反应强度（精选4篇）
反应强度 篇1
焦炭热性能主要指焦炭反应性和反应后强度, 焦炭反应性的大小影响着反应后焦炭的强度, 使焦炭在高炉各个部分的状态和行为发生变化, 制约着焦炭在高炉中料柱骨架的作用, 进而影响高炉的透气性。绝大多数钢铁企业对焦炭反应性及反应后强度都有较严格的要求。但焦炭反应性及反应后强度的测试规范性 (GB/T 4000-2008) 较强, 测试误差 (C RI:r≤2.4%, C SR:≤3.2%) 也较大, 提高其测试结果的准确性一直是大家努力的目标。本研究对升温速率对焦炭反应性及反应后强度的影响进行了一系列试验及研究。
1 实验方法
称取一定质量 (m, 200±0.5 g) 的焦炭试样, 置于反应器中, 在不同升温速率下与二氧化碳反应两小时后, 以焦炭质量损失 (mm1) 的质量分数 ( (m-m1) /m×100) 表示焦炭反应性 (CRI) 。反应后的焦炭经I型转鼓实验后, 以大于10 mm粒级焦炭占反应后焦炭的质量分数 (m2/m1×100) 表示焦炭反应后的强度 (CSR) 。煤焦实验中心现有焦炭反应性及反应后强度测定装置为中钢集团鞍山热能研究院有限公司生产, 型号为KF-200型, 调节升温速率主要经由调节偏差限幅、积分限幅来决定输出功率, 进而决定升温速率。
为使试验具有代表性, 试验针对两种配合煤炼制的焦炭和两种单煤炼制的焦炭分别进行对比分析, 并加以总结。
2 实验结果
2.1配合煤炼制焦炭在不同升温速率下的反应性及反应后强度 (如表1、2图1、2) 2.2单煤炼制焦炭在不同升温速率下的反应性及反应后强度 (如表3、4图3、4)
3 实验分析
由以上四个表中的数据及相对应的四个线性图, 可以看出:在严格遵守国标 (GB/T 4000-2008) 规定升温速率 (8~16℃/min) 内, 焦炭的反应性与反应后强度无明显的线性关系, 且每组试验的反应性与反应后强度均在误差范围 (CRI:r≤2.4%, CSR:r≤3.2%) 之内。线性图波动的原因, 多是由于在人工选样时加入了人为因素, 致使每炉反应性试验入炉时的粒数的不同所致。
4 结论
在焦炭反应性及反应后强度的试验中, 在严格遵守国标 (GB/T 4000-2008) 规定升温速率 (8~16℃/min) 内, 焦炭的反应性与反应后强度无显著关系。所以在实际生产过程中, 若出现数据超出误差范围, 可在去除升温速率因素外寻找其它可能致使出现超差的因素, 且在严格遵守国标 (GB/T 4000-2008) 规定升温速率 (8~16℃/min) 内, 可根据实际生产情况自行调节升温速率以满足生产需要。
摘要：焦炭反应性及反应后强度测试规范性 (GB/T 4000-2008) 较强, 测试误差 (CRI:r≤2.4%, CSR:r≤3.2%) 较大的原因, 对煤焦实验中心现有焦炭反应性及反应后强度测定装置 (中钢集团鞍山热能研究院有限公司, KF-200型) 进行测试, 以分析升温速率对焦炭反应性及反应后强度的影响。结果表明, 在严格遵守国标 (GB/T 4000-2008) 规定升温速率 (8～16℃/min) 内, 升温速率对焦炭反应性及反应后强度无显著影响。
关键词：焦炭反应性,焦炭反应后强度,升温速率
反应强度 篇2
焦炭是高炉炼铁的主要原料。在高炉中起着供热、还原剂、骨架和供碳四个作用。近年来, 为降低焦炭消耗, 增加高炉产量, 改善生铁质量, 采用了在风口喷吹煤粉、重油、富氧鼓风等强化技术。焦炭作为热源、还原剂和供碳的作用, 可在一定程度上被部分取代, 但作为高炉料柱的疏松骨架不能够被取代, 而且随着高炉大型化和强化冶炼该作用更显重要。
焦炭的反应性和反应后强度是焦炭热性质的主要指标, 而焦炭的热反应后强度则是焦炭在高炉中疏松骨架的重要指标。所以深入研究这两个指标, 可以较准确地控制焦炭的热性质, 满足高炉生产的需要。
