工艺控制参数（精选9篇）
工艺控制参数 篇1
1连续式制管生产线的结构组成
双层卷焊管是由成型机将双面镀有钎料(铜)的带钢沿带宽方向卷曲720°,然后通过加热装置将管筒层间焊成一个整体——钢管[1]。按成型、钎焊工序是否连续进行,双层卷焊管的生产工艺可以分为连续式和半连续式。连续式生产线结构紧凑,生产速度快,容易实现自动控制。
如图1所示,该连续式制管生产线主要由开卷机、成型机组、钎焊炉、冷却管、牵引机、矫直辊系、涡流探伤仪和成卷机组成。
1-开卷机;2-成型机组;3-钎焊炉;4-冷却管;5-一次牵引机;6-垂直矫直装置;7-涡流探伤仪;8-水平矫直装置;9-二次牵引机;10-气动标定装置;11-成卷机
当生产线运作时,放置于开卷机上的双面镀铜钢带在牵引力的作用下进入成型机组,由成型辊系卷轧720°形成双层卷焊管管筒;再经芯棒和辊轮定径后进入电阻直热式钎焊炉,管筒层间铜料在1 200℃高温下熔化相互渗透,冷却后牢固结合在一起;双层卷焊管出炉后在一次牵引机的带动下进入涡流探伤仪,进行焊接质量检测,缺陷处由标定装置自动标记;最后卷焊管在成卷机上自动成盘。其中牵引机通过闭环直流调速以保证制管速度的稳定和生产线的连续运转。在进行探伤检测时,焊管在前后垂直和水平矫直轮的作用下形成多个支点,同时受到二次牵引装置的拉力张紧而不产生抖动,保证了涡流探伤的正常进行。
2双层卷焊管的制造工艺分析
双层卷焊管的制造工艺可分为开卷、卷管、钎焊、冷却、矫直、探伤、成卷等工序。整个过程是不间断连续完成的,其中,卷管成型质量是影响双层卷焊管尺寸的关键工序,而钎焊又是影响双层卷焊管成型质量的关键工序,所以本文重点介绍卷管和钎焊两个工序。
2.1 卷管成型
在双层卷焊管的生产中,管筒成型过程是全部生产工序中最困难也是最重要的一道工序,管筒成型质量的好坏不仅直接影响成品管的尺寸和形状精度,而且对后续焊接工艺的成败也有着决定性影响[2]。双层卷焊管的卷管成型是通过水平辊与立辊交替布置的成型机组完成的,其成型过程如图2所示。
成型机装置由坡口辊、成型辊及定径辊、芯棒及传动装置等组成。双层卷焊管成型示过程可分为3个阶段。
(1)轧边阶段。
首先在坡口辊的辊轧作用下,钢带边缘被轧压成一定角度的坡口,其目的是使双层管内层、外层能平滑搭接。
(2)卷管阶段。
在第一个参加主要成型的水平辊上,将内圈按单半径弯曲,将外圈弯成有一过渡圆角的直角边;再以成型的直角边定位,在立辊和水平辊的共同作用下,另外一边逐步沿径向旋转卷曲形成内圈,其剩余部分成型为外圈。此时并未完全成圆形。
(3)定径阶段。
定径辊与芯棒配合,对未成形的管子进行二次整形,使内外层紧密贴合,成为完整的圆管状,达到焊管内、外径基本尺寸要求,并为下一步的钎焊能顺利进行提供基础。
2.2 钎焊
如图3所示,钎焊装置主要由加热区、焊接区、压力辊、保温冷却区、电极等几部分组成。由成型机供给的管筒以一定的速度经滑动电极进入保温良好的钎焊腔,与滚动电极接触,两电极间的管筒经电极与电源构成回路,管子在由滑动电极到滚动电极的运行过程中,逐渐加热,到达正极时达到最高温度即钎焊温度。这时不需要对管筒施加任何外加载荷,由于铜具有较好的液态流动性和在钢中的快速扩散性,待冷却后使层间牢固地粘合在一起。其关键是炉内温度的控制和表面镀层的防氧化问题,钎焊是在导管内的还原气氛下进行的,保护气体为氢气[3,4]。
1-被焊管;2-滑动电极;3-焊腔保温筒;4-滑动电极支撑杆;5-滚动电极
钢管从钎焊炉加热区段出来后进入冷却区,并在保护气氛下进行炉内冷却,这时层间与表面的铜层开始凝固。钢管在冷却区出口处表面温度要降到100℃左右才能出炉,这样可以避免镀铜层因接触空气而发生氧化变色(铜的氧化温度约350℃)。采用炉冷—空冷—水冷的冷却方式可以确保成品管的退火质量。
3工艺参数的检测与控制
3.1 工艺参数
为满足双层卷焊管的尺寸精度及表面质量要求,提升产品的焊接质量和使用性能,降低废品率,整个生产过程对工艺参数的控制十分严格,而定径压力、钎焊温度、运行速度是控制的重点。
(1)定径压力。
为保证管筒层间紧密贴合,在定径阶段需对管筒施加一定的定径压力,如果定径压力过小则会降低层间的焊合率,但是如果定径力过大不仅会导致两层间过大的扭曲变形甚至失稳,还会使芯棒的轴向拉力急剧增加而断裂。由于受成品管的尺寸限制,芯棒拉杆的截面不能取得很大,尤其在成型小直径的双层卷焊管时,拉杆的横断面积非常小,成为最薄弱的环节。
(2)钎焊温度。
在加热区内,卷焊管的温度由常温一直增加到1 200℃以上,并且其在运行方向各点段的电阻值也极不均匀,是一个变化量,但电阻值与最高温度有关。若温度偏低,管材焊接不牢;若温度过高,则管材会烧断或者管材表面的铜完全熔化而向下流淌形成铜瘤。因此保证炉内温度的稳定是焊接过程的关键。
(3)运行速度。
在温度一定的情况下,卷管管径较小时,生产线管材运行速度相应要快一些,不然会导致卷管被烧坏。因此不同管径的卷管对制管速度的要求是不一样的。双层卷焊管生产线的生产速度控制范围为10 m/min～27 m/min,成型机组制管速度与一次牵引机、二次牵引机的牵引速度要匹配,以保证整个生产线的运行稳定,并且一次牵引机的牵引速度略大于制管速度,使钢管处于张紧状态。
3.2 工艺参数的控制
如图4所示,控制系统由触摸屏、中央控制器、现场总线、传感器及执行器组成,控制对象为制管速度、一次牵引速度、二次牵引速度、芯棒拉力、钎焊温度。
各工艺参数控制原理如下:
(1)芯棒压力的在线监测。在制管过程中,通过压力传感器将芯棒的拉力数据传输到编程控制装置上,调节杆依据事先确定的参数进行调整,通过参数确认芯棒的位置,避免了人工调整芯棒的不确定性。同时,该装置对实时数据采集分析,若测值为零,即芯棒断裂时,立即发出停车指令,以减少原材料浪费,降低废品率。
(2)钎焊温度的检测与控制。生产线启动后,管材开始自动升温,红外测温探头将检测到的温度信号转换成电流信号反馈给编程控制装置,经编程控制装置转换为数字信号后输出到显示屏,同时控制器将接收到的温度与设定的温度进行比较处理,经转换处理后控制电力调整器以调整电压大小,使炉内温度逐渐稳定。
(3)运行速度的检测与控制。生产前先设定工艺速度,生产线启动后将检测的速度脉冲信号反馈给中心控制系统的PLC,经PLC处理后输出到变频器的控制端,通过调节变频器的频率来控制变频电机的速度,使生产线管材运行速度自动达到设定速度并保持稳定。
4小结
本文对双层卷焊管生产线的关键工艺及其控制参数进行了研究,为实现双层卷焊管生产线的自动化控制奠定了基础。
摘要：介绍了双层卷焊管生产线的结构组成,重点分析了生产工艺中卷管成型和钎焊等关键工序,并对生产线中关键工艺参数的检测与控制进行了研究。
关键词：双层卷焊管,钎焊,卷管成型,工艺参数
参考文献
[1]刘承杰,于恩林,吴坚.双层卷焊管的生产研究[J].鞍钢技术,1994(5):42-44.
[2]于恩林,赖明道,吴坚.双层卷焊管成型质量的理论分析及实验研究[J].钢铁,1996(1):40-44.
[3]米俊如.双层卷焊管连续焊接工艺与设备[J].电焊机,1994(1):28-30.
[4]周湛通.双层卷焊管焊接过程神经网络自适应控制方法研究[D].石家庄:河北科技大学,2009:5.
工艺控制参数 篇2
1、冷却速度对铸锭质量的影响
冷却速度指铸锭的降温速度，又称冷却强度，用单位时间内下降的温度来表示，常用单位是℃/s。但在实际生产中，这个单位不便于控制，由于在既定条件下，各种工具和工艺条件都是预先确定的，因此生产现场多采用冷却水压或冷却水流量作为冷却速度的度量。在连续铸造过程中，铸锭内各点在同一时刻的冷却速度以及同一点在不同时刻的冷却速度都是变化的。
(1)冷却速度对铸锭组织的影响
在直接水冷半连续铸造时，随着冷却强度的增加，铸锭结晶速度提高，熔体中溶质元素来不及扩散，过冷度增加，晶核增多，因而所得晶粒细小；同时，过渡带尺寸缩小，铸锭致密度提高，减小了疏松倾向。此外提高冷却速度，还可细化一次晶化合物尺寸，减小区域偏析的程度。
铸模的导热条件是显著影响铸锭组织的重要因素，尤其是边缘部位的组织。图1示出了扁铸锭中枝晶网尺寸分布情况：A是铸模中金属水平高的情况；B是铸模中金属水平低的情况；C是电磁铸造的，金属不和铸模接触，完全依靠喷射到铸锭上的水流把热量带走。
图1
在不同水平铸造或电磁铸造的扁锭中的IPP分布情况
(2)冷却速度对铸锭力学性能的影响。冷却速度是决定铸锭力学性能的基本因素。通常，随冷却速度增大，铸锭的平均力学性能得到提高。冷却速度的这种作用主要是由下面两个原因引起的：一是随冷却速度增大，铸锭结晶速度提高，晶内结构细化；二是随冷却速度增大，铸锭过渡带尺寸缩小，铸锭致密度提高。此外，提高冷却速度，还可细化一次晶化合物的尺寸，减小区域偏析的程度。
但是，合金成分不同，冷却速度对铸锭力学性能影响的程度是不一样的，对变形铝合金而言，大致可分为四个基本的类型：第一类是在所有温度下(从室温到熔点)均呈单相的合金，如各种牌号的高纯铝、工业纯铝、5A66、7A01等。这些合金的铸态力学性能同冷却速度的关系不太强烈，冷却速度仅在能消除破坏金属连续性的缺陷(疏松、气孔)的极限速度之前有影响(见图2a)。第二类是铸态呈多相，但在固溶热处理后变成固溶体的合金，如5A12、5A13等。这种合金的铸态性能同冷却速度的关系十分明显，但在固溶热处理后这种关系变得不明显。这种合金即使在很低的冷却速度下铸造，经热处理后，亦可达到很高的力学性能（见图2b）。然而当合金中存在较多的铁、硅杂质时，由于它们能生成不溶解的化合物，又使合金对冷却速度的关系变得很敏感。第三类是铸态呈多相，但任何热处理都不能使它们变成单相的合金，这种合金中，含有的第二相是可溶的，但第二相的数量超过其溶解度极限或是同时含有可溶和不可溶的第二相的合金，绝大多数工业变形铝合金都属于这一类。这些合金的铸态力学性能同冷却速度的关系很明显，随冷却速度增大，铸锭致密度提高，在晶粒内部和晶粒边界上分布的脆性化合物相愈细小，因而性能急剧提高(见图2c)。第四类是铸态呈多相，但其中基本上只有不可溶的第二相化合物存在，如4004、4A17、4047等。这些合金铸态力学性能与冷却速度也有明显的关系，但热处理后性能基本不变（见图2d）。
a
b
c
d
铸造后热处理状态；-----------
铸造状态
图2
合金机械性能与冷却速度的关系
a-第一类合金；b-第二类合金；c-第三类合金；d-第四类合金
(3)冷却速度对铸锭裂纹倾向性的影响。随冷却速度提高，铸锭中的温度梯度增大，如铸锭内部各处不能同步收缩，则热应力值也相应提高，因此，铸锭裂纹倾向性增大。连续铸造时，沿铸锭周边冷却的不均匀程度是产生裂纹的重要因素之一。局部供水不足将导致冷却速度的差别和凝壳厚度的变化，使铸锭裂纹倾向性急剧提高。这种情况对于大小面冷却速度本来就不一致的扁铸锭表现尤为明显。
