混合比例范文

混合比例范文（精选5篇）

混合比例 第1篇

1、沥青混合料配合比设计

1.1 原材料选择

要综合考虑各种因素, 才能选择最为合适的石料厂。为此, 主要应从以下几方面进行考察:1) 石料的物理化学性质;2) 运距、价格能否满足施工需要;3) 各项技术指标是否合格。

1.2 原材料试验

首先, 要在石料厂选取有代表性的石料, 然后在试验室进行原材料筛分试验, 最后进行其他技术指标试验。具体为:1) 细集料的质量技术要求主要有:视密度和砂当量;矿粉应检测:视密度、颗粒范围、含水量和亲水系数;2) 粗集料质量技术指标主要有:压碎值、视密度、吸水率、对沥青的粘附性、坚固性和细长扁平颗粒含量;3) 沥青应检测三大指标:延度、针入度和软化点。

1.3 沥青混合料配合比设计

根据原材料的筛分结果, 在计算机上进行配合比设计, 计算机对于手工图解法来说, 更加准确、方便和快捷。计算机可以对拌和机调试生产配合比做出快速反应, 使沥青混合料的配合比更加精确、稳定, 并可直接打印出计算结果和级配曲线。进而可以根据筛分结果, 设计出几种不同的配合比方案供参考, 混合料的粗细在级配曲线范围内可以根据需要调整, 并通过对比优化, 找出最为理想的、经济适用的配合比方案。如果原材料的级配太差, 根本无解, 计算机会通知更换原材料。

1.4 进行室内马歇尔试验

1) 将各种规格的矿料置于105℃±5℃的烘箱中烘干至恒重 (一般不少于4h~6h) 。根据需要, 粗集料可先用水冲洗干净后烘干。

2) 按规定试验方法分别测定不同粒径, 粗细集料及填料矿粉的密度, 按JTJ052-2000公路工程沥青及沥青混合料试验规程中的T0603测定沥青的密度[3]。

3) 将烘干分级的粗细集料, 按每个试件设计置于半刚性材料层上, 半刚性材料层为碾压沥青混合料层, 提供了一个很好的下承层, 使沥青混合料较易达到高的压实度。随后进行压实, 测得数据。在当前我国高等级公路的路面施工中, 通常都具有现代化的光面钢轮压路机、振动压路机和轮胎压路机, 只要在规定温度范围内, 保持必要的碾压遍数就可以达到高压实度。不同施工工地的生产实践证明, 高速公路和一级公路的沥青面层的压实度容易达到规定的要求, 也能达到更高的要求。

2、矿质混合料及级配设计

矿质混合料组成设计的目的是选配一个具有足够密实度, 并且有较高内摩阻力的矿质混合料。根据道路等级、路面类型、结构层次来确定沥青混合料的类型。根据已确定的沥青混合料类型, 确定矿质混合料所需级配范围。

2.1 矿质混合料配合比计算

1) 组成材料的原始数据测定:根据现场取样, 对粗集料、细集料、填料进行质量检验。合格后对各材料进行筛析试验, 按筛析结果分别绘出各组成材料的筛分曲线, 同时测出各组成材料的相对密度, 以供计算物理常数备用。

2) 计算组成材料的配合比:根据各组成材料的筛分曲线, 采用试算法或图解法, 计算符合要求级配范围的各组成材料的用量比例。

2.2 生产配合比的现场控制

生产配合比的现场控制是一个不容忽视的重要环节。在沥青绊和搂里, 通常设有三套称量斗和电子计量秤, 其中, 填料、沥青各占一套, 各种集料 (粗集料、细集料、砂、矿粉) 共用一套。不同规格的集料分装进不同的上料斗, 根据目标配合比确定的冷料比例, 通过调速电机控制下料、进料的量, 再经过燃烧筒的逆流加热、混拌、干燥, 提升到热料仓进行二次筛分, 一般分做4-5个档次或仓位。配料时, 通过储存仓的隔板、将各仓位不同规格的石料再依次放入称量, 进行生产配合比的称量计量控制。需要引起重视的是, 细集料如石屑和砂子, 进料时是按不同比例上的料, 而现在由于粒径相当, 已经混合到一个仓位, 不能再分别计量控制。要保证生产配合比准确就必须保证冷、热料均衡, 即严格按需要的比例上料, 冷料的规格、数量与热料需要量基本一致。而实际的情况是, 进场的石料规格并不十分稳定, 到了雨季, 石屑和砂子的含水量本身就有差别, 如果雨淋, 情况更加严重, 造成冷料斗下料不畅, 石屑、砂子的比例时大时小, 进而影响热料配合比的稳定。生产配合比的现场控制, 应当着眼于现场, 加强生产流程中的每一个环节的检查, 特别是冷料斗供料的质量和数量的检查, 要透过现象、数据, 抓住事物的本质和问题的症结所在。

2.3 试验样品的现场控制

热料仓筛分样品的代表性问题。由于对集料的不均匀性、变易性估计不足, 对样品的代表性重视不够, 取样方法过于简单。有的仅靠在绊和搂热料仓的侧门上直接取少量的样品来做筛分试验, 依次进行试算、试配和制件做马歇尔试验, 这是远不够的。在任何一项组成设计里, 样品的代表性是至关重要的。然后才有试验数据的准确可靠。对于砂石集料, 应该严格按照试验规程要求, 根据颗粒大小、确定取样方法和数量。通过四分法缩分之后, 直接用于筛分试验的每个单项试样的数量, 至少应在3kg~5kg。要坚持多取几份样品, 多筛几个结果, 求出具有较强代表性的平均结果之后, 再来做试算、试配。

3、沥青混合料的离析控制

沥青混合料的离析分为两种类型:级配离析和温度离析。

3.1 级配离析

级配离析出现时, 沥青路面上一些区域粗集料集中, 而另一些区域细集料集中, 使得混合料不均匀, 导致路面较差的结构和纹理特征, 细料集中, 孔隙率小, 易引起泛油车辙, 粗料集中, 孔隙率大, 易出现透水松散等病害。要想解决级配离析, 第一, 严格控制原材料质量, 各种规格集料始终保持同一生产厂家生产供应;第二, 要加强绊和搂生产管理、现场试验、检验, 使生产的混合料稳定的满足级配要求;第三, 要合理设置卸料高差, 运料车要前后移动, 分次装卸;第四, 自卸汽车和摊铺机受料时机掌握好, 合理确定摊铺机受料斗的拢料方式;第五, 加强对摊铺机的维修、保养, 使摊铺机处于最佳工作状态, 合理确定摊铺机的摊铺宽度, 高速公路一般不超过6 m。

