工艺模拟

工艺模拟（精选10篇）

工艺模拟 篇1

0 引言

油底壳的结构包括底部的排油口和其边缘的排油口,因螺栓孔、排油口是在拉深过后的下一道工序修边、冲孔中进行,这里仅研究油底壳的拉深成形过程,故螺栓孔、排油口不在此赘述。

油底壳属于汽车覆盖件,与一般的冲压件相比油底壳的三维空间比较复杂,拉深深度不一,并且相差较大,品质要求较高,因此其冲压成形比较困难且影响材料流动的因素较多。其主要成形缺陷是毛坯边缘以及拉深较浅部位起皱或者是底部圆角处开裂。实际生产中多根据零件的变形特点,结合经验通过反复试验调整后确定工艺参数,费时费力。使用有限元分析技术,通过计算机可以实现基于成形工艺数值模拟的工艺设计,不仅可以提高效率,还可节省试模费用。目前国内外应用有限元方法对板料冲压过程进行数值模拟,有计算结果指导模具设计和工业设计已成为工业设计生产中下料试模前不可缺少的一步。现采用板料成形数值模拟软件Dynaform对油底壳的成形工艺进行了数值模拟,研究了压边力、凹模圆角半径以及有无拉延筋时对油底壳成形的影响。

1 有限元分析模型的建立

可通过两种方式建立油底壳的几何模型,一种是在Dynaform中直接建立。另一种是用Pro/E或UG建立,然后导入Dynaform中,综合考虑后选择在UG中建立几何模型。油底壳实际成形后的形状如图1所示[1]。

1.1 网格划分

按照软件要求将模具及板料全部划分网格,为准确描述模具几何形状,在模具表面变化剧烈的圆角处划分比较细密的网格,板料网格尺寸的大小要保证变形过程中板料对模具具有理想的贴模性,即板料网格不能过大,以免变形中对模具发生穿透干涉影响计算结果的精确度[2]。在本计算中,板料网格尺寸小于模具网格的最小尺寸,综合考虑计算效率和精度,采用了BT板壳单元。图2是所建立的油底壳拉深的板料、凸凹模和压边圈的有限元网格模型。

1.2 材料模型

模具被视为刚体,采用刚性材料模型,即Dynaform软件材料库中的material type20。板料采用Dynaform材料库中的各项异性低碳钢板DQ(相当于国内生产的冷轧钢板ST13)。DQ板的主要力学参数为:屈服应力183MPa,各向异性指数1.55,杨氏模量207kN/mm2,泊松比0.28,密度7.85E-9N/mm3,其应力应变曲线如图3所示。

1.3 数值模拟的条件

单动拉深,最大拉深高度120mm,板料厚度为1.2mm,摩擦处理一直是塑性成形模拟中的难点,Ls-Dyna3D采用用反正切函数修正的库仑摩擦模型,只需用户在前处理中定义摩擦系数,本次模拟取板材/模具(包括凸、凹模和压边圈)界面摩擦系数为0.11,虚拟冲压速度5m/s。

接触的处理,在计算中接触类型定义为“CONTACT-ONE-WAY-SURFACE-TO-SURFACE”(单向面到面)[3]。

2 数值模拟分析

2.1 压边力的影响

板料成形是一个具有集合非线性、材料非线性、边界非线性等多重非线性的非常复杂的力学过程,板料成形的主要缺陷就是起皱和破裂,研究发现增大压边力可以抑制起皱,但是却增大了拉裂的可能性。若采用增大压边力,当压边力由200kN增至800kN时,起皱可得到改善,但却出现了开裂。从图4上可以清晰地看到,当压边力为200kN时,材料严重起皱,油底壳的壳体也发生了起皱,在边缘部分甚至出现波纹状的皱纹,当压边力为800kN时在零件圆角处有开裂现象[图4(c)中的深色部分],压边力为400kN时起皱基本消除,壳体主要部分集中在未拉伸区、安全区和起皱趋势区。

2.2 拉延筋的影响[4]

拉延筋的主要作用是为变形区材料提供附加阻力,合理改变变形区材料的受力状态,从而达到顺利成形的目的。拉延筋可以局部改变变形区板材的受力,而且拉延阻力可以方便、灵活地调节,可以弥补调节压边力的不足。现在主要是探讨有无拉压筋(也就是不同的Fracture stain值)时对成形性能的影响。图5所示的是有拉压筋的成形图[除了设定拉压筋外其余参数与图4中(c)成形时条件相同]。与图4中的(c)对比可以看出,有拉压筋时起皱得到改善,在油底壳较浅部位上的起皱(图上的深色部分)被消除。进一步研究发现,如果拉压筋高度过大的话会出现了破裂现象(图上黑色部分),如图6所示。分析原因发现是因为拉延筋高度过大,从而产生的进料阻力过大,阻止了材料向凹模内流动,所以我们在设定拉压筋时一定要选择合理的值,才能既改善起皱又不会出现开裂。

2.3 凹模圆角的影响

凹模圆角半径的大小对于能否获得理想的拉伸件起着很大的作用。覆盖件拉伸常见的缺陷是拉裂和起皱,当凹模圆角半径过小时,拉伸毛坯的直壁部分与底部的过渡区的弯曲变形加大,使危险断面的强度受到削弱,毛坯侧壁传力区的拉应力相应增大,这时会使拉伸系数增大,板料的变形阻力增加,从而引起总的拉伸力的增加、成形件出现开裂和模具寿命的降低。若凹模的圆角半径过大,板料的变形阻力小,金属的流动性好,但也会减小压边的有效面积,使制件容易起皱,因此确定拉深工艺时必须与工件的变形特点、拉延筋及凹模圆角半径的大小等因素综合考虑。图7是成形件最小壁厚与凹模圆角之间的关系,从图上看与分析是吻合的。图8所示的是当凹模圆角过小时的成形极限图,也可以很清晰的看到圆角处开裂。

3 结论

采用有限元法通过数值计算可以很好地模拟拉深局部成形的材料流动规律,定量分析成形件壁厚变化及应力分布,由此可改进工艺设计,确定合理的毛坯形状和尺寸,使材料成形时按需要的方向流动,从而获得最大的变形程度。

a) 增大压边力是抑制起皱的最有效手段,但是如果压边力过大又是引起开裂的原因,所以在选择压边力时要合理选择。

b) 拉压筋在成形时也起着非常重要的作用,选择合理时可以改善成形件的品质。

c) 成形件的厚度变薄率随凹模圆角半径的减小而增大,最小壁厚出现在油底壳的低部与直壁相连的圆角处。凹模圆角过小时会引起破裂,减小凹模圆角对改善起皱影响不大。

参考文献

[1]谭晶,赵振铎,孙胜.非轴对称车灯灯圈成形数值模拟研究[J].塑性工程学报,2001,8(2):17-23.