(4)冷却速度对铸锭表面质量的影响。在通常采用普通结晶器和铸造速度较慢的情况下，提高冷却速度会使铸锭表面产生冷隔的倾向性增大，而使铸锭表面产生偏析浮出物和拉裂的倾向性降低。
2、铸造速度对铸锭质量的影响
铸造速度是指铸锭相对结晶器的运动速度，常用mm／min或m／h表示。在连续铸造过程中，铸锭从结晶器中拉出的速度在正常铸造阶段是不变的，但在开头、结尾时以及在铸造过程中由于液面波动的影响，其实际铸造速度不尽一致。
(1)铸造速度对铸造组织的影响
在一定范围内，随着铸造速度的提高，铸锭晶内结构细小。但过高的铸造速度会使液穴变深(h液穴=kV铸)，过渡带尺寸变宽，结晶组织粗化，结晶时的补缩条件恶化，增大了中心疏松倾向，同时铸锭的区域偏析加剧，使合金的组织和成分不均匀性增加。
(2)铸造速度对铸锭力学性能的影响。铸造速度对铸锭力学性能的影响取决于它对铸锭结晶速度和过渡带尺寸影响的综合结果。一般的规律是：随铸造速度的提高，铸锭的平均力学性能按具有极大值的曲线变化(见图3)，但性能沿铸锭截面分布的不均匀程度增大。
结晶速度和过渡带尺寸是决定多相合金及按固溶体类型结晶的合金的力学性能的主要因素。随铸造速度提高，铸锭的平均结晶速度增大，晶内结构细化，因而铸锭的平均力学性能得到提高。在更高的铸造速度下，由于液穴变深，过渡带尺寸增加，铸锭致密度降低，因而铸锭的平均力学性能又开始下降。在提高铸造速度的同时，由于铸锭中心疏松程度增大以及化学成分区域偏析增大的结果，使性能沿铸锭截面的分布变得更不均匀。
a)直径280mm铸锭
b)5A06合金ф405铸锭
图3
铸锭的平均力学性能与铸造速度的关系
(3)铸造速度对铸锭裂纹倾向性的影响。在一般情况下，提高铸造速度时使铸锭形成冷裂纹的倾向性降低，而使形成热裂纹的倾向增加。这是因为提高铸造速度使铸锭中已凝固部分的温度提高，而合金在温度提高时塑性显著增加。如果把铸造速度提高到使铸锭凝固层的拉伸变形发生在具有足够塑性的温度区间(高于200～300℃)，则铸锭就不会发生冷裂纹。但是，随着铸造速度的提高，铸锭中过渡带尺寸增加，形成热裂纹的脆性区的几何尺寸增大，熔体焊合裂纹的能力降低，由于区域偏析而引起的铸锭化学成分的不均匀性增加。同时，随铸造速度提高，铸锭各层冷却速度差别更大，导致拉伸变形量增大，因而使铸锭形成热裂纹的倾向增大。
由于对热裂纹和冷裂纹的区分往往是不严格的，加之热裂纹对冷裂纹的形成有促进作用，因此，在分析铸造速度对铸锭裂纹倾向性的影响时，还应该特别注意各种形状铸锭中不同类型裂纹产生的机理和具体原因，其关系往往比上述规律性要复杂。
对于扁铸锭，提高铸造速度，使形成侧面裂纹的倾向性降低，而使形成表面裂纹的倾向性增加。对于圆铸锭，提高铸造速度，使形成表面裂纹的倾向性降低，而使形成中心裂纹的倾向性增加。
(4)铸造速度对铸锭表面质量的影响。随铸造速度的提高，液穴加深，凝壳变薄，铸锭表面形成偏析浮出物的倾向增大。此时，带有偏析浮出物的较薄的凝壳在熔体静压力作用下发生变形，且在运动中与结晶器壁产生摩擦的趋势增大，因而铸锭表面产生拉痕和拉裂的倾向也增大。然而，在提高铸造速度时，铸锭表面温度升高，因而，形成冷隔的倾向性降低。
铸锭的铸造速度一般应按下述原则进行调控:
在保证铸锭质量符合技术条件(包括成品率)的前提下，采用尽可能高的铸造速度以发挥铸造机的最大生产能力。
（1）对于扁铸锭，铸造速度的选择首先应当保证铸锭没有裂纹。一般的原则是：
1）对于没有冷裂纹倾向的软合金，随铸锭宽厚比增大，应降低铸造速度。
2）对于冷裂纹倾向较大的硬合金，随铸锭宽厚比增大，应提高铸造速度。
3）在铸锭厚度和宽厚比一定的条件下，热裂纹倾向性较大的合金，应降低铸造速度。
（2）对于小直径圆铸锭，由于裂纹倾向性和过渡带绝对尺寸都不大，在保证铸锭具有良好表面质量的条件下，可以选择较高的铸造速度。反之，对于大截面圆铸锭应该采用较低的铸造速度。一般的原则是：
1）对同一种合金，铸锭直径愈大，铸造速度愈低。
2）铸锭直径相同时，铸造速度按软合金（工业纯铝、3A21、5A02等）→6000系合金（6063、6061、6A02等）→高镁合金（5A05、5A06、5056等）→高成分2000系合金（2A11、2A12、2B11等）→高成分7000系合金（7075、7A04、7A09等）的次序递减。
3）对于2A11合金圆铸锭，可以按下列规律调控铸造速度：
①在对平均力学性能的关系上，当使用普通结晶器时，最适宜的铸造速度可按关系式
U铸·D=2m2/h来近似确定，式中，U铸为铸造速度，m／h；D为铸锭直径，m。下同。
②保证性能沿铸锭截面具有较均匀分布的铸造速度可按U铸·D=1.6～1.7m2/h来确定。
③不论铸锭直径大小如何，在结晶器高度为180mm时，不调整合金的化学成分，只要铸造速度比关系式U铸·D=1m2/h所确定的铸造速度稍低—点，即能避免铸锭中心层在结晶区间里出现拉应力，从而避免热裂纹的出现。
（3）对于空心圆铸锭，在合金和外径相同的条件下，铸造速度随壁厚增加而提高；在合金和内径相同的条件下，铸造速度随壁厚增加而降低。在其他条件相同时，软合金空心圆铸锭的铸造速度约比具有相同外径的实心圆铸锭的高30％，硬合金空心圆铸锭的铸造速度约比相同外径实心圆铸锭的高50%～100%。
（4）热顶铸造、气幕铸造和电磁铸造时，在其他条件相同时，分别比普通铸造的铸造速度约高10%～20%、15%～25%和20%～30%。
最后应指出：铸造速度的调控与合金化学成分关系极大。对于同一种合金，在其他工艺参数不变的条件下，调整合金化学成分，可以提高保证铸锭不产生裂纹的允许铸造速度(见表1和表2)。在生产条件下，各种合金铸锭的比较适宜的铸造速度参见本章第五节连续铸锭工艺。
表1
2A12合金圆铸锭铸造速度与合金中硅和锌含量的关系
元素含量/%
不同铸锭直径（mm）的铸造速度/m·h-1
硅
锌
160
190
280
310
360
430
540
675
720
0.10
0.06
6.8
4.7
3.3
1.8
1.3
1.1
0.20
0.12
11.8
5.3
4.3
2.8
1.9
1.1
0.30
0.20
11.8
8.2
4.0
2.8
1.9
1.3
0.35
0.20
6.8
3.0
2.4
1.6
1.1
0.50
0.30
8.6
6.0
2.6
2.0
1.4
表2
7A04合金圆铸锭铸造速度与合金中硅含量的关系
硅含量/%
不同铸锭直径（mm）的铸造速度/m·h-1
160
190
280
310
360
430
540
675
720
0.06
10.0
7.1
4.0
3.0
2.4
1.7
1.3
0.9
0.8
0.12
8.6
6.0
3.4
2.8
2.0
1.5
1.2
0.25
6.8
5.3
2.8
2.3
1.7
1.2
0.9
0.45
6.0
4.6
2.2
1.8
1.3
3、铸造温度对铸锭质量的影响?
铸造温度通常指铸造过程中静置炉内熔体的温度，由于液流转注过程中热量的散失，进入结晶器的熔体实际温度因转注路程的长短、保温或加热措施的好坏及气温的高低而不同，通常约比铸造温度低5～10℃。现在看来，铸造温度的确切含义应是进入结晶器时的熔体温度。
(1)铸造温度对铸锭组织的影响
提高铸造温度，使铸锭晶粒粗化的趋势增加；在一定范围内提高铸造温度，铸锭液穴变深，结晶前沿温度梯度变陡，结晶时冷却速度大，晶内结构细化，但同时形成柱状晶、羽毛晶的倾向增大。提高铸造温度还会使液穴中悬浮晶尺寸缩小，形成一次晶化合物的倾向变低，排气补缩条件得到改善，致密度得到提高。降低铸造温度，熔体黏度增加，补缩条件变坏，疏松、氧化膜缺陷增多。
(2)铸造温度对铸锭力学性能的影响。铸造温度是影响铸锭性能的一个很活跃的因素，它对铸锭力学性能的影响取决于下列因素的综合结果：
1）提高铸造温度，使铸锭晶粒度有粗化趋势，从而引起铸态力学性能降低；
2）提高铸造温度，使结晶前沿温度梯度变陡，结晶时的冷却速度增大，因而细化了晶内结构，引起铸态力学性能提高。但同时，铸锭形成柱状晶和羽毛晶的趋势增大，在提高铸态力学性能总水平的前提下，铸锭纵向和横向性能的差别增大；
3）提高铸造温度，使铸锭液穴中悬浮晶区的尺寸缩小，形成一次晶化合物的倾向性降低，排气补缩条件得到改善，铸锭致密度提高，从而，使铸态力学性能提高。
综上所述，可以认为：在一定范围内提高铸造温度，硬合金铸锭的铸态力学性能可相应提高(见图4)；而软合金铸锭的铸态力学性能由于对晶粒度的关系很敏感，故有下降的趋势。
图4
直径280mm2A12合金铸锭的力学性能
铸造温度:1-800℃；2-700℃；3-700℃并搅拌液穴熔体
(3)铸造温度对铸锭裂纹倾向性的影响。在其他条件不变时，提高铸造温度通常使铸锭裂纹倾向性增大。这是因为提高铸造温度，使铸锭晶粒变得粗大，使合金热脆性提高；同时，使液穴加深，并提高了结晶器出口处铸锭的表面温度，减小了凝壳厚度。
(4)铸造温度对铸锭表面质量的影响。提高铸造温度，使铸锭液穴变深，凝壳变薄，在熔体静压力作用下，凝壳与结晶器壁的摩擦面积增大；同时，熔体对结晶器壁的烧附性增强，铸锭拉锭阻力增大，因而铸锭表面形成拉痕和拉裂的倾向提高。提高铸造温度时，由于凝壳变薄和表面氧化物破裂的结果，使铸锭表面形成偏析瘤的倾向也增加。如果此时结晶器较高或者二次水冷较弱，则可能形成凸起程度较大的偏析浮出物。但提高铸造温度使铸锭表面形成冷隔的倾向性降低。
调控铸造温度的基本原则是：
（1）为保证熔体在转注过程中具有充分的流动性，应视转注距离长短和气温情况，将铸造温度控制在比合金液相线温度高50～110℃的范围内。
（2)、对于扁铸锭，从防止裂纹这个主要问题出发，应选择较低的铸造温度。通常，扁铸锭铸造速度快，熔体流量大，转注过程中降温少，一般控制在690～710℃之间即可。对于7A04型合金，则可更低一些。
（3）对于圆铸锭，铸锭裂纹倾向性和铸造温度的关系不太敏感，而转注过程中，熔体流量一般较小，热量散失大，同时，为了加强铸锭结晶时析气补缩的能力，创造顺序结晶的条件，以提高铸锭致密度，故铸造温度多偏高选取。对于直径350mm及以上的铸锭一般控制在730～740℃之间；对于形成金属间化合物一次晶倾向比较大的合金，则控制在740～755℃之间，甚至更高；对于直径较小的圆铸锭，由于结晶速度较快，过渡带尺寸较小，铸锭性能通常较高，故铸造温度仅以满足流动性和不形成光晶为依据，一般控制在715～730℃
（4）空心圆铸锭的铸造温度可参照同合金相同外径的实心圆铸锭，按下限选取。
4、结晶器有效高度对铸锭质量的影响
