。且也无需镀层至金属密封圈表面, 成本也随之减少。4) 在安装顶盖时, 由于此种结构没有较高的误差要求, 因而在装配时, 比较容易。5) 因为软硬双层密封圈都要进行密封, 所以如果温度与压力出现变动, 则可靠的密封也是可能实现的。
3 计算与双密封结构有关的数据
1) 计算预紧螺栓的载荷 (预紧状态时, 软密封圈的楔形垫的轴向分力)
公式中, Fa是楔形密封圈的轴向分力, 单位N;D为密封与圆接触的直径, 单位mm;q1为初始密封比压, q1=1.1~1.3qMF, 单位Mpa;qMF是密封的必需比压, 单位Mpa;a在设计时已确定, 通常是30℃;ρ为摩擦角, 一般为2.8℃~5.7℃。
2) 计算由内压引起的总轴向力
公式中, F是由内压而产生的轴向力, 单位N;密封与圆接触的直径, 在设计时已确定, 单位mm;p为设计的压力, 低压计算时, 令p=0.3Mpa。
4 结语
在进行设计自密封结构的阀门时, 将普通的楔形垫改换为双密封圈的楔式结构是最关键的一步。如果处于低压状态, 则密封的可靠性可以通过柔性石墨或者是基于柔性石墨材料的软密封圈实现在;如果处于高压状态, 则可以通过弹性金属密封圈进行实现密封的可靠性。如此, 避免了现有的自密封结构的不足, 还可以使成本减少。对于大口径、高温高压的最站阀门而言, 这种结构非常适用, 其应用价值也非常大。
参考文献
[1]曾爱国.高温高压阀门铸造缺陷的现场修复探讨[J].现代商贸工, 2008.
化工设备中高温结构设计问题浅析 篇7
1 化工设备高温结构优化应注意的问题
1.1 注重法兰、端点等处的设计
化工设备设计过程之中涉及到的结构有很多, 很多情况值得我们予以重视, 首先我国需要注重的就是端点与法兰等处的科学设计。对于化工设备而言, 其在高温工作环境下很多设备的部件都会产生不同程度的变性与移位, 尤其是端点的推力矩数很容易在高温环境下超过规定范围, 这就会导致法兰出现问题, 这些问题在实际的化工设备设计之中需要引起我们充分的重视, 只有注重法兰、端点等处的设计才能为化工设备高温结构设计提供相应的保障。
1.2 把握化工设备结构的压力
高温环境会对化工设备的工作环境带来更大的压力, 因此, 这时候化工设备就会面临更大的压力, 因此在化工设备结构设计过程之中应该注重把握化工设备结构的压力, 针对一些关键部位应该应用特殊的材料, 例如Cr-Mo钢的应用可以有效的提高化工设备结构的抗压能力, 促进化工设备耐高温能力。在化工设备设计过程之中, 为了适应高温情况, 我们必须注重设备结构的压力, 只有让设备能够得到足够的压力, 只有这样才能让化工设备在实际的工作之中面临高温的考验, 这样的压力设计才能有助于化工设备承受相应的高温, 这样可以促进化工设备结构高温结构设计, 为设备后期的顺利工作提供相应的保障。
1.3 注重材料和焊接方式的选择
法兰设置有隔热衬环时, 如果其衬环板以奥氏体不锈钢为材料的情况下要加以注意, 因为其相比碳素钢、低合金钢来说, 其热胀系数要大30%~50%之间, 法兰在高温工作的情况下, 隔热衬环和焊缝会因温差应力而出现衬环板凸起现象以及焊缝受剪切问题, 情况严重会对法兰的安全稳定性造成影响。因此, 要求温度控制在300℃以内范围, 如果超过300℃则应采用堆焊结构方法。
2 化工设备高温结构设计的优化措施
2.1 注重法兰、垫片和螺栓等方面的受热状况
化工设备高温结构设计之中需要优化的方面有很多, 其中最为重要的方面就是一些连接处的受热情况, 这些部位的设计是化工高温结构设计过程之中需要注重的首要问题。在化工设备高温结构设计之中我们应该在法兰内侧、垫片以及螺栓等连接处设置专业的隔热衬环, 通过隔热衬环的植入可以有效的降低设备连接处的受热作用, 有效改善设备的耐高温能力, 也可以通过这种方式增加设备的机械强度, 为设备的正常运行提供保障。另一方面, 这些衬环的植入可以有效降低高温结构温度, 降低温差, 从而避免法兰、垫片出现变形等情况, 这就有效的保证了化工设备的正常运行。