[2]陈文亮.板料成形CAE分析教程[M].北京:机械工业出版社,2005.

[3]薛琦翔.冲压模具设计结构图册[M].北京:化学工业出版社,2005.

[4]李金燕,傅建,彭必友,等.基于数值模拟的等效拉延筋设计与优化[J].属性工程学报,2007,14(5):14-17.

工艺模拟 篇2

摘要：采用水解-好氧工艺对自配染料废水的处理进行了试验研究.水解过程在UASB反应器内完成,好氧过程选用生物接触氧化池来完成.试验对UASB反应器的.流量、水力停留时间和生物接触氧化池的曝气量及水力停留时间这四个影响因素分别进行了研究,在实验室条件下,得出了达到最佳处理效果的工艺条件:UASB反应器流量Q=50 L/h,水力停留时间t=3 h;生物接触氧化池曝气量Q=1.2 m3/h,水力停留时间t=1.5 h.作 者：王营茹 胡文云 李彦秋 WANG Ying-ru HU Wen-yun LI Yan-qiu 作者单位：王营茹,WANG Ying-ru(武汉工程大学环境与城市建设学院,湖北,武汉,430074)

胡文云,李彦秋,HU Wen-yun,LI Yan-qiu(武汉工业学院化学与环境工程系,湖北,武汉,430023)

工艺模拟 篇3

关键词 弹药装药；模拟实验；膜

Abstract：According to the new standard ammunition loading GB14470.3-2011 water discharge requirements， design a kind of wastewater enhanced processes， and with a certain explosive wastewater by simulation experiment， simulation effluent can meet the new discharge standard. Show that the strengthening process of the current ammunition loading wastewater upgrading and reconstruction in the technology is completely feasible.

Keywords Ammunition loading；Simulation experiment；Membrane

概述

环境保护部与国家质量监督检验检疫总局联合发布公告，自2012年1月1日起，用弹药装药GB14470.3-2011新标准，代替弹药装药GB14470.3-2002标准。相对于旧标准，新标准对水污染物种类的排放限定更加全面，控制项目由原来的9项增加到了14项；并對排放水质提出了更高的要求。同时新标准中增加了对日排水量的限定，以此明确了对水污染物排放总量的控制要求。相对于企业实际排水量，完全符合标准要求是极为困难的！弹药装药行业的水污染物实现达标排放成为各相关生产企业高度关注和亟待解决的技术难题。

新标准的实施使现有相关企业均面临着废水处理设施的提标改造。基于此我们以某所炸药废水进行了模拟实验，提出了一种炸药废水处理强化工艺水处理工艺—集成膜分离技术，辅以改型CEDI连续电除盐工艺，可在接受水体水质符合GB14470.3-2002原标准的前提条件下，将水中残存的各类污染组分截留分离，并将其浓缩，再利用强化氧化工艺实现污染物减量；系统末梢出水可达到5兆欧水质，完全可作为新生水重复利用，其水质满足各生产环节用水要求。

1、原水污染特性

某所为弹药类科研、生产单位，科研、生产中产生的废水污染物种类繁杂、水量较大，原水中的TNT/DNT/RDX/HMX均属于高能爆炸物，由于为混合废水，较之单一污染废水更难处理。各类炸药混合污染废水的生物毒性更强，难以像单一污染废水采用生化法处理，又因其成分复杂，而不能像单质炸药成分污染采用传统物化法处理。受其危险程度影响，更不可以处理成为固体废物处置。

2、 模拟实验

2.1模拟进水水质水量

实验装备接受水体为某所前级处理出水，水质符合旧标准GB14470.3-2002表1中对新改扩项目给定的各项限值。处理量1吨每小时。

2.2实验简述

为验证膜分离工艺用于炸药废水处理的可行性，我们模拟工程条件进行了前期试验。第一阶段为试验阶段，主要目的是针对不同的膜过程方式和运行工况进行测试，最终确定最优化的工艺参数。第二阶段为实验阶段，调整最佳工况后让系统长时间运行，观察系统性能是否有衰减和自愈式提升现象。

第一阶段的试验过程中，通过对系统压力、流量、回收率的逐步提升，以及运行方式的阶段性调整，最终确定了一级反渗透净化、二级反渗透纯化、后置CEDI保安的定型工艺。

第二阶段的实验过程中未发现系统出现性能衰减，相反出现了自愈式脱除率升高现象，原因有两方面，一是因为膜表面轻微附着的污染影响了离子物透过，二是适宜的系统压力、膜表面流速和溶剂渗透流率的协调促进了膜表面道南电势的形成，迫使离子物离开膜表面。此外，受水中胶体物影响，密封件表面形成的水膜改善了膜两侧的密封隔离，逐渐消除了离子物的逃逸现象。

实验最终的结果表明，采用膜分离对炸药废水进行分离处理完全可行，末梢出水电阻值已达到兆欧级，完全可作为新生水重复利用。

2.3实验存在的问题

首先，实验设备的膜分离单元均为极间两段式设计，系统回收率受到限制，一级反渗透标准回收率为70%，二级反渗透更因单芯容器并联，缩短了流程，回收率仅能做到50%；另外，受处理规模限制，实验设备选用的是小型商用型4040膜元件，流道仅为28mil，流态远不及34mil的工业型膜元件；受膜面积与密封长度比例影响，4040型膜系统的净化脱除率较之8040或8060型膜系统要低得多；

