耐高温型论文

耐高温型论文（共10篇）

耐高温型论文 篇1

地膜覆盖在我国农作物栽培中发挥了巨大的作用, 可提高土壤温度, 增加土壤含水量, 改善土壤理化性质, 大幅度提高产量[1], 对旱地盐碱地尤为重要[2,3]。但是地膜在使用过程中也存在一系列问题, 棉花播种期气温变化很大, 每4～5年出现周期性高温天气, 最高温度超过30℃, 膜下甚至超过50℃, 刚刚出土的棉苗常遭遇烫苗灾害, 致使棉花发育迟缓, 重者重播, 成本大大增加[4]。前人研究棉花的耐高温特性, 主要关注其花铃期及生理生化特性[5], 现以14个品种 (系) 为研究对象, 比较品种 (系) 苗期的耐高温差异, 以为进一步筛选和培育耐高温的种质材料打下基础。

1 材料与方法

1.1 试验材料和仪器

供试品种 (系) 有14个, 分别为sGK中980、鲁棉研21、中棉所35、鲁棉研16、中棉所45、冀棉668、DPlcon215、邯郸109、中404A抗、豫棉21、中棉所12、引双价、中9806不同、44品系;供试材料来自于中国农业科学院棉花研究所抗逆鉴定课题组2008年大田收获的毛籽种子。试验仪器为GZP-250B智能光照生长箱。

1.2 试验方法

1.2.1 14个品种 (系) 棉花苗期的培育。

将高温灭菌过的干细沙子加灭菌的自来水至含水量达23%, 充分拌匀, 装在长18cm、宽15cm、高10cm的发芽盒内, 铺平压实后, 取14个品种 (系) 中健壮、均匀、一致的种子均匀铺种于沙土上, 定量覆土, 铺平压紧, 加盖保湿。每个品种 (系) 分3次重复, 每个重复100粒种子。置入温度为28℃、白天有10h光照的培养箱内, 7d后调查出苗数并进行高温处理。

1.2.2 棉花苗期高温胁迫处理。

将14个棉花品种 (系) 的苗置入温度为45℃、湿度为100%且无光照的恒温培养箱中进行高温胁迫处理4h, 之后转移至温度为28℃、白天有10h光照的培养箱内进行恢复生长, 6d与13d后分别调查活苗率。

1.3 数据处理

试验数据处理采用Excel 2003。

2 结果与分析

2.1 不同棉花品种 (系) 苗期高温胁迫后活苗率比较

棉花苗期经过高温胁迫处理后恢复生长, 随着恢复生长的天数增加, 其活苗率也随之降低 (见表1) , 说明棉花苗期受到45℃高温胁迫达4h后其受到的伤害是不可恢复的, 在生产上要尽量避免超过4h的高温天气。不同棉花品种 (系) 苗期高温胁迫后恢复6d的活苗率与恢复13d的活苗率总趋势是不变的, 即恢复6d活苗率低的恢复13d的活苗率也低, 同样, 恢复6d活苗率高的恢复13d的活苗率也高, 二者的相关系数为0.938 3, 呈高度正相关, 所以将高温处理后恢复正常生长6d的活苗率作为鉴定棉花苗期的耐高温特性指标是符合省时、省力、节约能源要求的。

2.2 不同棉花品种 (系) 苗期耐高温鉴定

由表1可以看出, 14个棉花品种 (系) 经过高温胁迫后恢复6d的活苗率范围为11.8%～100.0%, 不同品种 (系) 活苗率差异达8.5倍左右, 说明苗期耐高温特性在不同基因型间存在巨大差异。其中活苗率达到50.0%以上的材料有7份, 分别为邯郸109、引双价、中9806不同、中棉所45、DPlcon215、中棉所35、豫棉21, 其中邯郸109、引双价、中9806不同这3个品种 (系) 活苗率达到100.0%。

3 结论与讨论

高温胁迫是影响棉花生产的主要因素之一, 其危害是复杂的, 包括间接伤害和直接伤害两个方面。间接伤害包括饥饿、氨毒害和蛋白质破坏;直接伤害包括生物膜破坏和蛋白质变性。棉花受高温伤害后, 会出现叶片变黄、坏死等一系列热害病症。因此, 鉴定和筛选耐高温棉花品种 (系) 有着重要的现实意义。

不同棉花品种间苗期耐高温特性存在显著的差异, 所以大范围进行棉花耐高温筛选是有效的, 可以筛选出适合地膜覆盖的品种和不适合地膜覆盖的品种, 将生产上的损失减到最小。棉花苗期经高温胁迫后恢复正常生长6d与恢复13d后的活苗率趋势是一致的, 为节约物力、财力等成本, 恢复正常生长6d后的活苗率即可作为鉴定棉花苗期耐高温特性的指标。

参考文献

[1]王树林, 林永增, 王志忠.起垄种植与不同地膜覆盖对棉花生长发育及产量的影响[J].河北农业科学, 2009 (6) :1-3.

[2]韩文兵, 刘方志, 吴德祥, 等.沿江地区地膜植棉技术[J].中国棉花, 2007 (3) :24-25.

[3]王振华, 陈汝涌, 郭晓红.鲁北旱碱棉区全苗壮苗技术措施[J].农业科技通讯, 2006 (2) :32-33.

[4]李新文, 谷士林, 王雪芹.地膜棉花出苗期高温烫苗原因及对策[J].新疆农业科技, 2006 (5) :9.

[5]丁自立, 吴金平, 杨国正.棉花抗热性与高温诱导可溶性蛋白质关系[J].中南民族大学学报 (自然科学版) , 2008, 26 (1) :23-25.

耐高温型论文 篇2

各种耐高温塑料

★ PBI（聚苯并咪唑）：超耐高温（热变形温度425℃，长期使用温度310℃）、高耐磨、高强度、高刚性、极低的线形膨胀系数、出色的抗高能辐射性能、低可燃性、低排气性；

★LCP(液晶聚合物)：耐高温（热变形温度可高达335℃）、尺寸稳定性好（热膨胀系数非常小）、刚性好、高强度、绝缘、耐腐蚀，可注塑成型，适合注塑各种薄壁电子、电器元件，本公司提供日本宝理、日本住友、美国杜邦的各种牌号的颗粒料 ★ 聚醚酰亚胺（PEI）：耐高温（长期工作温度200℃）、高强度、高韧性、透波性好、耐磨、绝缘、耐腐蚀，可注塑、流动性好，★ PPA、PA6T（耐高温尼龙）：耐高温（长期工作温度180℃，短期280℃）、韧性好、流动性好、耐磨、绝缘、耐腐蚀，适合注塑各种薄壁电子、电器元件，本公司提供苏威公司、日本三井等公司的高性能耐高温尼龙。★ PAI（聚酰胺酰亚胺）：耐高温（长期工作温度260℃，短期300℃以上，玻璃化温度285℃）、高耐摩擦、高强度、优越的抗高能辐射性能、突出的抗紫外线性能、自润滑、低可燃性

耐高温型论文 篇3

关键词：特种抽油泵 蒸汽驱 结构设计 材料选择 普通抽油泵 蒸汽驱规模生产

齐40块经过近20a的常规蒸汽吞吐开采，已进入产量快速递减阶段。为进一步提高采收率，开始实施蒸汽驱试验，目前转入规模化生产阶段。由于蒸汽驱开采需长时间连续向油层注入高温高压蒸汽，抽油泵工作环境相当复杂，普通抽油泵经常发生砂卡、磨损和腐蚀等现象，导致泵效下降，使用寿命缩短，检泵作业频繁。常规有杆泵技术已成为制约蒸汽驱开采的瓶颈。

1.普通抽油泵存在的主要问题及原因分析

（1）油层温度高，普通泵耐高温性能差。由于油层温度较高，普通抽油泵工作部件易高温变形，造成抽油泵运动部件和密封部件无法正常工作，降低了泵效，增加了卡泵几率。

（2）普通泵汽锁现象严重，泵效低。蒸汽驱条件下，地层温度较高，地层流体进入井筒后，压力降低，会产生闪蒸现象，闪蒸后产生大量水蒸汽，易造成抽油泵气锁，使抽油泵不能正常工作。

（3）油层出砂严重，普通泵抗卡能力差。蒸汽驱生产要求有较高的采液速度，才可提高生产效果。生产压差增大，蒸汽在油层内的流速增加，高温蒸汽冲刷油层作用增强，导致油层中的砂岩颗粒脱落，造成油井出砂严重，缩短油井检泵周期。

（4）区块H2S含量高，普通泵耐腐蚀效果差。油藏中含有硫质成分，在蒸汽驱高温高压条件下易生成H2S气体，导致抽油泵关键部件腐蚀，腐蚀碎屑导致卡泵。

2.特种抽油泵工艺原理及技术特点

2.1 高温自补偿式携砂泵

2.1.1 结构组成

主要由固定柱塞、运动泵筒、金属密封环、分砂分液装置、金属割缝筛管、沉砂尾管等组成。

2.1.2 技术原理

上冲程时，泵筒随抽油杆向上运动，泵筒上游动凡尔关闭，油井内液体经金属割缝筛管进入到泵筒和柱塞内，柱塞上固定阀尔打开，油井内液体进入泵腔内，实现进油过程。下冲程时，泵筒随抽油杆向下运动，泵筒上游动阀尔打开，柱塞上固定凡尔关闭，泵腔内液体和砂粒进入油管内，实现排油过程。

2.1.3 技术特点

（1）采用固定柱塞运动泵筒式结构，砂粒不能沉积在泵筒内。

（2）柱塞上装有金属密封环，实现自动缩放以适应泵筒内径变化，避免高温卡泵。

（3）金属割缝筛管采用0.4mm激光割缝，能有效地将大直径砂粒阻挡在泵外。

（4）泵内沉砂装置可将小直径砂粒沉降到沉砂管柱中，有效避免卡泵。

（5）防排砂管柱结构简单，具有泵外挡砂、泵内沉砂、柱塞不易砂卡、砂埋的优点。

2.2 柔性金屬泵

2.2.1 结构组成

柔性金属泵由泵筒、密封段、中心杆、压套、浮动阀座、半球、导向块、固定凡尔球、固定凡尔座等组成。柱塞结构采用软密封的形式，强开强闭，能够有效防止汽锁，同时还具有良好的抗砂性能。

2.2.2 工作原理

上冲程时，柱塞固定组件上行，浮动阀座与半球接触形成多级密封，并带动浮环组件上行，密封段与泵筒之间形成多级密封形成抽力，固定阀开启，井液进入泵筒内柱塞下腔。

下冲程时，柱塞固定组件下行，浮环组件相对上行，浮动阀座与半球离开形成通道，同时固定阀关闭，柱塞下井液通过导向块与泵筒之间、浮动阀座与半球之间、压套与中心杆之间的环形流道，越过单级密封单元上行，之后逐级上行进入油管内。