焦炭的反应性是指焦炭与CO2、O2和水蒸气等进行化学反应的能力, 它是评价焦炭质量的重要指标。焦炭反应后强度是指热反应完后的焦炭在机械力的作用下抗碎和耐磨的能力。通常反应性使用一定浓度的CO2气体在一定温度下与焦炭发生反应的反应速度或经过一定反应时间后反应掉的C来评定。
2 影响焦炭反应性的主要因素
根据资料显示影响焦炭反应性的因素主要是:
(1) 炼焦煤料的性质
(2) 炼焦工艺
(3) 焦炭结构
(4) 焦炭灰分
对这四方面我进行了认真的研究, 作为炼焦首先必须用到炼焦煤所以只是首要因素。作为炼焦工艺来说每个焦化厂的工艺基本都是定型的, 并且炼焦温度控制的目的是保证焦炭的正常成熟, 并且保证化产品达到一定的收率, 所以以提高炼焦终温的方法来降低焦炭反应性的方法很少用到。具体的比如入炉煤的细度、水分控制以及炉温的均匀性和稳定性的要求各焦化厂均相差不大。而焦炭的结构因为研究比较复杂并且如果煤料和炼焦工艺是稳定的, 那么焦炭的结构应是基本稳定的。我厂焦炭的灰分基本控制在12.5~13.0之间, 所以焦炭的热反应性及热反应强度主要还是由炼焦煤料的性质决定的。进一步研究表明, 炼焦煤料的性质无非是由炼焦煤的种类和数量决定的。所以最后的研究重点聚集在炼焦煤的配煤比上。根据以上思路按照国标规定的焦炭反应性和反应后强度测定方法, 对我厂不同配比所产生的焦炭做了大量的反应性与反应强度指标测定, 积累了大量的实验数据。数据如下表1所示:
查资料得知:焦炭的反应性与所用煤料的煤化度有关, 用低煤化度的煤炼制的焦炭反应性高, 随着煤化度加深, 所得焦炭的反应性逐渐减低, 因此炼焦原料煤中应多用低挥发分煤和中挥发分煤, 少用高挥发分没, 这是降低焦炭反应性的根本途径。最初我厂以焦肥煤为主, 配以高煤化度的瘦煤和煤化度中等的1/3焦煤 (如配比1、2) , 所以焦炭的热反应性和热强度基都很好, 可以满足钢铁厂的生产要求, 但是成本很高, 经济效益不好。因此我们将弱粘煤比例增加了10%, 所产焦炭的热反应性和热强度基本满足要求。后来我们又大胆的引入煤化度较低的气煤, 增加瘦煤比例, 结果各项指标令我们很满意。为了降低成本, 我们降低了瘦煤的比例, 并增加弱粘煤的比例, 效果很好。最后我们将煤源紧张和价格较高@的瘦煤和1/3焦煤都停用, 逐渐加大了气煤和弱粘煤的比例, 相比之前的配比, 配比8、9在焦肥煤比例上虽略有增加, 但气煤和弱粘煤的比例却增加了35%, 较以前的配比大大降低了成本, 而且保证了焦炭的热反应性和热反应强度。
3 结束语
经过以上探索, 证实了煤化度高的煤所炼焦炭的热反应性低, 热强度高。煤化度低的煤则相反。我厂在满足客户要求的前提下, 尽可能用煤源充足、价格低廉的煤种生产优质焦炭, 达到了节约优质炼焦资源、利益最大化的目的。
参考文献
[1]潘立慧, 魏松波.炼焦技术问答[M].北京:冶金工业出版社
反应强度 篇3
在泵的强度和抗震计算中,一般都是采用壳体单元,按统一的厚度进行简化计算。但实际上,泵体各部分的厚度不是均匀的,入水口和出水口处的厚度也有变化,因此按统一厚度的壳单元对泵进行计算,是一种近似。同时,由于一般的计算和设计软件,难以处理泵的渐开线形状,因此,对泵的建模,也一般采用一个圆型轮廓的近似。这两个近似,使建立的泵模型和实际泵体有一定差距。本文使用CATIA软件按照主泵的实际设计尺寸建立的真实的模型,进行计算。
CATIA软件本身具有有限元结构计算模块,但该模块的计算并没有经过国内各审核单位的认可。若在CATIA软件内建立模型后,在其它通过认可的有限元程序中进行计算,则需要将模型导入这些计算程序时,可能会将模型的某些特征丢失,实际计算中也证明了这点。达索公司收购ABAQUS后,两个软件之间的无缝连接做的越来越好。在本计算中,将CATIA设计的三维模型,直接导入了ABAQUS6.8软件中,同时,根据划分网格的要求,对所建立模型的局部进行了倒角和圆弧过渡处理。对于其它软件建立的三维模型,导入ABAQUS后,是不可能进行类似操作的。