3.2温度离析

温度离析是指沥青混合料在储存、运输及摊铺的过程中受天气、施工机械影响, 由于热量损失而出现温度差异的状况。混合料的温度差异, 会导致路面压实不均匀, 温度低的区域, 压实度小, 孔隙率大, 温度离析与级配离析造成后果一样严重, 都会导致路面早期破坏, 缩短沥青路面的使用寿命。要想解决温度离析, 第一, 运输混合料的车辆必须采用覆盖保温措施;第二, 合理组织摊铺、碾压施工, 尽量缩短梯队距离, 减少接缝两侧混合料的温差;第三, 合理组织, 避免低温或雨后下层水分未完全蒸发时施工;第四, 加强钢轮压路机维修保养, 使雾化喷水装置始终有效运转, 防止滴流, 禁止把水喷溅到沥青混合料上。

4、结束语

一个混合比控制不是任何地方都适应, 必须根据原材料的性质、气候条件、交通量、路面等级确定合理的组成设计。在进行配合比控制时, 技术人员必须抱着严谨求实的态度, 认真准确地完成每一项工作, 及时更新设计思路, 这其中包括一些新型、成功路面结构的引进、理论观念的更新、新材料的选择。切实做好沥青混合料的配合比控制工作, 对于提高沥青路面的使用性能来说十分重要。

摘要：从原材料、配合比设计和离析等方面加强控制, 探讨了沥青混合料配合比设计的方法, 保证沥青混合料的质量。

关键词：沥青混合料,配合比,离析

参考文献

[1]公路工程沥青及沥青混合料试验规程. (JTJ052-2000)

[2]公路沥青路面施工技术规范. (JTJ032-94)

[3]沙庆林.高速公路沥青路面早期破坏现象及预防.北京:人民交通出版社.2001.

计量注入式泡沫比例混合装置 第2篇

泡沫灭火系统广泛应用于甲、乙、丙类液体的生产、储存等设施, 应用形式仅限于低倍数泡沫灭火系统。20世纪50年代, 英国Buxton矿山安全研究所首先将高倍数泡沫应用于矿井火灾, 取得了良好效果。60 年代, 瑞典等国在船舶机舱、泵舱进行了高倍数泡沫灭火的模拟试验, 随后该系统在美国、英国、德国、日本、丹麦、瑞典、荷兰等国家得到了推广应用。

我国自20世纪60年代开始研究并应用泡沫灭火系统。进入80年代后, 随着相应技术规范的先后颁布, 泡沫灭火系统得到广泛使用。目前较常用的比例混合装置主要有:环泵式、管线式、压力式及平衡式比例混合装置等。

环泵式比例混合装置是泡沫消防工程上最早的一种装置, 现在一些技术先进的国家已开始由其他装置取代, 但在我国目前该装置还是应用较普遍的一种泡沫消防装置。环泵式比例混合器俗称负压空气泡沫比例混合器, 其在泵的压力、流量变化下, 吸液率变化较大, 所以其混合比也极不稳定。随着近几年许多新型、性能稳定的泡沫装置推出, 其在工程上的应用逐渐减少。

管线式泡沫比例混合器是置于泵的出水管道上, 由于其流量变化范围小、压降大, 所以通常连接在消防水带之间, 且靠近泡沫发生装置 (一般为泡沫管枪) 处, 管线式比例混合器的出口压力必须满足克服管线式泡沫比例混合器出口至泡沫发生装置这段消防水带的摩阻和泡沫发生装置需要的进口压力, 只有这样才能形成稳定、良好的泡沫。故一般仅用于小流量的移动式泡沫灭火系统中。

压力式比例混合装置是近年来运用最成熟、最广泛的装置, 其结构简单、性能稳定、设备工程成本低等特点, 被越来越多的用户所接受, 并使其得到广泛的应用。但由于其采用压力储罐来贮存泡沫液, 所以在许多泡沫液用量大、混合液流量大的大型泡沫灭火系统场所, 其应用有很大的局限性。所以, 近期又出现了平衡压力式比例混合装置, 在一些大型泡沫灭火系统场所中, 取代了压力式比例混合装置。

随着消防工业的发展, 越来越多的消防场所需要大流量、高精度混合比、最佳有效的泡沫灭火设备, 现有常规的泡沫比例混合装置不能很好地满足这些要求。因而, 出现了数字化控制的计量注入式比例混合装置。

2 计量注入式比例混合装置简介

计量注入式比例混合装置以数字化技术控制混合比, 克服了压力式泡沫比例混合装置流量范围小和平衡式比例混合装置计量不准确的缺点, 打开了大型泡沫站数字化控制的新时代, 是目前国内最先进的消防泡沫比例混合装置。该装置的工程应用设计规范已于2008年编入最新的GB 50151《泡沫灭火系统设计规范》国家标准, 属于工业消防泡沫灭火系统的首推产品。

计量注入式比例混合装置主要由常压泡沫液储罐、泡沫比例混合器、泡沫液泵组、流量计、控制盘等组成, 由流量计与控制盘等联动控制泡沫液泵组向泡沫灭火系统中按设定比例注入泡沫液。当消防主管线有消防用水时, 控制盘根据流量计传输来的流量数据大小, 发出指令并控制泡沫液泵按比例输送泡沫液, 输送的泡沫液流量准确率在99.5%以上。所以, 该装置在运行过程中, 可确保混合液以精确的比例供给泡沫产生装置, 不仅使泡沫产生装置产生的泡沫处于最佳状态, 而且节约泡沫液, 以达到最佳有效的灭火作业。

该装置流量大且范围广, 并可以精确地设定混合比。可广泛应用于石油化工、大型油库、海上平台、钢厂、电厂、机场、机库及港口码头等场所。

3 计量注入式比例混合装置主要特点

(1) 流量大且范围广, 能满足众多用户的需求。

(2) 混合比例较广且保证精度。

(3) 使用常压泡沫液储罐, 泡沫液贮存量大, 使用过程中能及时添加泡沫液。

(4) 与平衡式比例混合装置相比, 能很好地解决灭火过程中泡沫液与水压不平衡而影响混合比的问题。

(5) 可在线设定精确的混合比, 并能在0~X进行无级可调 (X为预定的任意混合比值) 。

4 计量注入式比例混合装置优势

(1) 混合液流量大, 可达300L/s以上, 能更好地满足大型泡沫灭火系统的需求。

(2) 混合液流量范围广, 在0.1~1倍最大流量范围下, 还能满足精确的混合比。

(3) 泵按标准设定供给泡沫液, 混合比例能在较广的流量范围内保证精度, 极大地节约了泡沫液。

(4) 泡沫液泵的叶轮为不锈钢或者青铜材质, 可以耐10min的干摩擦而不烧坏, 不仅保证了工作可靠性, 而且叶轮不会因泡沫液的腐蚀而锈死。

(5) 使用常压式不锈钢泡沫液储罐, 使用寿命长, 泡沫液储存量大。

(6) 灭火过程中可随时添加泡沫灭火剂。

(7) 与平衡式比例混合装置相比, 适用于任何泡沫灭火剂, 并可随时根据泡沫灭火剂的性质进行比例调节, 能很好地解决灭火过程中泡沫液与水压不平衡而影响混合比的问题。