结晶器有效高度指铸锭从液态冷凝成型过程中与结晶器工作面开始接触点到结晶器底缘的距离。可以说，几十年来连续铸造的发展史，在某种程度上，也就是不断降低结晶器有效高度的历史。从普通结晶器到矮结晶器，再到热顶、气幕结晶器，直到电磁结晶器，结晶器有效高度一路下降，直至为零。结晶器有效高度对铸锭质量的重要性可见一斑。
(1)结晶器有效高度对铸锭组织的影响。
随着结晶器有效高度的降低，一次冷却强度下降，二次直接冷却速度加快，溶质元素来不及扩散，活性质点多，晶内结构细(见图1)。由于液穴变浅，过渡带变窄，有利于气体和非金属夹杂物的上浮，疏松倾向小，铸锭致密度提高。
(2)结晶器有效高度对铸锭力学性能的影响。
降低结晶器有效高度等于提早铸锭接受二次直接水冷的时间，使铸锭冷却强度增大，导致两个结果：一是晶内结构更细小，二是液穴更平坦，组织致密性提高，从而使铸锭平均力学性能（强度和塑性）提高（见表3）。提高结晶器有效高度，在铸锭边缘层首先发生性能降低，这显然与结晶面形状和过渡带尺寸改变有关。
表3
结晶器高度对2A50合金铸锭力学性能的影响①
铸锭直径/mm
结晶器高度/mm
铸态性能
均匀化后性能
σb
/MPa
δ/%
σb
/MPa
δ/%
横向
纵向
横向
纵向
横向
纵向
横向
纵向
192
249.0
243.0
8.80
9.66
218.1
211.0
11.21
11.10
158
224.7
214.0
7.94
7.15
204.5
208.5
10.49
8.14
290
223.9
217.5
6.33
6.80
201.4
215.3
8.18
9.18
150
204.3
209.5
5.34
5.73
198.0
202.0
8.08
7.61
350
120
212.8
217.7
5.38
5.89
200.8
199.1
7.66
7.63
180
203.5
210.3
4.98
4.75
196.5
195.1
7.87
6.97
①规格相同的铸锭，矮结晶器采用的铸造速度比高结晶器的低5～10mm/min。
(3)结晶器有效高度对铸锭裂纹倾向性的影响。
这是个很复杂的问题。降低结晶器有效高度使铸锭见水时间普遍提前，在其他条件不变的情况下，对于圆铸锭而言，从增大了冷却强度的角度看，液穴底部有向结晶器内收缩的趋势；但结晶器的有效高度绝对值减小，液穴底部又有向结晶器外伸展的趋势。如果两个趋势的综合结果是前者，则使铸造开始时，铸锭表面形成拉应力的倾向性增大，因而产生表面裂纹的倾向性增大；如果是后者，则有利于消除圆铸锭的表面裂纹，但同时却增大了圆铸锭产生中心裂纹和其他类型裂纹的倾向性。经验表明，降低结晶器有效高度，使扁铸锭产生热裂纹的倾向性增加。
(4)结晶器有效高度对铸锭表面质量的影响。
降低结晶器有效高度等于降低铸锭一次冷却强度，使由结晶器壁单独冷却形成的凝壳缩短，从而使铸锭形成拉痕和拉裂的倾向性降低；又由于液穴变得更为平坦，铸锭表面形成偏析浮出物的倾向性也降低。但是，结晶器有效高度的降低使铸锭冷却强度增加，这样在其他条件相同时，铸锭形成冷隔（成层）的倾向性增大。热顶铸造和气幕铸造时通过在结晶器上加热帽解决这个问题，普通铸造时，可通过提高铸造速度或铸造温度来解决，还可通过精确控制液面来解决。
在实际生产条件下，铸造工具基本上都是确定的，在现场除采用普通结晶器进行立式铸造时可通过液面控制器对结晶器有效高度做有限的调节外，在其他情况下，比如卧式铸造、热顶铸造等都是不可调的（除非更换结晶器）。可以认为，结晶器高度是与铸造方法同时确定的。当然，通过调整铸锭见水线位置也可调整水冷高度，但与结晶器有效高度的定义不符。
5、显著影响铸锭铸锭质量的另一因素是结晶过程中结晶前沿熔体的运动。
图5给出了园铸锭的枝晶网格尺寸的分布情况，比较了垂直液流、水平液流、倾斜液流(通过流口下面不同宽度的浮子使液流倾斜某一角度)三种分布情况。液流流射的区域对应于网格尺寸的最小值，液流流射不到的“死区”显示最大的网格尺寸。正确使用液流倾斜度，可得到比较均匀的显微组织，作为优质的挤压毛料。
图5
在以垂直喷咀、倾斜液流和水平液流铸造的园铸锭中的枝晶网格尺寸的分布情况
上述现象可以用图6来解释，液流出口处降低了熔体的过热(应为冷)？，使固相线的温度梯度变徒，因而使过渡区变薄。这里不容忽视的是晶核(悬浮晶体)向“死区”的迁移。在计算热平衡时，必须考虑这种作为潜热转移的晶核迁移。其结果是被液流冲刷区的固相表面失去了热量，既包括金属的凝固热，也包括晶核迁移的潜热。在“死区”，迁入的悬浮晶体作为晶核进入结晶前沿，把少量的结晶热释放出来。
根据观察结果，DAS和IPP的极小值可归因于晶核群的迁移，此时进入结晶前沿的熔体没有过热。
图6
液流流入结晶前沿对结晶顺序和导热条件的影响
6、铸锭规格对铸锭质量的影响(铸锭规格是指铸锭横断面的几何尺寸和铸锭长度)
铸锭规格是根据加工车间的要求，并考虑到合金本身的铸造性能、熔铸设备的能力，以及为了便于管理和提高铸造生产效率，对铸锭规格标准化提出的要求，由加工车间和铸造车间具体磋商而确定的。
在—般条件下，铸锭愈厚或直径愈大，铸锭中心愈易产生疏松，铸态性能愈差，产生裂纹的倾向性愈大。对于扁铸锭，裂纹倾向性还随宽厚比增大而提高。因此，在确定铸锭横断面尺寸时，除了考虑铸造机的性能外，还必须考虑能否铸成，铸出的铸锭性能(包括化学成分的反偏析程度)能否满足技术要求以及铸造成品率的高低和对全厂成品率的影响等因素。
铸锭规格对枝晶网格大小的分布情况影响很大(见图7)，它关系到热量从铸锭中心向表面传导所经过的距离。另一方面，所选定的铸造速度(或牵拉速度)一定要和铸锭规格相适应。
图7
不同厚度连续铸造铸锭的(IPP)分置情况(沿过中点垂直于铸锭表面的直线测量)
工艺控制参数 篇3
1 复合材料结构件概述
复合材料结构件具有较高的耐腐性、刚度、强度等优势, 在航空领域发挥着非常重要的作用, 如飞机承力结构件、方向舵、垂直和水平尾翼、舱门、阻力板、发动机机罩等都采用了复合材料结构件[1]。同时, 飞行器利用复合材料结构件的可设计性和良好物理性能, 有效降低了生产成本, 使整个飞机结构减轻了20~40%的重量, 而复合材料结构件的应用状态对于整个飞行器运行状态有着重要影响, 其应用部位和材料用量是评价一个飞行器结构科学、合理的重要指标。另一方面, 应注意复合材料结构件的一些缺点, 在操作使用或者维护不合理的情况下, 受到弹伤、雷击、鸟撞等因素影响, 复合材料结构件易发生断裂、破孔、裂纹、缺口、分层等缺陷, 在一定程度上影响飞机的动态和静态运行性能。
2 复合材料结构件固化成型工艺
(1) 手糊。手糊固化成型工艺适用于形状结构复杂、面积较大的复合材料结构件, 其主要是按照标准的铺层方法, 将浸润在胶水中的胶布分层糊在模具上, 然后进行加热固化, 这种固化成型工艺的操作使用方法比较简单, 但是效率较低; (2) 缠绕。缠绕固化成型工艺适用于方管、锥管、圆管等结构件中, 在缠绕机上放上芯模, 将结构件缠绕成型以后, 然后进行加热固化, 最后将芯模取出, 加工成制品; (3) 模压。模压适用于质量要求高、尺寸小、形状结构复杂的复合材料结构件, 在专用模具中将预浸料填充密实, 结合进行合模, 采用标准加工工艺, 最后加热固化。
3 复合材料结构件固化成型工艺参数控制研究
复合材料结构件固化成型工艺参数控制主要包括保温时间、升降温速度、压力、温度等。固化成型工艺从本质上是一个对复合材料结构件加压、加热的过程, 使纤维和热固性树脂相结合, 从而形成复合材料结构件。因此, 固化成型工艺参数控制对于复合材料结构件质量有着直接的影响。
(1) 热压机压力、温度和操作控制。在使用热压机过程中, 应结合实践经验和具体情况, 严格控制热压机运行工艺参数, 在加热过程中, 下层和上层加热板温度应明显高于中间层加热板温度, 结合复合材料结构件的形状、结构和设计要求, 合理把握热压机加热时间。对于复合材料的碳纤维制品, 在使用固化工艺时, 按照工艺参数要求, 当碳纤维制品温度达到130摄氏度时再进行一次加固, 但是在实际操作应用中, 在碳纤维制品温度达到120摄氏度时必须增加5MPa压力, 否则碳纤维制品一旦形成胶凝态, 再加压已经没有效果。同时, 结合不同季节的温度变化, 合理控制模具温度和加热板温度之间的温差, 夏季应尽量减小温差, 冬季应尽量增大温差[2]; (2) 烘箱温度控制。复合材料结构件放入烘箱中进行固化成型工艺, 会经历两个温度折点, 如图1所示, 因此在进行固化成型工艺之前, 应先了解工艺流程, 在保温阶段应保温, 在加热阶段应加热, 特别注意在温度折点附近时, 严禁超温, 保障复合材料机构件质量。
在操作过程中, 当模具温度低于烘箱温度15摄氏度时不再加温, 这时到达第一个转折点, 当模具温度逐渐上升, 至折点还差4摄氏度时, 将烘箱温度调节到115摄氏度, 使复合材料结构在第一个转折点周围保持恒温, 然后适当延长保温时间, 在到达第二个转折点时, 持续保温2h, 当模具温度达到155摄氏度时, 烘箱温度下降到167摄氏度, 当磨具温度达到158摄氏度时, 烘箱温度调节到162摄氏度, 在整个固化成型工艺中, 规范记录复合材料结合件温度。另外, 还应注意真空泵冷却用循环水水压控制情况[3], 在固化成型操作过程中, 冷却真空泵持续通过循环水, 确保江循环水水压的稳定正常。
3.3热压罐压力、温度控制
在外加压、抽真空状态下, 热压罐可在短时间内将罐中的温度调整均匀, 在必要情况下, 热压罐还可强制降温, 有效加快固化成型速度, 提高复合材料结构件质量。使用热压罐对复合材料结构件进行固化成型, 应严格控制加外压和卸掉真空的时间, 时间过晚或者过早都会影响结构件质量, 对热压罐抽真空可快速抽出低分子气体和挥发物。加外压主要是在胶凝状态下树脂相变, 加压时间过早, 会导致树脂流失, 使得复合材料结构件贫胶[4], 加压时间过晚, 复合材料结构件内部会呈现疏松状态, 产生气泡或者孔隙, 因此应衔接好加外压和卸真空操作。
4 结语
复合材料结构件作为一种新型的材料产品, 在航天航空领域发挥着重要作用, 固化成型工艺是保障复合材料结构件质量的关键环节, 应结合复合材料结构件的实际特性和加工要求, 采用合适的固化成型方法, 严格控制固化成型工艺参数, 规范热压机、烘箱和热压罐的操作使用, 不断提高复合材料结构件质量, 在未来发展过程中, 应继续加大对复合材料结构件固化成型工艺的研究, 推动复合材料结构件在更多领域的应用。
参考文献
[1]杨德桐.复合材料结构件固化成工艺操作及控制[J].航天返回与遥感, 2013 (02) :53-57.
[2]杨德桐.复合材料结构件固化成型工艺参数控制[J].航天制造技术, 2012 (05) :10-13.
[3]陈晓静.复合材料构件固化成型的变形预测与补偿[D].南京航空航天大学, 2011.
