Пропарка — Производство древесной массы

Пропарка Категория: Производство древесной массы Пропарка Окоренную древесину загружают в горизонтальные котлы (чугунные или железные), в которые затем впускают острый пар под Давлением 5—6 ати. Пропарка продолжается в зависимости от диаметра и влажности балансов в течение 4,5—8,5 часа. Чем больше диаметр и влажность балансов, тем большая требуется продолжительность пропарки. Для получения более высокой по качеству древесной массы время пропарки должно быть увеличено. Балансы большого диаметра (выше 27 см) обычно раскалывают. После пропарки древесину выгружают из котлов и подают на дефибреры; дальнейшая обработка массы идет по обычной схеме. При варке в воде цвет получаемой древесины несколько светлее, чем при пропарке, но тепла расходуется больше. При пропарке химический состав древесины частично изменяется, волокна набухают и связь между ними уменьшается. Поэтому волокна пропаренной древесины значительно легче отделяются зернами дефибрерного камня, что и позволяет получать массу с более длинными и тонкими волокнами. Рис. 1. Горизонтальный древопарочный котел Во время пропарки происходит частичное разложение лигнина, и в раствор переходят содержащиеся в древесине минеральные соли, небольшая часть органических веществ, содержащих сахара, муравьиная и уксусная кислоты, метиловый спирт и др. Изменение цвета древесины при пропарке (и варке) объясняют воздействием органических кислот на сахаристые вещества древесины, образованием прочно окрашенных веществ, а также окислительными процессами. Органические кислоты (муравьиная и уксусная) сильно разъедают железные части котла; поэтому его внутри обкладывают медными листами толщиной 3—4 мм, прикрепляемыми к стенкам котла медными заклепками. Применяется также внутренняя изоляция котла слоем кислотоупорного бетона толщиной 100 мм, в состав которого входят шамот, цемент и железные стружки. Такая изоляция обходится значительно дешевле медной и при хорошем уходе держится долго. Для сокращения потерь пара котел снаружи изолируют (инфузорной землей или асбеститом под марлевой обмоткой). На рис. 1 показан горизонтальный древопарочный чугунный котел отечественного изготовления, состоящий из пяти обечаек, соединенных между собой болтами. Котел имеет специальный привод для вращения его, но им пользуются сравнительно редко. Диаметр котла 2200 мм, длина 7050 мм, толщина стенок 50 мм, емкость 23,5 м3. В 1 м3 котла вмещается около 0,65 м3 баланса, а всего около 15 м3. Баланс закатывают в котел на тележках, металлические части которых для защиты от вредного действия органических кислот предварительно обмазывают цементным раствором. По данным одного из наших предприятий, весь процесс, связанный с пропаркой балансов, продолжается 8 час. 35 мин.; на отдельные операции затрачивается следующее время (в час. и мин.): Давление пара в котле 4—5 ати, температура до 150—158°. Влажность баланса в результате пропарки увеличивается. Пропарка елового баланса влажностью 23—25% в продолжение 7—11 часов при давлении от 4 до 5 ати увеличивает его влажность до 50—61%. Расход пара на пропарку составляет от 0,4 до 0,8 т на 1 т воздушно-сухой древесной массы. Чем дольше продолжается пропарка, тем более темной получается масса. Выход бурой массы из 1 пл. м3 баланса с увеличением давления пара и длительности пропарки понижается. В среднем он на 10% ниже выхода белой древесной массы и составляет 250—270 кг воздушно-сухой массы. Опыты, проведенные на одном древесномассном заводе, показали, что потери при пропарке древесины с уходящими органическими веществами составляют от 3,5 до 11% от веса абсолютно сухой древесины, в среднем около 6,5%. Увеличение до известных пределов времени пропарки древесины способствует повышению жирности массы и улучшению качества получаемого из нее картона (повышаются удельный вес и разрывная длина). Пропарка сухостойной древесины, т. е. с низким содержанием влаги, требует более длительного времени. Реклама: Читать далее: Дефибрирование Статьи по теме: Контроль производства древесной массы Механизация и автоматизация процессов Нормы удельных раходов и элементы себестоимости Химическая древесная масса Очистка, сортирование и сгущение массы Главная → Справочник → Статьи → Блог → Форум

Автоклавная обработка изделий из ячеистого бетона. Теория и практика от «Aeroc International»

Рассматривается технология автоклавной обработки изделий из ячеистого бетона.