(8) 平衡式比例混合装置由平衡阀机械式地调节控制泡沫液的用量, 精度不高, 范围不广, 并且平衡阀出现故障卡死时, 连泡沫液都不能输出;而计量注入比例混合装置由电脑芯片数字化控制泡沫液的用量, 精度高, 范围广, 即使控制盘出现故障, 也能照常输送泡沫液进入系统, 不延误灭火。

(9) 计量注入比例混合装置压力使用范围广, 可以在0~1.6 MPa工作压力下使用, 且能保证精确的混合比, 而平衡式比例混合装置一般只能在0.6~1.6 MPa工作压力下使用, 才能保证混合比。

(10) 采用计量注入的方式, 不消耗压力, 故该装置的可靠性能、准确性能等优于目前国内任何装置。

(11) 采用手动和自动控制, 可切换, 操作简单可靠。

5 计量注入式比例混合装置结构原理

现在常用的计量注入式比例混合装置结构原理主要有两种:一种是以控制泡沫液泵转速大小来控制混合比的结构, 即调整泡沫液泵 (一般为定容积泵) 的转速, 泵按装在比例混合器出口的流量计反馈回来的流量大小自动调整供给泡沫液的大小, 在各个流量范围内保证精确的混合比例;另一种是以控制泡沫液阀门开度大小来控制混合比的结构, 即将泡沫液泵的出口压力自动调为恒定, 再按不同的工作流量大小来调整装在泡沫液泵出口上的比例控制阀的开度大小, 从而在各个流量范围内保证精确的混合比例。

5.1 以控制泡沫液泵转速大小控制混合比

(1) 结构组成:泡沫液储罐:不锈钢常压储罐, 用于盛装泡沫液, 包括呼吸阀、磁翻柱液位计 (带远传) 、排污阀、出液电动球阀等;泡沫液泵组:包括泡沫液泵、安全阀、转速计、电动机, 将泡沫液以一定流量输送至比例混合器;比例混合器:将泡沫液与水混合, 形成混合液;流量计:实时监测泡沫混合液的流量, 并将信号反馈回控制盘;控制盘:整套装置的控制单元, 接收流量计反馈回来的信号, 并按设定的混合比并进行分析, 输出信号调整泡沫液泵的转速, 使输出的泡沫液流量符合设定的混合比。

(2) 系统原理图如图1所示。

5.2 以控制泡沫液阀门开度大小控制混合比

(1) 结构组成。泡沫液储罐:包括呼吸阀、磁翻柱液位计 (带远传) 、排污阀、出液电动球阀等;泡沫液泵组:包括泡沫液泵、安全阀、恒扬程水泵专用阀、比例控制阀、电动机, 将泡沫液以一定压力和一定流量输送至比例混合器;比例混合器:将泡沫液与水混合, 形成泡沫混合液;流量计:实时监测泡沫混合液的流量, 并将信号反馈回控制盘;控制盘:整套装置的控制单元, 接收压力讯号器及流量计反馈回来的信号, 并按设定的混合比并进行分析, 输出信号调整恒扬程水泵专用阀及比例控制阀, 使输出的泡沫液流量符合设定的混合比。

(2) 系统原理图如图2所示。

摘要：介绍泡沫灭火装置的发展动态, 研制新型泡沫灭火设备, 计量注入式比例混合装置, 分析其特点、优势、结构及工作原理、应用场所等。

关键词：计量注入式比例混合装置,消防,泡沫灭火系统

参考文献

[1]GB 50151-2010, 泡沫灭火系统设计规范[S].

[2]GB 50151-92, 低倍数泡沫灭火系统设计规范[S].

[3]GB 20031-2005, 泡沫灭火系统及部件通用技术条件[S].

[4]GB 50281-2006, 泡沫灭火系统施工及验收规范[S].

混合比例 第3篇

二甲醚(DME)是近年来国外开发的一种极有发展前途的清洁柴油机代用燃料。它的低热值和十六烷值都较高,且能实现全负荷范围内的无碳烟运行,NOX排放也可以显著减少。发动机作少量的改动,其动力性就可达到原柴油机的水平,是一种理想的适合压燃式发动机上的代用燃料[1,2,3]。

本文进行了D5～D20二甲醚一柴油混合燃料(D5、D10、D20燃料分别表示混合燃料中二甲醚的质量分数为5%、10%、20%)的互溶性的研究,并对D5-D20混合燃料及柴油进行了动力性、经济性、排放的对比试验研究。

2 混合燃料的互溶性研究

二甲醚的粘度低,柴油的粘度是二甲醚液体粘度的15倍左右,柴油本身是燃料,将一定比例的二甲醚和柴油混合,有利于提高燃料的粘度,也有利于二甲醚的燃烧,对维持发动机的正常运行有一定的促进作用。但是若想在柴油机中燃用二甲醚柴油混合燃料,二甲醚与柴油必须混合均匀,最好互溶。如果二甲醚、柴油分层,则对燃烧的均匀性和发动机工作过程的稳定性有明显影响。所以二甲醚液休与柴油是互溶还是分层?在一定压力和温度下两种液体的互溶性如何?混合后体积如何变化?这些问题对发动机的动力性和尾气排放都有直接影响。理论上来说,二甲醚是氢键受体,又有一定的偶极矩,可以溶解醇及卤代烃等,同时,它又有C-H键存在,故也能溶解烃类等非极性化合物。柴油主要由C12～C20烷烃构成,不溶于水而溶于有机溶剂,即柴油与二甲醚可以实现互溶。由于二甲醚燃料常温、常压下为气态,为了观察二甲醚与柴油在不同比例、不同压力、不同温度下时各自的体积及两者混合后体积的变化还有两种燃料的混合情况,采用了高压釜。高压釜前后为耐高压的钢化玻璃,内部依靠氮气加压,同时高压釜与温度传感器和压力传感器相连,可实时观测高压釜内的温度和压力,利用烘箱可加热高压.釜内的不同比例二甲醚和柴油两种混合燃料,烘箱内温度由PID控制仪控制、