2.2.3技术特点

（1）柱塞采用完全独立的多级密封单元结构，强开强闭，具有防汽锁功能。

（2）柱塞密封单元与中心杆及杆柱之间处于游离状态，杆柱的偏心力作用于导向块，由导向块承受偏磨，可有效消除井下泵密封单元的偏磨。

（3）单级密封单元采用非接触式弹性间隙密封，密封单元结构短，不宜砂卡。

（4）柱塞上端设计为锐角，减少沉降砂粒进入密封间隙的可能性，能够进入密封间隙的砂的粒径均小于或接近密封间隙值，可以有效避免卡泵。

2.3 耐高温陶瓷泵

2.3.1 结构组成

耐高温陶瓷泵主要由泵筒、陶瓷柱塞、进油阀、大流道高效阀等组成。

2.3.2 工作原理

耐高温陶瓷泵在柱塞上采用双阀双保险结构，柱塞上的双游动阀有2组，一组采用硬质合金阀，另一组采用陶瓷阀。由于材料比重大，下降速度快，提高了出油阀关闭速度；利用陶瓷阀耐高温、耐腐蚀和耐磨损的特点，提高泵的工作性能和工作寿命。

2.3.3 技术特点

（1）研制了抗高温耐腐蚀陶瓷柱塞，在陶瓷中添加了增韧剂，提高了柱塞的强度。

（2）阀组采用大流道高效阀结构，流道面积为普通泵流道的1.4倍，降低了泵的进油阻力，提高泵的充满系数。

（3）采用防漏双保险结构，保证在泵在上下冲程中均能实现有效的密封，防止漏失，提高泵效和工作寿命。

（4）采用泵腔减压装置，改善了柱塞和阀组的工作状态，提高了泵的使用寿命。

3.特种抽油泵使用效果分析

特种抽油泵在齐40块蒸汽驱井组中使用100多井次，累计增油1.3×104t，单井同期对比减少作业85井次，累计创效1000多万元，取得较高的经济效益。

4.结论

通过对特种抽油泵的研究、应用与推广，形成一整套先进技术，解决了泵筒、柱塞、固定阀组和游动阀组的耐腐蚀、抗高温和防变形等技术难题，保证了抽油泵在高温条件下不卡泵、漏失量小、耐腐蚀，在高含砂、高油气比的条件下显著提高泵效，延长油井的检泵周期，使出砂严重的油井恢复正常生产，满足了稠油蒸汽驱开采条件下高温复杂环境对举升工艺的要求。

参考文献：

[1] 朱杰，崔朝轩，兑晋豫，等.原油在泵腔内的气蚀作用是影响泵效的主要原因[J].内蒙

古石油化工，2000， 26（2）：188-192.

[2] 姜东，罗文莉，罗燕，等.等径刮砂柱塞防砂泵的研究与应用[J].石油机械，2001，29（7）：28-29.

[3] 鲁红光，陈保钢等.携砂抗砂增效抽油系统现场应用及效果评价[J].石油机械，2001，29（1）：34-36.

一型高温压力试验装置设计与研究 篇4

我公司承接设计一套新型高温压力试验装置, 其容器要求为工作压力7 MPa, 工作温度800℃, 容积1L, 工作介质为惰性气体, 设计压力10 MPa, 设计温度为820℃。根据《固定式压力容器监察规程》可知, 该设备属于I类压力容器, 该容器选材、设计、制造及使用均需按国家规定要求执行, 该项目存在如下几个难点和未知因素:1) 耐高温容器材料的选取;2) 试验容器壁厚设计及液压试验压力的确定;3) 温差应力大小及对设计结果的影响。

1 试验装置设计

1.1 设备组成

高温压力试验装置结构及组成如图1。它由左联接螺母、密封垫、筒体、耐火砖保温层、电加热元件、可拆保温层、右密封垫、右联接接头等组成。

设备左端为进气端 (接压力控制设备) , 右端为试验端, 密封采用透镜垫结构。

1.左联接螺母2.密封垫3.左右筒体4.耐火砖保温层5.电加热元件6.可拆保温层7.右密封垫8.试验联接接头

实际产品中, 筒体内径35 mm, 外径60 mm, 长度约500 mm, 其中筒体与电加热元件间距离约20 mm。

1.2 工作原理及设计思路

工作时, 先通过电加热元件将筒体及试验联接接头部位温度加热至指定温度, 然后通过压力控制器向筒内介质加压, 使得筒内介质与联接接头部位建立一个恒压的高温环境。

2 试验容器设计

本装置工作温度高达800℃, 筒体两端由耐火材料保温、支撑并防转。容器设计温度选定为820℃, 内径为35 mm, 且容积仅为1 L, 故采用锻焊结构来制造。

2.1 材料选择

本容器设计参数决定筒体只能选用锻件, 而按文献[1]中的表11可知, 800℃下仅S31008提供了许用应力值, 而该参数也无法满足本项目820℃设计温度要求。

因镍及镍基合金制压力容器比一般有色金属制压力容器具更高的使用温度, 故本容器按文献[5]进行材料选择。综合考虑后, 容器本体选用的材料为NW6625。利用插值法可知NW6625在820℃的许用应力[σ]′=25.4 MPa。

NW6625与S31008现型材料性参对见表1。

2.2 容器设计及校核

2.2.1 壁厚计算

依据文献[1], 内径Di=35 mm下筒体计算厚度为:

式中, φ为焊接接头系数, 按文献[5]中单面焊接100%无损检测取值为0.9。

按照常规设计思路可知, 筒体壁厚大于9.8 mm, 同时考虑腐蚀余量等情况即可。本方案考虑温差应力的影响, 初步选择壁厚为12.5 mm。

2.2.2 液压试验压力确定

按文献[1]的对内压容器液压试验压力计算公式可知, 该容器液压试验压力为90 MPa, 其计算方法如下:

式中:耐压试验压力系数1.25;Pc为设计压力 (或最大允许工作压力) , MPa;[σ]为试验温度下材料的屈服强度的下限值, MPa;[σ]t为设计温度下材料的屈服强度的下限值, MPa。

在高温设计工况下, 液压试验压力已接近超高压。实际设计中, 建议耐压试验压力系数按文献[4]选取, 将该值由1.25降至1.05。因NW6625在高温状况下塑韧性较常温状态有所增加, 故理论认为, 耐压试验压力系数降低对容器安全性无影响。

耐压试验压力系数取值为1.05, 计算出液压试验压力约为76 MPa。

2.2.3 液压试验压力验证

由于本方案中液压试验压力远大于设计压力, 为安全起见, 按文献[2]对其容器厚度进行校核。即假定试验容器为设计压力90 MPa, 工作温度为常温的压力容器, 校核其壁厚最小值为:

可知, 该设备按分析设计方法计算最小壁厚为11.4 mm, 小于本方案所选壁厚12.5 mm, 故壁厚选择合格。

3 加热及保温方案设计

3.1 保温材料选择

本方案按照文献[3]进行设计, 选取保温材料为耐火砖, 保温层厚度约为100 mm。

耐火砖耐火度可以到1 690℃, 使用温度最高1 350℃, 而一般石棉类保温材料最高安全工作温度约为500℃, 故在本方案中与筒体接触部位保温材料选用耐火砖, 确保保温层不会失效。

耐火砖耐800℃高温的同时, 还具体一定的强度 (详见表2) 。性能较好的耐火砖强度与水泥强度接近, 可通过合理的结构设计, 限制容器的轴向移动和转动, 而一般的保温石棉则不具备该功能。

3.2 保温方案设计

为确保容器本体内介质温度和试验接头部分温度为800℃, 本方案中采取了电加热元件两段布置, 中间间距约50 mm。同时设了3个温度测点, 分别对应筒体加热元件段, 筒体非加热元件段和试验接头内壁。

通过上述布置, 可验证该容器在800℃高温状态下的热量分布情况, 为后期温差应力等方面研究打下良好基础。

4 实际测试

4.1 压力测试

装置建成后, 进行了水压试验, 试验压力76 MPa, 保压时间30 min, 试验结果满足设计要求。

压力试验的成功验证了文献[1]对内压容器液压试验公式同样适用于高温容器, 但实际设计中应注意其它设计方法进行验证。

4.2 温度测试

装置耐压试验成功后, 进行了整体设备高温压力测试, 其测试结果详见表3。

测试结果表明:1) 容器在高温情况下, 加热元件包容段与非包容段存在较大温度梯度。在800℃工作温度附近, 远离加热元件25 mm, 即使保温时间足够长, 该处温度并不能稳定至800℃附近, 且已下降至630℃, 与期望值存在较大的差距。2) 要想精确控制筒体温度稳定至800℃, 不能依靠热辐射与保温层配合的方式。只有通过加热元件包容的方式来实现。3) 当液压试验压力过高时, 可以参考超高压容器试验压力系数进行计算, 避免了材料的浪费, 容器安全性也可得到保证。

5 结论

该装置的成功研制, 并得出如下结论:1) 镍基合金NW6625可应用至820℃设计工况, 耐压、密封性能稳定;2) 常规设计方法确定高温容器壁厚, 辅以分析设计等方法进行验证, 并参照超高压容器耐压试验安全系数, 液压试验安全;3) 镍基合金NW6625在加热元件包容与非包容段温度差较大, 需考虑温差应力及尺寸伸缩的影响。

摘要：在一型镍基合金高温压力试验装置的设计过程中, 在常规设计的同时以分析设计公式对常规设计结论进行了验证, 解决了高温压力容器液压试验过高引发的疑问, 后续产品实验验证了设计结果正确。该容器的成功研制, 为同类压力容器的设计与研制提供了良好的理论基础和详实的参考数据。

关键词：镍基合金,高温,压力试验,分析设计

参考文献

[1]中国国家标准化管理委员会.GB150-2011压力容器[S].北京:中国标准出版社, 2012.

[2]中国国家标准化管理委员会.JB4732-2006钢制压力容器分析设计标准[S].北京:中国标准出版社, 2007.

[3]中国国家标准化管理委员会.GB8175-87设备及管道保温层设计导则[S].北京:中国标准出版社, 1989.

[4]中国国家标准化管理委员会.TSG R0002-2005超高压容器安全技术监察规程[S].北京:中国标准出版社, 2006.