核级泵/电机机组是回路系统的主要设备之一,其功用是在反应堆正常运行工况下用来驱动回路介质在回路中循环。反应堆满功率运行时,两台泵/电机机组同时并行运行;反应堆功率降到10MW以下运行时,只运行一台。按照有关规范的要求,为验证泵的安全性,是对主泵进行了抗震计算。
主泵的要求和一些参数如下:位于地下室-7.5m层面;水泵安全等级:3级;电动机安全等级:1E级;泵/电机机组的抗震类别:I类。因此,必须对主循环泵进行抗震分析。核级泵泵体包括轴承部件和电动机通过螺栓固定于机座上。
2 三维模型的建立
为保证计算的可靠性,采用CATIA软件,根据主泵制造厂商提供的实际泵尺寸,建立了和实际泵完全一致的三维模型。对于泵主体的渐开线轮廓,建立模型的方法是,先建立一个轮廓的方向线,然后再画出一个截面的轮廓,运用CATIA扫描成型的功能,得到泵主体模型。其它泵的进口和出口部分,可以采用简单的旋转成型得到。CATIA扫描和旋转成型的方法参见文献[1]。图1(a)是泵的制造商提供的平面设计图纸,由图纸可以清楚地看出,泵主体的形状是渐开线形状。图1(b)根据平面图纸建立的主泵三维实体模型,模型中某些小的细节如定位螺纹孔等没有考虑。
建立模型后,直接在ABAQUS软件中,将主泵的三维模型导入到ABAQUS中。采用软件的四面体网格自动划分功能,对三维模型划分了有限元网格,划分的基本网格尺寸是10mm,但对于局部棱边较短的边,进行多撒种子,细化了网格单元数量。单元类型是四面体单元,节点数是66830个,单元数是293230个,划分有限元网格后的模型如图2所示。
3 模态分析
首先使用ABAQUS对主泵进行了模态分析,但在计算过程中,发现由于划分的四面体网格有930个单元质量不高,模型分析进行48小时后,仍然未计算出结果。作者又采用了CATIA软件中自带的有限元程序,对主泵进行了四面体网格划分和模态分析。网格时,采用的单元尺寸参数与ABAQUS程序中划分网格的尺寸相同。
对模型施加的边界条件是,在中间的两个水平的横板上限制竖直方向的位移为0,在入水口和出水口处限制孔轴向的位移。
分析得到基频为196.6Hz,超过33.4Hz,故知设备可以近似为刚性结构,地震反应分析可采用准静力法进行分析。主泵一阶振型如图3所示。
4 抗震强度验算
抗震分析的目的在于证明核级泵在运行基准地震和安全停堆地震期间或之后,能保证结构完整性,包括承压边界完整性以及泵的可运行性。具体要求如下:(1)承压部件即泵壳及轴承座部件的完整性;(2)泵支撑件和连接螺栓以及地脚螺栓满足强度要求。在地震和最大接管载荷共同作用下,保持可运行性,在转动件与静止件之间的相对变形应小于它们之间的间隙,不影响运转。
根据辅助泵安装厂房-7.5m标高的SSE地震楼层谱,使用时,还应乘以1.5的系数。其反应谱最大加速度,X方向为0.8g;Y方向为0.8g;Z方向为0.5g。在计算中实际上是三个方向都按1.425g给定的。这个值比2%阻尼的1.5倍还大,计算结果偏于保守。
泵的设计设计压力为1.0MPa,回路冷却剂的设计温度为55℃,泵房环境温度为25℃,温差为30℃。在计算模型中,边界条件和模态分析的边界条件相同。
事故工况时的载荷为:自重+设计压力+热胀+SSE。按照ASME规范[2,3,4],应该计算的事故工况载荷为自重+设计压力+热胀±SSE,在本计算中,自重+设计压力+热胀+SSE时的载荷比自重+设计压力+热胀-SSE时的载荷大,所以在下面的论文中,仅给出了自重+设计压力+热胀+SSE时的载荷计算结果。由于事故工况下的应力本身就小,因此,只进行事故工况下的抗震计算,没有必要再验算正常工况条件下的应力水平。计算使用的规范和对材料的要求如表1所示。
σm为总体薄膜应力,σL为局部薄膜应力,σb为弯曲应力,三个应力的单位都为MPa。
泵的材料为CF-8,抗拉强度Su为483MPa,屈服点Sy为207MPa,弹性模量E为210GPa,许用应力120.75MPa[2]。