Автоклавная обработка является одной из важнейших операций при изготовлении изделий из ячеистого бетона. Её режимы напрямую влияют на такие качественные характеристики готового продукта, как морозостойкость, усадка при высыхании, прочность при сжатии, внешний вид изделий (отколы, трещины). Базовое понимание процессов, происходящих в автоклаве, важно как при полностью автоматическом регулировании работы автоклава, так и при ручном управлении.

В данной статье мы кратко обобщим опыт, накопленный на заводах холдинга «Aeroc International» в автоклавной обработке.

Процесс изготовления ячеистого бетона

В этом разделе представлен краткий обзор всего процесса изготовления ячеистого бетона, поскольку определённые операции, входящие в этот процесс, напрямую влияют на поведение материала при автоклавной обработке.

Ячеистый бетон изготавливается из вяжущих, песка или золы, газообразователя и воды. Вяжущие — известь и цемент — содержат CaO, который имеет решающее значение для процесса. Песок или зола вводит в процесс SiO2. Из компонентов CaO, SiO2 и Н2О в автоклаве при воздействии высокого давления и высокой температуры образуется новый минерал — тоберморит (С4S5H5).

Собственно, образование новых минералов тоберморитовой структуры и возводит ячеистый бетон автоклавного твердения (в просторечии — газобетон) в совершенно другой ранг по сравнению с неавтоклавным ячеистым бетоном («пенобетоном»). Автоклавная обработка обеспечивает значительно более высокие физико-механические характеристики изделий из газобетона в сравнении с пенобетонными изделиями.

Автоклавная обработка обеспечивает значительно более высокие физико-механические характеристики изделий из газобетона в сравнении с пенобетонными изделиями.

Химические процессы, происходящие на разных стадиях производства, можно представить в следующем виде:

1. Выделение водорода на стадии образования пористой структуры в сырце

2. Образование гидроксидов и гидросиликатов на стадии набора сырцом пластической (транспортной) прочности

3. Образование новых минералов (тоберморита) на стадии автоклавной обработки

Для наиболее полного протекания реакций в процессе автоклавной обработки необходимо, чтобы исходные материалы имели достаточно тонкодисперсную структуру. На стадии помола к кремнезёмистому компоненту добавляется гипсовый камень, который служит, в первую очередь, для регулирования реакций в автоклаве, а также ускоряет набор сырцом необходимой пластической прочности.

В смесителе сырьевые материалы перемешиваются, причём на качество перемешивания могут влиять как время смешивания, так и последовательность введения в смеситель сырьевых материалов. На выходе из смесителя должны быть обеспечены высокая гомогенность и определённая вязкость смеси.

Один из важнейших параметров — температура смеси на выходе из смесителя, которая очень сильно влияет на весь дальнейший процесс. При вспучивании газомассы и наборе сырцом необходимой для резки пластической прочности температура в массиве растёт. Огрубляя, можно сказать, что рост температуры продолжается примерно 1–1,5 ч; дальнейший прирост составляет лишь 1–3 C. Однако температура в массиве распределяется неравномерно, она уменьшается в слоях, которые контактируют с бортами заливочной формы и воздухом.

Так как температура массива и её распределение являются важными для некоторых этапов автоклавной обработки, хотим обратить особое внимание на то, что все заводы «Aeroc» оснащены тепловыми тоннелями, которые препятствуют охлаждению массивов через стенки заливочных форм. Кроме того, заливочные формы первого цикла всегда доводятся в тепловых тоннелях до температуры, примерно соответствующей температуре заливки.

При резке массивов большое внимание уделяется отсутствию сквозняков, особенно — в зимнее время. Разрезанные массивы также находятся в тепловых тоннелях, которые препятствуют понижению температуры поверхности сырца, так как передача тепла в ячеистый бетон при автоклавной обработке происходит тем быстрее, чем выше его температура при загрузке в автоклав.