耐高温乳酸菌的分离与鉴定 篇5

耐高温乳酸菌的分离与鉴定【1】

【摘要】 目的：本实验从不同地方采集的青贮玉米饲料、果渣、牛奶、新鲜的泡菜汁等样品中筛选耐高温乳酸菌。

方法：通过初筛、复筛，获得一株耐高温且产酸能力较强的菌株L1;依据伯杰氏系统细菌学手册和乳酸菌分类鉴定的标准和描述，对其进行了生理生化特性鉴定;通过单因素试验和正交试验确定菌株L1的最佳发酵条件。

结果：确定其为乳杆菌属德氏乳杆菌;最佳增殖培养基组分为：玉米粉16%+麸皮5%;在α-淀粉酶(5 U/g玉米粉、90 ℃、30 min)和糖化酶(150 U/g玉米粉、55 ℃、2 h～3 h)酶解作用下，最佳发酵条件为：发酵温度60 ℃，发酵时间36 h，pH值3.5。

结论：经过初筛、复筛获得一株耐高温菌株L1，通过糖发酵等生理生化试验、正交试验鉴定，最后确定此菌株为乳杆菌属德氏乳杆菌(LacotobaciLLus deLbbruecki)。

【关键词】 耐高温乳酸菌;分离;鉴定

乳酸菌(Lactobacillus)是一类能从可发酵碳水化合物(主要指葡萄糖)产生大量乳酸的细菌的统称[1]。

由于乳酸菌具有糖利用率高、发酵液中纯度高、副产物少，使其在乳酸工业中占有重要地位[2]。

乳酸菌在食品发酵、青贮饲料、堆肥生产、医药行业等众多领域有着广泛的应用研究[3，4]，而在众多固态发酵领域中一个难以解决的问题是固态发酵中高温迅速产生对乳酸菌的杀灭作用，因而选育耐高温菌株具有极为重要的理论意义和广阔的应用前景。

本研究从青贮饲料、果渣、泡菜、牛奶中分离高温乳酸菌，并对其发酵条件的优化进行了初步研究。

1 材料与方法

1.1 实验材料

乳酸菌：从上海光明乳业金山牧场提供的青贮玉米饲料、陕西海盛果汁厂提供的果渣、山东牟平安得利果汁厂提供的果渣、西安农贸市场购得的新鲜泡菜汁、上海光明乳业提供的牛奶中进行分离，将收集的样品带回实验室置于4 ℃冰箱保存备用。

标准菌株：德氏乳杆菌(Lactobacillus delbbruecki) JCM 1022、嗜酸乳杆菌(Lacidophilus) ATCC 3456、嗜热链球菌(Streptococcus thermophilus)IFO 13957,由陕西微生物研究所提供。

培养基: 玉米粉麸皮发酵培养基、生化鉴定培养基。

1.2 实验方法

1.2.1 乳酸菌的分离、筛选： 固体样品青贮玉米饲料、果渣等5 g放入灭菌研钵研碎后移入其他灭菌容器内，加500 mL无菌生理盐水稀释，振荡5 min，充分混匀;液体样品牛乳取1 mL移入9 mL的灭菌生理盐水的试管中，摇匀;对新鲜的泡菜汁取1 mL移入9 mL无菌水中，摇匀;然后将上述样品按照 10倍稀释法稀释至10-5、10-6、10-7，用移液枪分别移取0.1 mL到0.5% CaCO3的MRS培养基并加焦性没食子酸的厌氧培养基上，37 ℃培养24 h～48 h，形成菌落后观察其形态，挑取周围有溶钙圈的菌落。

在MRS平板上反复划线直到得到单菌落;将上述分离的乳酸菌进行革兰氏染色形态观察，淘汰革兰氏染色阴性的菌株，保留革兰氏染色阳性的菌株;同时做接触酶试验，最后保留接触酶试验阴性的菌株。

综上结果，将菌落周围有溶钙圈、革兰氏染色阳性、接触酶试验阴性的菌株暂定为乳酸菌，最后将其分别转移至MRS斜面培养基上，做好标记，于4 ℃条件下保藏。

1.2.2 乳酸菌复筛：(1)最适生长温度的测定：将待测菌株活化后分别置于温度为50 ℃、55 ℃、60 ℃、65 ℃、70 ℃的恒温箱中培养，培养24 h后测其总菌数。

(2)最适酸碱度的测定：将上述耐温能力强且菌数量较多的菌株放在适中的温度下培养，测其在不同培养时间培养液pH值的变化情况。

1.2.3 耐高温乳酸菌的鉴定： 用光学显微镜进行乳酸菌的形态学鉴定; 参照伯杰氏细菌鉴定手册及《乳酸细菌分类鉴定及实验方法》进行生理生化特性鉴定[4]。

2 结果

2.1 分离到的菌株

从不同地区采集的样品中共分离到有溶钙圈较大的、革兰氏阳性的、接触酶试验阴性的菌株共6株，显微镜下观察菌体形态，其中球菌3株，杆菌3株，分别对其进行编号，球菌记为R，杆菌为L。

2.2 优良菌株筛选结果

2.2.1 耐温能力筛选：6株菌的耐温能力见表1。

由表1得出：在各温度条件下，菌株L1、L2、R1的菌数量均多于菌株L3、R2、R3的菌数量，所以选择菌株L1、L2、R1作下一步的试验。

表1 菌株培养温度与菌数的关系

2.2.2 产酸能力筛选：将菌株L1、L2、R1在60 ℃恒温箱中培养，测其在不同培养时间培养液pH的变化情况，培养结果见表2。

通过表2可见，三株菌的产酸能力，L1菌株在20 h时，其pH值就下降到4.1，而其它两株菌产酸则较慢。

表2 菌株培养时间与pH值的关系

2.3 乳酸菌鉴定

耐高温型论文 篇6

环氧沥青混凝土是由环氧沥青结合料与符合级配要求的矿料按特定工艺制成的热固性混凝土材料, 被广泛应用于大跨径钢桥面铺装中。环氧沥青是一种由环氧树脂、固化剂与基质沥青经复杂的化学改性所得到的混合物, 固化后的环氧沥青混合料是一种力学性能较高的材料[1,2]。

目前市面上应用较广的环氧沥青混合料大都采用进口产品美国环氧和日本环氧, 但美国环氧属于温拌环氧 (拌和温度120℃) , 在120℃下拌和施工的环氧沥青混合料存在施工和易性差、可操作时间短、水汽难以挥发造成钢桥面铺装早期病害等诸多问题;而日本环氧沥青混合料属于高温拌和型 (拌和温度180℃) , 具有优异的高温性能和施工和易性, 但也存在低温抗开裂性差, 成本高等缺点[3,4,5,6]。

针对上述问题, 开发出一种高温拌和型的改性环氧沥青混合料, 不仅具有优异的路用性能, 且施工可操作时间长, 成本低廉, 具有较大的应用价值和市场前景。

2 环氧沥青混合料试验研究

2.1 试验主要原料

1) 环氧沥青配方体系。

所开发的环氧沥青配方体系包括:基质沥青、改性环氧树脂、复配固化剂体系。其中基质沥青采用泰普克基质沥青, 复配固化剂体系包括高温固化剂1号和高温固化剂2号。该环氧沥青配方体系具有优异的相容性。

2) 集料及矿粉。

集料选用优质的石灰岩, 集料相关指标检测结果符合JTJ F40—2004公路沥青路面施工技术规范, 如表1所示。

矿质填料采用石灰岩矿粉, 其技术指标符合JTG E20—2011公路工程沥青及沥青试验规程沥青面层用集料质量要求。

2.2 环氧沥青在不同温度下的粘度增长规律

由于环氧沥青混合料属于反应性材料, 在较高的温度下普通环氧沥青混合料反应速率较快, 施工可操作期短 (美国环氧仅为1 h) , 从而为其工程施工带来极大的困难。

由于环氧沥青固化反应直接反映在其随时间粘度的增长, 当粘度增长至1 Pa·s时, 代表环氧沥青混合料已无法正常施工, 所以本文采用旋转粘度试验方法研究所开发的高温拌和型环氧沥青在不同温度下的粘度增长趋势, 试验结果如图1所示。

从图1可以看出, 所开发的高温拌和型环氧沥青在150℃~180℃的温度区间内, 粘度增长到1 Pa·s的时间均大于120 min, 说明其在工程应用中, 至少具有2 h的施工可操作时间, 相对美国环氧沥青延长了1 h, 大大缓解了目前环氧沥青混合料施工难控制的问题。

2.3 环氧沥青混合料在不同温度下施工可操作时间研究

环氧沥青混合料在施工过程中, 如果由于早期固化未及时摊铺, 会直接导致环氧沥青混合料摊铺后孔隙率增大, 路用性能下降。因此本文将环氧沥青混合料拌和后, 在不同的温度下保温 (160℃, 180℃, 200℃) , 分别在不同保温时间后成型马歇尔试件, 并测试其马歇尔性能及孔隙率, 从而评价所开发的环氧沥青混合料的施工可操作时间, 如表2所示。

从表2可以看出, 自制高温拌和型环氧沥青混合料在160℃以下, 其施工可操作时间可达到3 h以上;在180℃下保温2.5 h后, 其马歇尔稳定度发生明显下降, 且孔隙率明显增大, 说明其在180℃下施工可操作时间约为2 h, 这与环氧沥青粘度增长规律的试验结论一致;而在200℃的温度下, 其施工可操作时间也有1.5 h, 证明所开发的高温拌和型环氧沥青混合料与市面上的同类产品相比, 明显延长了其施工可操作时间, 具有重要的意义。

2.4 环氧沥青混合料路用性能试验

1) 马歇尔性能试验。

按照JTG E20—2011公路工程沥青及沥青试验规程, 成型高温拌和型环氧沥青混合料马歇尔试件, 级配采用日本环氧专用级配JA-10, 油石比6.7%, 养护条件为60℃下固化3 d, 测试温度60℃, 并同步成型日本环氧沥青混合料, 测试其马歇尔性能如表3所示。

从表3可以看出, 自制高温拌和型环氧沥青混合料比日本环氧沥青混合料具有更优异的马歇尔性能, 且成本远远低于后者, 具有较好的应用前景。

2) 高温性能试验。

按照JTG E20—2011公路工程沥青及沥青试验规程, 成型高温拌和型环氧沥青混合料高温车辙试件, 级配采用日本环氧专用级配JA-10, 油石比6.7%, 养护条件为60℃下固化3 d, 测试温度分别为60℃和70℃, 并同步成型日本环氧沥青混合料, 测试其高温性能如表4所示。

次/mm

从表4可以看出, 自制高温拌和型环氧沥青混合料具有比日本环氧沥青混合料更加优异的高温性能。

3) 低温性能试验。

按照JTG E20—2011公路工程沥青及沥青试验规程, 成型高温拌和型环氧沥青混合料低温弯曲试件, 级配采用日本环氧专用级配JA-10, 油石比6.7%, 养护条件为60℃下固化3 d, 测试温度-10℃, 并同步成型日本环氧沥青混合料, 测试其低温弯曲性能如表5所示。

从表5可以看出, 所开发的高温拌和型环氧沥青混合料与日本环氧沥青混合料相比, 抗弯强度相差不大, 而抗弯应变稍优于后者, 证明其具有比日本环氧更优异的低温抗开裂性能。

3 结语

采用基质沥青、改性环氧树脂、复配高温固化剂体系的配方, 研制出一种高温拌和型改性环氧沥青混合料, 不仅具有较长的施工可操作时间, 解决了目前普通环氧沥青混合料在高温下施工可操作期短, 难以控制的问题, 并且与同类进口产品日本环氧相比, 具有更加优异的路用性能, 而成本远低于日本环氧, 将其应用于大跨径钢桥面铺装中具有很好的市场前景。

参考文献

[1]曹雪娟, 郝增恒, 皮育晖.环氧沥青混凝土材料及其性能试验研究[J].公路交通技术, 2006, 10 (5) :37-39.