炼焦化产岗位流程和工艺参数 篇4
冷鼓工段
一、工艺流程
1、冷鼓系统
来自焦炉的荒煤气经吸气管、荒煤气管进入外管上的气液分离器，在此煤气与焦油氨水等分离，分离出的粗煤气合并后进入初冷器，分离下来的焦油、氨水和焦油渣一起进入机械化氨水澄清槽。
初冷器分采暖段、上段、下段三部分。在初冷器采暖段，煤气与冷却管内采暖水换热，煤气从80℃冷却到70℃，采暖水由55℃上升至65℃（非采暖期，采暖段与上段串联走循环水）；在初冷器上段，煤气与冷却管内的循环水换热，煤气从70℃冷却到45℃，循环水由32℃上升至40℃；在初冷器下段，煤气与冷却管内制冷水换热，煤气从45℃冷却到22℃，制冷水由16℃上升至23℃。经冷却后的煤气进入旋风捕雾器捕集煤气中夹带的雾滴后进入离心鼓风机进行加压，加压后的煤气进入蜂窝式电捕焦油器，最大限度清除煤气中的焦油雾滴及荼，经电捕后的煤气送往脱硫工段。
初冷器的煤气冷凝液分别由初冷器上段和下段流出，进入初冷器上、下段水封槽，溢流至上、下段冷凝液循环槽，然后分别由上段冷凝液循环泵和下段冷凝循环泵送至初冷器上、下段喷淋，以清除管壁上的焦油、萘等杂质，多余冷凝液由集液槽泵送至机械化氨水澄清槽。为保证初冷器的冷却效果，需从机械化氨水澄清槽压抽取一部分轻质焦油补入循环喷洒液中，以提高洗萘效果。
从气液分离器分离的焦油、氨水与焦油渣自流至机械化氨水澄清槽，澄清后分离成三层：上层为氨水，中层为焦油，下层为焦油渣。分离的氨水溢流至循环水槽，然后用循环氨水泵送至炼焦车间冷却荒煤气。从循环氨水泵后抽出一部分送至洗脱苯工段使用，多余的氨水由循环氨水槽溢流至剩余氨水槽，用剩余氨水泵送到脱硫工段进行蒸氨处理。分离的焦油溢流至焦油中间槽贮存，当达到一定液位时用焦油泵将其送至焦油槽加热、静置脱水，合格焦油用焦油泵送往装车平台装车外售。机械化氨水澄清槽分离的焦油渣定期送往煤场掺混炼焦。
离心鼓风机及其煤气管道的冷凝液均流入鼓风机水封槽。由鼓风机水封槽 液下泵送至上、下段冷凝液循环槽。经电捕焦油器捕集下来的焦油排入电捕水封槽，当沉淀管用循环氨水冲洗时，冲洗液亦进入电捕水封槽中，由电捕水封槽液下泵送至机械化氨水澄清槽分离。
此外，罐区各贮槽的尾气集中后，由排气风机抽送到排气洗净塔被由脱硫与硫回收送来的蒸氨废水洗涤后排放，吸收了尾气的蒸氨废水则由排气洗净泵送至生化处理。
2、空压站
空压站是为脱硫工段和炼焦车间提供压缩空气。该站共配备螺杆式空气压缩机4台，其中排气量为22.2M3/min的水冷空压机三台，排气量为 40M3/min的空冷空压机一台。生产中炼焦车间为间断用气，脱硫工段为连续供气。为了保证用气压力及用气量的稳定，设置了压缩空气贮气罐，压缩空气经缓冲后再送往各用户。
从空压站出来的压力为0.8Mpa的空气一路供脱硫再生，当脱硫塔出来的富液通过再生塔时与塔底由空压站送来的过量空气充分接触反应将单体硫再生出来，随泡沫引出去，使循环富液变为贫液进入脱硫塔重新脱硫。
另一路送焦炉，主要供煤塔风动震煤。
二、工业指标
1、煤气系统压力（吸力）
初冷器前煤气吸力：
－（1200—1800）Pa 初冷器后煤气吸力：
－（3500—4000）Pa 初冷器阻力:
<3000 Pa 旋风捕雾器阻力：
<1500 Pa 鼓风机前吸力：
≤-7000 Pa 鼓风机后煤气压力：氨苯硫工序开前≤10000Pa
氨硫工序开产后：保持1500--16000 Pa
最高值：19000 Pa 电捕焦油器阻力：
≤1000 Pa 回炉煤气压力：
5000--6000 Pa
2、煤气温度
初冷器前煤气温度：
78℃--85℃ 初冷器后煤气温度：
22℃--26℃ 鼓风机后煤气温度：
<42℃ 电捕焦油器后温度： 35℃--38℃
3、初冷器
（1）初冷器一段循环水 上水压力： 0.3MPa 上水温度;28℃--35℃ 回水温度： 40℃--45℃（2）初冷器二段制冷水 上水压力： 0.3MPa 上水温度;16℃--18℃ 回水温度： 22℃--25℃
4、电捕焦油器
氧含量： ≤1% 处理煤气量： 32000--38000 M3/h 工作压力： <21Kpa 工作温度 a绝缘箱：
90℃--110℃ b煤气： 20℃--50℃ 绝缘箱夹套蒸汽压力： 0.3MPa 顶部清洗喷洒液压力： 0.1—0.15 MPa 流量：60 M3/h 工作压力： 35—45KV 工作电流： 0.2—1.0mA/m
5、鼓风机
(1)工作电流 ≤40A(2)润滑油总管压力： ≤0.25MPa 下限报警联锁： 0.079MPa 下限联锁值（停风机电机）： 0.049 MPa 油冷却器冷却水压： ≥0.1 MPa 液力偶合器出口油压力： 0.05—0.35 MPa(3)鼓风机润滑油温度： 30℃--40℃ 液力偶合器进口油温度： ≤45℃
液力偶合器出口油温度： 45--85℃
鼓风机增速器轴瓦温度： ≤65℃
鼓风机增速器轴瓦报警温度: 75℃
鼓风机增速器轴瓦温度联锁（停风机电机）: ≥85℃
鼓风机主电机轴承温度： ≤65℃(4)鼓风机轴位移： ≤0.5mm 风机转子第一临界转速3300r/min,折合液力偶合器转速为1132r/min，因此 转速禁止在1000-1260 r/min停留。
偶合器油箱液体： 309L 鼓风机机体振动不大于： 3道
(5)22号汽轮机油指标（在重载和环境温度高时，可考虑用N32汽轮机油）：
粘度E50 2.95—3.31 凝点： ≤-10℃
闪电： ≥180℃
灰分： ≤0.005% 酸值： ≤0.02KOH毫克/克油
水分;无
6、冷凝岗位
循环氨水泵出口压力： 0.4 MPa 循环氨水温度： 70--75℃
初冷器上段冷凝液喷洒温度：30--50℃
排气洗净泵出口压力： <0.4 MPa 蒸氨废水温度;40℃
焦油大罐、焦油中间槽温度： 80--90℃
7、焦油质量指标
一级 二级
密度g/ml: 1.15—1.21 1.13—1.22 甲苯不容物（无水基）%3.5—7.0 <9
灰分%不大于: 4.0 4.0 水分%不大于: 4.0 4.0 粘度E80不大于： 4.0 4.2 奈含量（无水基）不大于：7.0 7.0 脱硫工段
一、工艺流程
冷鼓工段来的煤气经煤气预冷塔冷却，进入脱硫塔下部与塔顶喷淋下来的脱硫液逆流接触，脱除煤气中的硫化氢后的至硫氨工段。
脱硫富液由脱硫塔经液封自流入溶液循环槽，补加催化剂和浓氨水后，经溶液循环泵加压、溶液换热器换热（夏天冷却、冬天加热）后进入再生塔再生。在再生塔内，脱硫富液与空压站来的压缩空气并流而上，对脱硫液进行氧化、再生，再生后的脱硫贫液返回脱硫塔顶部喷淋，继续循环洗涤煤气中的H2S。
氧化生成的单质硫在再生塔内被空气吹到塔顶形成硫泡沫，利用位差自流入泡沫槽。硫泡沫在泡沫槽内经搅拌、破裂、分离出空气，形成固液混合物，由泡沫泵加压至熔硫釜或离心机，生产产品硫磺或硫膏，清液返回溶液循环槽。
由于生产中的各种损耗，需定时补充催化剂，将PDS和对苯二酚按一定比例加入催化剂储槽，经搅拌均匀溶解后，连续加入溶液循环槽。
脱硫液在不断的循环过程中，由于副反应，NH4CNS和(NH4)2S2O3等副盐不断累积，以致溶液粘度增加，并伴随晶体析出，导致堵塔现象和脱硫效率下降，严重时可使系统崩溃。因此，必须排除部分脱硫废液，并补充新液，以保证脱硫系统稳定运行。
由冷鼓来的剩余氨水经氨水过滤器，过滤氨水中的焦油等杂质后进入氨水换热器，与从蒸氨塔底来的蒸氨废水换热，剩余氨水被加热后进入蒸氨塔。蒸出的氨汽进入氨分缩器冷却，部分冷凝下来的液体自流入蒸氨塔顶作回流，未冷凝的氨汽（约含氨10%）经冷凝冷却器进入溶液循环槽，作为脱硫补充液。蒸氨塔底排出的蒸氨废水经氨水换热器、废水槽、蒸氨废水泵、废水冷却器送至排气洗净塔或生化处理。蒸氨塔底定期排出焦油，送至煤场掺入煤中炼焦。
外购来的碱液（40%）卸入卸碱槽，经卸碱槽腋下泵送入碱液储槽，然后由碱液输送泵打入剩余氨水管道，与剩余氨水混合进入蒸氨塔，以调节PH值，保证固定氨的分解。
二、工艺指标
1、温度指标
（1）脱硫液温度： 35～45℃（2）脱硫塔入口焦炉煤气温度：低于溶液3--5℃（3）熔硫釜内操作温度： 140--150℃（4）蒸氨塔顶温度： 101--103℃（5）氨分缩器后氨汽温度： 85--92℃（6）冷凝冷却器后浓氨水温度： 30-70℃（7）废水冷却器后废水温度： 60-70℃
2、压力指标
（1）溶液循环泵出口压力：>0.5MPa（2）入再生塔空气压力： 0.5--0.6MPa（3）脱硫工序阻力： ＜3500Pa（4）入工段蒸汽压力： >0.4Mpa（5）入蒸氨塔蒸汽压力： ≤0.2MPa（6）蒸氨塔底操作压力: ≤0.035MPa（7）蒸氨塔底操作压力: ≤0.025MPa（8）荣硫釜操作压力： 0.4MPa
3、流量指标
（1）再生塔鼓风强度： 100--120m3/m2.h（2）溶液循环量： 30-35L/Nm3
4、液位指标
（1）溶液循环槽： 1/2--2/3(高度)（2）废水槽： 2/3(高度)
5、质量指标（1）煤气质量： 工段入口H2S： 3--5g/Nm3
工段出口H2S： ≤20mg/Nm3（2）脱硫液质量：
脱硫液中游离氨含量： ４－６ｇ/l PDS含量： 10-18ppm 对苯二酚含量： 0.3-0.5g/l 悬浮硫含量： 1g/l 富盐含量[NH4CNS+(NH4)2S2O3]：＜250g/l 溶液PH值： 8.2-8.5（3）剩余氨水加碱后PH值： 8-9 蒸氨废水NH3-N含量： ≤200mg/l 硫铵工段
一、工艺流程
来自脱硫工段的粗煤气经煤气预热器加热至60--70℃，进入硫铵饱和器上端的喷淋室。在此煤气分成两股沿饱和器内壁与内除酸器外壁的环形空间流动，循环母液逆向喷洒，使煤气与母液充分接触，煤气中的氨被母液中的硫酸所吸收，生成硫酸铵结晶。然后煤气沿切线方向进入硫铵饱和器内的除酸器，分离煤气中夹带的酸雾后被送往洗脱苯工段。
在硫酸饱和器下段结晶室上部的母液，用母液循环泵连续抽出送至上段喷淋室进行喷洒，吸收煤气中的氨，并循环搅动母液以改善硫铵的结晶过程。
硫铵饱和器母液中不断有硫铵结晶生成，且沿饱和器内的中心管进入下端的结晶室，用结晶泵将其中一部分母液送至结晶槽，在此分离的硫铵结晶及少量母液排放到离心机内进行离心分离，滤除母液，并用热水洗涤结晶降低成品酸度，保证成品质量。离心分离出的母液与结晶槽溢流出来的母液一同自流回饱和器。
从离心机卸出的硫铵结晶，由螺旋输送机送至沸腾干燥器，经热空气干燥后进入硫铵斗，然后称量包装送入成品库。
沸腾干燥器用的热空气是由送风机从室外吸入空气热风器用蒸汽加热至140℃后送入，开车时器内温度应高于正常操作温度20℃左右，在加料前15分钟往器内送入适量热风加热升温。沸腾干燥器排出的热空气经旋风除尘器捕集 夹带的细粒硫铵结晶后，由排风机抽送至湿式除尘器进行湿法再除尘，最后排入大气。旋风除尘器捕集的细粒硫铵定期排入硫铵贮斗。
外购92.5%硫酸至卸酸槽，用卸酸槽液下泵送至硫酸贮槽，再用硫酸泵送至硫酸高位槽，经流量控制自流入满流槽，调节硫铵饱和器内溶液的酸度。
硫铵饱和器是周期性的连续操作设备，当定期大加酸、补水并用水冲洗硫铵饱和器时，所形成的大量母液从硫铵饱和器满流口溢出通过插入液封内的满流管流入满流槽，再经满流槽至母液贮槽暂时贮存，用母液喷洒泵将满流槽及母液贮槽贮存的母液送回硫铵饱和器使用。此外，母液贮槽还可供饱和器检修、停工时贮存饱和器内的母液使用。
低位槽用于收集各种排净液，不定时用低位槽液下泵打回母液贮槽使用。水封槽、耐酸水封槽分别收集入工段和出工段煤气管道的煤气冷凝液，煤气冷凝液经泵或槽车送至冷鼓废液槽。
二、工艺指标
硫酸浓度 ：≥92.5% 母液酸度：3--4（饱和器内）3--6(贮槽母液）中加酸8--10加完酸后加水使酸度恢复正常
