烧成制度论文（精选7篇）
烧成制度论文 篇1
0 引言
随着建筑卫生陶瓷工业的迅速发展,高端原料的矿产资源日渐枯竭,具有很强遮盖及美观效果的乳浊釉的使用量越来越大,对其性能和成本等各方面的要求也是越来越高。目前,国内外研究者对分相 - 析晶乳浊釉的形成及乳浊机理[1,2,3,4,5]进行了大量的研究工作,无锆乳浊釉的白度依然无法达到含锆乳浊釉的高度,其乳浊机理也研究的并不透彻,其涉及复杂的显微结构对光的作用及其他各种因素,使得对分相乳浊釉及乳浊机理的研究仍然是非常必要的。部分研究人员对钧釉、汝釉等具有分相结构的古代名窑釉的组成及结构进行了研究[6,7,8,9,10],获得了许多分相显微结构特征对其釉面呈色影响作用的研究成果。此外,部分研究人员对光子晶体结构分相釉的阐述及研究[11]给我们带来了新的理论研究方向,这些研究工作对于我们对非晶结构分相乳浊釉及乳浊机理[12,13]的深入研究具有非常重要的指导作用。
为此,选择较易产生分相的R2O-RO-Si O2-Al2O3-P2O5多元系统,通过优化原料组成并控制其物理化学过程,从而形成分相结构,进而研究该分相乳浊釉的分相显微结构特征及光学性能,为开发制备优质的分相乳浊釉提供科学理论依据。
1 实验
实验选用R2O-RO-Al2O3-Si O2-P2O5(R2O为Na2O,K2O,Li2O等,RO为Ca O,Mg O等 ) 系分相釉,主要原料 为Si O2、Al2O3、Na2CO3、K2CO3、Ca CO3、Mg CO3、P2O5、Zn O,所有原料均采用化学分析纯原料。实验选择了分相效果较优的J-1#配方进行烧成制度的考察,配方组成如表1。
按照相应配比配料,并以料、球、水的质量比为1∶2∶1.2的比例将混合料装入行星式球磨机中研磨1个小时,釉浆过250目筛(筛余不大于0.2%),调制釉浆密度为1.6 ~ 1.8g/cm3,然后将釉浆采用浸釉的方式均匀地敷于坯体上,釉层厚度约为1mm。施釉素坯在室温下晾干后,置于快速升温箱式电炉中,以10℃ /min升温至1200℃,保温10min后随炉自然冷却至室温,样品取出并测试其各项性能。
采用荷兰PANalytical公司的X’Pert PRO型X射线衍射仪 (X-ray diffraction, XRD) 测试样品是否都为非晶相 ;将制得样品切割成小片,磨平并抛光,用5%的HF腐蚀40s,再用蒸馏水超声清洗并烘干,采用德国ZEISS公司的EVO 18型扫描电子显微镜 (scanningelectron microscopy,SEM) 观察试样 釉面的分 相结构形貌,并采用英国Oxford instruments公司的X射线能谱仪 (energy dispersive spectrometer, EDS) 分析各分相结构的化学组成 ;用上海昕瑞仪器仪表有限公司的WSB-3A型白度计 (whiteness tester) 测试釉面的白度,分析釉层对光的反射作用。
2 结果与讨论
2.1 烧成温度对分相显微结构的影响
为了分析烧成温度对分相釉显微结构的影响,我们将J-1#样品分别于1150℃、1180℃、1200℃、1230℃、1250℃烧成(编号见表2),并保温时间10min。
图1和图2分别为样品不同烧成温度的XRD图谱和SEM图片,由XRD图谱可以看出:同样的釉料配方组成,随着烧成温度的升高,釉样逐步形成全非晶相。1150℃烧成时,釉样产生了大量的透辉石晶体;1180℃烧成时,釉样有少量的石英晶相;当烧成温度提高到1200℃时,釉样基本上为非晶相,1230℃和1250℃烧成时也都形成了全非晶相。由SEM图片可以看出:随着烧成温度的升高,该分相釉基本上形成了网络连通的蠕虫状分相结构,釉中分相网络结构尺寸逐渐减小。1150℃烧成时,分相釉中有许多的晶体颗粒,也有少量的蠕虫状分相结构;1180℃烧成时,釉中基本上为蠕虫状网络结构,不过该虫状网络尺寸较大,且间隙较大,分布较为分散;1200℃烧成时,釉中形成了尺寸较小、分布均匀、排列紧密的蠕虫状分相结构,分相结构尺寸基本上小于500 nm;1230℃烧成时,釉中分相结构尺寸也较小,达到500 nm以下,且分布均匀;1250烧成时,釉样中分相结构尺寸也较小,但分布不是非常均匀,部分虫状结构连接的比较紧密。由表2不同烧成温度下样品的釉面白度值可以发现:1200℃烧成下的釉样白度值最高,达到了93.0,1230℃也差别不大,其他温度点下都相对要低。图3和表3分别为J-1#样1200℃时的EDS图谱和能谱元素百分含量,可以看出分相结构的主要骨架成分为Si O2。由此可以得出:1200~1230℃为该分相釉的最佳烧成温度范围,获得了较优的分相结构,其白度值也较高;此外,烧成温度的高低,直接影响到釉面的质量,影响到釉能否完好的形成非晶相,同时也直接影响到釉中连续相的含量、尺寸大小以及密集程度,从而影响分相釉的釉面白度。
2.2 保温时间对分相显微结构的影响
将J-1#样品于1200℃烧成,分别保温0min,10min,20min(编号见表4)。图4和图5分别为J-1#样品不同保温时间的XRD图谱和SEM图片,由XRD图谱可以看出 :不保温的样品,釉中形成了部分透辉石晶相和石英晶相 ;保温10min和保温20min的釉样,基本上都为非晶相。由SEM图片和表4对应的白度值可以看出 :不保温的釉样中,蠕虫状分相结构尺寸相对较大,达到800nm左右,且结构间间隙较大,釉面白度为90.5 ;保温10min的釉样,蠕虫状分相结构尺寸较小,在500nm以下,且分相结构分布均匀、排列紧密,釉面白度达到93.0 ;保温20min的样品,部分分相结构粘结在一起,使得分布不是非常均匀,釉面白度为91.7。由此可见,保温10min为该分相釉的最佳保温时间 ;保温时间过短,分相结构尺寸较大,釉中有部分的析晶,使得釉面光泽度较低;保温时间过长,分相结构分布不均匀,釉面白度较低。
2.3 升温速率对分相显微结构的影响
将J-1#样品分别采用10℃ /min,20℃ /min,以及5 ~ 10℃ /min(0 ~ 300℃,10℃ /min ;300 ~950℃,5℃ /min ;950 ~ 1200℃,8℃ /min)的升温制度(编号见表5),在1200℃烧成并保温10min。图6和图7分别为不同升温制度下样品的XRD图谱和SEM图片,由XRD图谱可以看出 :三种升温制度条件下烧成的釉都全部为非晶相。由SEM图片和表5对应的釉面白度值可以看出 :10℃ /min烧成的样品,分相结构为网络联通的蠕虫状结构,但尺寸较大,分布不均匀,分相结构形状也不是很规整,相互间间隙较大,釉面白度为91.7 ;5 ~ 10℃ /min烧成的样品,分相结构也为网络联通的蠕虫状结构,且分相结构尺寸较小,小于500nm,分布也较为均匀,釉面白度达到了93.0 ;20℃ /min烧成的样品,分相结构尺寸较大,为微米级,釉面白度为91.4,釉面也有针孔缺陷。由此可得,5 ~ 10℃ /min的升温制度为该分相釉的最佳升温制度 ;合理的升温速率能够获得较好的釉面效果,釉的分相结构尺寸也较小,分布均匀,釉的白度也较高 ;升温速率太快,釉面易出现针孔,分相结构尺寸也较大,使得釉面白度较低。