[2]王晓, 程刚, 黄卫.环氧沥青混凝土性能研究[J].东南大学学报 (自然科学版) , 2001, 31 (6) :21-24.

[3]张昭, 李璐, 盛兴跃.新型改性环氧沥青混合料的性能研究[J].山西建筑, 2012, 38 (18) :126-128.

[4]李宇峙, 吴国平, 邵腊庚.环氧沥青混凝土材料在钢桥面铺装中的应用[J].公路工程, 2005, 30 (3) :168-174.

[5]黄明, 黄卫东.通过高温性能测评不同级配在环氧沥青上的应用[J].公路工程, 2009, 34 (5) :133-136.

耐高温型论文 篇7

钢桥面铺装是一项世界性工程难题, 特别是国内高温重载、铺装与钢箱梁结构设计脱节, 增加了钢桥面铺装的难度。自南京长江二桥开始, 国内开始大规模地推广应用双层温拌环氧沥青铺装技术。随着材料科技的发展, 环氧沥青也由单一的中温拌合型, 向冷拌型和高温拌合型转变, 综合性能越来越优。高温拌合型环氧沥青混凝土是指拌合温度超过150℃的环氧沥青材料, 该材料拌合温度高, 可以降低集料水分对铺装层性能的影响, 同时高温拌合型环氧沥青有效施工时间延长, 降低了施工难度, 固化时间变短, 施工结束后可以较快地开放交通。

高温拌合型环氧沥青混凝土是一种新型的高性能材料, 国内早期应用不多。泰州大桥作为国内首座三塔两跨悬索桥, 桥面铺装受力复杂, 经过充分研究, 最终选定了下层采用浇注+上层采用高温拌合型环氧沥青混凝土的铺装方案 (如图1所示) , 该方案是国内首创。泰州大桥下层浇注+上层环氧的钢桥面铺装方案, 施工组织复杂, 施工难度较大, 论文针对高温拌合型环氧沥青在泰州大桥的应用, 开展了深入的研究工作, 提出了较为全面的施工工艺及质量控制要求, 为类似大面积高温拌合型环氧沥青钢桥面铺装的应用提供了借鉴[1]。

2 高温拌合型环氧沥青混合料设计

高温拌合型环氧沥青混合料是由环氧树脂、固化剂、基质沥青混合与矿料混合而成的高强沥青混合料。高温拌合型环氧沥青混合料采用连续密级配, 混合料采用马歇尔体积指标设计法进行配合比设计[2]。

2.1 原材料

高温拌合型环氧沥青混合料采用环氧树脂和沥青产品而成, 其中环氧沥青是指环氧树脂 (主剂∶硬化剂=56∶44) 与基质沥青按照 (50~45) ∶ (50~55) 比例混合而成。

高温拌合型环氧沥青混合料中所用粗集料为质地坚硬、清洁、不含风化颗粒、近立方体颗粒的玄武岩碎石, 粒径大于2.36 mm。应采用反击式破碎机轧制的碎石。细集料采用坚硬、洁净、干燥、无风化、无杂质并有适当级配的人工轧制的机制砂, 石质宜与粗集料相同, 禁用采料场的下脚料。

填料宜采用石灰岩石料磨细得到的干燥、清洁的矿粉。为增强矿粉与环氧沥青的粘附性能, 宜采用石灰岩矿粉替代玄武岩矿粉填充混合料的作用。

2.2 高温拌合型环氧沥青混合料设计标准

环氧沥青钢桥面铺装单层厚度通常在2.5~3cm, 混合料最大公称粒径宜不超过9.5 mm。环氧沥青铺装在保证结构层满足高温、低温性能要求的同时, 也应具有良好的抗疲劳开裂耐久性能以及施工和易性, 环氧沥青混合料级配通常按照范围中值进行设计控制。高温拌合型环氧沥青混合料级配范围如表1所示。

高温拌合型环氧沥青混合料配合比设计主要包括空隙率、稳定度、流值3项指标, 其中设计空隙率指标尤为关键, 推荐环氧沥青混合料目标空隙率按照1.5%控制, 环氧沥青混合料设计指标如表2所示。

2.3 环氧沥青混合料性能

高温拌合型环氧沥青混合料室内拌合成型后, 需放置在室内60℃条件下4 d, 然后进行基本性能试验。泰州大桥高温拌合型环氧沥青混合料设计结果如表3所示。

无论是水稳定性、高温性能和低温性能方面, 高温拌合型环氧沥青混合料都远远优于一般的沥青混合料。高温拌合型环氧沥青混合料的马歇尔稳定度高于温拌环氧沥青混合料, 说明高温拌合型环氧沥青混凝土具有更高的强度。

2.4 高温拌合型环氧沥青混合料施工和易性

环氧沥青属于热固性材料, 随着时间的增长混合料的黏度也逐渐增加, 导致混合料的可施工性能变差。温拌环氧沥青混凝土要求在121℃条件下存留时间不超过45 min, 因此在施工过程中允许的摊铺时间很短。高温拌合型环氧沥青与温拌环氧沥青有较大的不同, 环氧沥青胶料粘度增长速度明显变慢, 可施工时间明显延长。

(1) 黏度随时间增长规律

为了考察高温拌合和温拌环氧沥青结合料的可施工性, 论文通过布氏粘度仪测试不同温度条件下, 环氧沥青胶结料黏度随时间变化的情况。环氧沥青不同温度的黏度变化趋势图如图2所示。

从图中可以看出, 与温拌环氧沥青相比, 高温拌合型环氧沥青受时间和温度的影响较小, 在120min内环氧沥青的黏度没有明显的增长趋势, 说明高温拌合型环氧沥青具有较长的可施工时间。同时也可以看出温度从160℃提高至180℃, 高温拌合型环氧沥青的粘度迅速降低, 可施工性变好。

(2) 不同存留时间环氧沥青混合料的可施工性

论文通过将拌合后的高温拌合环氧沥青混合料放置175℃烘箱中保温不同的时间, 比较不同存留时间环氧沥青混合料的空隙率、稳定度指标的变化规律, 进一步分析高温拌合型环氧沥青混合料的可施工性, 具体试验结果如表4所示。

从试验结果可以看出, 高温拌合型环氧沥青混合料随着存留时间的延长, 混合料的空隙率逐渐变大, 马歇尔稳定度强度逐步降低。当环氧沥青混合料存留时间控制在120 min以内, 混合料的外观以及力学性能均未有改变;120 min后混合料开始出现结团、空隙率增加、稳定度降低的现象。这就要求在现场施工时, 当混合料出料温度控制在175℃左右时, 高温拌合型环氧沥青混合料的拌合、运输、摊铺和碾压应控制在120 min内完成。

3 高温拌合型环氧沥青混凝土施工工艺与质量控制[3,4]

3.1 环氧沥青混凝土拌合生产

高温拌合型环氧沥青混凝土拌和生产无需特定的设备, 采用普通的沥青拌和楼即可。除需专门设置环氧树脂投放口外, 其它方面和普通的沥青混合料生产几乎相同。

(1) 环氧树脂预热

如果施工期间气温较低, 在拌制高温拌合型环氧沥青混合料之前4~5 h, 需要预先将环氧树脂及固化剂适当预热至50~60℃。

(2) 环氧树脂添加

环氧树脂结合料添加采取机器添加或人工投入的方式, 按照拌合楼每锅混合料的拌和量, 事先计量主剂和固化剂的使用量并倒入混合容器里, 用搅拌器搅拌120 s以上, 然后移动到投入口附近, 随时准备投入到拌合楼里。

(3) 混合料的生产

根据各冷料仓流量试验确定的生产配合比设计热料仓集料、矿粉的质量, 投入拌缸, 先添加基质沥青拌和后出料量温, 直至矿料温度稳定在190℃左右。

当添加沥青的矿料的出料温度稳定达到要求后, 即可加入环氧沥青进行混合料的拌制。将混合料卸入临时热料斗中测温观察拌合效果, 要求混合料温度在170~185℃;温度高于190℃时, 混合料应当废弃处理。

高温拌合型环氧沥青混凝土干拌时间5~10 s, 湿拌时间45~50 s。

(4) 卸料

环氧沥青混合料装料时严格按照“后-中-前”的装料方式, 确保先拌和出的混合料先摊铺。

3.2 环氧沥青混凝土运输

环氧沥青混凝土对温度和时间非常敏感, 对运输环节须特别重视。

(1) 运料车应清理干净, 车厢内与混合料接触的部位涂层植物油作为隔离剂, 所有施工车辆进入施工区前, 轮胎必须清理干净;为防止运料车在运料过程中发生滴油、漏水现象, 每辆运料车发动机底部需用彩条布进行遮挡处理。

(2) 为防止环氧沥青混凝土降温过快, 料车必须用棉被覆盖保温。

(3) 运至现场的环氧沥青混合料, 必须在规定的时间内摊铺压实完毕。

3.3 环氧沥青混凝土摊铺

环氧沥青混凝土摊铺的关键是要在混凝土温度没有明显降低、施工时间没有超时的情况下及时按设计的厚度进行摊铺施工, 摊铺时应当有专人对混合料摊铺温度进行监控, 高温拌和型环氧沥青混合料摊铺时温度不得低于165℃。

(1) 摊铺时摊铺机应匀速行驶, 摊铺速度控制在2~4 m/min。

(2) 摊铺过程中每10 m测1次松铺厚度;螺旋布料器料位以略高于布料器2/3为宜, 防止摊铺层出现离析, 螺旋布料器尽量放置最低处, 防止产生过多的“死料”。

(3) 当出现局部缺料、混合料明显离析、表面明显不平整、死料等情况时, 在施工技术人员指导下安排专人处理。

(4) 摊铺过程中应安排专人定时对螺旋布料器及料斗中的“死料”进行清理。

3.4 环氧沥青混凝土碾压

环氧沥青混凝土摊铺厚度较薄, 降温速度快, 所以摊铺后应尽快进行初碾压。碾压应遵循紧跟、慢压的原则, 环氧沥青混凝土从拌和完毕到复压完毕的时间需控制在120 min以内。具体如表5所示。保证高温拌合型环氧沥青混凝土钢桥面铺装全幅施工, 碾压设备必须备足。

对压路机无法碾压的部位 (如落水口与缘石之间) , 可采用小型振动压路机或手持式夯锤压实。

3.5 接缝的处理

高温拌合型环氧沥青混凝土钢桥面铺装可以全幅施工, 不需设置纵向接缝, 同时施工过程中应尽量避免横向施工缝。确实无法避免时, 横向施工缝必须设置在钢箱梁两道横隔板中间位置, 且上、下层的横缝应错开1 m以上。铺装施工前, 应预先将钢箱梁横隔板位置标记出来。