其次，实验用EDI与生产型设备同样存在差异，实验选用的是板式结构EDI模块，膜面积少，占地面积大，模块内流态不稳定，并有0.5～1%的极水要求安全（散气）排放；

最后膜浓缩单元最终排出的10%高浓度水实验中仅收集无有效处理设施。

2.4工程应用具体问题的解决

1）为了达到高的回收率及膜系统的脱出率，工程应用中必须做好膜的选型及反渗透级数及段数的确定。多级反渗透生产型膜分离系统可为极间三段多芯串接设计，回收率均可达到80%以上。

2）EDI选择改型螺旋卷式结构的CEDI模块，内部填充特殊合成树脂，不会发生除无机盐以外的富集污染，模块为高回收率设计，极水与浓水一同回流，提高了单元的回收率，解决了极水处置问题。

3）对于膜浓缩单元最终排出的高浓度水可直接进入强化氧化单元。强化氧化单元能实现对浓水中TNT/DNT/RDX等有机物的去除，经过氧化的浓水返回废水处理前端。以满足新标准中对排污总量控制的要求。

根据实验数据对各工况处理效率预测见表2.1-表2.3。

3、结论

（1）超滤+多级反渗透+CEDI+高级氧化的工艺对于目前弹装炸药废水提标改造技术是完全可行。

喷雾器喷头工艺优化模拟 篇4

随着农业生产的发展，我国农药用量也在不断增加。因此，人们使用喷雾器以提高喷施的质量和减少环境污染等。影响喷雾器喷射质量的因素很多，就其本身而言，喷头是个关键因素。[1]由于塑件喷雾器喷头厚度较厚，平均厚度为6mm左右，且为环形结构；故容易产生翘曲、填充不足、冷却不均等问题。本文通过对喷雾器喷头的CAE模拟分析，优化喷雾器喷头的注塑参数、浇口位置和冷却系统等，以提高其生产率、保证产品质量。

1 有限元模型前处理

1.1 模型材料与成型工艺解析

由于喷雾器喷头得农用需要，要求该制品的强度高、耐气候变化性好，抗氧化剂、还原剂抵抗力强等，故选用聚氯乙烯（PVC）。

1.2 模型的建立及网格修改

在Pro/e中创建喷雾器喷头的三维模型（如图1所示），导入moldflow软件网格修改后，如图2所示，单元最大纵横比为3.551000,平均纵横比1.615000,匹配百分比为88.7%，能够满足分析的精度要求。

2 模型模拟分析

2.1 浇口数方案设计

浇口的设计主要包括浇口的数目、位置、形状和尺寸的设计。传统设计是基于经验进行浇口布置，只要制品质量凭人的主观感觉是可接受的，就认为浇口位置是合理的，这种方法显然难以满足高精密制品的要求。在MPI中可进行最佳浇口位置分析，可避免由于浇口位置设置不当引起的不合理成型。如图3所示的浇口设计，设置4种不同方案的浇口位置和数量，找出型腔内熔体流动均匀，充填好，容易获得质量好的制品的浇口方案。各个浇口的成型情况如表1所示，综合起来方案1成型过程较好，但充填不足，可增大注塑压力，升高模具温度等进行优化设计。

2.2 优化模拟

将方案1通过moldflow软件中的成型窗口分析得到较合理的工艺参数：模具温度为33℃，熔体温度为212℃，注射时间为6.002S；由图4可知它们都在首选区域内。调整速度/压力由注射压力于120MPa，保压压力与时间为：23.57-300S内的保压压力为46.33MPa。

如图5所示经过优化后填充不足的现象消失，翘曲变形也有所下降且在产品可接受的变形范围内，气穴情况也明显现少且基本位于分型面上，可通过分型面排出，从图5可以看出熔接痕不在制品的受力部位，位于侧孔上且塑件较厚其熔接痕对塑件强度无多大影响。

3 结论

通过应用Autodesk Moldflow Insight2010软件对喷雾器喷头的浇口位置、填充、翘曲、气穴、熔接痕进行分析和工艺参数优化，为可靠、合理的模具产品生产提供重要依据。

参考文献

[1]李秉礼,吴罗罗,阴景润.国产农用喷雾器喷头性能参数测定与分析.

[2]黄钢华,张益华,鲁世红,陈兆英.MOldflow翘曲分析在注塑模中的应用.

[3]林砺宗,邢东仕,郭喜强,林森,李昌取,王天威.基于Moldflow的汽车安全气囊盖注塑成型分析[M].北京:清华大学出版社.

工艺模拟 篇5

介绍了View Cast软件在铸钢后桥工艺优化中的`应用.主要介绍了利用View Cast软件强大的设计计算功能设计计算后桥的浇注系统(包括浇注系统的尺寸、冒口数目及尺寸),并在必要部位安放冷铁,通过模拟计算验证了该工艺设计的可行性.

作 者：何斌锋 米国发 刘凯 作者单位：何斌锋,米国发(河南理工大学材料科学与工程学院)

刘凯(河南神火煤业股份有限公司)

连续重整再接触工艺过程的模拟 篇6

关键词：连续重整,再接触,氢气,模拟

连续重整装置除可生产高辛烷值汽油外, 同时副产大量含氢气体;为了满足下游加氢装置用氢要求 (≥88%, 体积分数) , 设置了再接触工艺, 提高催化重整氢纯度。该工艺是将重整气液分离器顶部的含氢气体与重整反应产物液相在高压、低温条件下接触, 达到回收轻烃与提纯氢气的目的。据文献[1~3]报导, 利用AS-PEN流程模拟软件对连续重整全工艺流程或再接触局部工艺流程进行了模拟并取得了很好的效果。本文在此基础上, 以分公司连续重整装置为模拟对象, 介绍了AXENS重整再接触工艺, 对其流程进行了模拟, 并与两段再接触工艺进行了比较。

一、再接触工艺流程简介

AXENS重整再接触工艺流程图如图1。重整反应产物经过空冷、水冷冷却后进入气液分离罐闪蒸出富氢气相和液相, 罐顶一部分富氢氢气进循环氢压缩机升压后送回重整反应系统, 剩余氢气全部进入氢气提纯系统的增压机, 经过两级增压后与来自气液分离罐底部被增压的液相混合, 经过冷却后进入再接触罐, 在高压、低温条件下接触, 气相中的大部分轻烃进入液相, 氢气得到提纯, 同时轻烃得以回收。增压机设置入口罐和级间罐, 分离出的液相送往重整上游预加氢装置, 再接触罐顶部高纯氢去下游脱氯罐脱除氯离子后送往加氢装置, 罐底液相进入稳定塔, 分离出干气、液化气和重整生成油。