试验中先将柴油使用注射器注入高压釜内,再将二甲醚缓慢加入高压釜内,然后依靠氮气加压,使高压釜内压力达到2 MPa,此时两种液体分层明显,界限清楚,柴油在下部,二甲醚液体在上部。室温下,将高压釜内部压力加压至2MPa,稍许摇动后,可观察到二甲醚与柴油混合均匀。说明两种燃料可以互溶,但静态下互溶较为缓慢,在外力作用下(摇动)可加快两种燃料的互溶。图1为高压釜中的混合燃料在烘箱中加热(可加热至60℃、70℃、80℃),高压釜内溶液的液面随温度的升高而明显升高,溶液中无气泡产生,且两种燃料依然混合均匀。即二甲醚与柴油混合燃料发动机的低压油路内压力≥2MPa时,当发动机长时间工作后,靠近发动机机体的低压油路内的混合燃料受热,温度较高,混合燃料依然混合均匀,且二甲醚燃料依然保持液态,从而防止气阻的产生。

由互溶性试验可知,在发动机台架试验中,如果灌装二甲醚、柴油两种燃料结束时,直接进行台架试验,是不恰当的,这样会先期燃烧的是柴油,而后为二甲醚,而不是混合均匀的二元燃料,会给试验结果带来不准确,所以在开始台架实验前,应适当摇动燃料罐。同样在车用柴油机上燃用二甲醚和柴油两种混合燃料时,往油箱中加注燃料时,首先应使两种燃料混合均匀后再加入车辆的油罐中。

3 发动机试验装置

试验所用柴油机为ZS195,其主要技术参数如下所述:缸径行程为95mm115mm;排量为0.815L;额定功率8.8kW/2000r/min;压缩比17;供油提前角20±1℃;喷油压力15MPa。

为保证在发动机工作时,燃油系统不出现气阻现象,对原柴油机进行了如图2所示的技术改造,燃料罐中保持1.2MPa压力,通过加压泵和压力调节器供给高压油泵的二元混合燃料的压力为2MPa,保证原柴油机正常运转。

试验过程中,采用的喷油压力、喷油提前角及高压油泵柱塞与原柴油机相同。

4 结果分析

试验比较了柴油机燃用柴油和D5、D10、D20燃料的发动机动力性能、燃油消耗率和排放性能。

图3为不同比例混合燃料(D5、D10、D20)的外特性。从图上可以看出,在不同转速下,D10的扭距要比D5、D20的扭距要高。这是因为相对于D5燃料来说,D10燃料中二甲醚含量有了一定增加,燃料含氧量增加,有利与燃烧完全,从而提高了热效率,提高输出扭距。对于D20燃料,虽含氧量增加,但由于二甲醚的气化降低气缸内的温度较多,从而影响了柴油的雾化性,降低了燃烧热效率,使输出扭距降低。由于功率Pe=0.104710-3Ttqn,所以D5、D10、D20燃料Pe与扭距的变化趋势基本相似;由于be=k/ηiηm,从图上也可以看出,D5的燃油消耗率最高,D20最低,D10消耗率居中。

综上所述,发动机在全负荷时,D10的扭距、功率和燃油消耗率都要好于D5及D20两种燃料的,燃油消耗率居中。

图4给出了发动机燃用D10、D20和柴油时的外特性曲线。从图上可以看出,发动机燃用D10燃料的有效功率最高,D20燃料的有效功率略高于柴油机;同样,D10在全程范围内,扭距最高,在中速范围内,D20扭矩高于柴油机约7%,在低、高速范围内,D20与柴油基本相当;在中速范围内,D20燃料的燃油消耗率比柴油机降低50%左右,D10在两者之间,从1600r/min至2000r/min之间D10的燃油消耗率比D20低,在低、高速范围内,D20燃油消耗率比柴油机降低约25%左右。

所以,发动机燃用D10、D20燃料时的外特性优于燃用柴油。在发动机转速为1600～1800r/min时,D20燃料的经济性要优于D5、D10、D30及柴油,从外特性来看,D10的动力性要优于D5、D20及柴油。

图5、6、7给出了发动机燃用不同比例二甲醚和柴油混合燃料时NOX的外特性对比。图5是NOX浓度(10-6)随发动机转速的变化规律;可以看出,D5、D10、D20DME占的比例少,使柴油和空气混合充分,燃烧的好,温度升高,且二甲醚中含氧量达34.8%,形成高温富氧的条件,故D5、D10、D20时NOX的排放升高,但就D5、D10、D20而言,D5的排放较高,D10次之,D20较低;同时,随着转速的升高,发动机燃用不同比例的二甲醚和柴油时NOX浓度都略有降低。这是因为转速愈高,在供油提前角一定时,提前喷油的实际时间愈短,使参加欲混合燃烧的燃油量变少,初期放热量和放热峰值降低,从而使最高燃烧温度降低。转速高时,缸内高温的持续时间缩短。这两个因素都促成在高速时NOX的生成和排放浓度下降,故从NOX的排放来看,(以一组数据进行说明,在高速时,柴油为1200ppm,D5、D10、D20为1700ppm)柴油较低,D5、D10、D20最高。但是,转速的变化会引起燃烧室内涡流,挤流和紊流强度的变化,改变混合气形成的速度和品质,从而影响到NOX排放的浓度。

从图5可以看出,发动机燃用低比例的的二甲醚和柴油燃料NOX的比排放呈上升的陡峭变化趋势。在外特性上,充量系数和平均有效压力随转速升高为一条上凸的变化曲线,而NOX排放浓度随转速的升高而降低。高速时,平均有效压力的下降使得NOX比排放有所升高。

图6给出了发动机燃用不同比例二甲醚和柴油混合燃料的负荷特性对比。由图6可以看出,发动机燃用二甲醚和柴油混合燃料时,NOX浓度逐步增加,这与燃用柴油时的规律相同。随着负荷的增加,循环供油量增加,最高燃烧温度增加,过量空气系数减少到逐步接近于产生最大NOX值。

图7为NOX的比排放随平均有效压力的变化规律,由于发动机输出功率随着平均有效压力的升高而呈正比例增加,其结果是:NOX的比排放随发动机平均有效压力的升高而降低。

综上所述,发动机燃用低比例二甲醚和柴油(D5、D10、D20)燃料,D5燃料NOX排放最高,D10次之,D20较低;发动机燃用柴油时,NOX排放较低比例混合燃料的为低。