预热器后煤气温度：60--70℃ 饱和器母液温度: 50--60℃ 饱和器后煤气温度：50--55℃ 饱和器后煤气含氨：≤0.05g/m3 预热器阻力：≤500Pa 饱和器阻力： ≤3000Pa 陈酸器阻力：≤1000Pa 母液比重： ≥1.26 满流槽液面：≥2/3 泵轴承温度： <65℃ 电机升温： ≧45℃
硫铵质量标准：(GB535-1995)含氨量： ≥21% 水分： ≤0.3% 游离酸： ≤0.05% 离心机技术参数
离心机润滑油液面不低于视镜2/3 推料次数： ≥25次/分（26-28次/分）最大负荷： 3.5T/h 液压系统油压: ≤2Mpa 油温： <45℃
离心机供水压力：≥0.04 Mpa 离心机供水温度：60-70℃ 前主轴承温度： ≤70℃ 后主轴承温度： ≤65℃ 干燥机技术参数：
蒸汽压力： 0.6--1Mpa 送风机风压： 500mmH2o 风温： 30--140℃ 热风口温度： ≥140℃
沸腾干燥器内温度高于室内温度20℃左右，在加料前15分钟往器内送入适量热风加热升温。
干燥前硫铵水分2% 干燥后硫铵水分：<0.2% 风机轴承温度<60℃
包装袋计量准确每袋50kg±0.1kg 袋口链间距2cm
洗脱苯岗位
一、工艺流程
来自硫胺工段的煤气温度约55℃，为达到冷却荒煤气和进一步除去煤气中的焦油萘，煤气自上而下经过终冷器的管间分别与上、下段的循环水和制冷水换热后温度由55℃降至24--27℃，然后进入洗苯塔底部，自下而上与塔顶喷淋的贫油逆流接触，煤气中的苯被循环洗油吸收，再经过洗苯塔的捕雾段脱除雾滴后离开洗苯塔经外管送往各用户。
洗苯塔底富油由富油泵加压后，依次经过粗苯冷凝冷却器、油油换热器换热后进入管式加热炉被加热至180--190℃，加热后的富油进入脱苯塔进行蒸馏脱苯。其中一部分可返回洗苯塔顶喷洒降阻。
从脱苯塔顶部蒸出的粗苯油水混合汽进入粗苯冷凝冷却器分别与富油和制冷水换热至25--30℃，然后进入粗苯油水分离器进行分离。分离出的粗苯入粗苯回流槽，一部分经粗苯回流泵送至脱苯塔顶打回流，一部分溢流至粗苯计量槽。产品在计量槽中分析化验，合格品送至粗苯贮槽装车外售，不合格品经粗苯回流泵送至脱苯塔顶打回流。分离出的油水混合物进入控制分离器，在此分离出的洗油至地下放空槽，由放空槽液下泵送往贫油槽，分离出的粗苯分离水自流入终冷器水封槽。
脱苯后的热贫油从脱苯塔底部流出，自流入油油换热器与富油换热后进入 9 贫油槽，经贫油泵加压后经过贫油冷却器分别被循环水制冷水冷却至27--30℃送往洗苯塔喷淋洗涤煤气。
为提高蒸馏效果获得多种产品，在脱苯塔第5、7、9层塔盘处引出萘油侧线，采出温度为155--160℃
≥0.4Mpa 的直接蒸汽经管式炉加热至400℃左右，一部分作为洗油再生器的热源，一部分进入脱苯塔底部为其热源。
在洗苯塔操作过程中，为确保循环洗油质量，由脱苯塔底或经由管式加热炉加热后的富油管线引出1-1.5%的贫油进入再生器用管式加热炉加热后的过热蒸汽蒸吹再生，油气入脱苯塔底作为脱苯汽源，残渣定期排出。
由冷鼓工段送来的剩余氨水、轻焦油对终冷器上、下段进行喷淋，退液和煤气冷凝液进入冷凝液水封槽，然后溢流至冷凝液贮槽，由冷凝液循环泵送至冷鼓工段机械化氨水澄清槽。
二、工艺指标 洗苯工段
1、温度指标
(1)硫铵来的煤气温度： ≤55℃(2)入洗苯塔煤气温度： 24-27℃(3)循环水： 32-40℃(4)制冷水： 16--23℃(5)入洗苯塔贫油温度： 26-30℃
夏季比煤气温度高： 2-3℃
冬季比煤气温度高： 4-7℃(6)各泵轴承温度： <65℃
(7)各电机温升： ≤45℃（包括室温在内不超过75℃）
2、压力指标
(1)循环水压力： 0.35Mpa(2)制冷水压力： 0.3Mpa(3)洗苯阻力： ≤2000Pa(4)终冷阻力： ≤2000Pa(5)洗苯后煤气压力： ≥5000Pa
3、流量指标
入塔洗油循环量： 1.5--1.7Kg/NM3
4、质量指标
(1)洗苯塔后煤气含苯： 2g/NM3(2)入塔贫油含苯： ≤0.5%(3)富油含苯： 1.6-2.5%(4)循环洗油含水: <1%(5)新洗油质量指标：
a、比重d420： 1.04-1.07g/cm3 b、230 ℃前馏出量： ≤3%
C、300℃前馏出量： ≥90℃
d、酚含量： <0.5% e、萘含量： <13% f、粘度E50℃： <1.5 g、水分： <1% h、15℃时结晶物： 无 蒸馏岗位
1、温度指标
(1)粗苯冷凝冷却器富油出口温度:-60℃(2)油油换热器富油出口温度：-140℃(3)管式炉富油出口温度： 180-190℃(4)脱苯塔底贫油温度： 170-175℃(5)再生器顶部温度： ≥180℃
再生器底部温度：-200℃(6)脱苯塔顶部粗苯蒸汽温度： 90-93℃(7)油油换热器后贫油温度：-90℃(8)贫油冷却器后贫油温度：-30℃
(9)过热蒸汽温度： ≥300 <450℃(10）管式炉辐射段温度： 650-700℃(11)管式炉对流段温度： 600-650℃(12)管式炉烟囱温度： 300-400℃(13)粗苯冷凝冷却器后温度：
25-30℃
(14)萘油侧线温度： 160℃(15)脱苯塔塔顶温度： 92-94℃
2、压力指标
(1)脱苯塔底部压力： <0.05Mpa(2)脱苯塔顶部压力： ≧0.03Mpa(3)再生器顶部压力： ≧0.05Mpa(4)入工段蒸汽压力： ≦0.4Mpa(5)入管式炉煤气压力： ≦2500Pa(6)管式炉对流段富油进口压力： ≤0.7Mpa(7)管式炉辐射段富油出口压力： ≤0.45Mpa(8)管式炉过热蒸汽出口压力：
≤0.5Mpa
3、流量指标
(1)富油流量：
-70000Kg/h
(2)直接蒸汽流量：
1.5--3T/h(3)回流比：
2.5--3.5
4、质量指标
(1)粗苯（GB/T5022-93）a、外观：淡黄色透明液体
b、比重：0.871--0.9g/cm3 C、馏程：180℃ 前馏出时量≦93% d、水分：目测无可见水(2)萘油含萘：>25%(3)洗油消耗：≧80Kg/T粗苯(4)脱苯直接蒸汽耗量:≧2t/T粗苯(5)洗油再生量：1-2%(6)洗油残渣：300℃前馏出量：25-30% 综合给水岗位
一、综合给水工艺流程简述
1、循环水系统
化产循环水是供给各个需要冷却的介质以32℃产足量的循环冷却水，化产循环水池内的水用循环泵加压，一小部分经YGJX--3000型自吸式气水合洗过滤器过滤，大部分供化产回收车间的初冷器一段，鼓风机油冷器，蒸氨废水冷却器，氨分缩器，贫油冷却器一段，终冷器一段等设备的冷却用水。经换热设备交换的热水靠余压流入LF-47型风机逆流式钢筋混凝土冷却塔降温冷却，冷却后流入循环水池。水在循环过程中，由于蒸发、排污（排到复用水池），循环水池的液位会下降，为保持水位稳定，需定期将水源给水。
2、制冷水循环水系统
制冷循环水池的水经循环泵加压，一小部分经YGJX--2500自吸式气水合洗过滤器过滤，大部分与换热设备换热。
制冷循环水供水温度低于18--23℃时，主要是供给初冷器二段、贫油冷却器、终冷却器二段等设备的冷却用水。经换热设备热交换的热水靠余压流入LF-47型风机逆流式钢筋混凝土冷却塔降温冷却，冷却后流入循环水池。水在循环过程中，由于蒸发、排污（排到复用水系统），循环水池的液位会下降，为保持水位稳定，需定期将水源给水补充至制冷循环水系统中去。
制冷循环水在夏季制冷机开车后，其主要是用来冷却制冷机组，以满足制冷机正常运行的需要。
3、冷冻水系统
制冷循环水供水温度高于18--23℃，制冷循环水切换成冷冻水，制冷循环水用来冷却制冷机组，从冷冻水池出来的冷冻水经制冷机组冷却到16℃后，来冷却上述需制冷循环水冷却的设备，而后返回冷冻水池循环使用。冷冻水池液位下降时，需定期补水。
4、新鲜水、消防水系统
新鲜水系系统供给全厂生产、生活、消防水。
水源井水注入清水池，清水池水至新鲜水吸水井，由生产、生活水泵加压供给洗煤、熄焦、食堂、宿舍等用户。生产、生活水泵兼做消防保压泵。
5、复用水系统 综合给水系统岗位的清净下水与制冷化产循环水排污水，进入复用水池后，经泵加压后送到焦炉的熄焦池。
二、工艺指标
1、化产循环水
循环水量：3579m3/h 浓缩倍数：3 供水压力：0.4MPa 回水压力：0.2MPa 供水温度：32℃
排污水量：10.59m3/h 新鲜水补充水量:63.99m3/h
2、制冷循环水
制冷循环水量：1350m3/h 供水压力：0.4MPa 供水温度： 32℃ 排污水量： 4m3/h 新鲜水补充水量:24.14m3/h
3、冷冻水
供水压力：0.6Mpa
4、生产生活、消防水
生产、生活用水量：200m3/h 供水压力：0.40MPa
5、化产循环水旁滤器
进水浊度<5mg/L 产水量：89.48 m3/h
6、制冷循环水旁滤器
进水浊度<5mg/L 产水量：67m3/h
7、冷却塔
风机转速：240转/分
全压： 127.4pa
8、制冷机组
回水温度：40℃ 蒸发及风吹损失量：53.4m3/h 浓缩倍数：3 回水压力：0.2MPa 回水温度：40℃
蒸发及风吹损失量：20.14m3/h 回水压力：0.2MPa 消防用水量：216m3/h 消防贮量： 396m3/h（二池）滤速：10--20m/h（最高达30--40m/h）进出口压差：<0.1Mpa 滤速：10--20m/h(最高达30--40m/h)进出口压差： <0.1Mpa 风量：60*104m3/h 14 制冷量：300*104KCal/h 冷水流量：429m3/h 冷却水出水温度：16℃ 冷水回水温度：23℃
蒸汽压力:0.6Mpa(饱和）蒸汽耗量：4050kg/h
9、疏水自动加压器
优化工艺参数提高熟料质量 篇5
我公司2500t/d新型干法水泥熟料生产线由南京水泥工业设计院设计,烧成系统采用ϕ4.0m×60m回转窑带五级旋风预热器高原型NDSP52分解炉,近年来经多次技术改造,己达到2600t/d熟料。此前熟料强度都比较稳定,但近期却出现熟料强度下降现象,经过一个多月的努力,对熟料配料方案进行了优化,在生产实践上取得了一定成效,熟料3d抗压强度达到30MPa左右,28d抗压强度达到60MPa以上。
2
窑系统主机设备(表)
3 原燃材料化学分析
原材料的化学成分见表2,煤的工业分析见表3。
4 近期熟料化学分析和抗压强度
从表4可看出,熟料28d强度低,只有54MPa,在某种程度上影响了水泥质量的稳定性。为稳定出厂水泥强度,只好提高出磨水泥比表面积,降低混合材掺加量,在一定程度上增加了生产成本。
5 采取的措施
5.1 优化熟料配料方案,调整熟料三率值
众所周知,熟料强度主要来源于硅酸盐矿物,而C3S的多少对熟料强度的高低取决定性的作用,据相关资料介绍,当硅酸盐矿物含量一定时,C3S含量占硅酸盐矿物总量≥70%时,熟料28d抗压强度可达到1年强度的80%,而当C2S占总量的70%时,熟料28d抗压强度只能达到1年强度的40%左右。故要提高熟料强度,就必须适当提高熟料KH值和SM值,以此来提高熟料中硅酸盐矿物总量及C3S的含量。
熟料中Al2O3和Fe2O3的主要作用是提供一定的液相量,有利于C3S的形成。而熟料AM值代表了熟料中Al2O3和Fe2O3的相对含量,AM值越高,熟料中的Al2O3含量越高,反之则Fe2O3的含量越高。Al2O3含量越高,熟料的液相量会相对提高,但液相粘度会大大提高;而Fe2O3的含量越高,则熟料的液相量会相对减少,但液相粘度会大大下降。因此,选择适当的AM值对熟料的煅烧是至关重要的,而煅烧质量的好坏又直接影响到熟料强度的高低。起初,我们并未重视对AM值的控制,但在生产实践中发现,总有那么一两天熟料强度会突然下降2~3MPa,而熟料KH值与SM值并无太大的变化。经仔细分析发现,这几天熟料Al2O3的含量全部低于4.7%,且熟料AM值较低。经查资料发现,熟料中Al2O3的含量在一定范围时,熟料强度会随Al2O3含量的提高而上升。