Этапы автоклавной обработки

При разработке режимов автоклавной обработки и привязке их к конкретному технологическому циклу необходимо учесть массу факторов и особенностей того или иного производства: качество сырьевых материалов, параметры смеси (температура и отношение В/Т), номенклатура выпускаемой продукции (размеры, наличие армирования, плотность ячеистого бетона), расположение запариваемых массивов в автоклаве, условия и время выдержки перед автоклавной обработкой и другое.

Автоклавная обработка принципиально разбивается на четыре этапа:

(1) подготовка ячеистого бетона к подъёму давления;

(2) подъём давления;

(3) изотермическая выдержка ячеистого бетона при определённых температуре и давлении;

(4) сброс давления и подготовка изделий к выгрузке из автоклава.

Первый этап может включать (вместе или раздельно) следующие мероприятия:

1. Продувка или предварительный подогрев изделий без давления.

2. Предварительный подогрев изделий при давлении.

3. Вакуумирование.

Целью первого этапа является оптимальная подготовка сырца и среды в автоклаве ко второму этапу процесса — подъёму давления.

Из опыта нашей работы следует, что для изделий, внутренняя температура которых менее  80 C , наиболее предпочтительным из вышеуказанных мероприятий первого этапа является вакуумирование.

За счёт снижения давления в автоклаве вода, находящаяся в материале, начинает кипеть. Кипение воды начинается в самой теплой части массива, а именно — во внутренней его области. При дальнейшем снижении давления кипение продвигается от внутренней области массива наружу, что приводит к полному удалению воздуха из материала. При этом сам материал разогревается, температура по толще массива выравнивается. Необходимый вакуум зависит от конечной температуры массива и, как правило, составляет 0,5 бар. Максимальное разряжение достигается через 25–30 мин и далее поддерживается в течение 15–25 мин. Вакуумирование необходимо производить при горячем автоклаве (температура стенки автоклава должна быть не менее  80 C ). Эту температуру всегда легко сохранить в условиях постоянного производства. В противном случае перед началом процесса автоклавной обработки автоклав необходимо предварительно разогреть без продукции.

Вакуумирование необходимо производить при горячем автоклаве.

Причинами плохого вакуумирования могут быть неисправности, связанные с вакуумной задвижкой, системой автоматического управления, а также неудовлетворительное функционирование вакуумного насоса.

Второй этап – подъём давления – заключается в разогреве материала до температуры изотермической выдержки (как правило, 190–193 C). Разогрев происходит, главным образом, благодаря конденсации горячего пара на относительно холодной поверхности массивов, температура которых в начале процесса ниже температуры насыщенного пара. Образующийся конденсат переносит тепло в ячеистый бетон. Конденсация воды из пара может происходить как в виде капель, так и в виде закрытых водяных плёнок. В какой форме это происходит, зависит, в первую очередь, от разности температур между паром и ячеистым бетоном. Образование закрытых плёнок препятствует теплопередаче, что крайне нежелательно.

Для получения качественных изделий подъём давления следует проводить в три этапа:

(1) от –0,5 бар до 0 бар — 30–45 мин;

(2) от 0 бар до 3 бар — 30–45мин;

(3) от 3 бар до 12 бар — 65 мин.

Если на изделиях появляются отколы и трещины, то подъём давления на первых двух этапах необходимо вести медленнее. Однако если увеличение времени каждого из этапов до 60 мин не даёт должного эффекта, нужно вмешаться в процесс заливки: изменить параметры смеси.

При достижении ячеистым бетоном температуры  150 C начинается ускоренный экзотермический разогрев массивов за счёт энергии, освобождающейся при образовании гидросиликатов. Особое внимание следует обратить на то, что остановка подъёма давления и, тем более, его понижение могут привести к разрушению ячеистого бетона избыточным внутренним давлением. Особенно это характерно для армированных изделий и бетонов, плотность которых более 500 кг/м3.

 Остановка подъёма давления и, тем более, его понижение могут привести к разрушению ячеистого бетона избыточным внутренним давлением.