二、再接触工艺过程模拟结果与分析

1. 重整反应产物合成

由于重整反应产物为气液两相产物, 富含液态烃的同时, 还含有部分氢气及C1~C4轻组分, 该产物易挥发, 难以通过采样进行定量分析。因此根据物料守恒原理, 利用ASPEN Plus中的混合器模块, 将产物高纯氢、液化气、干气和重整生成油混合, 合成重整反应产物, 如表1。

2. 搭建再接触工艺流程

按照重整再接触实际工艺流程和操作参数, 采用两相分离器、压缩机、混合器、泵、冷却器、加热器和精馏塔等模型, 搭建好流程后, 输入操作参数, 运行至模型收敛, 操作参数见表2。

3. 模拟流程的验证

由表3~表5可以看出, 应用该模型计算的高纯氢, 及再接触油进入下游稳定塔后分离出的重整生成油, 液化气, 干气等产物产量、组成和关键物性等均与实际情况基本吻合, 认为模拟结果是可以接受的。因此, 可以应用该模型, 对再接触工艺进行定量分析, 指导实际生产等。

4. 与两段再接触工艺的比较

图2为两段再接触工艺流程, 与AXENS再接触工艺不同, 该工艺有两个再接触罐。气液分离罐底部反应产物液相经增压后与二段压缩后的氢气接触, 提纯氢气。二级再接触罐顶部出高纯度氢气, 底部液相返回一级再接触, 与一级增压后的氢气在一级再接触罐内接触, 一级再接触罐底部液相与增压机入口罐底部液体经泵增压后进入稳定塔, 罐顶气相进入二级压缩。

利用表2再接触操作条件和合成的产物对两段再接触工艺进行建模, 两种工艺的结果比较如表6。

三、结论

a利用ASPEN Plus流程模拟软件对重整再接触工艺建模, 模型计算结果中高纯氢, 液化气, 干气和重整生成油的流量、关键性质, 主要组成等均与装置实际值比较吻合, 认为该模型比较合理, 可以用于指导实际生产过程;

b将该再接触工艺与两段再接触工艺在气液相流量, 氢气组成等方面进行了比较, 结果显示, 该再接触工艺中高纯氢纯度, 轻烃回收量优于两段再接触工艺, 分别提高1.25%和7.2%。

参考文献

[1]严钧, 胡国银.连续重整再接触工艺过程模拟[J].石化技术与应用, 2007, 25 (6) :531~534.

[2]袁淑华.连续重整装置流程模拟及优化[J].中外能源, 2010, 15 (8) :83~88.

模拟方法研究蜂窝板清洗工艺 篇7

在日常工作中, 经常用到蜂窝板进行实验, 实验中蜂窝板会接触含有有用物料的溶液, 蜂窝结构会将溶液吸附, 很难排出, 须用水经过多次清洗才能洗净。此过程会形成较大体积的清洗液, 需要浓缩至一定体积方可保存, 处理难度很大。清洗过的蜂窝板中残留物料量难以确定, 蜂窝板不能重复使用, 提高了实验成本。

含有有用物料的溶液为无色透明状, 性质与水相似, 用水清洗后清洗效果难以判断和测定, 无法确定含物料溶液的残留量。文章采用模拟的方法有效解决了上述问题, 对清洗液体积、清洗次数、排液效果等清洗工艺进行了研究。

1 实验原理与方法

含有溶液的蜂窝板, 其清洗过程实质上是溶液的稀释与排出过程。由于固态硝酸钠极易溶于水, 溶解度很高, 溶解速度很快, 只要与水接触便可迅速溶解, 与溶液稀释的过程极为相似。因此, 文章用溶解固态硝酸钠的方法模拟研究溶液稀释效果。

上述方法的操作过程如下:首先使用分析纯硝酸钠固体配制近似饱和的硝酸钠溶液, 将干净的不锈钢蜂窝板称重后放入溶液中充分吸附, 取出后蜂窝板的小孔会充满硝酸钠溶液, 置于干燥箱内在100摄氏度条件下进行烘干, 水完全蒸干后即可得到粘满硝酸钠固体的蜂窝板。

由于硝酸钠呈白色, 使用此种方法制备的硝酸钠蜂窝板进行实验, 清洗效果一目了然, 没有明显白色固体残留时才能达到较好的清洗效果。使用此种方法可以通过称重法测定硝酸钠在蜂窝板上的残留量, 操作简单数据准确。

经过清洗的蜂窝板, 其小孔内仍会充满溶液, 不能有效排出, 这是影响清洗效果和增加清洗液体积的另一原因。文章采用立式旋转的清洗方式, 减小了单次清洗液的体积, 通过高速旋转产生的巨大离心力可以使溶液从小孔内有效排出, 减少清洗次数。

2 实验装置

文章采用滚筒洗衣机作为实验装置。由于原洗衣机内筒尺寸与蜂窝板尺寸不符, 重新设计加工了内筒, 新内筒安装后运动平稳, 蜂窝板可均匀摆放并固定于内筒内。通过各程序的空运转, 使用转速测速仪测定各程序转速, 总结出各程序的运动方式, 选择合适的程序进行实验。

通过空运转, 当洗衣机内进水量低于某固定值时, 无法正常运行各程序, 内筒按固定转速低速往复运动, 正好符合清洗时对于转速的低速要求。溶液排出效果实验使用洗衣机原有脱水程序, 可以实现不同转速下的排液效果实验。

3 实验结果与分析

首先进行了溶液排出效果实验, 充满水的蜂窝板经过洗衣机甩干后, 通过称重法测定蜂窝板内液体的滞留率, 每种转速进行实验5次取平均值, 表1是不同转速下的滞留率均值。

由表1可以看出, 旋转排液的效果非常好, 转速增加, 滞留率降低。当转速达到800rpm时, 滞留率已经很小, 通过两次清洗和排液后, 蜂窝板内溶液滞留率将达到0.734%的平方, 约为0.0054%, 此时蜂窝板内有用物料的残留极小, 蜂窝板可重复使用。形成的清洗液体积为单次清洗液体积的两倍, 得到有效控制。