3.6 环氧沥青混凝土鼓包处理

环氧沥青混凝土孔隙率低, 铺装表面易出现鼓包现象。环氧沥青混凝土铺装碾压完毕, 应派专人不断地检查是否有鼓包发生。当发现鼓包时, 应用直径3 mm的钢针由包顶插入放气, 并用环氧胶填满插孔。

3.7 环氧沥青混凝土养护

环氧沥青混凝土是随着环氧沥青的固化反应而强度增加。施工结束后要封闭交通进行养生。一般养护14 d左右便可达到设计强度, 具备开放交通条件。高温拌合型环氧沥青混凝土反应速度较温拌环氧沥青快, 环氧沥青混凝土自然养生马歇尔稳定度增长变化趋势如图3所示。

为准确掌握环氧沥青混凝土强度增长情况, 确保开放交通有据可依。现场可放置同期成型环氧沥青混凝土试件, 与施工完毕的环氧沥青同等条件养生, 通过马歇尔试件强度分析现场环氧沥青混凝土强度变化, 为开放交通提供依据。

4 结论

环氧沥青混凝土在特种铺装中使用越来越广泛, 环氧沥青混凝土的施工质量对其最终性能影响很大。论文结合泰州大桥钢桥面铺装实施, 对高温拌合型环氧沥青混凝土的生产、运输和碾压进行了较为全面的研究, 研究成果对类似项目有借鉴意义。

(1) 室内胶料粘度增长规律及混合料击实试验表明, 高温拌合型环氧沥青混凝土可施工时间最长可达120 min, 现场以120 min进行施工控制能够满足性能要求。

(2) 高温拌合环氧沥青混凝土施工过程中胶料与沥青按照比例添加, 胶料添加过程中可采用自动添加设备也可人工添加, 添加过程中应控制胶料的温度在50~60℃, 保证出料温度为170~185℃。

(3) 高温拌合型环氧沥青混凝土可施工时间较长, 摊铺过程中可以全幅施工, 取消纵向施工接缝, 可以有效减少铺装开裂。

(4) 高温拌合型环氧沥青混凝土碾压采用钢轮、胶轮、钢轮组合的碾压方式, 复压结束应控制在当车混凝土拌和完毕120 min以内。

(5) 施工结束后, 高温拌合环氧沥青混凝土需要养生14 d左右, 养生期较温拌环氧沥青混凝土缩短一半。

参考文献

[1]吴胜东, 黄卫.钢桥面铺装—润扬长江公路大桥建设 (第五册) [M].北京:人民交通出版社, 2006.

[2]吉林, 李洪涛.大跨径钢箱梁悬索桥环氧沥青混合料铺装技术[J].公路, 2005 (11) :74-76.

[3]JTG F40—2004公路沥青路面施工技术规范[S].

L型组合式电子垃圾高温焚烧炉 篇8

随着电子信息产业的快速发展, 电子垃圾的数量正以每年10%~15%的速度增长, 成为世界上数量增长最快的垃圾。我国是世界上电子产品消费大国, 每年因更新换代而废弃数量不少于700万t, 此外国外约70%的电子垃圾通过各种渠道流入中国, 我国正成为世界上最大的电子垃圾聚集地。在电子垃圾PCB中含有约40%的金属、30%的塑料及30%的惰性氧化物[1], 如果不回收, 不仅浪费宝贵资源, 而且污染环境。由于废线路板同时含有多氯联苯、含溴阻燃剂等, 对人体和环境的危害较大, 很难资源化回收利用[2]。当前, 我国对废线路板的资源化利用方法主要有湿法冶金法、热处理法和机械物理法[3], 在传统电子垃圾热处置装置中, 回转窑、鼓风炉、反射炉或冲天炉处置较为常见。回转窑焚烧技术具有较强的物料适应性, 物料预处理过程简单等优点, 是目前处理废线路板的主要方法[4,5]。这些装置处置电子垃圾时, 以处理块状废料为主, 炉内温度分布明显不均匀, 有机废料在炉膛上部进行低温裂解与不完全燃烧, 产生大量黑烟和灰尘, 尾气含有大量二噁英、呋喃等恶臭毒害成分。另外, 这些装置大多没有考虑供尾气氧化使用的二次燃烧室, 或二次燃烧室结构设计欠科学。王威平[6]公开了一种废线路板处置装置, 能处理粉末和块料, 但需要复杂的电力驱动装置, 此外, 粉状废料以直流方式喷吹流过转炉, 焚烧时间短;块料堆积焚烧, 焚烧点离转窑排烟口位置近, 中间产物焚烧时间短, 存在焚烧不完全和冒黑烟现象。艾元方等[7]公开了一种能处理废线路板粉末的U形熔炼装置, 将高温焚烧、保温熔炼和高温氧化等三区分开设置, 内腔联结成一体。本文研发一种结构简单、使有机废料完全燃烧且无有机尾气危害的L型组合式电子垃圾高温焚烧炉, 以适应当今社会节能减排形势需要。

2 电子垃圾高温焚烧原理

废线路板加工成粉状料, 炉内组织粉料高温空气燃烧和旋流燃烧, 实现毒害性成分在高温条件下彻底氧化, 以CO2、H2O、HCl和SO2等最终无机物形态排出。

废线路板完全焚烧反应方程式:

3 L形组合式电子垃圾高温焚烧炉结构及原理

如图1所示, L形组合式电子垃圾高温焚烧炉包括卧式焚烧炉和圆筒状立式焚烧炉, 焚烧炉之上布置焚烧炉。焚烧炉1卧式布置, 本体不转动, 焚烧炉2立式布置, 内腔呈圆筒状, 本体不转动。焚烧炉包括粉料旋流燃烧器、排烟口和内腔炉膛。沿气流流动方向上游焚烧炉的端墙上安装有旋流燃烧器, 下游焚烧炉的顶墙中心设有圆形排烟口。排烟口正上方布置焚烧炉, 排烟口中垂线和焚烧炉中心轴线重合。垂直于气流流动方向的焚烧炉内腔横截面可以呈圆孔状, 也可以呈“上底拱墙+下底反拱墙”的倒梯形状, 下底反拱墙可以防止因高温熔体浮力拔出耐火砖。焚烧炉排烟口两侧墙分别设置放铜口和排渣口, 底墙面沿气流流动方向向下游倾斜1°~2°。焚烧炉底面中心设有圆形进烟口。焚烧炉底面和焚烧炉顶墙之间留有50~100mm间隙, 此间隙不填充砖、棉或垫以便二次空气自由穿过。焚烧炉进烟口内径大于焚烧炉排烟口内径, 焚烧炉排烟口内径与焚烧炉内腔直径之比为0.4~0.6, 焚烧炉内腔高度与焚烧炉内腔长度之比<1.5。焚烧炉具有“组合式窑炉, 焚烧炉内腔独立设置和L型炉型”三个结构特征。

电子垃圾粉末或颗粒在小量压缩空气作用下被吹进焚烧炉旋流燃烧器, 掺入由旋流燃烧器送入的一次空气气流 (旋流气流) 中, 然后气粒两相流边螺旋前行边干馏热解燃烧, 到排烟口位置时完成了几乎全部燃烧反应。因排烟口面积小, 烟气以>60m/s速度喷出并进入焚烧炉内腔。在燃烧放热作用下, 铜金属被迅速加热到熔融状态, 并落下沉积于焚烧炉底部, 且缓慢地向排渣口和放铜口流动, 最后从排渣口排出熔渣, 从放铜口放出高纯度铜液。高温熔渣密度小于铜液密度, 熔渣和铜液自然分层。沿气流流动方向焚烧炉长度保证了足够的熔体流动和分离时间, 熔体流到焚烧炉内腔末端时熔渣和铜液能较理想地分层分离。电子垃圾被制成粉末状, 扩展了颗粒和空气接触表面积, 强化了燃烧氧化反应。焚烧炉组织旋流燃烧, 延长了未燃烬气在高温区的停留时间。

1-卧式焚烧炉、11-粉料旋流燃烧器、12-圆形排烟口、2-圆筒状立式焚烧炉、21-圆形进烟口、22-排烟口、23-紧急排烟口

烟气以>60m/s速度喷入焚烧炉内腔, 在烟气气流根部形成较大的负压, 能抽引卷吸外界空气 (充当二次空气) 进入烟气中。二次空气从焚烧炉与焚烧炉之间50~100mm间隙进入焚烧炉内腔, 补充混入排烟孔排出的烟气中。在排烟口负压和焚烧炉高度形成的抽吸力作用下, 烟气在焚烧炉内腔发生湍流扩散燃烧氧化反应。扩散燃烧火焰长度长, 焚烧炉内腔高度大于火焰长度, 焚烧炉内腔高度设计能保证足够的烟气氧化时间, 烟气流到排烟口时完成了全部氧化反应。50~100mm间隙设计使得二次空气从烟气流根部混入, 强化了烟气和二次空气的混合燃烧, 强化了焚烧炉内腔的高温湍流氧化作用。焚烧炉进烟口内径大于焚烧炉排烟口内径, 从排烟口喷出火焰能全部置于焚烧炉内腔中, 防止烟气外泄而污染车间现象出现。

卧式焚烧炉正常温度维持在1300~1400℃范围, 立式焚烧炉温度维持在1100~1200℃范围, 两焚烧炉内腔温度分布均匀, 焚烧炉排烟口的尾气含氧体积浓度>6%, 烟气流过两焚烧炉时间>2s。

4 L形组合式电子垃圾高温焚烧炉关键技术

L形组合式电子垃圾高温焚烧炉关键技术有:旋流燃烧、低压引射补风、湍流扩散燃烧和高温均匀燃烧。

首先, 通过在焚烧炉端墙设置旋流燃烧器, 用来组织废料旋流燃烧。“旋流燃烧”技术特征带来的直接技术效果是:延长可燃物在高温区的停留时间到>2s, 从而保证有机废料颗粒和中间燃烧产物能够完全燃烧, 增加炉料供热量, 回流区流动能变为湍动能, 扰动增强, 强化热质交换;而且旋流燃烧器对周围介质具有较高的卷吸率, 在出口处能够快速地进行混合, 使气流旋转强烈, 从而形成高温回流区, 提高了火焰的稳定性, 同时也增大了炉膛空间的有效利用率, 增强了装置的运行经济性。

其次, 小量的二次空气通过50~100mm间隙, 借助于烟气根部负压抽吸力混入烟气中。“低压引射补风”技术特征带来的直接技术效果是:从高速烟气气流根部补充二次空气, 二次空气和烟气混合均匀, 利于降低焚烧炉内腔火焰高度、利于烟气完全氧化。补充的二次空气流量大小与烟气根部负压有关, 烟气流速越高, 二次空气量就越多, 实现二次空气流量自适应自动控制调节, 且密封性好。两焚烧炉内腔分开, 废料焚烧和烟气氧化两过程可独立调控, 节省了占地面积, 空间利用率高;而且, 焚烧炉内腔和高温熔体接触的耐火砖层砖缝按Ⅰ类要求砌置, 和高温气体接触的耐火砖层砖缝按Ⅱ类要求砌置, 焚烧炉耐火砖层砖缝按Ⅱ类砌体要求砌置。焚烧炉可以是多节串联而成, 节与节之间布置耐火垫圈后用法兰连接。这使焚烧炉不承担焚烧炉的重量, 增强了高温条件下装置运行安全性。