图8、9分别为转速和负荷对发动机燃用D5、D10、D20和柴油时碳烟排放的影响。发动机燃用低比例的混合燃料碳烟的排放虽然比燃用柴油低,但还是比较高的,相对而言,D20碳烟排放较高,D10次之,D5较低。

5 结论

1、在柴油机上燃用二甲醚和柴油二种混合燃料,必须使二种燃料混合后再加入油箱使用。二种燃料混合均匀,长时间静置后不会出现分层。在燃料供给系统中将二甲醚的供油压力提高到2.0MPa,可以克服二甲醚燃料在燃料系统中的气阻。

2、ZS195柴油机在基本参数不变的前提下,燃用D20燃料在1800r/min时,燃油消耗率较低,功率和发动机燃用柴油相当;发动机在全负荷时,D10的扭距、功率和燃油消耗率都要好于D5及D20两种燃料的;发动机燃用低比例二甲醚和柴油(D5、D10、D20)燃料,D5燃料NOX排放最高,D10次之,D20较低;发动机燃用柴油时,NOX排放较低比例混合燃料的为低;发动机燃用低比例的二甲醚和柴油的混合燃料(D5、D10、D20),碳烟的排放比发动机燃用柴油低,其中D5燃料的碳烟排放较低。

3、由于二甲醚燃料的无烟排放,而易引起排气门的早期磨损,有待于进一步加强这方面的工作。

摘要：研究了二甲醚一柴油混合燃料的互溶性,并在直喷式柴油机上进行了低比例二甲醚和高比例柴油混合燃料的试验研究,对原柴油机低压供油系统进行了技术改造,其他参数未做改变。结果表明:不同比例二甲醚与柴油,易于互溶且不易分层,当环境温度达到70℃,高压釜内部压力保持在2MPa,即可保证二甲醚保持液态,与柴油互溶良好。由于混合燃料含氧量增加,燃烧完全,燃油经济性有所改善且提高了原柴油机的动力性。燃用低比例混合燃料NOX的排放比燃用柴油为高,碳烟排放随着二甲醚添加比例的增加而下降。

关键词：二甲醚,柴油机,混合燃料,互溶性

参考文献

[1]王贺武,边耀章,陈世海。柴油机掺烧二甲醚的性能[J]。长安大学学报(自然科学版),2002,22(5):72-75。

[2]胡真,郑国璋,杨庆佛。ZS195柴油机燃用二甲醚的试验研究[J]。内燃机工程,2001,22(1):62-65。

混合比例 第4篇

通常,双组分硅酮结构胶厂家提供的混合比例是一个范围,这主要是基于以下两个方面:一方面,考虑到施工环境的不同和气候条件的变化都会导致双组分胶固化反应的快慢不同,为达到理想、适度的固化速度,混合比例不可能是一成不变的,要有一个适度的范围,以便使产品具有一定的环境适应性;另一方面,在保持胶的性能变化不大的前提下,可适度调整固化速度的快慢,给予用户适度的生产效率调控空间,以便使产品具有一定的用户适应性。本文通过对目前工程上常用的双组分硅酮结构胶进行试验研究,探讨不同混合比例对其性能的影响,为双组分硅酮结构胶的施工提供参考。

1 实验部分

1.1 试样制备及测试方法

1)试样

试样A:“白云”牌SS622双组分硅酮结构胶,混合体积比范围9∶1~11∶1,推荐体积比10∶1;试样B:国内某品牌双组分硅酮结构胶,混合体积比范围7.6∶1~10.6∶1,推荐体积比9∶1;试样C:进口某品牌双组分硅酮结构胶,混合体积比范围7.2∶1~8.7∶1,推荐体积比8∶1。

基材:阳极氧化表面处理铝型材,普通浮法玻璃。均用异丙醇溶液处理,不抹底涂。

2)测试项目及标准

拉断时间、硬度和拉伸粘结性均按GB 16776—2005《建筑用硅酮结构密封胶》标准进行测试。

1.2 实验设备

万能拉力实验机:CMT 4304,深圳三思纵横科技股份有限公司;邵氏硬度计:LX-A型橡胶硬度计,上海市六菱仪器厂。

1.3 实验方案

试样A、B、C均按照其生产厂家推荐的混合比例(体积比,下同)、允许的混合比例的上下限和超出上下限比例进行混胶,然后按GB 16776—2005标准的相关要求进行制样、养护和测试。试样混合比例方案详见表1。

2 结果与讨论

2.1拉断时间

双组分硅酮结构胶在施工前的调试过程中,其拉断时间是判断混合比例是否正常的重要标志之一。拉断时间过短,则固化过快,不利于胶的施工和修整;拉断时间过长,则固化过慢,会影响幕墙和中空玻璃的养护时间,延长工期。在已确定混合比例后,拉断时间是确定混胶设备是否正常及产品稳定性的指标之一,因为双组分胶混合后的放置时间一旦超过拉断时间,就会急剧增稠,呈半固化状,无法进行施工或修整。

按GB 16776—2005标准测试了试样A、B、C在不同混合比例下拉断时间的变化,见图1。从图1可以看出:试样A,在允许混合比例范围内,混合比例为10∶1时,拉断时间为55 min,混合比例为11∶1时,拉断时间延长到63 min,拉断时间较为合适;而超出允许混合比例范围后,如混合比例为12∶1时,拉断时间大大延长为85 min,混合比例为8∶1时,拉断时间急剧缩短为30 min。试样B,在允许混合比例范围内,混合比例为9∶1时,拉断时间为40 min,混合比例为10.6∶1时,拉断时间延长到57 min;而超出允许混合比例范围后,混合比例为12∶1时,拉断时间急剧延长为93 min,混合比例为8∶1时,拉断时间迅速缩短为27 min。试样C,在允许混合比例范围内,混合比为8∶1时,拉断时间为42 min,混合比例为8.7∶1时,拉断时间缓慢延长到50 min;超出允许混合比例范围后,当混合比例为10∶1时,拉断时间大大延长为79 min。

经以上分析可认为:在允许混合比例范围内,双组分硅酮结构胶的拉断时间变化不是非常明显;低于允许混合比例下限时,即B组分添加过多后,拉断时间明显变短;而高于允许混合比例上限,即B组分过少时,拉断时间明显延长。拉断时间过短不利于胶的施工和修整,并且施工过程中打胶枪容易出现“堵枪”现象;拉断时间过长则可能会导致固化时间大大延长,影响施工速度。