清洗效果实验采用硝酸钠蜂窝板模拟方法进行, 变量为单次清洗液体积, 即使用不同体积的水对硝酸钠蜂窝板进行清洗, 每次实验15分钟, 清洗后采用1200rpm的甩干转速进行排液, 取出后观察清洗效果, 烘干后称重计算滞留率。图1是实验前后的蜂窝板照片, 左图是粘满白色硝酸钠固体的蜂窝板, 右图是清洗后的蜂窝板。

实验后称重得出硝酸钠滞留率随清洗液体积的变化规律见图2。可以将硝酸钠蜂窝板洗净的最小单次清洗液体积为5升, 使用4.5升或更小体积清洗时, 无法将蜂窝板洗净, 可以明显看到残留有白色固体, 滞留率数值也较高。

4结束语

文章利用硝酸钠溶解的模拟方法对清洗效果进行研究, 验证了此方法的优越性, 降低了清洗工作的操作量, 准确的测定了滞留率数据。确定了新的清洗工艺, 使用两次清洗, 在保证清洗效果的前提下, 极大的降低了清洗液体积和后续处理的难度, 清洗后的蜂窝板可以重复使用, 降低了实验成本。

参考文献

[1]夏清, 陈常贵.化工原理[M].天津:天津大学出版社, 2005.

[2]孙志娟.溶解度参数的发展及应用[J].橡胶工业, 2007.

[3]胡程耀, 黄培.固体溶解度测定方法的近期研究进展[J].药物分析, 2010.

[4]陈云生.干燥箱温度均匀度指标的一致性与稳定性[C].中国电子学会可靠性分会第十四届学术年会论文选, 2008.

露天开采工艺及其风险状况的模拟 篇8

露天矿开采电铲车、大型斗、拉铲工艺的采用极大提高了露天开采的生产力、劳动效率。也减小了采矿的危险性, 这些工艺具有设备上多、管理上复杂、安全性能高等优越性逐渐被各大采矿业所使用。露天采矿工艺生产能力大, 劳动效率也高, 安全程度在一定方面上较高。而且资源回收效率高, 木材消耗也少, 建设速度也快。这些优势从采矿设备的大型化、采矿规模及采矿方式的多样化都得以彰显。现代采矿工业也在不断加强技术和设备的创新, 大力开采煤矿。

2 露天开采工艺

露天开采工艺在工程实施中, 要把大量的土岩剥离, 把矿体裸露在外, 便于开采。只是我国最早开始的采矿方法, 现在科技把剥离量与采矿量的比值作为衡量露天开采的重要经济指标。露天开采根据一定的高度来区分每一个分层的矿岩量。露天开采工艺也分为间断开采、连续开采、半连续开采和综合开采这四个工艺。间断开采工艺通常是把煤岩松碎、采装、运输和排土这一系列程序连接在一起的工艺技术, 间断开采工艺早先是采用钢绳冲击式钻井, 然后是潜孔钻机, 牙轮钻机等, 钢绳式钻井是用钻头向下落冲击孔底来击碎岩石, 钢绳钻孔这项设备虽然结构简单, 适应性强, 也便于维修, 但是穿孔效率低, 劳动强度也大。也不利于采矿业的发展, 现在基本上不采用这项技术设备。而潜孔钻机是把冲击器和钻头潜入孔底, 来使钻头对孔底产生剪切作用形成冲击, 完成钻孔。与前者相比, 钻孔效率有所提高, 而且制造费用也相对较低。牙轮钻机是利用回转、推压结构的回转式钻机使钻头连续转动, 形成动压和静压使岩石粉碎。还有钻杆和钻头之间的风孔向孔底注入压缩空气时, 吹出来的岩粉形成炮孔。牙轮钻压机的使用很大程度上提高了钻孔速度, 抗压强度大, 岩石粉碎彻底, 而且钻头的使用寿命也长。

由于露天开采的特殊特性, 露天开采业一直受到技术的限制。但是随着机器装备技术的发展和各方面技术的完善, 露天开采在矿产资源上获得很大的利益, 现代新型机器液压驱动履带移动破碎站, 融合受料、破碎、传送等一系列技术, 把露天采矿工艺的岩石破碎、骨料生产、露天采矿这些流程都利用上, 这一设备把各个露天开采工艺程序可减少工作时间, 形成一条强大的流水线。不仅技术先进, 能够完成各个流水线上的工作, 还能立即投入各项工作的中。这一露天开采技术在性能上优良, 提供了经济、环保的效益, 来满足市场需求。可靠性高, 能够轻松操作, 准确工作。这一设备结构性能好, 对任何地质都有极好的适应性, 在一定程度上也提高了生产效率与破碎效率。

3 露天开采工艺的模拟

随着采矿设备技术的发展, 在采矿工作过程中, 不断降低风险, 为我国露天开采工艺做出了很大贡献。露天开采也存在一些问题, 例如:在开采过程中, 形成的凹坑会因为地质原因、地下水作用诱发水土流失、泥石流、滑坡等地质灾害。露天开采对当地居住人民和经济都产生了一定影响。如何在露天开采的同时减少新的环境影响和经济问题。我国相关部门采用了露天开采工艺的风险模拟技术, 从露天开采的勘探、理想、建设、设计、生产上都采用风险状况的模拟, 以此来明确管理露天开采工艺。相关部门的完善和修改露天开采的技术, 使露天开采工艺更加标准和规范。在露天开采过程中对勘探、建设、生产、闭坑是想风险状况的模拟, 在技术上的可实施性、科学性、可操作性都减少了露天开采的风险性, 也使露天开采形成改变-破坏-恢复-重建这一开采循环系统。露天开采风险模拟技术不仅减少了环境问题, 也减少了地质灾害的发生。在一些地质条件不好的地区, 要完成露天开采这一工程, 对环境灾变及人民生命财产安全得不到保障。而且露天开采带来的消极影响是一个错综复杂、庞大的工程系统, 不仅改变了地形、车道、地层层位、还涉及到环境地质学、采矿学、系统工程学、经济学等方面。相关部门在处理这一系列问题上, 采用了风险状况的模拟。建立了环境地质和地质灾害全方位的的检测模拟, 对地质表面建设地面变形监控网, 及时监控并预测地面变形趋势。当出现安全隐患时可以及时采取灾害防治措施, 减小露天开采的风险。不仅解决了建设中露天开采引起的灾变问题, 还保障了人民生命财产安全。避免露天开采工程中风险情况的发生。这一风险状况的模拟利用现代观测技术想复合技术方向发展, 以及现代信息手段向多科学综合系统发展转化。来保障露天开采工艺的经济效益、环境效益和安全效益。实现露天开采可持续性发展, 同时也实现了社会环境经济效益的可持续。