3 结论
(1)该分相釉具有网络联通的蠕虫状分相结构形式,且在不同的烧成制度条件下,都形成了蠕虫状分相结构,其分相结构骨架成分主要为Si O2。
(2)升温制度为5 ~ 10℃ /min(0 ~ 300℃,10℃ /min ;300 ~ 950℃,5℃ /min ;950 ~ 1200℃,8℃ /min),烧成温度为1200℃,保温10min,后随炉冷却,分相釉获得了分相结构尺寸较小(接近可见光波长)、分布均匀、排列紧密的分相结构,达到了较好的分相效果,该分相结构的釉对光的反射作用较强,釉面的白度较高,达到了93.0。
(3)烧成制度直接影响分相结构尺寸的大小、含量、分布及密集程度,从而影响釉的分相显微结构,进而影响分相釉对光的反射作用,产生不同的釉面白度 ;此外,烧成制度还影响釉的光泽度、平滑度及缺陷等釉面效果。合理的烧成制度是控制分相结构尺寸大小、含量及排布等显微结构特征因素的关键。
摘要：制备了R2O-RO-Si O2-Al2O3-P2O5系非晶结构分相乳浊釉。采用X射线衍射仪、扫描电子显微镜、X射线能谱、白度测试仪等分析测试方法研究了非晶结构分相釉的显微结构及光学性能。结果表明,分相结构尺寸接近可见光波长、分相结构分布均匀的分相釉对光的反射作用较强,可以获得较好的乳浊效果。研究了不同烧成制度对分相显微结构的影响,发现烧成温度为1200℃、保温时间为10 min、缓慢冷却时,分相结构具有较规整、分布均匀、尺寸较小的特征,白度较高达到了93.0。
关键词：非晶结构,分相,乳浊釉,显微结构
预分解窑烧成系统的技改 篇2
我公司回转窑预分解系统为天津院设计的5000t/d在线预分解系统, 采用双列5级旋风预热器+DD分解炉, 配套Φ4.8×72m回转窑和119.3m2篦冷机, 设计生产能力5000t/d, 于2004年10月投产。经过多年的生产实践, 产能已经远超过设计产量, 实际产量5900t/d, 标煤耗≥110kg/t-cl。现有预分解系统的生产及工艺数据见表1、表2。
但受当时烧成技术的制约, 该系统的设计也存在一定的局限, 回转窑的基本运行状况以及主要存在的问题如下:
(1) C1出口风温350~360℃, 明显偏高, 其余各级旋风筒温度梯度基本正常。
(2) 分解炉出口温度8 9 0~9 1 0℃, C5旋风筒出口温度910~920℃。
以上两组数据明显偏高, 是导致C1出口风温高的主要原因。分析认为:煤粉在分解炉内燃烧不充分, 随气、料进入C5后继续燃烧换热, 导致C5出口温度和整个预分解系统出口温度偏高;分解炉出口、C5出口及下料管温度倒挂。
(3) 三次风分两路进分解炉, 风量靠高温闸阀控制, 不能均衡量化, 造成分配失衡, 影响分解炉内流场的稳定性。
三次风管在框架内的水平长度为34.4m, 并有4个90°弯头, 造成管壁衬料磨损、管内积灰。
三次风进口在分解炉直筒部位, 喂煤点在进风口上部, 占用了3m左右的直筒高度, 减少了分解炉的有效容积。原三次风管接口位置在分解炉的锥体部分之上, 占用2.3m高度的直筒, 没有充分利用分解炉的有效容积, 缩短了三次风在分解炉内的停留时间。
(4) 各级旋风筒间的连接风管上的撒料装置安装位置偏高, 物料进入换热管道后的运动距离较短, 气、料换热时间不充足。
当产量达到5900t/d时, 分解炉容积不足, 温度倒挂比较严重, 预热器的换热交换功能被削弱, 熟料烧成热耗增加。
1 技改方案
1.1 分解炉改造
原分解炉直筒高度只有22m, 而且被三次风管接口占用了3m左右, 总容积偏小, 必须扩大分解炉容积。
加高后的分解炉保留大部分壳体, 比原分解炉增高12.5m, 原分解炉直筒部分有效容积823m3, 加高后增加了467m3, 比原有效容积增加了57%, 达到1290m3。
熟料产量5900t/d时, 原分解炉内气体停留时间为2.2s, 加高分解炉后, 气体停留时间为3.6s。
1.2 增设分解炉-C5旋风筒管道
分解炉加高后出风口位置向上移动了13m左右, 由于框架梁的限制, 鹅颈管若设计成圆柱体, 其截面积较小将不能满足要求, 只能根据框架梁的位置把鹅颈管设计成长方体, 才能获得最大的截面积。
鹅颈管主体截面是5.4×4.4m长方形, 总高度18m, 有效容积330m3。增设鹅颈管后, 熟料产量5900t/d时, 管内气体停留时间为1.0s。
技改后, 分解炉+鹅颈管的有效容积达到1620m3, 比之前增加了97%。对煤粉燃烧、气固换热和Ca CO3分解率等均有明显改善作用, 整个预热器的气体温度整体下降。
1.3 更换C5旋风筒蜗壳
原分解炉出风口与C5旋风筒通过平管道相联, 增设鹅颈管后必须对C5蜗壳进风口方向进行改动。原C5旋风筒蜗壳是270°三心结构+等高锥体, 偏心距450mm, 这种结构形式在新建生产线上已不采用了。经推算, 原C5旋风筒进风口有效截面积为8.1m2, 熟料产量5900t/d时, 截面风速为≥22m/s, 明显偏大。新蜗壳采用三心结构+等角变高锥体, 增大进风口截面积, 使截面风速≤19m/s。配套的内筒也随之进行调整。
更换较大的蜗壳和内筒, 降低了C5旋风筒的气体阻力, 并使全系统的气体阻力降低。
1.4 改造分解炉与三次风管接口
将三次风管改为单路进分解炉, 通过1台高温闸阀调节风量, 将与分解炉接口位置移至分解炉锥体部分, 偏心侧旋入炉。燃烧器的位置下移2m。原C4旋风筒分两路下料与分解炉接口, 拟保留位置较低的下料点, 弃用位置较高的接口。
技改后简化了工艺流程, 三次风的风量容易控制。三次风管在框架内长度缩短为8.2m, 且无急弯, 减少了水平积灰段长度和气体阻力。减少了壳体表面散热和漏风点。
三次风管从分解炉锥体部位侧旋进入, 与缩口分解炉底部上升窑气相遇, 产生喷旋结合气流, 有利于气、料、煤的混合;进风位置下移可增加气流在炉内的运动距离和气料煤混合换热时间;C4下料点和燃烧器的位置下移, 增加了料煤在炉内的运动距离, 等于又增加了2m的分解炉有效高度。