Изотермическая выдержка проводится в течение определённого времени при заданных давлении и температуре, которые обеспечивают достаточно глубокое протекание химических реакций образования новых минералов.

Оптимальная температура изотермии при производстве ячеистого бетона составляет 190–193 C, рабочее давление в автоклаве — 11,5–13 бар. Время выдержки зависит как от номенклатуры продукции (мелкоштучные блоки или армированные изделия), так и от её плотности. Для плотности 350–500 кг/м3 оптимальное время выдержки составляет 360 мин при давлении 12 бар.

Если сырьевые материалы подобраны правильно, а рецептура рассчитана корректно, в автоклаве на стадии выдержки происходит самопроизвольный рост давления без подачи в автоклав пара.

Сброс давления должен проводиться плавно. Продолжительность сброса давления зависит в основном от номенклатуры продукции и от плотности изделий. Для плотностей 350–500 кг/м3 оптимальное время сброса, по нашему опыту, составляет 90 мин. Для изделий плотностью 600 кг/м3 и более, а также для армированных изделий, продолжительность сброса увеличивается, а сам сброс проводится ступенчато с разными градиентами.

Причины дефектов в материале, которые возникают при автоклавной обработке и пути их устранения

 1. Незатвердевшие участки массива (рис. 2).

Внешне выглядят как тёмные пятна, расположенные в средней части блока. Появляются в том случае, когда при автоклавной обработке температура бетона в этих областях недостаточна для образования гидросиликатов. Причиной может послужить недостаточность вакуумирования, в результате которой вода в этих зонах не закипает и воздух не вытесняется. В данном случае увеличение времени экзотермической выдержки эффекта не даёт.

Для устранения данного дефекта необходимо увеличить глубину вакуума и время выдержки при отрицательном давлении. Также в этом случае можно прибегнуть к комбинации продувки и вакуумирования. Если при осуществлении этих действий ситуация не изменится, необходимо вмешаться в процесс дозирования и смешивания: снизить на сколько это возможно отношение В/Т и увеличить внутреннюю температуру в массиве до 80–85 C.

2. Отколы и трещины (рис. 3).

Механизм образования этих дефектов таков: пар конденсируется не только на поверхности материала, но и в толще массива. До тех пор, пока ячейки полностью не заполнены водой, разрушений не возникает, но как только начинает конденсироваться слишком много воды, внутри материала возникает значительное напряжение, которое в последствии приводит к разрушению.

Разрушения могут быть разной интенсивности: от тонких волосяных трещин до сильных поверхностных разрушений.

Итак, отколы появляются всегда, когда в автоклав подаётся слишком много пара за единицу времени. Поэтому при возникновении отколов и трещин следует увеличить длительность подъёма давления на первых двух этапах — от –0,5 до 0 бар и от 0 до 3 бар, соответственно. Если же при увеличении длительности подъёма давления результат не получен, необходимо изменить некоторые параметры.

Первый параметр — это температура массива до начала автоклавной обработки: чем холоднее массив, тем больше воды в нем конденсируется. Поэтому необходимо провести ряд мероприятий, исключающих остывание массива, а именно: предусмотреть наличие подогреваемых камер предавтоклавной выдержки, увеличить конечную температуру сырца, исключить сквозняки.

Второй и наиболее важный параметр — это количество воды, которое имеется в массиве при загрузке его в автоклав.

Когда материал формуется с высоким отношением В/Т, он содержит в себе очень много воды. Для автоклавной обработки на единицу массы воды сырца требуется четырёхкратное по массе количество пара. Избыток воды в сырце ведёт к увеличению расхода пара. В результате в материал начинает впитываться излишнее количество конденсата, что неминуемо приводит к откалыванию бетона. Единственный выход из такой ситуации — пересмотр существующих рецептур с целью снижения отношения В/Т. 

Оптимальное отношение В/Т для изделий плотностью 350–500 кг/м3, производимых по литьевой технологии, должно находится в пределах 0,6–0,67.

Автор статьи надеется на отклик специалистов, занимающихся изготовлением изделий из ячеистого бетона автоклавного твердения, а также на то, что обобщение нашего опыта поможет дальнейшему совершенствованию производств, работающих по литьевой технологии и, как следствие этого, выпуску продукции более высокого качества.