4 结论

随着我国科学技术的发展与露天开采技术的更近, 我国露天开采工艺也成为我国经济发展的一大支柱。由我国露天开采工艺的发展历史来看, 露天开采工艺解决了不断出现的环境问题及灾害问题。露天开采工艺在管理环境时区分

对于露天开采工艺风险模拟这一新的科技, 社会各个部门都应在保护环境的基础上, 通过采矿工程活动改善种种环境问题及地质问题。避免环境的恶化, 增加安全性能。露天开采工艺的使用, 在促进国民经济的快速发展的基础上, , 也不断扩大矿产业的生产量, 在缩短工程时间的同时, 也提高了劳动生产力。也降低了露天开采工艺的运作成本, 不仅我国经济效益提高, 对露天开采的安全生产也具有重要影响。露天开采工艺是我国矿产现状经济发展的主要方式, 对我国未来露天开采工艺技术的发展具有促进作用。露天开采工艺风险状况的模拟在我国矿产业中的运用也越来越广泛。

参考文献

[1]张瑞新, 李新旺, 姚新港, 刘煜.露天开采工艺及其风险状况的模拟[J].中国矿业, 2006 (10) .

[2]杨彪.露天矿开采境界动态优化研究及运用[J].中南大学, 2011 (9) .

[3]姬长生.我国露天煤矿开采工艺发展状况综述[J].采矿与安全工程学报, 2008 (9) .

[4]郝文玉.基于露天采矿机的工艺系统设计理论与运用研究[J].中国矿业大学, 2010 (12) .

[5]孙伯辉.我国露天煤矿开采工艺发展状况综述[J].科技创新与应用, 2013 (30) .

工艺模拟 篇9

石英玻璃是二氧化硅( Si O2) 为单一组分的玻璃,具有十分全面、优异的物化性能,如纯度高、光谱透过宽、耐高温变形、耐射线辐照、绝缘性好等[6,7],广泛应用于新型电光源、半导体集成电路、激光技术和航空航天等高科技领域[8]。石英玻璃制造业已经相当成熟,但我国的生产水平依然与国际有较大差距[9]。CVD工艺是制造石英玻璃的重要方法之一,原因是其工艺简单、可控性好,原料来源广泛且价廉,并能够生产大尺寸石英玻璃体。由于实际应用的需要,要求生产出具有更加优良性能的石英玻璃。实践表明,大尺寸石英玻璃沉积体光学特性的不均匀性与沉积过程温度分布有较大关联,因此本文针对提高CVD工艺过程中沉积体的温度分布均匀性对沉积炉进行了改进。

由于CVD工艺石英玻璃生成速率较慢,生产周期长,所以很难通过生产实际和实验方法进行探索和研究。而计算机性能日新月异,使大量计算模拟实际生产过程成为可能。计算机模拟较之生产,不但速度快、成本低,还能更加深入的理解生产过程中的物理化学过程,从而有针对性地进行工艺改进。Fluent软件基于非结构网格有限体积法,能够模拟稳态与瞬态,层流与湍流,燃烧与化学反应,导热、对流、辐射和相变换热过程,噪声,多相流以及动网格等等方面。基于这一背景,我们借助于Fluent软件针对某工业生产过程进行模拟,着重分析了炉体内的温度场和流场的分布。

1 问题描述及理论模型

1. 1 问题描述

图1 所示为石英玻璃沉积炉结构示意图。图中A处是燃烧器喷口管路,B处为沉积炉炉膛。沉积炉内火焰温度很高,炉壁是采用耐火材料制成的。炉膛两侧有两个排废口,连接外部排废管路。炉膛轴线位置有衬底,生产开始一段时间后会形成一根沉积玻璃柱,随着柱体的长高,衬底通过外部机械装置旋转不断下降,保持燃烧器喷口与沉积面的相对位置不变,这两者的距离称之为灯距,本文的算例中,灯距均为0. 3 m。实际生产中不断沉积的过程中沉积面会逐渐变成椭球面并保持这个形状。

1. 2 数学模型

考虑到整个计算区域内压力梯度较小,故可以认为流体为不可压缩流体。因此炉内流体的动量守恒控制方程如式( 1) 所示

式中f———体积力;

ρ———控制体内流体的密度;

v———控制体速度矢量;

t———时间;

ν———流体的运动粘度;

p———施加于控制体上的压力。

本文求解的是稳态问题,因此时间微分项为零,于是式( 1) 可以简化为

质量守恒控制方程为

式中Ri———该化学反应中第i组分的净生成速率;

Si———该反应中扩散项与源项加和得到的净生成速率;

Ji———i组分由于浓度梯度作用所产生的扩散流量。

能量守恒控制方程

式中T———温度;

λ———导热系数;

Q———燃烧内热源;

Cp———流体的定压比热容;

u,v,w———速度矢量v在x,y,z三个方向的分量。

辐射传输方程

式中I———辐射强度;

l———微元段;

Ωm、Ωm'———立体角方向;

κe、κa、κs———介质的衰减、吸收、散射系数;

Φ———散射相函数。

1. 3 化学模型

在沉积炉内,Si Cl4在H2/ O2燃烧反应产生的高温火焰中进行吸热水解,生成气态的Si O2,并在沉积面上熔融成玻璃态Si O2,即石英玻璃。Bernd Hannebauer和Frank Menz[10]提出一种简单的动力学模型用以描述Si O2分子气态反应( 气相二氧化硅,AEROSIL) 的形成过程。文章给出了比较详细的由Si Cl4、H2和O2作为反应物生成的基元反应过程,作为计算仿真主要考虑以下对总体反应贡献比较大的五步反应过程,详细机理见文献[10]