根据以上分析并结合公司当前实际,将熟料三率值由原来的KH=0.90±0.02,SM=2.30±0.1,AM=1.40±0.1调整为KH=0.910±0.02,SM=2.60±0.1,AM=1.60±0.1。
5.2 优化系统操作,确保风、煤、料、窑速的平衡
(1)熟料煅烧对熟料质量的影响举足轻重,熟料煅烧的重点在于窑系统操作参数的稳定,具体到操作就是预分解窑不仅存在总风量的调节问题,而且存在风的分配、窑内通风和三次风的匹配问题。三次风板的开度是比较重要的,当三次风门开度过小,会降低入窑生料分解率,增加窑的负荷,C5筒出口温度与分解炉出口温度可能出现倒挂,分解炉煤粉燃烧不完全,造成结皮堵塞现象;三次风门开度过大,易造成窑内供氧不足,煅烧气氛变差,窑内热力强度大幅下降,煤管黑火头虽然短,但窑电流偏低,仅300A左右(正常时420A左右),形成短焰急烧,烧成带长度和温度不够,稍有不慎就跑生料,fCaO偏高,同时由于窑内的还原气氛加剧,窑内28~30m、38~40m处长厚窑皮,甚至结后圈,产量下降,影响熟料烧成。根据实际情况,通过调节入分解炉三次风阀的开度来调节窑内和三次风量,找出三次风阀的合理开度,提高入窑生料的表观分解率,降低窑的负荷,提高窑系统的热利用率,优化热工制度,保证窑、三次风的平衡。
(2)实行“薄料快转”制度。回转窑的窑速随喂料量的增加而逐渐加快,在保证窑电流平稳的情况下,我公司窑速从3.4r/min提高到3.8r/min,实行“薄料快转”的操作制度,提高熟料质量。一是窑速快,窑内料层薄,窑内填充率降低,生料与热气体之间的热交换好,物料受热均匀,煤粉燃烧空间加大,进入烧成带的物料预烧好。如果遇到垮圈、掉窑皮或小股塌料,窑内热工制度稍有变化,增加一点喂煤量,系统很快就能恢复正常。二是窑速快,可加快CaO与C2S反应生成C3S的速度,保证发育良好的阿利特晶体,提高熟料强度。如窑速太慢,窑内物料层厚,物料与热气体热交换差,窑内还原气氛增加,容易出现短焰逼烧,产生黄心料,熟料fCaO也偏高。同时大量未燃尽的煤粉落入料层造成煤粉的不完全燃烧,为结蛋或结圈留下隐患。
(3)篦冷机采用厚料层操作。为提高篦冷机对熟料的冷却能力,我们采取厚料层操作。因为增加料层厚度,能使冷却风与熟料有充分的热交换条件,增加风料接触面积和延长接触时间,充分的热交换使热熟料得到有效的冷却,并使冷却熟料后的热风温度得到提高,有利于热回收,而且厚料层操作能显著提高单位篦床面积产量,为提高熟料质量创造有利条件。我公司一段篦床熟料厚度由原来的400mm左右提高到现在的600~800mm,一室篦下压力由原来的3200Pa提高到现在的4000~4500Pa,由于采用厚料层操作,提高了气体同熟料的热交换效率,使得二次风温由原来的980~1010℃提高到1050~1100℃,提高了煅烧温度,同时也提高了对KH、SM较高的物料的适应性,提高了硅酸盐矿物总含量。熟料烧成过程中主要发生如下反应:C2S+CaO→C3S,煅烧温度提高可促进上述反应的进行,减少f CaO,增加C3S。
(4)调节窑头和分解炉用煤比例。熟料煅烧系统,其总耗煤量一般取决于入预热器生料的化学成分和量。而预分解窑系统的窑、炉喂煤量的调节及比例分配也是非常关键的。通常分解炉的用煤量主要根据入窑生料分解率、分解炉出口温度、C1出口气体温度进行调节。如果风量分配合理,但入窑生料分解率低,C1出口气体温度低,说明分解炉用煤量过少;如果分解炉用煤量过多,则预分解系统温度偏高,热耗增加,甚至出现分解炉内煤粉燃尽率低,煤粉跑到C5内继续燃烧,致使预分解系统产生结皮或堵塞的现象。
(5)加强密封,提高热效率。加强对预热器系统各级外漏风的处理。回转窑漏风会增加系统废气量,减少合理条件下的有用烟气通过量;大量的漏风还会影响工艺操作的不稳定性,导致回转窑产质量下降;回转窑的漏风还会减少由篦冷机进入窑内的二次风量和回收入窑的总风量,对于三次风和分解炉系统,漏风则会减少进入炉内的三次风量和回收入分解炉的总风量;漏风量过大,会降低烧成系统的有效通风能力,导致系统操作的不稳定和有效通风能力的下降,降低熟料的产质量。
(6)稳定喂料量。喂料量的波动将导致窑系统参数和热工制度的不稳定,当喂料量波动频繁,窑尾提升机电流超过5~8A波动时,就会对窑系统产生难于用操作来弥补的影响,造成预热器系统压力及分解炉出口温度波动较大,预热器各处积料增加,窑内热工制度紊乱,使熟料强度降低,严重时会出现预热器塌料、堵塞等现象,必须稳定均化库下料量,为熟料煅烧打下良好的基础。
6 结语
通过一个多月的工艺系统优化,我公司的熟料28d强度得到了很大提高,矿物组成、熟料外观、物理性能都得到了相应改善。
(1)要提高熟料强度,必须在提高熟料中C3S含量的同时提高熟料中硅酸盐矿物的总量,即要坚持高KH、高SM配方思路。
(2)要控制熟料AM值,既不能过高影响熟料液相粘度,又不能过低而影响熟料强度,在实际生产的基础上同时关注铁铝含量的控制。
(3)采用此配料方案的前提是确保原燃料质量,特别是烟煤发热量要高,以保证窑内较强的热力强度,在煅烧上必须采用高温煅烧方式,只有这样才能获取较高的熟料强度。否则可能导致煅烧因难,熟料质量下降。
糙米发芽工艺参数的研究 篇6
笔者通过设定不同浸泡温度、浸泡时间、发芽温度、发芽时间来探索糙米发芽的最佳工艺参数, 并对其进行优化, 以期快速获得糙米发芽条件, 节约生产成本, 提高生产效率。
1 实验所需材料与设备
实验材料为 “威优短种”籼稻谷。试剂和仪器设备为蒸馏水;次氯酸钠 (分析纯) ;HH-2 型显恒温水浴锅;GZX-9146MBE型电热恒温鼓风干燥箱;VJLGJ4.5 型检验砻谷机;HPX-9162MBE型电热恒温培养箱;Sartorius BSA124S型电子分析天平。
2 实验方法
2.1 发芽糙米的制备步骤
1) 稻谷的选取:选用籽粒饱满、整齐、粒质阴熟、裂纹粒少且无虫病害、发热霉变的稻谷作为实验对象。
2) 糙米的制备和筛选:将稻谷用检验砻谷机砻壳后过40 目的标准不锈钢筛, 得到含胚糙米, 糙米中无未成熟粒, 无胚米及石头等杂质。
3) 数样:数取糙米样品210 份, 每份100 粒。
4) 糙米的清洗和消毒:将糙米放入烧杯中, 用自来水冲洗3 遍, 洗去表面的糠粉和灰尘后再用蒸馏水冲洗3 遍, 沥干后, 用0.12 mol /L的次氯酸钠溶液消毒25 min, 再用纯净水冲洗3 遍。
5) 糙米的浸泡与萌芽:取糙米样品, 用消过毒的纱布包好置于烧杯中, 设置不同的时间, 放入特定温度恒温水浴锅中浸泡, 之后将样品取出放置于恒温培养箱中, 培养一定时间后取出样品计算每份糙米的发芽率, 根据数据作图比较。
6) 糙米的清洗、 酶活性的终止:将按设定时间进行浸泡和发芽后的糙米迅速取出, 用纯净水冲洗3 遍后, 再用75~80 ℃的热水进行灭酶处理10 min, 将水沥干待用。
7) 数粒:将沥干水后的发芽糙米倒入培养皿中, 用放大镜观察并数取发芽糙米粒数。
发芽率计算:发芽率=发芽糙米粒数/糙米总粒数×100%。
2.2 不同浸泡温度和时间对发芽率的影响
取18 份经第4 步骤处理后的糙米样品, 按第5步骤分别在25 ℃, 30 ℃, 35 ℃条件下的恒温水浴锅中浸泡 (重复3 次) , 分别浸泡4 h, 6 h, 8 h, 10 h, 12 h, 14 h, 在30 ℃ 恒温培养箱中培养20 h, 按第6 步骤、第7 步骤计算每份糙米的发芽率。
2.3 不同发芽温度和时间对发芽率的影响
取27 份经第4 步骤处理后的糙米样品, 按第5步骤将此样品置于30 ℃的恒温水浴锅中浸泡12 h (重复3 次) , 再取出样品分别置于25 ℃, 30 ℃, 35 ℃恒温培养箱中, 设置9 个发芽时间, 每隔4 h分别取出一份糙米样品, 最后按第6 步骤、第7 步骤计算糙米的发芽率。
2.4 不同浸泡时间和发芽时间对发芽率的影响
取16 份经第4 步骤处理后的糙米样品, 按第5 步骤将此样品置于30 ℃的恒温水浴锅中浸泡6 h, 8 h, 10 h, 12 h (重复3 次) , 再将样品置于30 ℃恒温培养箱中, 然后分别在16 h, 18 h, 20 h, 22 h取出一份糙米样品, 按第6 步骤、第7 步骤计算糙米的发芽率。
2.5 糙米发芽条件的正交优化
取9 份糙米样品, 选择浸泡温度、浸泡时间、发芽温度、发芽时间4 个因素进行正交试验, 各取3 个水平, 以糙米发芽率为考察指标, 进行L9 (34) 正交试验, 正交试验因素水平结果见表1。
3 实验结果与分析
1) 从图1 可知, 在发芽温度和发芽时间一定的条件下, 浸泡温度在25 ℃和30 ℃时, 糙米的发芽率随着浸泡时间的延长而升高, 且在浸泡12 h后发芽率增长趋于缓慢;当浸泡温度为35 ℃时, 浸泡8 h后发芽率会明显下降。同时, 在不同的浸泡时间下, 浸泡温度为30 ℃的糙米发芽率均高于浸泡温度为25 ℃和35 ℃的糙米。因此, 在浸泡温度为30 ℃、浸泡时间为12 h条件下糙米的发芽率最高。
2) 在浸泡温度和浸泡时间一定的条件下, 糙米的发芽率与发芽温度、发芽时间密切相关。在25 ℃和30 ℃条件下发芽率均较35 ℃高, 出芽集中在16~24 h时间段且出芽较整齐;而在35 ℃条件下, 发芽虽较早, 但是出芽率低且芽长不整齐, 其原因可能是由于温度过高, 造成糙米胚芽中的酶活力高峰出现较早, 但峰值及其持续时间较低。发芽糙米要求芽长为0.5~1 mm, 出芽整齐且发芽率较高为优, 因此发芽温度在30 ℃较适宜;从发芽时间来看, 16~24 h发芽率增加得较快, 24 h达到高峰, 以后趋于平稳。因此发芽时间20~24 h为宜 (见图2) 。
3) 从图3 可看出, 在一定的浸泡温度和发芽温度条件下, 当浸泡时间一定时, 发芽率随着发芽时间的延长而提高;在浸泡时间为8~12 h时, 发芽率增长较平稳, 且浸泡时间为12 h, 在不同发芽时间下, 糙米发芽率均高于其他浸泡时间。
4) 比较本试验中浸泡温度、浸泡时间、发芽温度、发芽时间, 利用极差公式R=Kimax-Kimin计算4因素中R值的大小, 可以看出4 个因素的主次关系为:浸泡温度>发芽时间>发芽温度>浸泡时间。最终根据实验结果可以得出糙米最适宜的发芽条件为:浸泡温度30 ℃, 浸泡时间10 h, 发芽温度30℃, 发芽时间16 h。
4 结束语
综上所述, 经对以上实验结果分析, 得出发芽糙米极大地改善提高了糙米的营养价值和商业价值, 不仅可以作为主食食用, 也可作为膳食的营养补充剂或功能性食品的原料、配料使用。此外, 发芽糙米也可广泛用于医疗、乳制品、酿酒等行业, 具有广泛的市场潜力和开发价值。
摘要：通过对浸泡温度、浸泡时间、发芽温度及发芽时间对稻谷发芽率的影响进行研究, 并应用正交试验对影响糙米发芽的多因素进行优化, 结果发现:浸泡温度30℃、浸泡时间10 h、发芽温度30℃和发芽时间16 h条件下糙米的发芽率最高, 同时生产成本大幅降低、生产效率得到显著提高。
大豆膳食纤维酸奶工艺参数优化 篇7
1 材料与方法
1.1 供试材料
新鲜无抗牛乳;乳酸菌(嗜热链球菌∶保加利亚乳杆菌=1∶1,常州益加菌生物科技有限公司);脱脂乳粉(市售);蔗糖(市售);大豆膳食纤维(山东省大豆蛋白有限公司)。
1.2 主要仪器设备
MD100-2电子分析天平(沈阳华腾电子有限公司);SPH-250生化培养箱(上海森信实验仪器有限公司);Scien TZ-04无菌均质机(宁波新艺生物有限公司);LDZX-50KBS高压灭菌锅(上海申安医疗器械);JJ-1精密增力电动搅拌器(常州光华电器有限公司);超净台、电子天平、电冰箱等。
1.3 试验方法
1.3.1 工艺流程。具体如图1所示。
1.3.2 工艺操作要点。