1.5 预热器部分改造
预分解系统的气体阻力主要是由预热器部分产生, 经计算, 改造后预热器直筒截面风速最大值为5.9m/s, 各级风管截面风速最大值为16.6m/s, 虽然相对于目前各设计院的设计值略大, 但作为技改项目属于正常范围, 不必对预热器部分作较大改动, 仅在局部技改。
(1) 更换各级上升风管上撒料箱, 降低撒料箱位置
原有的撒料装置底部距离旋风筒出风口2m位置, 是出于防止物料撒入风管后“短路”落入旋风筒考虑而设计的。目前的产量为5900t/d, 上升风管内风速大于设计值, 对物料的悬浮能力增大, 排除了物料“短路”的现象。技改仅更换为新型扩散式撒料装置, 使物料分散更均匀, 提高换热效率。
在保证内筒完整的情况下, 物料撒入风管的位置尽量降低, 这样可增加物料在换热管道里的停留时间。
(2) 处理漏风点、检修各级锁风阀
由于经过长年生产, 检修门、捅料孔、连接法兰等存在不同程度的漏风, 在技改时统一进行了处理。对各级锁风阀进行检修, 有损坏的阀板全部更换。
1.6 窑头窑尾燃烧器
根据改造要达到的技术指标及燃料特点, 确定窑头采用性能先进的HP强涡流型多通道燃烧器替换现有燃烧器, 分解炉采用两台三通道燃烧器, 改造内容如下:
(1) HP强涡流型大推力多通道燃烧器利用现有移动行走装置, 现有送煤风机;更换窑头净风机, 更换柴油点火助燃系统。
(2) 分解炉采用两台三通道燃烧器替换现用的燃烧器。新增两台窑尾燃烧器净风机, 利用现有送煤风机。
2 技改后系统运行情况 (见表5)
3 项目效益情况
经过半年多的生产比较, 窑台时产量由原来的238.25t提高至现在的251.06t。五级筒出口和下料管温度比分解炉出口低10~20℃左右, 一级筒出口温度比以前低了20~30℃。
改造后, 窑平均熟料烧成标煤耗由≥112kg/t-cl降为108kg/t-cl, 吨熟料实物煤耗从147.61kg下降至142.25kg, 下降了5.36kg, 吨熟料工序电耗下降2.18度, 吨熟料发电量降低2.87度, 合计熟料实物煤耗降低5.36+2.18-2.87=4.67kg, 按年生产熟料170万吨熟料计算, 年可节约170×0.00467=7752吨实物煤。
4 仍存在的问题
(1) 一级筒出口温度目前基本在335℃左右, 温度偏高, 与设计要求的310℃, 还有一定的改造空间。
(2) 原设计图纸中三次风管与分解炉接口位置存在拐角, 生产实际中磨损较大。停机时已将侧面进风口拉直, 目前使用情况较好。
(3) 生产大半年以来, 实际标煤耗为108~111kg, 与设计要求的106kg有较大差距。
(4) 改造配套备件中更换的翻板阀存在漏风问题, 密封效果不好, 在以后变更解决。
5 结论
磨损引起漏风对烧成系统的影响 篇3
烧成系统漏风是制约预分解窑系统充分发挥其功效的重要因素, 它直接影响系统的运行工况, 降低系统产量, 增加能耗, 加重风机和收尘的负荷, 其中, 因磨损引起的漏风对烧成系统的影响很大。本文就我公司出现过的这类漏风及应对措施作如下浅析。
2 物料磨损引起的漏风对烧成系统的影响
2.1 入窑分隔轮因磨损引起的漏风
(1) 原因:入窑生料长期对分隔轮下料器叶片磨损, 增大了叶片与壳体之间间隙。
(2) 影响:C1旋风筒内高于300℃的热风穿入生料输送斜槽, 将透气层烧坏, 一条新透气帆布只能使用6个月。
(3) 措施:利用停机或检修时间, 用耐磨焊条补焊回转下料器叶片, 减小叶片与壳体间间隙, 消除漏风。
(4) 效果:入窑分隔轮消除漏风后, 延长透气帆布层使用寿命6个月以上。
2.2 翻板阀因磨损引起的漏风 (图1)
(1) 原因:C5翻板阀因物料长时间磨损, 翻板阀锁风不好, 形成内漏风, 窑内高温气体从下料管内经过时, 进一步增加翻板阀阀体温度, 恶化物料对其的磨损程度。
(2) 影响:下一级气体从下料管内经过时, 会使预热器收集下来的物料重新上升, 在预热器内造成恶性循环;下料管内因窜风结皮严重, 每两个月只要有停窑机会, 就得清理下料管一次, 一般结皮厚度50～80mm。
(3) 措施:适当增加翻板阀杆上的配重, 尽量锁严翻板阀, 检修时更新翻板阀。
(4) 效果:减少了物料在下料管和旋风筒之间的上下循环, 换新翻板阀后5个月没有发现C5下料管结皮。
2.3 篦冷机篦板因磨损引起的漏风
(1) 影响:大颗粒熟料掉入篦室内, 影响篦室通风, 还有可能卡住弧型阀, 影响下料;大量冷风从磨损篦板空洞处吹入篦床, 将熟料吹穿, 降低了熟料冷却效率。
(2) 原因:窑皮块在篦板上停留时间长, 红河现象严重, 长时间内红料将篦板烧坏, 或检修时更换的某一块篦板质量有问题被提前烧坏。
(3) 措施:精心操作, 控制好回转窑热工制度, 避免掉窑皮大块, 减少或杜绝红河现象;利用停机或检修时间换新篦板。
(4) 效果:经采取措施, 5月份换了部分新篦板, 至今没有再出现篦室内掉入大块熟料卡弧型阀现象, 篦床上明显减少了空洞、吹穿等情况。
2.4 篦冷机灰斗弧型阀因磨损引起的漏风
(1) 原因:弧型阀阀板因物料磨损关闭不严而漏风。
(2) 影响:篦室漏风降低篦冷机有效冷却风量, 熟料不能充分冷却, 二、三次风温偏低;篦冷机热效率下降, 出篦冷机熟料温度在200℃以上。
(3) 措施:关闭弧型阀, 并调整开、关位置的限位开关状态, 阀板能够全开或全关;延长关闭时间, 形成足够的料封;阀内阀板磨损可补焊或者换新。
(4) 效果:经采取措施后, 明显减少了篦冷机出红料的现象, 出篦冷机熟料温度降至160℃以下。
2.5 熟料入库溜子因磨损引起的漏风
(1) 原因:熟料入库时与溜子壁长期摩擦, 最后破损, 溜子内负压将空气吸入。
(2) 影响:冷风从磨损处漏入熟料库内, 增加收尘器负荷, 降低收尘效率。
(3) 措施:利用停机或检修时间补焊溜子破损处, 溜子内增设衬板, 减小熟料与壳体间磨损, 改变溜子形状, 制作阶梯式溜子, 实现料磨料效果。
(4) 效果:经采取措施后, 收尘器收尘效率提高, 熟料库顶环境卫生状况明显改善。
2.6 喂煤秤因磨损引起的漏风 (图2) 。
(1) 原因:磨板或秤体材质问题和煤粉长期磨损造成间隙不均, 出现漏风现象。
(2) 影响:磨板运转不平稳, 下煤不畅甚至出现断煤现象, 一个班有时断煤2～5次。
(3) 措施:在入喂煤秤前的送煤风机管道上加一旁路防风阀, 直入收尘管道, 根据喂煤秤工况调节放风量, 确保喂煤秤工作时有适量的风量和风压, 检修时用耐磨焊条对秤体磨损处进行补焊或更新。
(4) 效果:采取措施至今5个月, 很少再出现断煤现象。