2 CFD数值仿真模拟

本文以立式CVD沉积炉为研究对象,对沉积炉内多化学反应,多种传热传质与湍流流动耦合等过程进行数值仿真模拟。考虑到计算区域为轴对称形式,为了减少计算时间,只需对四分之一的炉体模型进行建模分析。图2 为Gambit模型示意图,网格划分采用混合型非结构化网格。在数值模型中,考虑到低雷诺数效应,流动模型采用RNG湍流模型; 考虑到五步化学反应和精细尺度结构内湍流和化学反应相互作用,化学反应模型采用涡耗散概念模型( EDC模型) ; 气体辐射及石英玻璃内部的介质辐射采用DO模型。由于沉积室内火焰温度较高,辐射换热量所占比例较大,为了更准确的计算沉积室内的温度场,计算气体辐射所需的物性需要最大程度的接近实际。在本文计算中,由于只计算沉积室内的稳态温度场、流场等,而稳态下水蒸气占整个沉积室内的质量分数很大,且在火焰区的浓度变化不大,因此将( 按照气态分子状态考虑的) Si O2组分的辐射特性按照水蒸气处理,其他组分气体为透明气体。同时,沉积室内的压力变化的影响远小于温度变化的影响。因此,参考Stefanidis等[11]采用指数带宽模型( EWBM) 对水蒸气非灰吸收系数的拟合结果,如表1 所示。

在求解N - S方程时,采用以压力为基本变量的原始变量法进行求解。在本文涉及的计算中都是在用SIMPLE算法进行求解的。而且,在SIMPLE算法中压力和速度都需要采用亚松弛,以修正算法的本身误差,防止解发散。松弛因子可根据计算收敛情况适当调整。离散格式选择上,压力项采用中心差分,动量、湍动能、湍流耗散速率、各组分浓度、能量以及辐射项均采用一阶迎风格式。

3 结果与讨论

根据苏英[12]等人的研究,四氯化硅在氢氧焰中水解制成的石英玻璃,结构缺陷分为两类,一类是宏观缺陷,如条纹、热应力、气泡; 另一类是微观缺陷,主要有羟基、Cl杂质等。由于此类石英玻璃生产原理是Si Cl4水解,羟基和Cl杂质缺陷难以避免,通过更改宏观条件或能改善; 而宏观缺陷可以通过优化设计减少甚至消除。本文即是以文献[13]所讨论的立式CVD制石英玻璃的工艺为基础进行改进。

原有燃烧器的特点是氢气裹胁氧气燃烧,可想而知,火焰必然在氢气与氧气混合十分充分的位置温度很高,所以温度最高点在氢气入口中与氧气接触充分的位置。而中心管中氧气和四氯化硅的混合气体直接毗连的是内环氧气,因此与氢气混合不充分,火焰温度就相对较低,这就是沉积面温度场呈现先增后减趋势的主要原因。因为峰值不在中心位置,而边缘温度比较固定,所以出现了较大的温度梯度。为了避免这个问题,应考虑如何使氢气与氧气更好的混合,才能避免在偏离中心的位置出现温度最高点。本节从燃烧器结构改进入手,选用一种结构简单的环形燃烧器,并做了相关的一些模拟计算。原有燃烧器与改进后的八环燃烧器如图3 ( a) 和( b) 所示。其中原燃烧器中A区域向燃烧室喷入氧气与四氯化硅的混合气体,B、C、E、F区域为氧气,D区域为氢气。八环燃烧器由中心管、4 个环路的氧气管和3 个环路的氢气管共8 环组成,b、d、f、h环路为氢气环路,c、e、g环路为氧气环路。

图4 是使用八环燃烧器与原有燃烧器计算得到的沉积面温度分布图。从图中可以看出,采用八环燃烧器后整个沉积面的温度从中心向四周,随着半径的增加,温度呈单调递减趋势。八环燃烧器有效地避免了峰值偏离中心位置的问题,原因是火焰中反应充分均匀。沉积面整体温度梯度相对原有结构较小,但是总体温度水平低,不利于沉积。整个计算区域的温度场,速度场以及流场分布情况如图5所示。

4 结论

本文基于Fluent商业软件,对立式沉积炉内石英玻璃的生产过程中温度场和速度场的分布情况进行了数值模拟。目的在于提高CVD沉积过程中沉积体表面的温度分布均匀性,从而达到减少CVD四氯化硅水解生产出的石英玻璃的主要缺陷,提高其光学性能的效果。在此基础上提出了对燃烧器结构的改进方案。计算结果表明改进了的燃烧器型式可以有效地消除偏峰现象,提高石英玻璃沉积体表面温度分布的均匀性。

摘要：为提高某型号立式化学气相沉积炉生产大尺寸高纯度石英玻璃过程中石英玻璃沉积体表面的温度分布均匀性,从而提高其光学性能,对立式沉积炉内石英玻璃的生产过程中温度场和速度场的分布情况进行了数值模拟。通过调整燃烧器的结构,对沉积炉原有模型进行了进一步的改进优化。结果表明改进了的燃烧器型式可以有效地消除偏峰现象,提高表面温度分布的均匀性。

低浓度煤层气脱碳工艺模拟研究 篇10

煤层气中的CO2杂质在后续的低温液化部分会固化, 影响生产的正常进行, 所以必须除去。CO2的脱除方法主要有醇胺法、分子筛吸附法、改良热钾法、砜胺法等[4,5,6]。其中醇胺法具有脱除效果好、技术成熟等特点, 是脱碳的主要方法。醇胺脱碳工艺以甲基二乙醇胺 (MDEA) 为代表, MDEA性质稳定, 对碳钢不腐蚀。同时, 由于其弱碱性, 被吸收的CO2容易解吸, 可以采用减压闪蒸的方法再生, 从而节约大量热能。

近年来国内外发表的文献, 对于MDEA工艺的描述较多, 而对于模拟方法报道却很少。为了提高MDEA脱碳系统的设计和生产水平, 研究其模拟方法很有必要。笔者采用AMSIM模拟软件[7,8]对处理量为30万m3/d (标准状态下, 下同) 的煤层气脱碳装置工艺流程进行模拟, 考察各工艺参数对气体净化度的影响, 为装置的设计及运行提供理论依据。