具体如下:(1)发酵剂的制备。将脱脂奶粉与水以1∶9混匀,121℃杀菌15 min,冷却至45℃,再以无菌方式接入2%充分活化的乳酸菌。42℃下发酵,静置培养至凝固。然后再从培养基底部吸取1~2 m L培养液,接入灭菌过的装有500 m L生奶的1 000 m L三角瓶中,培养至凝乳,4℃冷藏保存,作为工作发酵剂待用。(2)配料、预热、均质。将大豆膳食纤维、稳定剂、蔗糖溶液加入到高速搅拌器中,并用90℃热水溶解,80℃保温30 min,让稳定剂溶解充分,并杀死其中的微生物。然后打入预热好的鲜奶中。混合液预热至60~65℃,20 MPa下均质。(3)杀菌、冷却、接种、发酵、冷却后熟。混合液在95℃,保持5~10 min,然后迅速冷却至42℃,在无菌条件下接种,接种量2%~4%,然后在42~43℃培养3~5 h。发酵3 h后,每10 min检测p H值,待p H值为4.2时终止发酵[5]。采用二步冷却工艺,先置于空气中自然冷却至20~24℃,紧接着冷却至10℃以下,持续5~6 h,移至0~4℃冰箱冷藏后熟[6]。
1.3.3 理化指标的测定。
具体如下:(1)p H值测定。用Seven Multi(S40)p H计直接测定。(2)乳清析出量的测定。将装有成品酸奶的容器慢慢倾斜,乳清引入到10 m L量筒中读取数值(事先在量筒中加水到1 m L刻度处)[7]。
1.3.4 工艺优化试验设计。
具体如下:(1)单因素试验。分别考察大豆膳食纤维添加量、发酵剂接种量、蔗糖添加量及稳定剂PGA添加量对大豆膳食纤维酸奶品质的影响。(2)响应面优化试验。在单因素的基础上,初步确定各成分适宜的添加量。根据Box-Behnken中心组合试验设计原理[8],设计4因素3水平的响应面分析试验。因素水平如表1所示。
注:膳食纤维、接种量、蔗糖、PGA的单位为%。
2 结果与分析
2.1 单因素试验结果与分析
大豆膳食纤维酸奶发酵过程中预先设定发酵温度为42℃,其余大豆膳食纤维添加量为1.5%,接种量为3.0%,蔗糖添加量为6.0%,PGA添加量为0.3%,考察这4个变量对酸奶品质的影响时,保持其余3个量不变,只改变考察量。
2.1.1大豆膳食纤维添加量对酸奶品质的影响。
随着大豆膳食纤维添加量的增大,凝乳状况变得不均匀,色泽度也逐渐变差,而且当添加量达到2.5%时,有明显的粗糙感和豆腥味。感官分值变化如图2所示。
2.1.2 发酵剂接种量对酸奶品质的影响。
接种量小于3%时,酸奶发酵不完全,凝乳不结实且凝乳慢,味过甜,有乳清析出等缺陷;当接种量大于3%时,酸奶口感细腻、爽口,酸甜度适中,质地均匀、紧密,微量或无乳清析出;接种量过大会造成酸奶味道尖酸,品质下降。感官分值变化如图3所示。
2.1.3 蔗糖添加量对酸奶品质的影响。
蔗糖添加量为6.0%时,酸奶的感官品质较好。当添加量低于6.0%时,酸奶味道略酸,口感较差;高于6.0%时,酸奶味道过甜,适口性差,而且蔗糖添加量过多也不利于人体健康。感官分值变化如图4所示。
2.1.4 稳定剂PGA添加量对酸奶品质的影响。
PGA添加量的改变主要是对酸奶组织状态和凝乳状况影响比较大,对其他感官方面影响较小。PGA添加量过小酸奶的黏度低,稳定性差,添加量过大酸奶的组织状态差,乳清析出较多,且凝块坚实,感官差。感官分值变化如图5所示。
2.2 响应面优化试验结果与分析
2.2.1 回归模型的建立。
用SAS9.1软件对表2数据进行分析,初步得出如下回归方程:Y=94.466 67+0.741 667A+1.758 333B+0.791 667C+0.041 667D-4.820 833A2-0.225AB-0.55AC-0.7AD-5.995 833B2-0.15BC-0.45BD-3.320 833C2-1.175CD-1.645 833D2,R2=0.958 0。由表3可以看出,模型的P=0.000 1<0.01,表明模型方程极显著,不同处理间差异极显著。
2.2.2 响应面分析。
由图6可以看出,随着稳定剂PGA添加量的增加,感官分值先升高而后缓慢下降,而随着膳食纤维添加量的增大,感官分值首先快速升高而后快速下降;从等高线图也可以明显看出,二者相比膳食纤维添加量对酸奶品质的影响较为显著。所以选择适宜的大豆膳食纤维添加量对酸奶品质的好坏尤为重要。
由图7可以看出,随着PGA添加量的增加,感官分值先升高而后趋于平缓,随着蔗糖添加量的增加,感官分值先升高后下降,这其中蔗糖下降的比较快;从等高线图反映出,蔗糖的等高线比稳定剂PGA的等高线陡峭,且二者之间的相互作用显著。
2.2.3 验证试验。
根据Box-Behnken中心组合试验所得的结果,利用SAS9.1软件计算出最佳配方:大豆膳食纤维添加量为1.54%、发酵剂接种量为3.15%、蔗糖添加量为6.24%、稳定剂PGA添加量为0.29%。为了便于操作实施将参数修订为:大豆膳食纤维添加量为1.5%、发酵剂接种量为3.2%、蔗糖添加量为6.2%、稳定剂PGA添加量为0.3%。按照最佳优化工艺条件,做3组平行试验进行验证,得到酸奶感官分值的平均值为94.52分,与理论值(94.67分)接近。可见,通过响应面优化法所得到的回归方程是可靠的,是具有一定指导意义的。
3 结论
该试验通过单因素试验和4因素3水平的响应面试验,建立各因素与响应值之间的数学模型,进而得出大豆膳食纤维酸奶的生产工艺最优理论值为:大豆膳食纤维添加量为1.5%、发酵剂接种量为3.2%、蔗糖添加量为6.2%、稳定剂PGA添加量为0.3%。经验证得出此条件下产品的感官分值为94.52分,与理论值94.67接近。此时酸奶感官品质最佳,质构良好,均匀、紧密,口感细腻爽滑,有光泽性,乳香味浓郁。该研究生产的大豆膳食纤维酸奶不仅风味良好,而且添加的膳食纤维使酸奶的营养和保健作用得到了强化,有很好的市场前景。
参考文献
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[7]徐光鹏.菊芋酸奶工艺优化及营养学评价[D].郑州:郑州大学,2011.
煤粉锅炉SCR工艺参数优化 篇8
随着我国经济的发展,环境恶化问题越来越受到人们的关注,而NOx是一种受到极大关注的污染物,因此降低NOx排放是现阶段重点研究的方向[1]。火力发电厂是主要的NOx排放源,烟气脱硝是我国环保政策的要求,也是火电机组NOx控制排放的必要选择。
烟气脱硝技术是在燃烧后对NOx加以处理,烟气脱硝在各燃煤电站运用的较为普及,已现实应用在电厂的烟气脱硝技术主要有SCR、SNCR及SCR/SNCR结合技术[2]。其中,SCR技术由于具有运行相对平稳、氨逃逸率较低、SCR技术脱硝效率可到达80%~90%等优点而得以推广应用,是全国最为成熟的一种烟气脱硝技术[3]。我国在建的燃煤电厂机组普遍配套建设有SCR脱硝系统或者在现场预留有SCR脱硝系统建设空地。
杨建国[4]等通过燃烧优化调整及SCR脱硝系统运行调整,简要分析了运行工艺参数对氨逃逸率的影响。高岩[5]等通过试验台测定了SCR催化剂活性,分析了空速、催化剂用量、温度、氨氮比、入口NOx浓度等因素对催化剂活性的影响。咸士龙[6,7,8]等对660MW煤粉锅炉脱硝工艺选择以及控制系统进行了相关分析和研究。但煤粉锅炉SCR系统运行影响脱硝效率的因素以及工艺参数优化方面的相关研究还较少。
以某电厂660MW燃煤电站脱硝系统为研究对象,分析影响其脱硝效率的主要因素,找到该SCR脱硝系统运行的最佳工况参数,为已运行电厂脱硝系统改造优化提供借鉴思路。
1 SCR脱硝工艺及影响因素
1.1 脱硝工艺
SCR脱硝装置一般在省煤器出口和空气预热器进口中间位置,还原反应温度合适,但是对催化剂的磨损和堵塞影响较严重[9]。此外,在副反应阶段生成的NH4HSO4与(NH4)2SO4,也会较大程度地腐蚀空气预热器。氨的逃逸率控制在3~5μL/L以下。燃煤电站SCR脱硝装置的工艺流程如图1所示。
1.2 影响因素
1)反应温度。
在一定的反应温度区域内,NOx催化还原反应顺畅。当温度比SCR装置所需反应温度小时,NOx反应速度变小,氨逃逸量变大;当温度比SCR装置所需反应温度大时,N2O产生量变大,以及会导致催化剂失活和烧结。烟气构成和催化剂化学成分决定了SCR装置的实际最佳操作温度。一般情况下使用的SCR催化剂的实际最佳操作温度为300~400℃。
2)空速。
反应物在反应装置中的停留时间长短通常用空速大小来反映[10]。当反应物在脱硝装置中空速越小时,停留时间也就越长,脱硝效率也就越高,反之亦然。此外,温度也在一定程度上影响着SCR所需停留时间,当操作温度与最佳温度相接近时,停留时间较短,空速变大。
3)氨氮比。
按照化学反应方程式,脱除1mol的NO同时耗掉1mol的NH3。当NH3/NO小于1时,NOx的脱除速率与NH3的浓度成正线性关系。相反,当NH3/NO大于或等于1时,NOx的脱除速度与NH3的浓度基本没有关系,当NH3/NO约为1时NOx脱除效率能到95%以上。
4)氧气含量。
当排放烟气的氧含量超过定值后,由尿素溶液喷进炉膛并热解而产生的NH3不但与NOx发生还原反应,还会被烟气中的O2氧化,致使热解产生的NH3被氧化以至于丧失继续脱硝的功能。这样,参与脱硝反应的NH3只是热解产生的一部分,在其他条件不变的情况下,参与脱硝反应的NH3的量就减少了,脱硝效率也就降低了。
5)催化剂。
催化剂是在SCR脱硝系统中,在一定温度条件下使得排放烟气中的NOx与还原剂发生还原反应的物质,选择一种合适良好的催化剂是SCR烟气脱硝技术的关键[11]。催化剂是SCR烟气脱硝装置的重要组成,是SCR烟气脱硝装置的脱硝效率和经济性的主要影响因素。
2 脱硝工艺参数优化
2.1 电厂简介
以某电厂660MW燃煤发电机组煤粉锅炉作为研究对象,锅炉是由上海锅炉厂生产的SG-2080/25.4MXXX型超临界参数变压运行直流锅炉,该锅炉的燃烧方式是从美国进口的低NOx切向燃烧技术,设计和校核煤种均为神华混合烟煤。降低挥发分氮转化成NOx是低NOx燃烧系统设计的主要目标,达到降低NOx排放浓度的目的。锅炉主要设计参数如表1、表2所示。
2.2 试验分析
试验以某电站煤粉锅炉为研究对象,锅炉采用低NOx燃烧技术与SCR烟气脱硝技术。整个试验首先采集该电厂脱硝系统的运行数据,然后对采集来的数据通过计算得出脱硝效率,最后分析数据绘制曲线图并得出结论。
脱硝效率η为:
式中:CNOXR—折算至标准状态、干基、6%的O2下的未喷氨时烟气中NOx浓度;CNOXC—折算至标准状态、干基、6%的O2下的喷氨时烟气中NOx浓度。
在试验过程中通过采集反应温度、空速(停留时间)、氧含量以及氨氮比等主要影响因素的相关数据,分析不同条件下,各因素对脱硝效率变化的影响。为取得单一影响因素的试验效果,各试验过程中选取相同工况,针对需要测试变量进行调整。SCR反应塔中烟气基本工况如表3所示。
2.3 结果分析
1)温度对脱硝效率的影响。
为了分析反应温度对脱硝效率的影响,试验全程使SCR脱硝装置反应温度在300~400℃变化,其他前提根据表3中基本工况为准,试验结果如图2所示。
由图2可以看出,温度对脱硝效率的影响较为明显,在测试的温度区间内,SCR脱硝效率跟随温度的增大,呈先增大后趋于平缓的趋向。当温度增加到280~310℃时,由于在此条件下,催化剂参与反应速度变快,脱硝效率也随即变大。当温度继续增长超过310℃时,催化剂参与反应速度变化不再明显,脱硝效率也不再提高。在温度处于310~350℃时脱硝效率实现最大值。所以,在SCR运行装置中最合理的温度应该在320℃上下。
2)空速对脱硝效率的影响。
脱硝过程是气体流经固体表面发生化学反应的过程,影响其反应水平的主要因素有烟气与催化剂的接触时长、脱硝反应是否完全进行。而烟气与SCR催化剂接触时长主要决定于空速以及催化剂体积。空速越大,烟气在催化剂内停留时间就越少,即反应作用时间越短,脱硝效率越低。在排放烟气流量一定的前提下,增大催化剂体积才能达到降低空速的目的,因此在选择合理空速时应该对脱硝效率和催化剂用量同时进行衡量。现有已运行或者在建的SCR脱硝系统中空速一般为4000h-1上下。