3 风蚀磨损引起的漏风因素对烧成系统的影响
3.1 预热器点火烟囱漏风
(1) 原因:在刚点火升温时打开点火烟囱, 当投料生产后, 要关闭向外排出预热器系统的废烟气, 防止系统漏入冷空气。此处阀门一般是用电动推杆, 如电动执行机构发生故障, 或需人工关闭时而关闭不严, 即产生漏风。长时间漏风对阀板产生风蚀造成漏风恶化。
(2) 影响:增加窑尾高温风机负荷, 降低废气温度, C1出口温度在295～300℃, 影响余热发电。
(3) 措施:用软性密封材料或经常用泥巴对盖板四周漏风处进行密封。
(4) 效果:采取措施后, 同等工况下, C1出口温度增加到300℃以上。
3.2 旋风筒人孔门磨损引起漏风
(1) 原因:人孔门、捣料口密封不严, 而长时间漏风对盖板处产生风蚀, 造成漏风恶化。
(2) 影响:降低旋风筒旋风效率, 降低气体与物料的热交换。但是, 人为漏风会使闪动阀处大大减小负压抽力, 即减小漏风的动力, 下一级的热风就不会在此托住即将离开旋风筒的物料, 可以避免堵塞, 该方法不太经济, 所以不宜提倡。
(3) 措施:用软性密封材料对盖板四周漏风处进行密封。
(4) 效果:经过对预热器系统孔、门进行漏风密封, C1出口O2含量由2.6%降低到2.2%。
3.3 窑头漏风
(1) 原因:冷风套长期受热腐蚀;密封挡圈脱落;窑头密封漏灰斗锁风阀失灵;鱼鳞弹性片因钢丝绳压得过松密封效果不好;钢丝绳压得过紧或受窑头正压热气流的影响弹性片变形严重。
(2) 影响:降低入窑二次风温和风量;增加窑内冷风量;降低篦冷机冷却供风, 增加热损耗;严重时窑头出现正压, 飘落出的飞沙料一个班清扫20kg以上。
(3) 措施:加固或补焊冷风套受热腐蚀处;重新安装密封挡圈;修复窑头密封漏灰斗锁风阀并调节其灵敏度;适度调节鱼鳞弹性片钢丝绳的压紧度, 更换严重变形、损坏的鱼鳞弹性片。
(4) 效果:窑头冷风套出现正压现象减少, 飞沙料减少了2/3。
3.4 燃烧器磨损引起漏风 (图3)
(1) 原因:各风道因风蚀磨穿, 风道的变化会改变火焰形状。
(2) 影响:改变火焰形状, 火焰分叉冲刷到窑皮, 筒体局部温度偏高, 降低窑衬的使用寿命 (窑口向内第9环砖换新后两个月厚度只有130mm) ;火焰顶住物料, 冲击物料, 造成顶火逼烧, 未完全燃烧的煤粉被翻滚的物料所包裹, 烧成带还原气氛严重, 物料中的三价铁还原成二价铁, 形成黄心料, 降低熟料的质量;还原气氛严重的窑内气体被带入预热器系统, 入预热器的物料与还原气体混合, 降低物料出现液相的温度, 使预热器系统结皮, 甚至堵塞。
(3) 措施:合理调节燃烧器内外风量, 将风道磨穿处补焊或更换新的燃烧器。
(4) 效果:更换燃烧器后, 窑口向内第9环砖厚度130mm, 使用了4个月后, 厚度110mm。
3.5 篦冷机篦室漏风
(1) 原因:由于这种密封涉及到运动部件与静止部件之间的封闭, 完全做到密封并不容易, 有少量的漏风风蚀密封材料, 逐渐造成漏风越来越严重, 影响到各室间的风压。
(2) 影响:各篦室之间窜风, 势必使高压风向低压风室流窜, 降低了吹透高温段高阻力篦板冷却熟料的能力, 极大影响了高温段熟料的急冷效果。对用充气梁的高压室, 从低压风室向高压风室的窜风, 也不利于低温段熟料的冷却。
(3) 措施:合理调节各室冷却风机风量, 减少窜风现象, 在停窑时要对密封装置认真检查与维护, 如有破损要立即换新。运行中要认真检查各风室的密封效果, 为此, 篦下风室必须设照明装置, 观察窗要完整洁净, 检修后要关严风室间的挡门。
(4) 效果:经过各风室之间的再次密封, 发现密封效果越好, 密封装置越不易损坏;密封效果越差, 密封装置风蚀现象越严重。
3.6 三次风管因磨损引起的漏风 (图)
(1) 原因:三次风管闸板阀处、弯管处浇注料因风蚀磨损, 最终将管壁烧透造成漏风。
(2) 影响:窑尾高温风机排出的风量风压一定时, 前后不平衡将会导致窑风过大, 致使烧成温度降低, 高温后移, 窑尾温度及负压升高, 三次风温风速均降低, 炉内煤粉燃烧不完全, 形成系统温度倒挂, 高温致粘结堵塞;三次风过量, 致使烧成还原气氛浓重, 尾温低, 窑尾有害成分富集而阻塞, 通风陷入恶性循环。
(3) 措施:正常运转时, 合理调节三次风管风量, 暂时用“背书包”方式处理, 长时间停机或检修时重新打浇注料。
(4) 效果:三次风管检修后, 熟料烧成还原现象明显减少。
3.7 篦冷机冷却风机漏风
(1) 原因:冷却风机风道因长期风蚀破损, 风机吹入冷风在压力的作用下向外漏风;风机有震动现象, 风箱焊缝裂开。
(2) 影响:减小风量, 降低风压, 降低熟料冷却效率。
(3) 措施:合理调节风机供风量;临时处理, 降低该风机供风量, 对破损处进行补焊。
(4) 效果:风箱破损处补焊后的风机风压明显升高。
4 自然磨损引起的漏风对烧成系统的影响
4.1 窑尾密封石墨块磨损对烧成系统的影响
(1) 原因:窑尾密封石墨块因磨损严重, 与窑筒体间形成缝隙而产生漏风。
(2) 影响:漏入的冷风会改变物料在预热器内的运动轨迹, 降低其旋转运动速度, 容易导致物料堆积;同时, 冷风与热物料接触, 极易造成物料冷热凝聚, 粘附在预热器筒壁, 导致结皮或产生大量结块;窑尾密封处的漏风还会与未充分燃烧的燃料重新反应, 导致局部高温引起结皮, 大量的结皮影响系统风的顺畅运行, 从而导致系统运行不稳定;窑尾漏风还会直接影响到窑内煤粉燃烧需风量, 甚至出现煤粉燃烧不完全, 不仅增加用煤量, 而且还增加窑尾CO的含量, 也会造成上升烟道处形成结皮。
(3) 措施:确保石墨块质量, 有停窑机会时更换新石墨块。
(4) 效果:换新石墨块后, 同等工况下, 高温风机电流由136A降低至132A。
4.2 下料管排灰阀轴磨损
(1) 原因:下料管排灰阀板长时间活动, 阀板轴一直运转而自然磨损, 产生漏风。
(2) 影响:漏入的冷风与热物料接触, 极易造成物料冷热凝聚, 粘附下料管壁, 导致下料管结皮堵塞。
(3) 措施:及时修复下料管排灰阀轴孔磨损处或换密封。
(4) 效果:排灰阀漏风解决后, 该下料管结皮明显减少。
5 结语
目前就水泥厂而言, 烧成系统漏风是不能完全避免的, 尽可能减少系统漏风, 也是降耗增效的一项重要措施。随时关注整条生产线系统漏风情况, 及时消除漏风点, 以减少其不良影响, 是一项长期细微的工作。
参考文献
超低温釉烧成降温速率研究 篇4