同时, 烟气通过排烟口时, 由于截面缩小, 流速增大, 形成湍流, 并从50~100mm缝隙抽吸额外空气, 使得焚烧炉内腔发生烟气湍流扩散燃烧氧化反应。“湍流扩散燃烧”技术能在焚烧炉进烟口附近形成高温燃烧区, 并延长烟气停留时间, 为烟气完全氧化创造有利条件, 从源头上抑制二噁英生成所需的中间反应物质 (如苯、甲苯和乙苯类化合物) , 改善了燃烧区域的结渣与化学反应的腐蚀问题。开口少, 密封性好, 加上炉内微负压操作, 减少有毒害性气体外泄。

此外, 焚烧炉内腔温度维持在1300~1400℃范围内, 焚烧炉在1100~1200℃范围, 两焚烧炉温度分布均匀。“高温均匀燃烧”技术能够增大燃烧反应速度, 最大限度地回收高温烟气的物理热, 从而大幅度节约能源, 并提高热工设备热效率, 同时减少了对大气的温室气体排放;通过组织贫氧燃烧, 扩展了火焰燃烧区域, 火焰边界几乎扩展到炉膛的边界, 使得炉内温度分布均匀, 加强炉内的传热, 避免了传统焚烧装置内腔温度分布不均匀带来的低温裂解与不完全燃烧问题。尾气成分中无二噁英低温合成所需的苯类化合物成分, 烟气净化系统无需考虑尾气急速冷却设计问题, 可选用无废液二次污染的干法尾气净化工艺。

高温焚烧炉适用于低品位发热量>3300kJ/kg、挥发份含量<60%的各种电子垃圾资源化处置使用。

5 L形组合式电子垃圾高温焚烧炉性能指标

试验结果表明:焚烧炉铜铅金银等金属回收率达到98%;无废气废渣污染;能彻底无害化处理尾气, 尾气无炭黑排放、林格曼黑度为1, 尾气有毒害污染物排放达到GB18484-2001危险废物焚烧污染控制标准要求, 苯类化合物<0.1mg/m3、二噁英含量<0.02ngI-TEQ/Nm3;熔渣流动性好, 固渣浸出毒性鉴别达到GB5085.3-1996危险废物鉴别标准要求。

摘要：为了克服传统转窑、鼓风炉、反射炉或冲天炉处置废料时炉膛上部温度低, 存在有机废料低温裂解与不完全燃烧而污染环境等缺点, 研发了一种使粉末状电子垃圾完全燃烧和有毒害性尾气完全氧化的L形组合式电子垃圾高温焚烧炉。该焚烧炉包括一个卧式焚烧炉和一个圆筒状立式焚烧炉, 具有“组合式炉, 焚烧炉内腔独立设置和L字形炉形”三个结构特征, 集成“旋流燃烧、低压引射补风、湍流扩散燃烧和高温均匀燃烧”等四个技术优势。

关键词：L形焚烧炉,电子垃圾,热解,高温焚烧,旋流燃烧器

参考文献

[1]龙来寿, 孙水裕, 钟胜.真空热解预处理对回收废线路板中铜的影响[J].中国有色金属学报, 2010, 20 (4) :795~800.

[2]陈宇.废线路板树脂粉末资源化处置利用技术可行性分析[J].环境与可持续发展, 2012, 37 (3) :61~63.

[3]郝娟, 张洪, 王兴涌.煤粉与废线路板混合燃烧特性[J].中国矿业大学学报, 2012, 41 (3) :493~497.

[4]李春雨.典型危险废物在两段式回转窑焚烧系统内的热处置和结渣特性研究及其应用[D].杭州:浙江大学, 2011.

[5]何世科.废线路板焚烧冶炼炉操作参数仿真优化[D].长沙:中南大学能源科学与工程学院, 2014.

[6]王威平.处理废线路板的熔炼装置[P].实用新型ZL200920118074.x, 授权日, 2010-02-17.

耐高温型论文 篇9

注凝成型是美国橡树岭国家重点实验室 (Oak ridge national laboratory) 于20世纪90年代发明的一种新颖的陶瓷胶态成型技术, 即传统的陶瓷工艺与有机聚合物相结合, 将高分子单体聚合的方法灵活地引入到陶瓷成型工艺中, 通过制备粘度低、固相含量高的陶瓷浆料来实现净尺寸成型、高强度、高密度、均匀性好的陶瓷坯体[1,2,3,4]。注凝成型方式与其他陶瓷成型方式如:注浆成型、流延成型、胶态振动注模成型、注射成型、挤压成型、轧膜成型 (压延成型) 、干压成型等相比, 具有以下优点: (1) 可用于成型多种陶瓷体系—单相的、复相的、水敏感性的和不敏感性的等, 且对陶瓷粉体无特殊要求, 可用于陶瓷厂大批量生产陶瓷制件; (2) 制备的生坯强度高, 可进行机械再加工, 实现净尺寸成型; (3) 无须贵重设备, 且对模具 (金属、玻璃、塑料、石蜡材质的均可) 无特殊要求, 是一种低成本技术[5]。目前, 随着高温结构陶瓷的发展, 此技术也应用于热交换器、超音速飞机发动机和火箭燃烧室内壁等隔热衬层, 燃气涡轮、汽车轮机的机头、定子和叶轮[6]等高温部位成型, 单一的成型方式已经无法满足高温结构陶瓷在制备形状和性能上的要求, 而注凝成型却因其模具材质简单形状可多元化[7]、成本低廉、工艺简单、制备的坯体力学性能优异等特点在高温结构陶瓷领域 (如单元体系的碳化硅 (Si C) [8]、氧化锆 (Zr O2) [9]、氮化硅 (Si3N4) [10]、氧化铝 (Al2O3) [11]以及多元体系的增韧氧化锆 (Zr O2) [12]、纤维增强氧化物、颗粒增强氧化物陶瓷等) 得到了普遍的应用和快速的发展[13,14]。

1 注凝成型工艺及机理

1.1 成型工艺

注凝成型工艺主要包括浆料制备、注模成型、脱模干燥和制品烧成四个阶段。首先把陶瓷粉体和加有单体、交联剂、分散剂等有机物的预混液按照一定的体积比混合搅拌 (或球磨) , 制备出固相含量高 (>50 vol%) 、低粘度 (<1 Pa·s) 的稳定悬浮浆料。其次在消泡剂 (真空搅拌除气或震动除气) 的作用下进行消泡脱气处理后, 加入引发剂和催化剂后注入模具。在催化剂和引发剂的作用下, 凝胶过程完成后进行脱模得到湿坯, 湿坯在严格要求的环境条件下进行干燥, 形成陶瓷素坯。最后将干燥的素坯按照确定的温度制度排胶以及烧结后形成致密的陶瓷制件。

1.2 凝胶机理

注凝成型采用的单体大多为丙烯酰胺, 丙烯酰胺体系的凝胶机理为:在浆料溶液的配置过程中, 首先在催化剂或者能量 (如加热) 的条件下引发剂分解成为初级自由基, 然后初级自由基引发单体以及交联剂称为单体自由基, 在链引发阶段形成的单体自由基, 仍具有活性, 能打开第二个烯类分子的派键, 形成新的自由基, 新自由基活性并不衰减, 继续和其它单体分子结合成单元更多的链自由基, 在进行链增长反应的同时发生交联反应而形成大分子凝胶体 (像其他AZIP和AZAP体系都不需要催化剂, 在特定条件下会发生反应, 凝胶固化) 。使悬浮体中的有机单体聚合交联形成三维网络骨架 (聚丙烯酰胺) , 从而将悬浮体内陶瓷颗粒原位固化, 使液态料浆转变成具有一定强度和柔韧性的坯体[5]。

1.3 注凝成型工艺的影响因素

影响注凝成型工艺的主要因素分为三大类:第一类主要是固相的性能, 包括固相粉体的化学成分, 晶体结构, 形貌特征 (粉体粒径大小及尺寸分布、粉体的形状) , 表面性质 (表面能、表面酸碱性和官能团) , 第二类主要是固-液体系的性质, 包括固体-液体之间的相互作用力, 颗粒的分散状态, 浆料的流变性以及固相含量。第三类, 主要是工艺过程中分散剂的选用, PH对浆料的影响, 湿坯脱模干燥等[15]。

2 高温结构陶瓷注凝成型的单体体系发展状况

目前在高温结构陶瓷领域, 注凝成型工艺使用的单体基本上为丙烯酰胺 (AM) 体系, 丙烯酰胺体系的研究开发使用已经非常成熟, 但丙烯酰胺具有神经性毒性, 在使用中对环境会造成一定的污染, 影响了工艺的产业化发展。针对此问题, 发展低毒或者无毒的单体体系来优化注凝成型工艺成为热点。目前主要几种单体体系研究如下:

2.1 HEMA体系

蔡锴等[16]利用低毒的甲基丙烯酸羟乙脂 (HEMA) 体系来注凝成型Al2O3陶瓷, 得到低粘度高固相含量 (>50 vol%) 的浆料悬浮液, 成型干燥后素坯表面光滑, 内部具有均匀的显微结构, 强度可达18 MPa。

2.2 DMAA体系

许海仙等[17]利用低毒的N, N-二甲基丙烯酰胺 (DMAA) /N, N一亚甲基双丙烯酰胺 (MBAM) 凝胶体系来替代丙烯酰胺体系制备超细Zr O2陶瓷, 浆料固相含量达52 vol%, 得到的生坯密度比较高, 弯曲强度近30 MPa且表面比较光滑。

张超等[18]采用低毒的单体N, N-二甲基丙烯酰胺 (DMAA) 制备氧化锆增韧氧化铝 (Zr O2/Al2O3) 陶瓷坯体, 浆料固相含量为50 vol%, 干燥过程中坯体不弯曲, 表面不开裂, 不起皮且制备的坯体结构均匀, 弯曲强度达到25 MPa, 可满足机械加工的要求。

Wei Wan等[19]利用低毒的水溶性单体N, N-二甲基丙烯酰胺 (DMAA) 制备Si O2陶瓷坯体, 当单体含量为2 wt%时, 浆料固相含量达到64 vol%, 素坯的弯曲强度可达15.3 MPa。坯体表面光滑不起皮开裂, 烧结后坯体线收缩率仅为5.2%, 密度达1.95 g/cm3, 弯曲强度可达67.4 MPa。