1 流程简述

以MDEA溶液为吸收剂, 采用一段吸收、一段再生流程脱除煤层气中CO2。煤层气从吸收塔下部进入, 自下而上通过吸收塔;再生后的MDEA贫液从脱碳塔上部进入, 自上而下通过吸收塔, 逆向流动的胺溶液和煤层气在吸收塔内充分接触, 气体中的CO2被吸收而进入液相, 未被吸收的组分从吸收塔顶部引出。

吸收了CO2的胺溶液称为富液, 与再生塔底部流出的贫液换热, 升温后进入再生塔上部, 在再生塔内进行汽提再生, 直至达到贫液的控制指标。出再生塔的贫液经过贫富液换热器和贫液冷却器, 冷却后从吸收塔上部进入。再生塔顶部的气体经脱碳再生塔冷凝器后进入再生气分离器, 分离的气体排空。利用AMSIM软件建立的胺法脱碳装置流程见图1。

2 模拟结果与讨论

模拟过程工艺参数:进吸收塔气体温度30 ℃, 压力0.4 MPa (绝对压力) , 流量30万m3/d。入口气体组成:CH4 30%, N2 55%, O2 14%, CO2 1%。

2.1 吸收塔填料高度影响

吸收塔填料高度对净化气中CO2含量的影响见图2。由图2可知, 随吸收塔填料高度的增加, 净化气中CO2含量逐渐减小, 因为增加吸收塔填料高度, 提高了气液接触时间, 利于酸性气体的脱除。但吸收塔填料高度决定了吸收塔的塔高, 从而影响装置总投资。应综合考虑装置投资、CO2净化度等因素的影响, 选择较合理的吸收塔填料高度。

2.2 胺液循环量影响

胺液循环量是煤层气脱碳过程中的一个重要指标, 其对净化气中CO2含量的影响见图3。由图3可知, 净化气中CO2含量随胺液循环量的增加而降低, 因为增加胺液循环量会使其对CO2的吸收总量增大, 利于酸气的吸收, 但胺液循环量超过35 m3/h后, CO2含量降低的幅度很小, 表明35 m3/h是合适的胺液循环量。

2.3 胺液浓度影响

胺液浓度对净化气中CO2含量的影响见图4。从图4中可以看出, 净化气中CO2含量随MDEA浓度的增加而增加, 但MDEA浓度接近40%以后, 增加的幅度很小, 同时随着MDEA浓度提高, 其对设备及管道的腐蚀加剧, 溶剂损耗量也增加。综合考虑, 40%是较佳的MDEA浓度。

2.4 贫液入塔温度影响

贫液入塔温度对净化气中CO2含量的影响见图5。由图5可知, 随贫液入塔温度的升高, 净化气中CO2含量先降低后升高, 这是因为液相中的CO2吸收速率随温度的上升而变快, 但是温度过高, MDEA溶液的碱性变弱, 不利于吸收。设计时可以选择合

适的贫液入塔温度, 既提高气体净化度, 又减少贫液冷却器的换热量。

2.5 吸收塔操作压力影响

吸收塔操作压力对净化气中CO2含量的影响见图6。由图6可知, CO2的吸收量随压力的升高而增加。随着吸收塔压力的增加, 净化气中CO2含量不断减小, 其原因是物质的溶解度与气相分压成正比, 增大分压, 可以加快传质速率, 有利于吸收过程的进行, 但随着压力的不断增大, 下降的幅度变小, 同时压力太高, 会增加操作费用, 对设备的要求也相应提高, 应根据净化度的要求选择适当的吸收塔压力。

2.6 煤层气中CO2浓度影响

进口煤层气中CO2浓度对净化气中CO2含量的影响见图7。由图7可知, 煤层气中CO2浓度对气体净化度有较大影响, 随着煤层气中所含CO2量增加, 净化气中CO2含量随之增加, 所以为了保证气体净化度达到要求, 净化气中CO2含量的设计值应远小于后续工艺要求。

2.7 不同配比的混合胺吸收效果比较

不同配比的混合胺对CO2净化度的影响见图8。由图8可知, 在MDEA溶液中添加少量的一乙醇胺 (MEA) 可提高CO2净化度, 这是因为MEA与MDEA存在交互作用, 故能增大胺溶液对CO2的吸收量。但是随着MEA添加量的增大, 会造成胺溶液的黏度增大, 影响CO2在混合胺溶液中的传质, 不利于吸收过程的进行。模拟结果表明, 可在MDEA溶液中添加适量活化剂, 减少MDEA用量, 提高脱碳性能。

3 结论

采用AMSIM模拟软件, 分别考察了吸收塔填料高度、胺液循环量、胺液浓度、贫液温度、吸收塔压力等工艺参数对气体净化度的影响, 结果表明:在胺液循环量为35 m3/h, MDEA浓度为40%, 贫液温度为57.5 ℃, 吸收塔压力为0.4 MPa条件下, 吸收效果较佳, 同时表明该流程模拟软件适用于在不同条件下的MDEA流程模拟计算。模拟指标参数与实际情况也许有一定出入, 脱碳过程比较复杂, 可以根据实际情况进行适当调整。

参考文献

[1]范庆虎, 李红艳, 尹金森, 等.低浓度煤层气液化技术及其应用[J].天然气化工, 2008, 28 (3) :117-120.

[2]廖炯, 李煊, 马磊, 等.含氧煤层气利用技术进展[J].化工进展, 2008, 27:281-285.

[3]李红艳, 贾林祥.煤层气液化技术[J].中国煤层气, 2006 (3) :32-33.

[4]王开岳.天然气脱硫脱碳工艺发展进程的回顾[J].油气加工, 2011, 29 (1) :15-21.

[5]陈赓良.醇胺法脱硫脱碳工艺的回顾与展望[J].石油与天然气化工, 2003, 32 (3) :134-142.

[6]朱迎新, 王淑娟, 赵博, 等.胺法脱碳系统模拟及吸收剂的选择[J].清华大学学报:自然科学版, 2009, 49 (11) :1822-1825.

[7]温冬云, 张春阳, 李明, 等.采用AMSIM软件优化天然气胺法脱硫工艺[J].石油与天然气化工, 2007, 36 (5) :393-396.