近代实验证实,如果冷却速率足够快,即使金属也有可能保持其高温的无定形状态;反之,如果在低于熔点范围内保温足够长时间,则任何网络形成体都能结晶。因此从动力学的观点来看,形成玻璃的关键是熔体的冷却速率。在玻璃的形成动力学讨论中,探讨熔体冷却以避免产生可以探测到的晶体所需要的临界冷却速率(最小冷却速率)对研究玻璃形成规律和制定玻璃的形成工艺是非常重要的。在陶瓷釉行业中,通过改变降温速率来实现对釉层析晶程度的控制,可根据需要生产出结晶釉和透明釉。目前,国内外对生产烧成温度高于1000℃的结晶釉和透明釉的降温工艺已有所研究,而对低于800℃烧成的超低温釉降温工艺的研究几乎没有。本文首次研制出烧成温度低于800℃的釉料配方,为了减少析晶,增加釉面透明度,同时确保良好的釉面质量,对其降温速率进行了初步研究[1,2,3,4,5]。
1 实验
1.1 釉料样品制备
所用的主要原材料以及化学组成见表1
釉料的化学成分见表2:
此釉料配方烧制过程中始熔温度在500℃～600℃,即低于500℃为固相烧结,高于500℃釉料开始出现液态。因此,取800℃～500℃为析晶温度控制区,此温度段内降温速率分别为5℃/min、10℃/min、20℃/min,500℃～25℃,降温速率为5℃/min,分别制备样品进行表征。
1.2 测试表征
采用Panalytical公司的X-射线衍射仪(Cu靶,扫描范围为10°-85°)分析不同降温工艺下釉样品物相组成;采用FEI公司生产的超高分辨率热场发射扫描电子显微镜观测不同降温速率下釉面析晶状况。
2 实验结果与讨论
2.1 表征与分析
2.1.1 不同降温速率釉层XRD表征
图1为不同降温速率下,釉层XRD图谱。a为降温速率5℃/min烧成釉层XRD谱图,图中显示,烧成后釉层在20°～40°内有明显的非晶衍射谷峰,说明釉层处于非晶态,同时在15°～35°之间有Si O2、CaMgSi2O6和CaNa2Al4Si4O16晶体衍射峰出现;b为降温速率10℃/min烧成釉层XRD谱图,和谱图a相似,烧成后釉层在20°～40°内有明显的非晶衍射,且有SiO2、CaMgSi2O6和CaNa2Al4Si4O16晶体衍射峰出现,不同的是与a图相比,b图SiO2衍射峰数目减少且峰强度变弱,而CaNa2Al4Si4O16衍射峰强度增强;c为降温速率20℃/min烧成釉层XRD谱图,图中显示,试样特征衍射峰完全消失,形成了强度较大的非晶态衍射谷包,这说明在烧成后的透明釉样中,基本上已经完全达到非晶态,且在釉料玻璃中,短程有序度较大[6,7,8,9]。
通过对三个谱图对比可以看出,低于熔点范围内,降温速率过缓,晶体有足够的时间析出;而降温急剧,则熔体越过结晶区,为完全非晶态。
2.1.2 不同降温速率釉层SEM表征
图2为采取不同降温速率烧成的釉面SEM表征,放大倍数为5000倍。a图显示,缓冷降温烧成的釉面析出的晶体体积大、数量多,釉层失透;b图显示,急冷降温烧成的釉面残存晶体颗粒小,比较分散,实际看起来釉面平整光洁,透明性好[10,11,12,13]。
2.2 降温析晶机理
釉熔体有两种冷却途径:结晶化和玻璃化,大部分玻璃熔体在冷却时,这两个过程总是不等成都的发生。从热力学观点分析,玻璃态物质总有降低内能向晶态转变的趋势,在一定条件下通过析晶或分相放出能量使其处于低能量稳定状态;从动力学的角度讲,析晶过程分为晶核生长和晶体长大两个过程,熔体冷却是形成玻璃或是析晶,由两个过程的速率决定,即晶核生成速率(成核速率Iv)和晶体生长速率(u)。Iv和u随过冷度的增大均有极大值出现,玻璃的形成,是由于过冷熔体中晶核生成的最大速率对应的温度低于晶体生长最大速率对应的温度所致。因为熔体冷却时,当温度降到晶体生长最大速率时,晶核生成速率很小,只有少量的晶核长大;当熔体继续冷却到晶核生成最大速率时,晶体生长速率则较小,晶核不可能充分长大,最终不能结晶而形成玻璃。因此,晶核生成速率与晶体生长速率的极大值所处的温度相差越小,熔体越易析晶而不易形成玻璃。反之,熔体就越不易析晶而易形成玻璃。如果熔体冷却速率很快时,黏度增加甚大,质点来不及进行有规则排列,晶核形成和晶体生长均难以实现,从而有利于玻璃形成。因此,熔体冷却过程析晶程度与过冷度、黏度、成核速率以及晶体生长速率有关[14]。
陶瓷制品的烧成中,欲使釉层结晶,应在析晶区域内适当保温;若要得到透明釉,则应迅速冷却越过析晶区域,不使晶体析出[14]。
3 不同降温速率对釉面质量的影响
采取不同的降温速率,制备出釉样品,对其表观进行观测,得到表3的数据显示:
从表3中可以看出,800℃～500℃,随降温速率的增加,釉面透明度增加,晶体析出明显减少;500℃～25℃,随降温速率的减少,釉面裂纹减少。这是由于,在熔体玻璃化转变温度至釉料始熔温度之间,冷却速率过缓,熔体有足够的时间转变为晶体析出,急冷则使得熔体越过结晶区,向玻璃态转变的趋势增大;低于釉料始熔温度,熔体冷却速率过快,使得固化后期釉面受热不均,易形成裂纹等缺陷。
4 结论
1)釉熔体玻璃化转变温度至釉料始熔温度之间,降温速率为15～25℃/min,釉面透明度较好。
2)低于釉料始熔温度,降温速率为5～10℃/min,防止釉层固化后期因降温过快受热不均,形成裂纹。
摘要：首次成功烧制出温度低于800℃的透明釉。通过XRD和SEM表征对釉料烧成过程降温速率进行了初步探讨,结果表明,釉熔体玻璃化转变温度至釉料始熔温度之间,降温速率为15～25℃/min,釉面透明度较好,析晶少;低于釉料始熔温度,降温速率为5～10℃/min,釉面受热均匀,不易出现裂纹。
从生产操作参数评估熟料烧成热耗 篇5
关键词：操作参数,估算,烧成热耗
关注熟料烧成热耗是新型干法水泥生产精细操作和管理的核心之一。评估方法往往是传统的用得最广, 很少有人去质疑它, 即使有人质疑, 却苦于无法。本文探讨的方法, 可以使操作者更直接的去贯彻企业的经营管理理念。
在水泥生产过程中，由于设备的计量精度误差较大，如何更加准确、及时估算熟料的热耗，一直以来都困扰着技术人员。有的厂采用喂煤秤进行计算;有的根据进厂原煤与库存量进行计算;也有根据生料与熟料的率值进行计算。但是不管用哪种方法都存在着一定的局限性，本文旨在从现实生产中反应出的数据进行热耗估算，讲述详细的计算依据，并对计算过程进行编程，举例进行计算。
1 根据生产数据评估热耗的理论依据
以1kg熟料为基准，以回转窑出口到预热器一级筒出口为热平衡范围，只要能够计算出支出的热量，就可以解决热耗问题。首先在计算中应该测定熟料出窑温度，同时通过中控数据记录二次风温、三次风温、一级筒出口温度、系统用风量大小以及生料的化学组成，通过热量平衡、物料平衡计算就可以评估单位熟料的热耗。
2 评估步骤以及方法