2.2 硬度

硬度是GB 16776—2005标准中的一项指标,标准要求硬度范围为20~60 Hs A。按GB 16776—2005标准测试了试样A、B、C不同混合比例对硬度的影响,见图2。从图2可以看出,双组分硅酮结构胶的硬度受混合比例的影响较为明显。试样A在推荐比例10∶1时,硬度为40 Hs A,在允许比例上限时,硬度为39 Hs A,在允许比例下限时,硬度为41 Hs A,硬度变化较缓慢;而超出允许混合比例范围后,混合比例为12∶1时,硬度急剧变小为37 Hs A,混合比例为8∶1时,硬度增大为43 Hs A。试样B,在推荐比例9∶1时,硬度为39 Hs A,在允许比例上限时,硬度为37 Hs A,在允许比例下限时,硬度为41 Hs A,硬度变化较小。试样C,在推荐比例8∶1时,硬度为38 Hs A,在允许比例上限时,硬度为38 Hs A,在允许比例下限时,硬度为39 Hs A,硬度变化不明显;而超出允许混合比例范围后,混合比例为6∶1时,硬度大大提高到42 Hs A。

由以上分析可以认为:上述试验中硬度变化虽然仍在GB 16776—2005标准要求的范围内,但是混合比例超出厂家允许的范围后,硬度的变化趋势更为明显:高于上限时,即B组分过少时,硬度明显变低;低于下限时,即B组分过多后,硬度明显偏高。

2.3 常温拉伸粘结性

2.3.1 最大拉伸强度

按GB 16776—2005标准测试了试样A、B、C不同混合比例下的常温拉伸粘结性,其中,最大拉伸强度见图3。从图3可以看出,试样A,在推荐比例10∶1时,最大拉伸强度达1.49 MPa;在允许混合比例范围内,混合比例为9∶1时,最大拉伸强度为1.44 MPa,混合比例为11∶1时,最大拉伸强度为1.45 MPa,有小幅下降,下降幅度在3%左右;而超出允许混合比例范围后,混合比例为12∶1时,最大拉伸强度为1.35MPa,下降幅度超过9%。试样B和C均在推荐比例时最大拉伸强度达到最大值,试样B为1.23 MPa,试样C为1.36 MPa;在允许混合比例范围内,最大拉伸强度均有下降趋势,试样B的下降幅度为7%,试样C的下降幅度为3%;而超出允许混合比例范围后,试样B和C的最大拉伸强度均急剧下降,下降幅度均超过10%。

由以上分析可以认为:双组分硅酮结构胶在厂家推荐比例时,常温下最大拉伸强度值最大;在允许混合比例范围内,最大拉伸强度值下降幅度较小;超出允许混合比例范围后,最大拉伸强度值下降幅度急剧增大。

2.3.2 最大拉伸强度时伸长率

2.3.1的试验测试了试样A、B、C不同混合比例下的常温拉伸粘结性,其中,最大拉伸强度时伸长率见图4。从图4可以看出,在允许混合比例范围内,随着B组分含量的增加,最大拉伸强度时伸长率逐渐下降;如果超出允许混合比例范围,即B组分过多,胶固化后的最大拉伸强度时伸长率会降低,从而影响胶的弹性。

2.3.3 粘结破坏面积

2.3.1的试验测试了试样A、B、C不同混合比例下的常温拉伸粘结性,其中,粘结破坏面积见表2。从表2可以看出,试样A、B、C在允许混合比例范围内,均粘结良好;而超出允许混合比例范围后,均出现小面积粘结破坏,试样A为2%,试样B为8%,试样C为2%和5%。

%

由以上分析可认为:双组分硅酮结构胶在允许混合比例范围内,常温下均粘结良好;而超出允许混合比例范围后,常温下就有可能会出现部分不粘的现象。

2.4 浸水后拉伸粘结性

2.4.1 最大拉伸强度

按GB 16776—2005标准测试了试样A、B、C不同混合比例下浸水后的拉伸粘结性,其中,最大拉伸强度见图5。从图5可以看出,试样A、B、C浸水后的最大拉伸强度受混合比例的影响较为明显。试样A、B、C均在推荐比例时最大拉伸强度值最大,其中试样A为1.35 MPa,试样B为1.23 MPa,试样C为1.33MPa;在允许混合比例范围内,试样A、B、C最大拉伸强度的下降幅度均较小,其中试样A为3%,试样B为4.9%,试样C为3%;而超出允许混合比例范围后,最大拉伸强度值下降趋势明显,试样A为7.4%,试样B为12.2%,试样C为13.5%。

由上述分析可以认为:双组分硅酮结构胶浸水后最大拉伸强度值在推荐比例时相对最优;在允许混合比例范围内,最大拉伸强度下降相对不明显;而超出允许混合比例范围后,最大拉伸强度下降较为明显。

2.4.2 粘结破坏面积

2.4.1的试验测试了试样A、B、C不同混合比例下浸水后的拉伸粘结性,其中,粘结破坏面积见表3。从表3可以看出,试样A、B、C浸水后的粘结破坏面积在推荐比例时均为0,粘结良好;在允许混合比例范围内,试样B、C出现小面积粘结破坏,其中试样B为3%和5%,试样C为5%,但粘结破坏面积在GB16776—2005标准要求的范围内;当混合比例超出允许混合比例范围后,试样A、B、C浸水后的粘结破坏面积均显著增大,试样A为10%和15%,试样B为30%和35%,试样C为10%和20%。

%

由以上分析可以认为:双组分硅酮结构胶浸水后的粘结性受混合比例影响较为明显。在允许混合比例范围内时,浸水后的粘结性都能符合GB 16776—2005标准的要求;但超出允许混合比例范围后,浸水后粘结性明显变差,无法满足该标准要求。

2.5 双组分硅酮结构胶混合比例对性能影响机理浅析

双组分硅酮结构胶通常由有机硅聚合物、交联剂、固化催化剂、填料和其他添加剂组成[1]。双组分硅酮结构胶的硫化反应是靠催化剂来引发的,常用的催化剂有有机锡化合物、铂化合物及其配合物,交联剂有正硅酸乙酯、甲基三乙氧基硅烷或其部分水解缩合物。硫化过程是α,ω-二羟基聚硅氧烷和交联剂在催化剂的作用下,交联成三维结构的硅橡胶弹性体[2]。

双组分硅酮结构胶A组分主要由有机硅聚合物和填料组成,B组分主要由交联剂和固化催化剂组成。随着B组分用量的增加,交联剂的用量也相应增加,胶料的硫化速度加快,交联密度增加,使胶变得硬而脆,伸长率下降,强度相应降低[3]。不同的混合比例,主要是影响混合后胶体中的交联剂和固化催化剂及其他添加剂的量。交联剂和固化催化剂量的差异就会导致胶固化后的交联密度不一样,进而导致其三维立体交联网状结构有明显差异,所以其各项性能也均会不同。