2.2 保证密封垫片在限定范围
密封垫是化工设备之中十分重要的一个环节, 在实际的设计过程之中我们需要合理的利用密封垫, 适当的增加螺栓的长度, 增加套筒和螺栓的结合面积, 从此来补偿热应力, 这样可以让法兰更好的工作, 有效的使用密封垫可以让化工设备在实际的工作耐高温能力, 从而提高化工设备的质量。
2.3 有效增强高温结构弹性
化工设备设计过程之中应该积极采用科学的措施切实增强设备的高温结构弹性, 这是保证化工设备高温结构设计工作首要工作。在实际的设计工作之中相关人员应该注重材质的选择, 随着材料的逐步更新, 现阶段各种奶高温的合金材料成为化工设备高温设备设计过程之中最为常用的材料;材料的选择之中应该注重才来哦弹性的选择, 材料具有相应的弹性才能保证材料更好的适应高温结构。
2.4 偏离限定位置问题及应对措施
化工设备在高温环境之下, 经常会遇到偏离限定位置的情况, 针对这种情况我们应该在设计之前就有所防范, 因此在实际的设计过程之中应该适当的增加螺栓的长度, 这样可以在设备部件偏离限定位置的时候适当予以修正, 这样可以通过套筒与螺栓相结合的方法, 使其长度总和增加, 达到补偿热应力的效果。除此之外, 在实际的设计之中利用套筒也是应对偏离限定位置的解决措施, 在实际的设计过程之中我们可以选择法兰拥有相对较大的轴, 这样可以避免设备发生膨胀后偏离原来的限定位置, 同时也为螺栓的正常工作提供相应的保障。
3 结束语
我国化工机械设备高温结构设计工作受到越来越多人的重视, 在实际的工作之中我们应该注重化工设备高温结构设计之中的各种问题, 针对这些问题进行系统的分析, 在此基础上得出相应的解决措施, 只有这样才能促进我国化工设备高温结构设计工作的推进, 为我国经济社会的进步与发展提供相应的保障。
参考文献
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[2]刘磊.关于化工设备中高温结构的设计问题[J].山西化工, 2014 (04) :64-66.
高温结构 篇8
锌是我国有色金属的主要产品之一,工信部2015年发布的数据显示2014年我国金属锌产量约为583万t,同比增长7%。硫化锌精矿是提取金属锌的主要原料,在我国储量较为丰富。随着锌矿资源的不断开发和利用,高品质锌矿资源逐渐枯竭,高铁闪锌矿的开发利用引起人们的广泛关注[1,2]。锌的冶炼方法分为湿法炼锌和火法炼锌[3],冶炼方法不同,其焙烧方式也不相同,主要分为完全氧化焙烧和部分氧化焙烧,火法炼锌过程一般采用完全焙烧,即将矿石中硫全部烧尽,得到全部由氧化物组成的焙烧矿[4,5,6];由于高铁闪锌矿的成分较为复杂[7],形成的焙砂矿中各种氧化物的存在形态也较多[8,9,10,11],焙砂中氧化物的形态不同,在还原过程中的行为也不同[12,13,14,15,16]。本研究对锌精矿高温氧化焙烧工业生产的焙砂进行多次取样得到综合样,分析高铁高铟闪锌矿焙砂的结构及其物相组成,旨在明确焙砂中各氧化物的存在形态。
1 实验
本实验所用原料为云南某地区高铁闪锌矿,其主要组成见表1。主要物相分析如图1所示,从分析结果中可以看出,闪锌矿ZnS:65.81%,镉闪锌矿Zn0.9Cd0.1S:1.36%,黄铁矿FeS2:8.84%,磁黄铁矿Fe1-xS:17.72%,黄铜矿CuFeS2:2.39%,锡石SnO2:0.38%,白云母KAl2Si3AlO10(OH)2:2.6%,其它1%。没有发现铟化合物及铁闪锌矿,说明铟与铁在闪锌矿中均是以类质同象的结构存在。