2.1 出窑熟料温度的测定
在测定过程中需要密封小桶(保温)一个，量程在100℃的温度计一支，电子秤一台，取熟料的铲子一把。首先测定空桶的重量m1，然后测定空桶装一定水后的重量m2，记录此时水的温度t1;随后用铲子在窑口取熟料(0.5kg左右)，把熟料直接倒入装有水的密封小桶内，称出小桶和水和熟料的重量m3;同时用温度计对水中的熟料进行搅拌直到温度不变时记录温度计的温度为t2，通过以下公式就可以计算出熟料的出窑温度：
式中，T为熟料出窑温度。在评估中默认为出窑熟料温度在一定时间内几乎不发生变化，但在取熟料时应该把铲子预热，同时水的温度也不能上升太多，最好在1～2℃之间。
2.2 二、三次风温及出口废气温度
二、三次风温度以及一级筒出口废气温度的统计：根据某厂的统计数据记录平均值。
2.3 系统物料比热随温度的变化
计算中需要的空气比热、生料比热、熟料比热、烟气的比热随温度的变化规律如图1～4[1]。
2.4 单位熟料热耗计算如下：
(1)一级筒出口烟气量计算
根据离心风机的风量与风机转速成正比，可以算出一个小时高温风机的工况风量，再对工况风量进行标态换算就可以计算出单位熟料的烟气量，计算公式如下：
式中：kT——温度校正系数;
kp——压力校正系数;
Q工况——工况风量，m3/h;
m——熟料台时产量，t/h;
Q额定——风机额定风量，m3/h;
V0——单位熟料标况下烟气量，Nm3/kg-cl。
(2)一级筒出口烟气带出显热计算
一级筒出口烟气带出显热根据烟气温度、烟气量以及烟气比热进行计算，计算公式如下：
式中：c——标况下烟气比热，与温度有关，kJ/Nm3·℃;
t——烟气温度，℃。
(3)单位熟料出窑带走热量计算
出窑熟料带走热量根据出窑熟料温度一级比热进行计算(取熟料m为1kg)，计算公式如下：
式中：c——熟料比热，与温度有关，kJ/kg·℃;
t——熟料温度，℃。
(4)熟料理论形成热计算
熟料的理论形成热很难测定，所以通过经验公式进行计算，其计算公式如下：
式中各种氧化物代表的是熟料中各种氧化物百分含量。
(5)系统表面散热的计算
预分解窑系统表面散热以对流散热为主，由如下公式进行计算：
式中：α——对流换热系数，W/m2·℃;
F——换热面积，m2;
△t——换热温差，℃;
对不同规格的窑，窑体表面积可分别按几何尺寸确定，预热器及分解炉、窑尾烟室的面积可按几何尺寸确定。窑体表面温度可直接用筒体扫描仪确定的平均温度。窑体表面对流换热系数与风速、环境温度有关，可查手册确定。分解炉表面散热对流换热系数α与温度有关，根据经验研究可知[2]。
(6)一级筒飞灰带出显热计算
一级筒飞灰带出的显热根据一级筒的收尘效率(按95%计算)、一级飞灰温度进行计算，在计算中飞灰的温度要比一级筒出口烟气温度低30～50℃，飞灰的比热按生料比热进行计算，计算方法与熟料带出热量计算方法相同。
(7)生料带入显热计算
生料带入显热的计算与飞灰带出热量计算方法相同，但是在计算中1kg熟料所需要的生料根据入窑生料的烧失量进行计算。
(8)二、三次风带入显热计算
在进行二、三次风带入显热进行计算时，首先应该计算1kg煤燃烧所需要的标况下的理论空气量，由于煤的元素分析实验做起不方便，所以计算中根据发热量进行计算，其计算公式如下[3]：
式中：Va0——1kg煤燃烧所需理论空气量，Nm3/kg;Qnet, ar——煤的发热量，kJ/kg。
当计算出1kg煤燃烧所需要的理论空气后才能计算二、三次风带入的显热，计算时考虑头尾煤的比例为4:6，二次风量和三次风量的计算以头尾煤能够完全燃烧为前提，根据头、尾煤的多少计算出所需的理论空气量就为二、三次风量，计算中二次风温应该以三次风温为基准，因为二次风温受熟料的辐射较大，计算中二、三次风比热用纯空气比热，它与温度有关。
二次风带入显热计算如下：
三次风温带入显热计算如下：
式中：mr——单位熟料煤耗，kg/kg-sh。
当把每一部分的热量都计算出来后就可以计算单位熟料热耗，在计算中假设燃煤加入量为0kg、0.001kg、0.002kg……依次类推直到加入燃煤量所发出的热量能够满足系统的热平衡为止。为了计算的方便，特把上面的计算过程编译成程序，计算中只要输入系统参数就可以计算出单位熟料热耗，程序界面见图5、图6、图7。
2.5 计算结果分析
从上面的三个计算实例可以看出不同厂的热耗处于不同的水平，但是通过对比三个计算实例我们还是可以得出以下结论：
(1) 不同设计产量的回转窑在热耗上相差很大，同一回转窑在煅烧不同品种的水泥时其热耗也是不相同的。
(2)对于同一回转窑，在同样的产量情况下一级筒出口气流温度和二、三次风温度是影响单位熟料热耗的关键因素，所以在实际的操作中我们更应该确定一回转窑的最优产量，在此前提下不断提高生料在预热器内的换热效果，降低一级筒出口烟气温度，另外我们还应该保证篦冷机高温段有足够的料层，为高的二次风温和三次风温提供保证。
(3)一级筒的分离效率对熟料的热耗影响很大，从计算可以看出，一级筒的分离效率从85%提高到95%，相应的熟料热耗会从740.93kcal/kg-sh下降到734.27kcal/kg-sh，所以在设备的正常运转中我们必须减少内漏风的发生。
(4)从计算可以看出，一级筒出口温度每升高1℃，相应热耗就会增加2.3kJ/kg-sh;二次风温度每提高1℃，相应热耗就会减少0.5kJ/kg-sh;三次风温每提高1℃，相应热耗就会减少0.7kJ/kg-sh;一级筒出口单位熟料的烟气量每降低0.01Nm3/kg-sh，热耗就会相应降低4.5kJ/kg-sh;筒体表面温度每降低1℃，相应热耗就会降低0.9kJ/kg-sh。
4 结论
本文讲述了利用生产数据进行熟料热耗计算的详细方法，为分析熟料热耗的高低提供思路，通过操作参数反应的热耗也可以与各种统计手段得出的热耗进行对比，从而更加科学准确认识熟料的热耗。同时我们通过对计算结果的分析让我们了解了热耗的主要组成部分以及每个参数的变化会对熟料热耗产生多大的影响，这就为我们科学地进行节能降耗提供一定的基础。
参考文献
[1]王君伟, 李祖尚.水泥生产工艺计算手册[M].北京:中国建材工业出版社.2001, 11.
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[3]孙晋涛.硅酸盐工业热工基础[M].武汉理工大学出版社.2008, 1.
[4]沈威, 黄文熙, 闵盘荣.水泥工艺学[M].武汉工业大学出版社.1998, 3.
[5]陈友德.大型预分解窑的能耗探讨 (一) [J].新世纪水泥导报.1998, 02.