双组分硅酮结构胶生产厂家提供的混合比例范围和推荐的最佳混合比例,均是严格按照固化机理和大量的实验数据及实践经验得出来的科学参考标准。在推荐混合比例时,胶体的硫化速度适中,其交联密度在最优性能范围,胶体的各项性能才能得到最可靠的保证。交联密度过大,胶的适用期过短且胶体变脆,强度下降,伸长率变短;交联密度过小,胶的适用期过长且胶体过软,强度偏低,伸长率偏长,固化不好,会出现不粘而带来安全隐患。

生产厂家开发双组分硅酮结构胶产品时,通常是在推荐混合比例的基础上,确认产品的最佳性能数据,同时在允许混合比例内确认其相应性能数据以适应用户。允许混合比例范围是基于用户在使用环境条件变化的情况下有一定调整的范围,以使双组分胶仍有较为理想的固化速度。但偏离推荐混合比例范围,性能会有一定的变化,因此,双组分硅酮结构胶生产厂家给出的允许混合比例范围不宜过宽;同时,考虑到用户在使用过程中双组分混胶设备计量波动等因素,生产厂家的允许混合比例范围不能达到明显影响产品使用性能的极端值。

3 结论

1)在生产厂家允许混合比例范围内,3种双组分硅酮结构胶的各项性能指标均能符合GB 16776—2005标准的要求;但相比之下,试样A在常温和浸水后的拉伸粘结性的最大拉伸强度和粘结破坏面积数据最好。

2) 虽然3种双组分硅酮结构胶厂家各自允许的混合比例不同,但所测得各项性能随混合比例的变化趋势基本一致。随着混合比例变大,胶的硬度变小,拉断时间变长;常温拉伸粘结性在允许混合比例范围内性能更优,其中最大拉伸强度时伸长率随混合比例的增大而增大,在推荐比例时最大拉伸强度值最大、粘结破坏面积最小;浸水后拉伸粘结性也在允许混合比例范围内更好,其中在推荐比例时最大拉伸强度值最大、粘结破坏面积最小。

3)在具体施工过程中,用户可以考虑季节变化及环境温度、湿度在厂家允许的混合比例范围内进行调整,对胶的总体性能影响不大。如果混合比例超出厂家允许的混合比例范围,对常温和浸水后拉伸粘结性的影响较为明显,最大拉伸强度值均有较明显下降,粘结破坏面积也明显增大(超过5%),不再满足GB16776—2005标准的要求,会带来安全隐患。

混合比例 第5篇

关键词：高炉喷吹,废塑料,煤粉,燃烧性能

引言

近年来, 高炉喷煤技术的开发与广泛应用, 极大地促进了我国钢铁行业的发展。随着国民经济的快速发展, 工业化、城市化进程的加快, 城市人口不断增加, 废塑料垃圾也在快速增长。为了回收和综合利用资源, 在炼铁系统环节, 可以向高炉喷吹废塑料颗粒来代替部分煤粉, 这样既实现了将废塑料造粒输送至炼铁高炉内燃烧产生热能, 从而代替部分焦炭, 节省了燃料, 还可以充当煤粉燃烧的催化剂, 在很大程度上提高了煤粉的燃烧率。向高炉喷吹塑料颗粒与煤粉的混合物, 这项技术既是循环环保的绿色行动, 也是节能降耗的重要技术措施[1]。如何最大程度的提高混合物的燃烧率, 是现今工业研究的关键点[2,3,4,5,6], 本文结合实际情况下的高炉喷吹技术, 在实验室试验的基础上, 比较了不同比例不同颗粒大小混合物的燃烧情况, 并对其进行了模拟分析, 为今后高炉喷吹废弃塑料和煤粉混合物的合理配比提供技术参考。

1 试验设计与方法

1.1 试验方法及喷吹条件

本试验根据实际高炉喷吹情况在实验室对其进行模拟, 图1为高炉喷吹装置的结构示意图[7]。为了简便, 本试验对实际高炉喷吹的流程进行了简化, 主要设计有喷枪、燃烧炉、热风炉、鼓风机3个部分。试验用到煤粉为无烟煤, 废塑料为除去PVC的城市塑料垃圾的混合物, 其主要成分以及各元素的成分如表1所示。试验时, 混合物的喷吹量为40 g/min, 载气量为1 m3/h, 按风煤比计算, 相当于高炉喷煤67kg/t。详细喷吹条件参照表2。

1.2 试验设计

为比较不同比例和不同颗粒大小的塑料和煤粉的混合物的燃烧率, 本试验对混合物的比例和颗粒大小分为10种试样, 如表3所示。

1.3 检验评价方法

燃烧效果的评价通常采用计算不同比例的塑料和煤粉的混合物的燃烧率, 来描述不同比例混合物的燃烧效果, 各试样在试验前均经过干燥处理, 燃烧过后, 燃烧产物经过滤、干燥、称重, 燃烧率的计算方法用下列表达式表示。

式中R为混合物的燃烧率;M0为混合物燃烧后的燃烧产物的质量;Mi为进入直吹管前混合物的初始质量。混合物在炉腔内主要进行脱挥发分的过程, 这里所说的燃烧率主要包括混合物脱挥发分、挥发分燃烧以及残碳燃烧造成的颗粒质量损失。

2 结果与分析

2.1 不同混合比例的比较与分析

图2为不同比例塑料和煤粉混合物燃烧时气流温度变化的曲线图。由图2可以看出, 燃烧气流温度随着塑料和煤粉混合物在炉腔内停留的时间的增长而升高, 喷吹不同比例的混合物, 它们的温度变化趋势基本一致。在距离喷煤枪出口0.25m处, 随着塑料喷吹比例的增加, 燃烧气流的温度升高也加快。当只向高炉喷吹煤粉时, 燃烧气流温度为1236K, 随着喷吹塑料和煤粉比例增加, 燃烧气流温度也越高, 当混合比例达到5:5时, 其燃烧气流温度则高达1827K。由此看出, 喷吹塑料和煤粉比例达到5:5的混合物, 燃烧效果最好。