空速对脱硝效率的影响如图3所示。试验全程使空速在2000~10000h-1的区间内变化,其他前提根据表3中基本工况为准。
由图3可以看出,当空速变大即停留时间变小时,总体来看,脱硝效率呈现下降的趋势。虽然总体下降,但在一定空速变化区间内催化剂具备较高活性并且较为稳定。空速在2000~6000h-1时,脱硝效率均比80%高。此空速变化区间内,空速变大,脱硝效率几乎没有变化;空速继续增大超过6000h-1时,脱硝效率开始逐渐减小,之后空速增至8000h-1时,脱硝效率降至68%。由此能够获得空速的最佳值应该在2000~6000h-1变化区间内。
3)氨氮比对脱硝效率的影响。
氨氮比是NH3与NOx的摩尔比。在理想情况下氨氮比取1∶1,然而在实际的SCR装置运行过程中,随着机组运行情况的不同,氨气注入量需随时进行调节。若是氨氮比太小则会造成脱硝反应过程中还原剂供给不足,NOx脱除不完全;若是氨氮比过大则会造成氨逃逸量增长,逸出的NH3会与烟气中的SO2(SO3)、H2O反应形成NH4HSO3,会造成催化剂的微孔构造堵塞,减小反应过程中催化剂接触表面积,最后使得催化剂活性变低,而且所导致的失活也是不能逆转的。此过程中形成的化合物还会吸附烟气中的飞灰,导致空气预热器堵塞,并会腐蚀尾部烟道。
文中通过体积流量计对NH3的投入量进行控制,获得在不同氨氮比下的脱硝效率,进而确定最合理的氨氮比取值。试验过程中控制氨氮比在0.2~1.6的范围内变化,其他条件采用表3所示的基本工况。试验结果如图4所示。
从图4中能够看出,NH3注入量上升,脱硝效率呈先快速增长后基本不变的趋势。在脱硝装置中氨氮比小于1时,随着氨氮比的提升脱硝效率逐渐变大。氨氮比在1.2时,脱硝效率能够增长到81%,直到氨氮比超过1.2时,脱硝效率几乎不再变化。由于继续提高氨氮比会导致氨逸出量的变大,故继续提高氨氮比会提升运行成本。因此,最佳氨氮比是1.2。
4)氧气含量对脱硝效率的影响。
氧气含量对脱硝效率的关系曲线如图5所示。
由图5分析知道,一定条件内氧气含量对脱硝效率有较大作用。在5.5%~5.6%范围内,随着氧气含量的增加,脱硝效率逐渐变大,增大到5.61%时,效率提升到最佳值81.32%,随后脱硝效率随着氧气含量的继续增加而变小。所以,氧气含量最佳值为5.61%。
5)催化剂对脱硝效率的影响。
该电厂燃煤机组使用耐磨型陶瓷纤维板蜂窝式催化剂,其成分是Ti-V-W高温氧化钛基催化剂,它以活性Ti O2为载体,同时添加V2O5金属氧化物来增加其活性。催化剂中V2O5要适量,V2O5的浓度越大催化剂活性越高,但当V2O5的浓度上升超过2%后,SO2向SO3转化率变大,即硫化物含量增加。为了抑制SO2的转化率,需要添加一定量的WO3。V2O5浓度对其性能影响较大,V2O5浓度越高,脱除效率也越高,原因是当V2O5浓度在1.4%~4.5%时,V2O5可以呈等轴聚合的基本形式均匀分布在Ti O2载体上,催化剂活性较高;当V2O5浓度大于6.5%后,脱硝效率逐渐下降,原因是V2O5在Ti O2载体上形成V2O5结晶区,抑制了催化剂的活性。
3 结语
1)在使用SCR烟气脱硝的过程中,脱硝效率随温度增大呈先快速上升后趋于平缓;随空速增大呈先不变后下降;随氨氮比增大呈先快速增长后基本不变;随氧含量的增加呈先上升后下降的趋势。因此,特别要看重脱硝系统的运行温度、空速、氨氮比、氧气含量的合理选择,注重催化剂的选择及活性的变化,只有这样才会使脱硝装置经济有效的发挥其作用。
2)以某电厂660MW燃煤发电机组煤粉锅炉作为研究对象,通过对该电厂燃煤锅炉的SCR脱硝的运行数据进行分析,得到其烟气脱硝的最佳工况为:反应温度320℃左右,空速2000~6000h-1,氨氮比为1.2,氧含量为5.61%,此工况下,脱硝效率能够达到82%。可为燃煤发电厂的污染物净化系统提供一些参考性建议。
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粉状乳化炸药的工艺参数调整 篇9
关键词：粉乳炸药,设备,油相材料,产品质量
粉状乳化炸药生产线是2006年鸡西分公司与石家庄成功科技有限公司合作开发的新一代粉乳炸药生产线。它是将氧化剂水相溶液和油相溶液通过混合形成混合液, 再经真空干燥制得粉体, 加密度调节剂成药。几年间, 先后对生产线进行了设备改造, 为解决药粉输送过程中隔爆问题改造了悬挂式轨道输送系统, 为解决药温高问题, 原混合机改为敞开式螺旋冷却水输送系统, 为解决药量不足问题, 增设压辊装置, 为解决真空度不足问题, 改造了真空冷却系统, 为粉乳生产线的本质安全生产, 优质生产创造了有利条件。
1 制粉工艺的控制
粉乳炸药制粉:本工艺采用连续静态制粉, 一定流量的水相溶液与油相溶液, 经混合器混合后泵入制粉机内, 真空度达到 (-0.09MPa) — (-0.093MPa) 。水相温度和油相温度适中, 得到结构膨松、表面粗糙、多空穴的片状晶体。这种晶体结构包含了过量的微气泡和大的表面积, 经历减压升温、高温沸腾、强制析晶。汽化干燥的过程, 整个膨化过程快速。由于负压的作用, 硝酸铵混合液快速析晶。其中油相溶液初步包覆氧化剂的颗粒, 这要求油相中乳化剂含量适中, 过多的乳化剂使混合液内的水份难以蒸发出去, 导致不膨化。分散剂应该适中, 过少也会导致膨化效果不好。我公司生产的粉乳炸药为连续式制粉机和交替式卸料装置, 保持了氧化剂与可燃剂紧凑均匀接触的特点, 无需引入敏化气泡, 具有良好爆炸性能, 其制粉技术具有创造性为粉乳炸药的应用开辟了新途径。
控制好膨化后粉体的质量决定着药卷的质量。当膨化不好时, 粉体水份大, 严重影响产品质量。另外, 真空度是非常重要的因素, 真空度提高, 溶液沸点温度低于溶液结晶温度的差值增大, 有利于水分蒸发, 使成品中的残留水分减少, 真空度高一些为好, 一般控制在 (-0.09MPa) — (-0.093MPa) , 由于体系中分散剂的加入使膨化过程发生强制性定向性的质的变化;结晶过程中, 结晶热足以保证把加入的水汽化蒸发, 而不需要外部热量, 实际生产中如水相温度超过120℃, 油相温度超过83℃时, 由于硝酸铵混合液在膨化过程中放出大量的热, 导致, 制粉机内温度过高, 不利于硝酸铵混合溶液的析晶汽化过程, 导致粉体发粘, 有大块出现, 下料困难, 水份偏大, 直接影响粉乳炸药的产品质量。
2 油相材料的作用及选择
2.1 粉状炸药的油相材料即是可燃剂又是敏化剂, 在爆破反应能迅速参与反应, 又具有良好的抗水性能和良好的成粉状态, 粉状炸药的状态取决于油相材料中的复合蜡, 随着复合蜡的颜色、熔点、粘度的改变而改变。2.2粉乳炸药由于自身的特性, 还存在着密度小的问题。单位体积的装药量降低, 导致做功能力的明显不足。经过试验, 反复筛选, 选择1#复合蜡作为油相的主要原材料。这是因为:1#复合蜡具有高达13mm2/s-16mm2/s的运动粘度、密度在0.90g/cm3-0.92g/cm3, 较好地包覆在粉体表面, 对预防吸温, 增加药卷密度, 起到了较好的作用, 并提高炸药殉爆距离2cm-3cm。
3 油相配比的选择
粉乳炸药稳定性与油相材料的选择及配比有直接联系, 它决定着炸药外观状态及产品稳定性和抗水性能, 经过反复筛选, 我们选择了自备油相 (乳化剂、分散剂、专用蜡按比例配制) =1:3:21, 加密度调节剂, 性能如表1及与使用复合油相不加密度调节剂 (固态油相、液态油相、按比例调制) 试验对比样品贮存期如表2。
由表2可看出, 使用自备油相生产的粉状乳化炸药, 经过夏季, 储存期内性能良好, 而使用复合油相, 经过夏季, 储存期内有硬化现象且炸药吸湿严重, 性能下降。
4 药量控制
膨化后的粉体要加适当的密度调节剂, 膨化后粉体状态直接影响药量控制, 生产状态呈动态状况, 为提高混合液的均匀性, 增设了动态混合器, 在0-50Hz内调整, 对粉体膨化的程度起到一定的辅助作用, 还需掌握恰当的粉体水分及密度, 从而保证装药质量。经过多次实验, 摸索我们选择了适宜的配方, 良好的真空系统, 增加水相中硝酸钠的含量1.5%—2%, 选择高粘度、高密度1#复合蜡, 适宜的密度调节剂, 既保证炸药良好性能又基本保证了装药质量。
5 改善吸湿性及防硬化
5.1 硝酸铵最本质的缺陷是它的吸湿性, 硝酸铵的吸湿性是不能消除的, 虽然粉体表面包覆层已经大大降低了它的吸湿能力, 但由于表面积增大和生产过程中硝酸铵粉碎时断裂面的生成使它宏观的吸湿性仍表现得比较明显。从其结构特性来看, 它的多气隙, 多微孔, 使水分子很容易侵入, 我们采取加入一定量的表面活性剂, 使硝酸铵新生的断裂面被快速包覆。另一方面, 增大油相含量, 增加油相粘度, 加入表面活性剂和提高混合均匀性等措施, 都可以改善粉乳炸药的吸湿性, 从而也达到防止药卷硬化的产生, 粉乳炸药的生产在保证产品质量的同时也就是防硬化的过程。值得注意的是生产实际中, 过多的机械碾压、剪切、粉碎作用也会导致“微气隙”减少, 炸药的起爆感度降低, 性能下降。5.2粉粒状物质失去松散状态, 自然积聚形成密实物块, 硝酸铵结块是自身特性决定的, 其结块的机理多用“盐桥”理论来解释, 即硝酸铵在水中溶解的温度系数很大, 硝酸铵吸湿以后, 颗粒表面形成一层饱和水溶液膜, 由于表面张力作用, 相邻颗粒间形成“液桥”, 当外界温湿度减小时, “液桥”中溶解的硝酸铵析晶出来, 形成所谓“盐桥”, 正是这些“盐桥”, 将硝酸铵颗粒紧紧地连接成一体, 形成密实的硬块, 根据“盐桥”理论, 影响硝酸铵结块的主要因素应该是温度, 水分和晶变, 实践证明, 多次跨越晶变点32.3℃的温度变化, 导致硝酸铵结块严重, 但当水分含量小于0.2%时, 温度变化大也无明显结块现象, 在生产实际中粉状炸药中硝酸铵含量占80%左右, 由于工艺条件的限制, 炸药中水分含量较大时, 或装药温度在32℃以上, 硬化现象较为严重, 严重影响产品质量, 基于这种状况, 我公司对设备进行了改进, 改为敞开式螺旋输送系统, 螺旋输送采用冷却水降温, 并控制药粉水分小于0.2%, 在夏季也使药粉温度降至32℃以下, 为防硬化创造了基础条件。
敞开式螺旋输送系统的改善, 使药粉在输送的同时起到良好的冷却降温作用, 药粉温度降至32℃以下, 为防止药卷硬化创造了基础条件。
6生产过程中的质量控制
6.1 严格控制水相析晶点, 班中及时抽查。6.2及时标定水相、油相流量计, 保证水相、油相流量稳定。6.3选择优质的原材料。6.4含分散剂的油相配制后不可放置过久。6.5真空度控制为 (-0.09MPa) — (-0.093MPa) 。6.6水相、油相罐注意有水进入, 否则会影响膨化效果, 导致粉体水分过大。6.7混合器下端平螺旋应先充满混合液体后再启动, 否则会混合不均匀, 影响膨化效果, 或出现不膨化现象。
7 结论
通过几年的生产实际, 经过不断改进设备, 生产过程中工艺技术条件的控制, 粉乳炸药产品质量得到了显著提高, 由于粉乳炸药是近几年发展起来的新生事物, 还有着不尽人意之处, 几点建议如下: (1) 使用一种理想的密度调节剂, 密度达到2.0 g/cm3——2.5g/cm3, 最少限度的影响爆炸性能。 (2) 降低生产成本, 更好的适应市场经济的发展。 (3) 进一步完善装药设备, 减少在线人数。
随着全球经济的迅速发展, 市场的优胜劣汰, 我们还面临许多挑战, 这要求我们立足本企业, 加快技术进步, 实现本质安全生产, 优质高效生产, 为民爆行业多做贡献。
参考文献
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