陶瓷烧成添加剂的制备与应用 篇6
据统计中国的能源消耗仅次于美国,但能源利用率却与发达国家的差距很大[1]。在日用陶瓷的生产中,烧成温度越高,烧成时间越长,能耗就越高。传统的高档日用瓷烧成一般都选择在1350℃左右烧成,烧制时间也比较长,能耗较高。
据热平衡计算,烧成温度每降低100℃,则单位产品热耗可降低10%以上;烧成时间每缩短10%,则产量增加10%,热耗降低4%[2]。因此,降低烧成温度意义重大。降低烧成温度不仅能节约原料,也能延长窑具的使用寿命,近年来人们发现改变原料配方或者改变成分含量如用透辉石做原料或者提高原料中熟料氧化铝等的含量可以降低日用瓷烧成温度[3,6]。而通常比较简单的方法是在原料中混入高效的添加剂来改进工艺,在烧成中,添加剂不仅能降低烧成温度,还能提高陶瓷强度、抗热震性等[7]-[15]。
本文选用水解沉淀法[16]利用工业聚合铝和自制活化硅酸生成陶瓷添加剂,并利用XRD、DSC-TG和SEM等手段分析添加剂性能和其在陶瓷生产中的作用。
1 实验
1.1 试验用原料
所用硅酸钠、浓硫酸均为分析纯;所用水为去离子水;所用的聚合氯化铝为工业级优等品。泥料为中温陶瓷坯料,化学组成如表1所示。
1.2 烧成添加剂研制
(1)活化硅酸配制
将Na2Si O3·6H2O配成Si O2含量(质量分数)2.0%的溶液;称取相当于Na2Si O3溶液中Na2O质量的85%的纯H2SO4,并用水稀释至浓度(质量分数)为20%;将稀释后的H2SO4缓缓加入Na2Si O3溶液中,同时加以搅拌;将配制好的溶液在15℃下陈化5小时,随后加入溶液体积3倍的水终止硅酸聚合,得到活化硅酸溶液。反应过程为:
活化硅酸具有四面体状结构,是经羟基桥联和氧基桥联形成阴离子型的无机高分子,带有负电荷。
(2)Al13溶液配制
取工业级聚合氯化铝,加水溶解,配制浓度25wt%的聚合氯化铝溶液,其中铝离子主要Al13的形式存在。
(3)烧成添加剂合成
按莫来石组成定量称取活化硅酸和Al13溶液并混合,反应2小时,静置后分离沉淀,并用去离子水洗涤5次,得到烧成添加剂。
1.3 烧成制度
采用6立方米电脑脉冲自动控制液化石油气梭式窑,还原气氛煅烧。坯体入窑水分:1~3%,烧成温度:1330~1350℃;烧成周期:28小时(从点火至1030℃氧化阶段9小时,1030℃~1350℃还原阶段9小时(其中1350℃保温20分钟),保温后停火自然冷却至室温10小时)。
1.4 性能测试
采用NETZSCH STA449C热分析仪作DSC-TG分析,升温速度10℃/min;使用X射线衍射分析(D/max-ⅢA)进行物相分析;采用ZEISS公司的EVO Special Edition型扫描电镜进行SEM分析。
2 结果与讨论
2.1 烧成添加剂性质
(1)烧成添加剂XRD分析
烧成添加剂的XRD图谱如图1所示。
从图1可见,烧成添加剂为无定形相。
(2)烧成添加剂的热性能
烧成添加剂的DSC-TG曲线图谱如图2所示。
从图2可见,910.4℃有一个明显的放热峰,对应于某种矿物的形成。
(3)烧成添加剂的热变化
将添加剂在910℃煅烧,保温时间为1h,煅烧产物X射线衍射谱如图3示:
由图3可见,烧成添加剂经过910℃煅烧,生成大量的纯莫来石相,且衍射峰强度很高,说明烧成添加剂具有低温形成莫来石的优势,且莫来石结晶完好。
2.2 烧成添加剂应用
将烧成添加剂以外掺的方式引入瓷胎坯料配方,相关试验结果如下。
(1)DSC-TG分析
将烧成添加剂以2%的外掺比例引入坯料配方,其DSC-TG图谱如图5所示:
与图4原坯料相比,添加剂加入使得对应于形成γ-Al2O3的位于998.3℃的放热峰提前至994.6℃,同时位于1169.4℃的吸热峰也提前至1153.9℃,表明添加剂的加入使得烧成过程中的部分反应得以提前进行。
(2)XRD分析
将烧成添加剂以2%、4%的外掺比例引入坯料配方,经1350℃烧成,相应瓷胎的XRD分析图谱如图6所示。
由图6可见,随着烧成添加剂的引入,瓷胎中的石英相消失,同时无定型相增多,莫来石含量增加,并且莫来石衍射强度随着添加剂外掺量的增加而提高,表明烧成添加剂的引入有助于莫来石晶体的形成和生长。
(3)SEM分析
原坯料烧成瓷胎的SEM图谱如图7所示。
由图7(A)可见,大量细小晶体在瓷胎中生成,进一步扩大倍数,由图7(B)可见,生成的莫来石晶体呈针状结构,被玻璃相所包裹,结构均匀致密,针状莫来石粒径在数十纳米左右,长度约为数微米,且相互搭接交联。
外掺2%烧成添加剂配制的坯料,经1350℃烧成,其SEM照片如图8所示。
与图8对比,外掺2%烧成添加剂的瓷胎中针状莫来石的密度增加,尺寸也有所增大。可见,烧成添加剂的引入促进了主晶相莫来石的形成和长大。可见在保证陶瓷显微结构的前提下,可以降低烧成温度,达到节能的目的。
外掺2%烧成添加剂配制的坯料,降低烧成温度至1270℃,烧成周期缩短至25小时,其中从点火至1030℃氧化阶段8小时,1030~1280℃还原阶段7小时(其中1280℃保温20分钟),保温后停火自然冷却至室温10小时。瓷胎的SEM照片如图9所示。
从图9可见,与图8经1350℃、28小时烧成的样品对比,莫来石含量和尺寸均有所下降。但与图7对比,包括晶体含量、形貌和尺寸等,均没有太大变化,可见降低烧成温度80℃,缩短烧成时间3小时,仍能获得满意的显微结构,即烧成添加剂的使用可以实现降低烧成温度、缩短烧成时间的目的。
4 结论
1)采用工业聚合铝和活化硅酸合成的添加剂,经910℃煅烧后即可大量形成莫来石,具有明显的低温优势。
2)将烧成添加剂引入陶瓷坯料中,能够很好地促进莫来石的生成。
烧成制度论文 篇7
答:隧道窑是近几年在烧结砖行业大力推广使用的窑型, 许多新建烧结砖厂都使用隧道窑进行烧成作业。虽然各个厂的情况不同, 有的厂使用一次码烧生产工艺的隧道窑, 有的厂使用二次码烧生产工艺的隧道窑, 有的厂使用拱顶隧道窑, 有的厂使用平顶隧道窑, 有的厂使用中、小断面隧道窑, 有的厂使用大断面或者超大断面隧道窑, 但隧道窑的烧成原理是一样的, 烧成过程中的操作要求和方法是基本相同的。只有采用合理的操作方法, 才能正确使用隧道窑, 才能提高隧道窑的使用效率。
隧道窑属于逆流操作的热工设备, 沿窑长度方向分为预热、烧成、冷却三带, 制品与气流依相反方向运动, 在三带中依次完成其预热、烧成、冷却过程。隧道窑两端设有窑门, 每隔一定的时间, 将装好砖坯的窑车推入一辆, 同时, 已经烧成成品的窑车被顶出一辆, 装有坯体的窑车进入预热带后, 车上的坯体首先与来自烧成带的燃烧废气接触, 而且被加热, 而后随着窑车移动进入烧成带, 借助燃料燃烧放出的大量热量, 达到最高烧成温度, 并经过一定的保温时间, 使砖坯被烧成制品。当烧成的制品进入冷却带时, 与进入窑内的大量冷空气相遇, 制品被逐渐冷却, 然后出窑。所以, 只有在合理操作的情况下, 正确解决隧道窑预热、烧成、冷却三带的各种问题, 才能提高隧道窑的使用效率。
1 隧道窑预热带的操作
预热操作是决定产品质量的关键, 这是由于砖坯的预热效果不仅直接影响着烧成进度, 而且也直接决定着制品质量的高低。制品的烧成裂纹十之八九都是由于预热阶段操作不慎、不当造成的。为了保证隧道窑烧成制品的质量, 预热带操作必须重视以下问题。
1.1 预热段干燥升温和缓