在只施加温度场的情况下,对主泵的温度分布进行了计算,计算结果如图4所示。计算时给出内表面和外表面的温度,给出的传热系数如下:在273K时为204W/mK,在573K时为225W/mK。比热为0.88kJ/kgK。
在事故工况载荷的作用下,计算结果如图5。Von Mises等效应力最大值为238MPa;最大剪应力的应力张量最大值为109MPa,应力全张量的分量最大值为108MPa。
根据ASME规范的要求[3,4],应力校核应采用第三强度理论,用Tresca应力进行校核,即。从这些数据可以看出,TRESCA最大的应力为60.2MPa,应力值小于132MPa的许用应力值,满足强度要求。
按照ASME规范[3,4],应该将组合应力先进行应力分类。但是,ABAQUS软件本身没有应力分类功能。通过软件,可以直接求出薄膜应力,但是求不出弯曲应力。因为本身设备的应力水平很低,因此,就没有进行手动分类求解。
在图6中,还给出了最大主应力分布图,其最大值为98MPa。图7中给出了最大主应变值为36.5,从图7中可以看出,最大主应变的分布规律和特雷斯卡等效应力的分布趋势一致,最大主应力值一般在11MPa以下。
5 结论
(1)设备整体频率超过33Hz,可用等效静力的方法计算抗震;
(2)计算表明泵体所有节点应力均远小于ASME规范的要求;
(3)计算中采用了放大加速度值的做法提高地震力,计算结果表明,主泵应力均能满足B级准则,证明主循环泵不仅能满足地震条件下压力边界的完整性,而且能满足可运行性的要求。
摘要：对于泵用有限元方法做强度验算,一般是使用壳单元,泵的厚度为一个固定值。本文通过CATIA软件建立了与真实主泵完全一致的三维模型,然后将三维模型导入大型商业软件ABAQUS中,使用软件的四面体网格自动划分功能,对建立的模型划分有限元网格,克服了采用壳体单元的近似,使模型的计算结果更加可靠。通过调用ABAQUS结构分析模块,避免了计算中将模型导入其它有限元软件时的信息丢失。反应堆用主泵的抗震强度计算表明,在地震载荷、温度场的作用下,最大Tresca等效应力为60.2MPa,低于应力极限值199.237MPa,应力均完全满足相关规范抗震强度的要求。
关键词：泵,反应堆,抗震,三维模型
参考文献
[1]盛选禹.CATIA三维模型入门与提高(第一版)[M].北京:机械工业出版社,2002.
[2]中国机械工程学会压力容器学会.ASME-II材料技术条件[Z].1983 SI版.
[3]中国石油设备工业协会.ASME-III,ND分卷[Z].1989.
反应强度 篇4
1.1 一般资料
选取2014年2~10月到本院就诊的95例喘息性疾病患者, 年龄21~65岁, 通过过敏原检测尘螨将患者分为三组, 结果为 (+++) ~ (++++) 的患者33例为A组, 男17例, 女16例; (+) ~ (++) 的31例患者为B组, 男16例, 女15例; (-) 的31例患者为C组, 男16例, 女15例。三组患者都是轻中度喘息性疾病患者, 性别、病情分度以及病程等一般资料比较, 差异无统计学意义 (P>0.05) , 具有可比性。
1.2 研究方法
1.2.1 过敏原检测
根据国际标准进行皮肤点刺试验, 用磷酸组胺进行阳性比照, 用生理盐水进行阴性比对。通过对比原点刺液与阳性对照产生的丘疹面积, 判断反应的级别[1]。当比值为阳性对照丘疹的25%以下, 或者与阴性对比相同者是 (-) ;26%~50%的为 (+) ;51%~100%的为 (++) ;101%~200%的为 (+++) ;超过200%的为 (++++) 。试验前3 h停止使用抗组胺以及全身范围的糖皮质激素。
1.2.2 肺功能检测方法[2]
目前常用的肺功能检测仪器为德国制造, 在肺功能检测前要停止糖皮质激素等碱类药物, 并且在前4 h内保持身体的平静, 禁烟酒。检测肺功能3次, 间隔10 min, 选取最优数据进行测定一秒用力呼气容积 (FEV1) 系数的比较。
1.2.3 Fe NO的检测