不同喷吹比例的废塑料和煤粉的脱挥发分量占各自总挥发分的比例如图3所示, 不同喷吹比例的废塑料和煤粉的混合物的燃烧脱挥发分速率如图4所示。

由于塑料的开始脱挥发分的温度比煤粉低, 塑料与煤粉比较更加容易燃烧, 混合物燃烧时开始脱挥发分的时间与单一煤粉燃烧的脱挥发分时间比较, 用时更短, 更靠近喷枪出口。如图3和图4所示, 由于混合物中加入了塑料, 其开始脱挥发分的温度也就降低, 装置通过鼓风机向炉腔吹入空气, 挥发分与空气中的氧结合燃烧的也就越快, 因此塑料含量高的混合物颗粒燃烧温度要比塑料含量低的颗粒燃烧温度高, 与此同时, 塑料的加入也加快了煤粉脱挥发分过程, 所以煤粉和塑料的脱挥发分速率都增加, 脱挥发分的量也增加。图5为不同混合比例下混合物的燃烧率变化图。

由图5可以看出, 试验1只喷吹单一煤粉, 但由于试验用的煤粉属于低挥发分煤粉, 挥发分含量低, 但装置中的鼓风速度很快, 约为10m/s, 所以煤粉在炉内的停留时间会比较短, 约为0.1s。单一煤粉在炉腔内的燃烧率仅为3.5%。其余试验均为加入塑料的混合物, 由于煤粉颗粒开始脱挥发分温度较塑料高, 而且脱挥发分速率低, 煤粉脱挥发分量少, 残碳剩余量很多, 造成一定程度的不完全燃烧。所以随着混合物中塑料比例增加, 燃烧率也会增大。图5显示, 各试验的燃烧率从单一喷吹煤粉时的3.5%增加到35.5%。所以, 在高炉喷吹过程中, 加入塑料可以提高煤粉的有效利用率, 对工业生产有着积极作用。

2.2 不同颗粒大小的比较与分析

混合物颗粒的大小也直接影响其燃烧效率。本试验分五个直径段分布的颗粒, 分别为30~50、50~80、80~110、110~135、135~150μm。通过观察这些不同直径段混合物颗粒的燃烧情况, 并对比它们的挥发分分布图, 可以看出, 颗粒直径在30~50μm范围的混合物, 刚脱离喷枪出口, 混合物中挥发分便开始析出, 在很短的时间, 几乎全部析出。而直径为135~150μm大小的颗粒, 挥发分开始析出的位置与颗粒直径分布在30~50μm开始析出的位置相比要靠后。这说明, 随着混合物颗粒直径的增大, 挥发分析出位置也逐渐滞后。

不同颗粒直径分布的混合物颗粒的脱挥发分速率和燃烧率的比较图如图6、图7所示, 随着混合物颗粒直径增大, 颗粒在炉腔内燃烧的最高温度会逐渐下降。当颗粒直径在30~50μm分布时, 炉腔内的脱挥发速率为0.109kg/s, 燃烧率为64.41%;而颗粒直径在135~150μm范围分布时, 炉腔内的脱挥发速率为0.017kg/s, 混合物的燃烧率只有4.38%。这说明直径越小的颗粒受热速度较快, 燃烧温度在较短的时间内越容易提升, 脱挥发分速率相对较高, 燃烧率也较高。但随着颗粒直径的增大, 燃料颗粒升温速率降低, 燃烧时颗粒温度偏低, 而且挥发分析出速率较低, 挥发分析出的时间较长, 析出量也就比较少, 所以燃烧率比较低。

为了进一步说明颗粒粒径大小对塑料和煤粉混合物燃烧性能的影响, 可以取高炉风口出口的各项指标变化, 本实验选择通过对混合物燃烧后出口尾气当中CO2含量的变化检测, 来描述混合物的燃烧情况。检测到的CO2的体积分数变化如图8所示。CO2体积分数上升的越快, 说明混合物燃烧速率越快, 混合物也就更容易燃烧。根据燃烧产生的尾气中CO2含量与燃烧时间的对应关系可知, 总体趋势为从试验3到试验7, 经燃烧后产生的尾气中CO2含量达到峰值所需时间越来越长, 如图8所示, 从试验3到试验7, 尾气中CO2含量在到达峰值前的曲线越来越缓, 而且混合物完全燃烧所需要的时间也越来越长。图9为试样完全燃烧所需要的时间对比曲线, 试验7燃烧所用时间比试验3相比延长了20%以上, 由此可知在实验配比条件下, 混合物的燃烧速率不仅随着塑料比例增加而变快, 粒径的大小也直接影响混合物的燃烧速率。

燃烧速率加快有助于混合物在炉腔有限的空间和时间内充分燃烧, 避免或减少燃料不充分燃烧, 增加高炉喷煤比, 降低焦比, 避免产生资源浪费。炉腔内挥发分的快速析出对混合物在风口区及炉腔内的燃烧过程以及在炉腔内的完全燃烧有很大的影响。采用颗粒小的混合物颗粒有利于提高其燃烧率, 这与只喷吹煤粉颗粒的燃烧情况类似。因此合理的减小混合物的粒径有利于提高燃料的燃烧率, 缩减炼铁成本。

综合上述试验分析认为, 向高炉内喷吹塑料和煤粉的混合物, 不仅可以对塑料垃圾回收利用, 同时还有助于改善单一喷煤的喷吹效果。虽然也存在增加塑料和煤粉混合时的制作工艺, 但在提高炼铁工艺和考虑到当前环保情况日益严峻的前提下, 这些成本的投资显然是很小的, 因而在高炉喷煤中加入废塑料对于炼铁工业具有可行性。当然, 在实际运用时仍要监控废塑料燃烧过程中产生有害气体以及高炉燃烧过程中混合物燃烧的稳定性。企业应结合自身生产特点对这项技术合理优化。此外废旧塑料与煤粉的混合物在输送以及燃烧时可能对高炉与喷煤系统相关设备造成的影响也需要进一步考察。

3 结论

通过对不同混合比例的废塑料和煤粉的混合物在高炉内燃烧状况的模拟与分析, 得到以下结论:

(1) 塑料的添加比例对混合物的燃烧性能具有较大的影响, 当塑料和煤粉混合物在炉腔内燃烧时, 废塑料的配比越大, 炉腔内的温度也就越高, 当混合物中废塑料和煤粉的比例为5:5时, 燃烧温度最高;

(2) 塑料的配比对混合物的燃烧率有显著的影响, 混合物中塑料比例从0增加到5:5时, 混合物的燃烧率从单一喷吹煤粉时的3.5%增加到35.5%;

(3) 混合物的粒径大小也直接影响到其燃烧速率, 颗粒直径越小的混合物升温速度较快, 脱挥发分速率也较快, 燃烧率相应也较高;

(4) 与单一喷吹煤粉颗粒状况时相似, 采用颗粒直径小的混合物颗粒在出口处的CO2体积分数增长速度快, 因此更容易燃烧。

(5) 对于高炉喷煤的特定条件, 以廉价的废塑料来代替煤粉, 既环保又经济。

参考文献

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