Zhang等[20]采用低毒的单体N, N-二甲基丙烯酰胺 (DMAA) 制备ZTA陶瓷, 浆料固相含量可达90 vol%, 素坯机械强度可达21 MPa。在1600℃烧结后, 线收缩率为16.3%, 显气孔率为0.1%, 相对密度为98.5%, 坯体内部致密且结构均一, 弯曲强度为643.3MPa, 断裂韧性约为6.3 MPa·m1/2左右。

2.3 HMDA体系

Sujith等[21]采用HMDA和多聚甲醛作为低毒的单体制备Al2O3陶瓷坯体, 浆料固相含量为50 vol%, 随着HMDA与多聚甲醛的含量 (体积) 比从1.1增加到1.5, 素坯的抗压强度从11.2 MPa上升到88.7 MPa, 干燥后抗压强度从6 MPa增加到11.7 MPa, 理论密度约97%。

2.4 MAM体系

Koichi[22]利用低毒的MAM体系制备形状复杂的Al2O3/Ni复合材料, 浆料固相含量可达到51.5 vol%, 单体MAM与交联剂MBAM的最大比值为5, MAM的最佳用量为5~8%, PH为7.5时, 浆料的粘度比较小, 性能也比较稳定。干燥后坯体的收缩率为4.06~4.72%, 弯曲强度约3.84 MPa, 在1500℃下无压烧结后的坯体的总收缩率为21.45%, 理论密度为99.27%, 气孔率很小, 坯体内部致密均一, 三点弯曲强度可达到587 MPa。

2.5 PEG (400) DMA体系

Wu[23]利用PEG (400) DMA替代部分单体丙烯酰胺 (AM) 做交联剂制备3YSZ陶瓷, 当PEG (400) DMA含量为粉体的3.5%时, 在室温下固化会出现坯体表面起皮现象, 在70℃下凝胶固化坯体表面不会起皮, 固化温度作为影响坯体起皮的一个重要因素, 这是因为在70℃下, PEG (400) DMA对坯体的氧阻聚速率大于浆料的凝固速率。

2.6 N-羟甲基丙烯酰胺体系

李鑫等[24]采用低毒的N-羟甲基丙烯酰胺 (N-methylolacrylamide) NMAM单体替代丙烯酰胺单体注凝成型制备Al2O3陶瓷, 利用其分子中共轭的双键易发生聚合反应, 生成的聚合物由于羟基的存在而与水相溶比较容易。利用自制的聚丙烯酸铵 (PMAA-NH4) 做分散剂, 注模的浆料粘度达345.3 m Pa·s, 固相含量可达56 vol%, 成型的坯体强度达到32 MPa, 易于进行机加工。

郭文利等[10]利用低毒廉价的N-羟甲基丙烯酰胺 (N-methylolacrylamide) NMAM体系注凝制备纳米Si3N4陶瓷, 仅用3 wt%的单体就可制备固含量达40%的浆料, 注模所得的素坯抗弯强度可达13 MPa, 可进行机加工。

2.7 无毒大分子体系

在低毒的单体凝胶体系基础上, 发展了无毒的大分子凝胶体系, 如甲基纤维素加热下凝胶来替代丙烯酰胺体系, 但是制备的料浆的粘度较高, 生坯的强度较差, 气孔率较大, 坯体烧结收缩大, 很难达到高性能的材料。Jean等[25]采用无毒的琼脂糖单体制备了Zr O2陶瓷, 谢志鹏等[26]利用无毒的琼脂糖凝胶大分子体系制备了Al2O3陶瓷。在利用琼脂糖凝胶体系的注凝成型系统中, 由于琼脂糖大分子在常温下不易溶于水 (溶点80℃) , 需在较高温度环境下溶于水后才能进行浆料的制备, 注模前浆料需要升温至一定温度 (40~80℃) , 容易造成部分水分蒸发, 浆料体系性质随之也发生改变。琼脂糖凝胶点 (37℃) , 在此温度下, 琼脂糖大分子之间开始凝胶, 形成三维网络结构, 粘度急剧增大, 不易注模, 给工艺操作带来不便。Murat等[27]采用壳聚糖注凝成型Zr O2和Al2O3陶瓷, 生坯的固含量达到48~50 vol%, 在室温下使单体发生聚合, 而且干燥时间较短, 但是发现同含量、低粘度的Zr O2浆料很难制备。Dong等[28]研究了水溶性环氧树脂体系注凝成型Zr O2陶瓷, 但制备的固相量为53.7 vol%的浆料粘度较大, 且生坯强度较低。此外, 酶催化明胶[29], 果胶大分子, 爱尔兰台胶, 藻酸盐等的应用也有报道。

3 注凝成型分散剂的影响

3.1 分散剂的选择要求

分散剂是利用静电斥力和长的高分子链形成的水化膜起位阻层作用, 有效地防止颗粒之间的絮凝团聚沉淀, 使原料中的各组分能均匀地分散在介质中。分散剂在液相中有两个作用:一是吸附作用, 降低界面的表面张力;二是胶团化作用。但并不是所有的分散剂都适用于高温结构陶瓷粉料的注凝成型工艺, 由于分散剂的种类很多, 选择需按照一定的原则。针对不同的体系, 分散体系的物理化学特性差别比较大, 分散机理比较复杂, 一般通过测定浆料的黏度、沉降度、Zeta电位、PH值等各种参数来确定分散剂对浆料稳定性的影响, 并随时来调节各种因素, 便于选择最佳的分散剂。焦宝祥等[30]研究聚乙二醇、柠檬酸铵、聚甲基丙烯酸的铵盐和钠盐及聚丙烯酸的铵盐和钠盐, 在相同用量及同等工艺条件下, 发现聚丙烯酸盐分散效果最好, 且聚丙烯酸的铵盐和钠盐做比较后, 发现铵盐的分散效果更好, 且铵盐更易排除。

3.2 分散剂的分类

按照化学组成分散剂分类如表1所示。

3.3 分散剂的用量要求

分散剂在高温结构陶瓷注凝成型的过程中, 其用量是至关重要的。随着分散剂的加入, 陶瓷浆料粘度逐渐降低, 分散剂超过一定量后, 浆料粘度不会下降反而可能增加。分散剂过量时, 粉体吸附的分散剂达到单层饱和状态, 使进入液相的自由分散剂分子浓度增加, 对产生桥联作用, 而粉体使用含量低的情况下, 浆料粉体间的作用加强, 浆料粘度加大。对于具有高固相含量的分散体系, 当加入分散剂的量不足或过大, 均会导致Zeta电位降低, 可能引起浆料絮凝。纳米Zr O2陶瓷粉体易团聚不易分散, 但是Cesarano等[31]的研究表明, 只需添加质量分数为1%的PAA和PMAA的铵盐或钠盐, 就可对Zr O2陶瓷悬浮液达到很好的分散效果。

3.4 常见的几种分散剂的性质

常见的几种分散剂的性质如表2所示[32,33]。

3.5 凝成型分散剂应用的发展

由于注凝成型工艺对陶瓷粉体没有过高的要求, 所以分散剂目前已应用于很多单组份陶瓷粉体体系, 在高温结构陶瓷里, 主要的单组分体系陶瓷有Al2O3, Zr O2, Si C, Si3N4等, 分散剂选取相对容易。而对于多元复相材料体系是较难的, 因为不同的粉料其等电点不同, 在同一分散体系中等电点一般不易重合或接近, 各种粉料很难同时达到较好地分散, 往往是一种粉料 (或几种) 得到较好分散, 而另外一种 (或几种) 分散较差, 这就给复合材料 (如氧化锆增韧, 碳化硅基, 氮化硅基等陶瓷体系) 料浆的制备带来了困难。

李安明等[34]用聚丙烯酸铵溶液 (PMAA-NH4) 做分散剂, 注凝成型A12O3异形陶瓷。利用PMAA-NH4电离形成有机酸根离子 (A-COO-) 吸附在A12O3颗粒表面, 使Zeta电位升高。另外, 颗粒表面吸附有机物长链后, 当其它颗粒试图靠近时, 有机物长链的相互重叠会使自由能升高, 起到位阻作用, 使固相粉体颗粒免于团聚。

Kakui等[35]以聚乙烯亚胺 (PEI) 为分散剂, 分析了氧化铝乙醇浓悬浮体中陶瓷颗粒间的相互作用, 发现接枝PEI比线型PEI更容易产生短程空间斥力, 从而实现陶瓷颗粒的分散稳定。

梁慧燕[36]在制备单相组分的Zr O2陶瓷时, 注凝成型过程中对比了三种分散剂TH-241, TH-904和D-309对浆料的沉降高度, 发现静电位阻型的TH-241对纯的Zr O2粉体的Zeta电位的绝对值提高了16.9 m V, 用量为2.8%时得到了浆料分散性良好, 固相含量达38%的坯体强度较高的材料。

王培培等[9]利用E80 (工业分散剂) 作分散剂, 对单相Zr O2陶瓷粉体进行了分散研究, 成功制备了陶瓷水泵叶轮。

Xie[37]研究了纳米Zr O2浆料中的分散剂及可溶性反离子 (counter-ion) 对悬浮体黏度的影响, 通过测得Zeta电位, 发现聚丙烯酸铵是很好的分散剂, 对于提高Zeta电位及打破粉体的团聚具有积极的作用, 要获得高固含量的悬浮体, 需消除可溶性反离子的影响及采用合适的分散剂。

王峰等[38]采用四甲基氢氧化钠 (TMAH) 溶液作分散剂制备Si3N4陶瓷浆料。分散剂加入量为6% (相对于氮化硅固相体积比) , 浆料具有最好的流变性。制备得到固相体积含量大于50 vol%, 具有良好流变性的浆料。铸模成型干燥后, 素坯的弯曲强度达27 MPa, 常压烧结后Si3N4陶瓷具有优异的力学性能, 其弯曲强度为730 MPa, 断裂韧性高达8.8 MPa·m1/2。

4 增塑剂对注凝成型的高温结构陶瓷素坯影响

在高温结构陶瓷注凝成型工艺中, 注模时坯体表面由于氧气存在而阻碍单体凝胶聚合, 使其表面容易起皮开裂 (坯体表面微观的缺陷, 在烧结过程中会扩展, 影响材料的力学性能等) , 因此注模时需在氮气气氛保护下进行, 但这对工业化生产势必会造成资源浪费[39]。近几年来, 发现高分子的加入可以有效消除凝胶注模成型陶瓷坯体表面起皮现象。该方法主要是在陶瓷料浆的组分中引入一个新的组分—非离子水溶性高分子, 例如聚乙烯醇 (PVA) , 聚乙烯吡咯烷酮 (PVP) , 聚丙烯酰胺, 聚氧化乙烯, 褐藻酸钠等, 在凝胶注模成型过程中对陶瓷坯体表面起皮现象具有抑制作用, 同时可以提高坯体的强度。