Fe NO的检测要先于肺功能检测, ppb (×10-9) 是检测结果的单位。检测前24 h停止糖皮质激素并且保持稳定, 禁止使用氮含量高的食品。
1.3 统计学方法
采用统计学软件SPSS19.0进行数据的分析处理。计量资料以均数±标准差 (±s) 表示;计数资料以率 (%) 表示。各组间用单因素方差进行分析, 两组间对比用q检验。P<0.05表示差异具有统计学意义。
2 结果
2.1 FEV1/FVC对比
三组的FEV1/FVC数据分别是 (94.5±6.5) %、 (96.5±5.2) %以及 (95.8±6.2) %, 三组数据对比, 差异无统计学意义 (P>0.05) 。
2.2 Fe NO比较
三组的Fe NO数据分别为 (58.01±20.05) ppb、 (42.75±14.05) ppb以及 (30.60±14.62) ppb, 组间差异具有统计学意义 (P<0.05) 。这就表明, 皮肤点刺实验的反应强度增加, 导致Fe NO水平也随反应强度的增加而增加。
3 讨论
喘息性疾病患者吸入过敏原容易导致持续性的哮喘等喘息性疾病, 所以通过对喘息性疾病患者进行过敏原皮肤点刺试验可以清楚分析患者的过敏因素、过敏状态, 能够帮助喘息性疾病的治疗。但是SPT是通过面积与阳性对比出现明显的等级区分, 属于半定量的检测方式, 缺少具体、客观的实验室指标, 临床认为SPT的反应强度与患者过敏的程度成正比, 所以SPT的反应强度也被认为与喘息性疾病的严重程度有关。但依据2008年点刺判断标准, 弱阳性与强阳性有着类似的意义, 说明SPT的反应强度不一定与过敏严重程度成正相关[3,4]。
肺功能的检测, 尤其是FEV1/FVC百分比的测定, 能够帮助喘息性疾病的确诊, 并且有助于喘息性疾病的严重程度和控制水平判定。而根据本次的研究, 三组的FEV1/FVC相差不大, 差异无统计学意义 (P>0.05) , 说明不同的SPT反应强度不影响肺功能, 也就是SPT反应强度不能够作为判断喘息性疾病严重性的依据。
内源性一氧化氮水平与喘息性疾病的气道慢性炎症有着紧密的联系, 呼出气中一氧化氮的浓度能表明呼吸系统的内源性一氧化氮的水平。本次试验研究发现SPT的反应强度患者的Fe NO比较, 差异具有统计学意义 (P<0.05) , 表明SPT反应强度增加导致Fe NO的水平也随之上升。
目前, 我国在对喘息性疾病进行检查和判断时, 主要依据肺功能检测、过敏状态的测定、气道无创炎症这些指标进行喘息性疾病的诊断、病情严重程度的判定和评估。在临床应用中, 要分析三种检测方法的优势与不足, 综合三种检测方式, 发挥优势。例如, 过敏性体质能够帮助喘息性疾病患者的诊断, 但是喘息性患者不一定都是过敏体质, 且过敏的程度与喘息性疾病的严重程度不一定成正相关[5]。此时, 借助肺功能检测仪进行气流受限程度和可逆性进行判断, 这种判断将有助于喘息性疾病的判断和严重程度的鉴别, 作为病情等级判定的依据。但肺功能检测不能在喘息性病非急性发作期和轻中度急性发作期进行有效的检测。但是无论是急性还是非急性发作期间, 喘息性疾病、气道炎症都是可能会发生的。临床应用时可以参考Fe NO进行喘息性疾病的抗炎症治疗, 并且对病情的严重程度进行判断、检测, 从而及时的改善喘息性疾病的治疗方案。
参考文献
[1]王植嘉, 尚云晓, 蔡栩栩, 等.特应性体质与哮喘患儿呼出气一氧化氮相关性分析.中国实用儿科杂志, 2012 (6) :462-463.
[2]沙莉, 曹玲, 马煜, 等.呼出气一氧化氮监测评估儿童哮喘病情临床价值研究.中国实用儿科杂志, 2011 (4) :264-268.
[3]马煜, 刘传合, 黄永坚.呼出气体中的一氧化氮检测与哮喘.中华儿科杂志, 2005, 43 (6) :421-422.
[4]彭丽萍, 李洋, 李丹, 等.呼出气一氧化氮检测在支气管哮喘诊断中的价值.中国老年学杂志, 2011, 31 (4) :683-684.