高温氧化焙烧设备采用无前室的54m2扩大鲁奇型焙烧炉,高铁闪锌矿入炉粒度小于10mm,水分5%~12%,含S 18%~34%。沸腾层温度控制1080℃;焙砂出炉温度1040℃,炉气出口炉气温度1050℃;入炉风量12000~30000Nm3/h;炉底压力1000~2500mm水柱。经过高温氧化焙烧后,物料的组成如表2所示,S含量由33.32%降低到0.4%以下,各种金属均以氧化物的形式存在。
2 焙烧产物物相结构分析
焙烧产物进行多次的综合取样,并将焙砂综合样按其粒度进行分类,按颗粒粗细分为35目-100目-300目等几个粒度区间进行分析。图2为焙砂粒度分布情况,可以看出在焙砂原料中,粒度在35~200目之间的占总量的82.27%,粗颗粒(>35目)的粒子占13.73%,而200目以下的粒子仅占3.99%。
对不同粒度焙砂进行XRF成分分析,结果见表3。由表3可以看出,焙砂主要由锌、铁、硫、铜、铟、铁、锡、硅、银等的氧化物组成,在不同粒度的焙砂中各金属氧化物的含量差别明显,如锌、铁、铜、锡、铟的含量随着粒度的减小而增加,而余量H~Na(认为是氧的量)随着粒度的减小而减小。这说明随着焙砂粒度的变化,其中金属氧化物的形态/价态也发生了变化。
图3为不同粒度焙砂中各氧化物物相组成。从图3中可以看出,主要的产物仍为ZnO、ZnFe2O4、Zn2SiO4、Fe3O4,并随着焙砂粒度变化无明显的变化,铟、铅、银等氧化物由于含量较小,用XRD无法进行分析。结合XRF分析和XRD分析结果说明了在焙砂的形成过程中,其主要产物均为ZnO、ZnFe2O4、Zn2SiO4、Fe3O4,但各氧化物所占的比例会随着颗粒尺寸的变化而有所不同。
图4为不同粒度焙砂的SEM图,图5为不同粒度焙砂的扫描电镜BSE图。
从图4中可以看出,不同粒度的焙砂在放大50倍的条件下,均是以颗粒的形态存在,基本无形貌差异。从图5中可以看出它们的差异,随着粒度的增加BSE图中呈亮态存在的物质增加,在图5(c)中基本没有白色物质,在图5(b)中有少部分白色物质,而图5(a)中的白色物质明显,并且较图5(b)的分布更为广泛。这说明焙砂基本由锌、铁、硅的氧化物组成,但是在形成氧化物的过程中,焙砂的粒度不同氧化物的分布也不同,这与XRF所得到结果吻合。
图6为不同粒度焙砂的微区元素含量图。从图6(a)中可以看出,在200~300目的焙砂中,点1和点4是图中的最亮点(白色),其组成为Zn4Si0.14Fe0.82O7.17,点3是图中颜色呈现为过渡状态的点(灰暗),其组成为Zn4S3.53Fe0.3O16.22,点2是图中的最暗点(黑色),其组成为Zn4Si0.065Fe1.96O2.4。从图6(b)中可以看出,在35~200目的焙砂中,点1是图中的最亮点(白色),其组成为Zn4Si0.12FeO10,点2是图中颜色呈现为过渡状态的点(灰暗),其组成为Zn4S2.71Fe0.85O7.08,点3是图中的最暗点(黑色),其组成为Zn4Si0Fe0.37O0.55。从图6(c)中可以看出,在大于35目的焙砂中,点2是图中的最亮点(白色),其组成为Zn4Si0.12Fe0.38O7.64,点1是图中颜色呈现为过渡状态的点(灰暗),其组成为Zn4Si0Fe0.27O5.1,点3是图中的最暗点(黑色),其组成为Zn4Si0Fe0.27O1.13。从XRD的分析表明,焙砂主要的物相是由ZnO、ZnFe2O4、Zn2SiO4、Fe3O4等组成,将3种粒度中的点从亮到暗的组成列于表4中,可以看出最亮点中的Si、Fe的含量所占比例最少,过渡区中Si的含量最高,最暗点的Fe的含量最多。这说明在最亮区铁和硅的氧化物均较少,其由大部分的ZnO及少量的Zn2SiO4、ZnFe2O4、Fe3O4组成;过渡区中Zn2SiO4的组成高于明暗区,硅的氧化物主要在过渡区域富集;最暗区铁的氧化物ZnFe2O4、Fe3O4的组成高于其他两个区域,铁的氧化物主要在暗区富集。