坯体在加热阶段一般不会出现较大的问题, 而预热脱水干燥阶段却极易发生问题, 故排除砖坯中的干燥残余水分是预热工作的中心环节。在该阶段要严格控制预热温度上升的速度, 要求窑内坯体温度和缓、平稳地逐步上升, 保证坯体完整。入窑坯体干燥残余水分愈高, 或者是砖坯的敏感性愈强, 愈要严格地控制坯体的升温速度。控制坯体升温速度的措施有多种, 如适当地调整预热带的长度;排烟风闸的提升高度错落有致;用闸方法有区别, 既可采用梯形闸, 也可采用桥形闸等。
隧道窑预热带的风闸对窑内压力制度、温度制度的作用是很明显的, 风闸在烧成过程中的作用很多。首先, 它能起到调节窑内通风的目的, 风闸多且开口大, 增加了窑内通风, 少用闸、闸开度小, 窑内通风量就减少, 要根据隧道窑内的实际需要, 控制、调节窑内通风;其次, 能够控制高温废烟气的流程, 调节坯垛上下部位的气体流速和误差;第三, 可以控制气体流向, 通过风闸可以调整坯垛各个部位的气体流速, 使烧成长火均匀前进;第四, 可以调节烧成火度。
梯形闸和桥形闸对窑烧成过程的作用和影响是不相同的, 要根据窑内实际情况选择使用。梯形闸的热利用效率较高, 近闸低用, 减少高温烟气自近闸排出窑外, 扩大了高温烟气与坯体热交换的机会, 可以充分利用废热, 加强了窑预热带前端砖坯的预热。同时, 该种用闸方法能使预热均衡, 用闸近低远高, 可以加快坯垛下部气体运动的速度, 使预热带升温平稳, 特别是可以避免坯垛下部预热后期的急剧升温。近闸低用, 有助于窑边部和坯垛中部的作用力平衡, 使得烧成时长火均匀一致, 齐头并进。该种用闸方法的烧成速度比较快, 用闸近低远高, 砖坯预热充分, 升温速度较快, 能提早使燃料燃烧, 烧成进度较快, 但是使用该种用闸方法时应该注意:由于烟气在窑内的流程长, 烟不断地失去热量和吸收水分, 相对湿度较大, 容易在预热带前段坯垛的中下部发生“凝露”现象。因此, 用闸的位置和闸门的开度大小要根据入窑砖坯干燥残余含水率的大小灵活掌握。用闸近低远高后, 会降低烟气温度, 增加烟气湿度, 影响排烟设备的抽力。桥形闸能将预热带中、前段蒸发的水汽及时就近排出, 这样可以降低预热带前端的湿度, 防止返潮现象发生, 达到及时排潮的目的。近闸分几次开足, 抽力逐渐加大, 预热带前端升温和缓平稳, 有利于提高烧成质量, 特别是对敏感性强的制品, 使用该种用闸方法更为有利。中、近风闸高用后, 烟气温度增高, 能充分减少气体的湿度, 增加其抽力。但该种闸如使用不当, 会带来较大危害。如果远闸使用过低或中近闸使用过高, 坯垛在预热带前段时升温缓慢, 到预热带后段时升温过急, 容易发生裂纹。所以, 中近闸不能使用过高, 远闸也不能长期偏低。
1.2 预热温度要均衡
装载坯体的窑车在隧道窑内通过时, 在坯垛不同部位气流温度分布是不一样的, 在预热带的坯垛上, 气流的分布是前部高后部低, 上部高下部低, 中间高两边低。
沿窑宽度方向上温度分布的基本规律是中心温度高两边温度低。这是由于从砂封槽漏入的冷空气对两边通道的影响比中间通道大, 就一个坯垛而言, 中心的温度比表面的温度低。
坯垛沿窑长方向上气流的温度是前部高, 后部低。
从上述的窑内温度分布中可以看出, 预热带的上下温差最大, 预热带的温差对烧成产品质量的均匀性将产生极为不利的影响, 为了保证产品的质量, 必须在烧成带均衡窑车坯垛各部位温度, 为此就需要延长保温时间, 这对强化烧成过程是一大障碍。因此, 消除预热带温差是隧道窑烧成过程中很重要的工作。
1.2.1 预热带气流运动的规律及温差形成的原因
对隧道窑的模拟研究和实际测定表明, 窑内通道内气流流速的分布是不均匀的, 顶部流速大而底部流速小, 这种现象被称为“偏流”现象。偏流现象使很大一部分热量随气流从顶部流去, 其结果造成上下气流温差, 并且减弱了对底部低温坯体的预热作用。之所以会造成“偏流”, 其原因是热气体上浮以及坯垛与窑顶之间通道较大, 通道内气流受到的阻力较小所致。由于隧道窑预热带通常为负压区, 外界冷空气会从窑体不严密处漏入窑内, 密度小的热气体在浮力作用下, 将向上运动, 造成冷热气体分层。加上冷窑车在加热过程中本身要积蓄热量, 更造成靠近窑底处温度下降, 更增加了上下温差。
1.2.2 消除预热带温差的措施
根据温差产生的原因, 可以从窑结构和操作两方面加以解决: (1) 降低窑高, 在产量一定的情况下, 可以增加隧道窑的宽度, 降低窑内有效高度, 使窑的高宽比变小, 以减轻预热带的上下误差。如内高2 m左右的窑, 上下温差约为140℃, 而1 m左右的窑上下温差仅有几十度, 而高度为0.2 m的辊道窑其上下温差只有几度; (2) 窑顶设置气幕, 在隧道窑预热带窑顶设置搅拌气幕, 将一定压力的气体从气幕管道送入气幕砖的喷射通道内, 使气幕中的气流与窑内气流成一定角度喷出, 在坯垛顶部形成一道气幕, 增加顶部阻力, 改变窑内气流的速度分布, 以达到均匀窑温的目的; (3) 窑内横向循环, 在预热带某些部位的窑墙和窑顶设置出风口和进风口, 并安装一台耐热风机, 当风机运行时, 把隧道窑顶部的热气体抽出, 从坯垛下部送入窑内, 从而造成窑内气流的循环运动, 减少上下温差。也可以采用某种喷射装置来代替风机, 作为窑内气流循环运动的动力; (4) 窑底静压平衡, 因为隧道窑的预热带为负压, 窑外的冷空气会漏入窑内, 造成较大的上下温差。冷却带为正压, 窑内的热空气可能漏出窑外, 损坏窑车下部的金属构件和轴承座。窑底静压平衡就是把车下密封, 并造成一种和窑内相一致的压力制度, 减少或消除造成窑内外漏气的推动力。为此, 在窑密封后, 从窑尾向窑车下密封通道廊鼓风, 使在冷却带窑车下形成正压, 并冷却窑车的金属构件。在窑头窑车下抽风, 使在预热带的窑底通道中形成负压, 并在通道内设置一定数量和高度的障碍板, 使窑底通道内的压力制度和窑内的压力制度一致。也可以不设障碍板, 而通过调整窑下通道的截面积和气流的流量达到静压力平衡的目的。
设有窑底静压力平衡通道的隧道窑, 窑内压力制度应力求稳定, 在需要调整时, 也应将二者同时调整, 尽量使二者同步。
1.3 防止预热带的“凝露”、“回潮”
在窑预热带, 当温度较低、相对湿度较大的烟气与温度较低的砖坯接触时, 坯体吸收烟气的热量, 使烟气温度下降, 相对湿度增大。当烟气的相对湿度达到100%时, 坯体表面往往容易出现一层冷凝水, 即所谓“凝露”现象。如果入窑坯体的干燥残余水分较少、砖坯纳入预热带后, 遇到高湿度的烟气, 坯体常常会吸湿增重, 即产生所谓“回潮”现象。
“凝露”和“回潮”之所以对砖坯裂纹有着重大影响, 是因为它破坏了砖坯的表面结构。砖坯干燥时, 随着水分的排出而发生收缩, 吸水回潮时, 则体积发生膨胀。这种收缩与膨胀交替进行的结果, 使砖坯内的颗粒之间互相分离, 最后产生哑音砖和裂纹砖。
1.3.1“凝露”、“回潮”产生的原因
窑内产生“凝露”、“回潮”的根本原因是预热带水汽不能及时排出, 窑内烟气湿度过大。除预热带过长外还有入窑坯体的干燥残余水分过大、窑内水汽生成量多、通风设备来不及排出、码坯过密、坯垛阻力大、窑内通风量小、水汽相对集中等原因。用闸不当, 排风口有阻塞也会导致风机或烟囱的抽力不能充分发挥作用, 影响窑内水汽及时向外排出。
1.3.2 防止“凝露”、“回潮”的措施
要防止“凝露”、“回潮”的产生, 需要根据不同情况, 采取相应措施。
a.坚持干坯入窑, 从根本上减少水汽生成的数量。
b.适当缩短隧道窑预热带的长度, 提高排出窑外烟气的温度, 当预热带排出的烟气温度升高后, 则气体相对湿度自然降低。
c.改变码坯方法, 减少坯垛阻力, 特别要减少窑内气流的横向阻力, 加快坯垛中下部气体运动的速度。