易中周[40]将1.5%的PVA加入丙烯酰胺单体溶液中注凝成型制备Al2O3陶瓷, 有效地改善了坯体表面的脱粉现象, 但是坯体强度略有降低。

马景陶等[41,42,43]利用注凝成型制备Al2O3陶瓷时, 在丙烯酰胺单体溶液中加入适量的水溶性高分子聚乙烯吡咯烷酮 (PVP) , 利用PVP的增稠作用和PVP分子间的氢键作用在表面处起到粘结粉体的作用, 有效地克服在空气气氛下单体聚合形成凝胶网络的氧阻聚问题, 从而消除了坯体表面起皮现象, 达到精确控制坯体尺寸的目的。同时还利用水溶性高分子聚丙烯酰胺 (含量2.8%) 对Al2O3陶瓷浆料进行分散, 达到阻碍脱模后的坯体在干燥过程中表面起皮掉粉现象, 坯体的弯曲强度从原来的37 MPa增加到43 MPa。同时还在注凝成型体系中以聚乙二醇 (PEG) 为分散剂, 对Al2O3陶瓷浆料分散性进行了研究, 得出PEG为1.3%时为最佳添加量, 它在降低浆料的Zeta电位的同时, 增加了浆料的粘度, 抑制了坯体表面起皮现象, 确保了坯体机械性能。

张玉军等[44]在注凝成型制备Al2O3陶瓷过程中, 在预混液中加入适量的聚乙二醇 (PEG) , 通过PEG的增稠作用和PEG分子之间的氢键在坯体表面起到粘结粉体的作用, 而不是直接抑制PAM链上的过氧自由基的形成, 使其继续聚合有效地克服了单体聚合的氧阻聚问题, 消除坯体的表面起皮现象。

Li等[8]在丙烯酰胺单体溶液中加入适量的聚乙烯乙二醇 (PEG) , 克服了在空气气氛下单体聚合形成凝胶网络的氧阻聚问题, 消除了Si C陶瓷坯体表面起皮现象, Si C粉体用量为2.5%时, 表面致密且具有与素坯整体相近的硬度。当聚乙烯乙二醇 (PEG) 含量更高时, 可以进一步提高陶瓷坯体的机械强度。

余娟丽[45]等在丙烯酰胺体系 (AM) 溶液中添加少量的聚丙烯酰胺 (PAM) 防止凝胶注模过程中坯体表面产生起皮, 它可克服凝胶注模过程中因氧阻聚而使与空气接触部分的坯体表面产生起皮剥落。利用提高有机单体的添加量而形成的大量凝胶分子在高温分解排出的过程中产生的小孔和微孔, 来制作微多孔Si3N4陶瓷, 陶瓷弯曲强度高达137 MPa以上, 气孔率高达50%以上, 孔中径小于1µm。

5 注凝成型的高温结构陶瓷坯体脱模干燥

对刚脱模的高温结构陶瓷湿坯体进行干燥, 若直接放在干燥箱中进行干燥, 坯体由于失水速率不均匀, 内部残余应力的存在使其坯体发生变形 (如翘曲) 和开裂 (高温结构陶瓷在注凝成型制备过程中, 坯体内部稍有微裂纹, 在后期的机加工和烧结过程中会进一步降低机械强度, 使用过程中寿命减短) , 故干燥需在严格的湿度、温度环境下进行[46]。

厉彦刚[47]对Al2O3陶瓷脱模的坯体进行热温干燥、高湿干燥 (湿度65~75%) 和液相干燥 (一定浓度的聚乙二醇溶液) , 得出高湿干燥和液相干燥比热温干燥效果好, 且坯体不易发生弯曲变形, 可以保证坯体在不同的干燥区域干燥速率比较均匀, 从而实现完全干燥。

利用“相似相溶”原理和“浓差扩散”原理, 采用低表面张力的液体将坯体内部高表面张力的液体置换出来, 从而降低毛细管力, 使得干燥过程可以安全进行;当内部自由水排除后, 干燥进入第二降速阶段, 此阶段为坯体内部结合水排除阶段, 此阶段由于含水量低, 也不易引起坯体干燥变形。郑志平等[48]将Ba Ti O3半导体瓷放在不同浓度的聚乙二醇 (PEG) 溶液里干燥, 溶液浓度越高, 坯体失水速率越大, 干燥速率较快, 在聚乙二醇溶液里完成大部分收缩, 由于PEG溶液可以和坯体的所有表面接触, 因此可提供更均匀的干燥介质, 从而减小在干燥过程中坯体产生的内应力, 接着在室温空气中或加温干燥, 不会引起坯体变形开裂。

王金峰等[49]采用聚乙二醇 (分子量为10000) 溶液对制备的Zr O2陶瓷素坯进行干燥, 随着溶液浓度的增加, 坯体的脱水速率不断增加, 干燥时间下降;干燥的试件尺寸越大, 干燥速率越小;固相含量越低, 干燥脱水速率越快。脱模的素坯在聚乙二醇溶液中脱水至平衡时, 取出放在室温环境下自然干燥一段时间后, 再放入干燥箱中进行干燥, 得到的坯体表面光滑, 不起皮开裂。

杜蛟等[50]对注凝成型的Zr O2陶瓷素坯采用水基的聚乙二醇溶液和非水基 (乙醇) 的聚乙二醇溶液进行干燥, 分别用不同浓度的溶液作对比, 水基的聚乙二醇溶液干燥速率比非水基的干燥速率慢, 但是干燥的坯体均匀, 表面不易起皮开裂。

6 结语

耐高温型论文 篇10

1 我国电力企业的锅炉设备规范及运行状况

1.1 锅炉设备规范

火力发电是我国最早开始的发电方式之一, 主要因为我国拥有丰富的煤炭资源能够为火力发电提供能源保障, 火力发电经过长时间的发展已经总结出来一套非常规范的管理制度。国家对于锅炉设备的检查制定了非常详细的内容, 地方也有对锅炉设备检测的规定, 发电企业经过实践经验也有自己对锅炉设备的检查标准而且它的检测标准甚至会超过国家级及地方的检测标准。严格执行对锅炉设备的检测是企业安全运行的最根本保证。

1.2 运行状况

经过一代又一代电力行业人员的辛勤努力, 电力行业中因为对锅炉设备检测不全面造成的安全事故越来越少, 新一代的电力安全管理人员应该虚心学习前辈留下来的宝贵经验, 从中吸取养分不断学习新的锅炉检测知识, 保证企业锅炉设备的安全运行。

1.3 电力锅炉经过长时间运行容易出现的问题

根据调查显示电力锅炉经过长时间运行容易出现安全隐患问题例如高温炉烟管的变径管漏烟漏、变径节的裂纹、变径管与混合室连结的横向焊口都有断裂口等一系列安全隐患问题。锅炉产生的裂纹都是用毫米来计算的, 在安全检查中很难被肉眼发现, 因此在对锅炉日常检测除了仔细认真以外要学会借助先进的检测设备。日常检查是发现安全隐患的关键, 不能存在想当然的思维观念。

2 技术关键

1) 发电设备选用的材料必要经过国家专门检查机构的检测以后才能够投入到使用中, 未经检测或者是检测不合格的材料绝对禁止使用。

2) 测试高温炉烟管道实际热性能指标, 对实际获取的数据进行理论分析, 研究影响热膨胀受阻处的方方面面原因并且寻找解决方法。

3) 对多种材料进行情景模拟实验, 综合评价它们技术指标, 最终选择性价比最高、稳定性能好的材料。选择材料时绝对不能冒险主义, 一切以安全为前提。

3 国内锅炉外保温高温炉温管道现有技术状况

在解决燃煤中水分的问题通常是充分利用锅炉的高温炉烟对其进行处理, 这样做的目的是为了充分利用资源同时还能够提高燃煤的发热量, 对其的材料要求是耐高温, 容易出现安全隐患的环节是内保温管道的耐火层容易脱离, 因此在设计锅炉时通常采用用ZG3Cr25Ni9Si2, ZG2Cr25Ni9Si2, ZG3Cr25Ni14Si2NRe铸钢等材料的外保温结构。

根据经验总结锅炉安全运行超过两千小时以上及高温炉烟管道起停切换运行二十次左右, 在与混合室联接环联接的变径管段或直管段母材出均会出现裂纹情况。

4 对变径节 (管) 母材破裂和A402电焊条焊缝宏观裂纹裂断的原因分析

4.1 主要针对锅炉标高38.5米处, 外保温变径节 (管) 损坏的原因分析

1) 影响变径节母材破裂的首要原因是材料的质量问题和制作质量, 设计母材为ZG2Cr25Ni9Si2铸钢, 砂眼多, 影响最终制作质量的关键是淬水固溶热。

2) 通过对产生的管变径节裂纹末端检验发现, 主裂纹为沿晶裂纹, 同时这种裂纹的同性问题是它的末梢都会有腐蚀裂纹。

4.2 对 (A402电焊条) 焊缝损坏的原因分析

晶间腐蚀裂纹是奥氏体基体金属和焊缝金属损坏的一个重要原因。

1) 晶间腐蚀裂纹产生的概率一般要远远超出普通基体裂缝, 主要原因是它承受的焊缝应力大

2) 在焊接操作之前对其进行的清理工作不彻底也能够造成焊缝损坏, 另外一个重要原因是技术人员的技术能力也是直接影响到焊缝质量好坏的重要原因。

3) A402焊条的本身组成元素也是影响晶间裂缝产生的客观因素。

5 变径节 (管) 改造方案

改外保温变径节为由内保温向外保温过渡的变径节 (管)

温度的变化造成了变径节的热胀冷缩, 如果变径节的设计是有外变内再到外就能够很好的解决热胀冷缩的问题。变径节各个环节选择的材料应该充分考虑, 例如应选择多厚钢板、纤维毡的耐火性能等材料因素。在变径管与各保温直管段的连接处, 温变梯度可能仍然较大, 为此加装了长达300~350mm的内套管。为防止漏烟, 此处采用法兰联接。其中, 与直管焊接的法兰螺孔为向中心扩张6mm的长孔, 以吸收径向膨胀位移。

6 结论

高温炉烟管变径节由原来的外保温改为由内保温向外保温过渡的变径节 (管) 下端法兰连接, 法兰螺孔向管中心扩张6mm的长孔, 内装长300~350mm套管结构, 可以确保变径节整体直径方向的自由膨胀。变径节上半段钢壳、中部加强板的温度在400℃以下, 采用碳钢是可靠的。

对高温炉烟管变径改造的目的是解决存在的裂缝安全隐患问题实现发电企业的安全运行。

摘要：安全是企业生产的生命线, 任何一项新的技术或是新的设备投放到企业的生产中之前都必须保障安全可为前提。随着我国人均用电及企业用电的快速提升迫使电力事业的快速发展, 大型发电机组在行业中的应用已经是斯通见惯, 虽然我国的发电方式有很多种, 但是火力发电依旧是我国的主要发电方式。火力发电的核心装置是锅炉。现在国家对环保的要求越来越严格, 与此同时现在锅炉的设计相比以前火力发电初期锅炉的设计要复杂很多, 与其配套的设备技术指标要求也很高, 特别是材料的耐高温性能。现在很多发电厂都面临着高温锅烟管道变径改造的问题。