综合图6及表4的分析,可以看出,200~300目的焙砂中ZnO的含量最高,同时存在少量的ZnFe2O4及铁的氧化物,铁的氧化物在35~200目的焙砂中分布较广泛,Zn2SiO4在大于35目的焙砂中分布较广泛。
3 结论
(1)在沸腾层温度1080 ℃,入炉风量12000~30000Nm３/h,炉底压力1000~2500mm水柱条件下,生成的焙砂粒度大部分在35~200目之间,占总量的82.27%。
(2)XRD分析表明焙砂由ZnO、ZnFe2O4、Zn2SiO4、Fe3O4组成,各氧化物在焙砂中所占的比例会随着颗粒大小的变化而有所不同。XRF与SEM说明在形成氧化物的过程中,焙砂的粒度不同氧化物的分布也不同。
(3)焙砂200~300目中的ZnO的含量最高,同时存在少量的ZnFe2O4及铁的氧化物,铁的氧化物在35~200目的焙砂中分布较广泛,Zn2SiO4在大于35目的焙砂中分布较广泛。
摘要：高铁闪锌矿的成分较为复杂,形成焙砂矿中氧化物的存在形态也较多。将锌精矿高温氧化焙烧产物进行多次综合取样,分析高铁高铟闪锌矿焙砂的结构及其物相组成,研究结果表明:生成的焙砂粒度大部分在35~200目之间,占总量的82.27%;焙砂主要由ZnO、ZnFe2O4、Zn2SiO4、Fe3O4组成,各氧化物在焙砂中所占的比例会随着颗粒大小的变化而有所不同。焙砂200~300目中ZnO的含量最高,同时存在少量的ZnFe2O4及铁的氧化物,在35~200目中铁的氧化物分布较广泛,在大于35目的焙砂中Zn2SiO4分布较广泛。
高温结构 篇9
BiScO3-PbTiO3(BSPT)压电材料具有与广泛商用的PZT陶瓷[1]相当的高压电活性(d33～450pC/N),并具有高于PZT陶瓷的居里温度(Tc～450℃)成为当前材料科学研究的前沿和热点之一[2,3,4]。在(1-x)BiScO3-x PbTiO3(BSPTx)体系的研究中,当PbTiO3含量超过66%时,陶瓷体系为四方相结构。由于非钛酸铅组分与钛酸铅存在固溶极限的原因[5],陶瓷体系中出现富铋相,因此对钙钛矿结构造成影响。但是高PbTiO3含量的组分的居里温度较高,文献报道[2]BSPT85组分的居里温度为426℃,陈异等[6]通过Mn改性BSPT85组分,得到高居里温度的压电陶瓷,Tc=520～550℃。但是居里温度的提高同时导致压电活性的降低。对高含量PbTiO3的BSPT组分的深入研究不仅加强对BSPT陶瓷的理解,还可以进一步高居里温度的相关物理机理。这里介绍BSPT85进行了Mg和Zn的掺杂对比试验。分子式(1-x)(0.15BiScO3-0.85PbTiO3)-xBi(Mg0.5Ti0.5)O3(BMSPTx),采用传统陶瓷固相反应在1000～1150℃合成,通过XRD,SEM,介电和压电性能测试系统研究了BMSPTx陶瓷的结构和电学性能。
1 试验
1.1 实验过程
采用固相法制备了(1-x)(0.15BiScO3-0.85PbTiO3)-xBi(Mg0.5Ti0.5)O3(x=0.075,0.1,0.125)陶瓷。用高纯PbO(99.8%)、Bi2O3(99%)、MgO(99%)、Sc2O3(99%)和TiO2(99.99%)粉料作为原料。称料配比后加入一定比例的乙醇球磨24小时,在800～850℃下预烧2h,1050～1200℃下烧结2h,烧结后进行相关的数据测量和实验表征。
1.2 分析测试
采用中国丹东方圆仪器厂DX-1000型X-射线衍射仪(XRD)进行物相分析;用ZJ-3A型准静态d33测量仪测试了BMSPTx陶瓷的压电常数d33;用HP4980连接高温炉,并用计算机控制数据采集,在25～750℃间对BZZPTx样品进行介电常数-温度特性测试。采用荷兰FEI公司Inspect F型扫描电子显微镜分析了BMZPTx陶瓷的表面形貌。
2 结果与讨论
2.1 表面形貌表征及其机理分析
如图1为传统固相反应制备法制备的BMSPTx陶瓷样品的表面形貌图。由图1(b)中可以看出,该组分陶瓷的结晶良好,晶界清晰,晶粒生长较为完整,表面相对致密,有少量宏观的孔洞和空隙,表明陶瓷晶粒在该烧结条件下生长相对充分。陶瓷的晶粒呈规则四方多边形状,粒径在2～6μm之间。这说明Mg对陶瓷烧结有明显的助烧作用,助烧过程通过增大晶界间的接触面积。
2.2 物相结构表征及其机理分析
由图2所示,当体系中的Bi(Mg0.5Ti0.5)O3含量在0.075～0.125区间时,在传统固相法制备工艺条件下,BMSPTx陶瓷均可形成单一的钙钛矿结构。如图2中所示,图谱中的衍射峰均能按照钙钛矿结构PbTiO3进行指标化,均未发现杂相,Mg2+,离子和BSPT85已经形成钙钛矿固溶体,其中Bi3+和Pb2+占据钙钛矿结构的A位,Sc3+、Mg2+和Ti4+占据B位。BMSPTx陶瓷固溶体中的XRD衍射图谱在22°和45°附近分峰明显,对应的晶面分别为分别为(001)/(100)和(002)/(200)晶面衍射峰,而在39°附近的衍射峰相对尖锐,为(111)和(-111)峰叠加的结果,由此可以判定样品具有四方相钙钛矿结构[7]。随着固溶体中Bi(Mg0.5Ti0.5)O3含量的增加,样品的XRD衍射图谱在22°和45°附近仍然呈现的双峰,保持的四方相结构不变。
通过陶瓷的XRD衍射数据,利用布拉格衍射方程,我们对BMSPTx样品的晶格常数进行了计算,计算的结果在表1中给出。从计算结果中可以注意到,随着掺杂离子含量增加,c/a有增大的趋势,但是总体的增量不大。PbTiO3陶瓷c/a的值为1.06,较大c/a比值即四方相过大使得材料的单畴化变得困难,另外,纯PbTiO3陶瓷在生产工艺上很难烧结,冷却到居里温度时,会破碎成粉末。一方面,c/a比值增加往往伴随居里温度的提升,BMSPx两种样品的四方度高于纯钛酸铅,这可能是引起居里温度的原因。下面对BMSPTx陶瓷的居里温度进行分析。
2.3 介温特性及其机理分析
在频率1kHz,10kHz和100kHz条件下,对BMSPTx陶瓷进行了介温曲线的测试。如图3所示。随着x增加,介电常数在某一温度区域形成尖锐的峰。其结果显示该体系的居里温度都超过了500℃,BMSPT0.075,BMSPT0.1,BMSPT0.125的居里温度分别为520℃,540℃,521℃。最高居里温度Tc组分陶瓷为BMSPT0.1,Tc～540℃,相比之下该陶瓷体系居里温度整体超过了BSPT陶瓷体系,这因为引入Bi(Mg0.5Ti0.5)O3组分能有效改善陶瓷的烧结,并且第三元体系的掺入会对晶格畸变产生导致四方相的晶格常数c/a的增大,相对BiScO3-PbTiO3而言,该体系四方相的晶格常数c/a明显增大,这也是BMSPTx体系陶瓷居里温度升高的原因。此观点也在江一杭[8]和Suchomel等人[9]的结论中得到证实。
2.4 压电性能
在测试材料压电性能时,先将极化后样品在室温下放置老化24小时,并在室温下测试材料的压电性能。表2为两种体系压电常数(d33)和与x组分对应关系。表中所示,受其高四方度的影响,两种样品的压电活性较弱,实验中结果显示BMSPT0.075,BMSPT0.1,BMSPT0.125组分的压电常数分别为23pC/N,26pC/N,43pC/N。
3 结论
利用传统固相反应制备了BMSPTx(x=0.075,0.1,0.125)陶瓷,XRD测试表明该陶瓷体系具有单一的四方相钙钛矿结构。Bi(Mg0.5Ti0.5)O3组分的掺入有助于烧结,并增大了BMSPTx陶瓷的四方畸变程度,获得了较高的居里温度Tc>520℃,BMSPTx陶瓷具有较低的压电活性d33=23～43pC/N。
参考文献
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