Д. Рудченко,
Руководитель по развитию ООО «Аэрок СПб»

Обзор влияния состава сырья и режимов отверждения паром на характеристики и микроструктуру сборного железобетона

Динамическая реакция монолитных и сборных железобетонных соединений с мокрыми соединениями при ударных нагрузках. англ. Структура 2022;250:113434. doi: 10.1016/j.engstruct.2021.113434. [CrossRef] [Google Scholar]

2. Li B.B., Wang J.F., Duan M.J., Guo L., Wang B. Циклическое экспериментальное и численное аналитическое исследование сборных железобетонных каркасов с защемленными связями с учетом различных сборочных соединений. Структуры. 2021;34:1135–1153. doi: 10.1016/j.istruc.2021.08.022. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

3. Радан Т. Преимущества сборного железобетона в строительстве дорожной инфраструктуры. Procedia англ. 2017;196:176–180. [Google Scholar]

4. Wei W., Shao Z., Qiao R., Chen W., Zhou H., Yuan Y. Последние разработки применения микроволнового излучения для обработки бетона. Констр. Строить. Матер. 2021;269:121224. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.121224. [CrossRef] [Google Scholar]

5. Liang C.F., Pan B.H., Ma Z.M., He Z., Duan Z. Использование отверждения CO ₂ для улучшения свойств переработанного заполнителя и готового бетона: обзор. Цем. Конкр. Композиции 2020;105:103446. doi: 10.1016/j.cemconcomp.2019.103446. [CrossRef] [Google Scholar]

6. Он З.М. Влияние теплового повреждения при отверждении паром на бетон и соответствующие меры по улучшению. Центральный южный университет; Чанша, Китай: 2012. (На китайском языке) [Google Scholar]

7. Ваасудева Б.В., Дхандапани Ю., Сантанам М. Оценка эффективности комбинации известняк-кальцинированная глина (LC ² ) в качестве заменителя цемента в бетонных системах, подверженных к кратковременному тепловому отверждению. Констр. Строить. Матер. 2021;302:124121. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.124121. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

8. Чжан Дж.Ю., Чен Т.Ф., Гао С.Дж. Включение самовоспламеняющейся угольной пустой породы в сборный железобетон парового отверждения. Дж. Чистый. Произв. 2021;292:126004. doi: 10.1016/j.jclepro.2021.126004. [CrossRef] [Google Scholar]

9. Гесоглу М., Гюнейси Э., Али Б., Мермердаш К. Прочностные и транспортные свойства паро- и водоотверждаемых легких заполнителей. Констр. Строить. Матер. 2013;49:417–424. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2013.08.042. [CrossRef] [Google Scholar]

10. Verbeck G.J., Helmuth R.H. Структура и физические свойства цементного теста; Материалы Пятого международного симпозиума по химии цемента; Токио, Япония. 7–11 октября 1968; стр. 1–32. [Google Scholar]

11. Кьелльсен К.О., Детвилер Р.Дж., Гьорв О.Э. Визуализация цементных паст, гидратированных при различной температуре, методом обратного рассеяния электронов. Цем. Конкр. Рез. 1990; 20: 308–311. doi: 10.1016/0008-8846(90)

-C. [CrossRef] [Google Scholar]

12. Pang X.Y., Sun L.J., Sun F., Zhang G., Guo S., Bu Y. Исследование кинетики гидратации цемента в диапазоне температур от 15 °C до 95 °C. Цем. Конкр. Рез. 2021;148:106552. doi: 10.1016/j.cemconres.2021.106552. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

13. Лю Б.Дж., Ши Дж.Ю., Чжоу Ф., Шен С., Дин Ю., Цинь Дж. Влияние режимов отверждения паром на капиллярное водопоглощение бетона: прогноз с использованием многомерных регрессионных моделей. Констр. Строить. Матер. 2020;256:119426. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119426. [CrossRef] [Google Scholar]

14. Bahafid S., Ghabezlooa S., Duc M., Faure P., Sulem J. Влияние температуры гидратации на микроструктуру цемента класса G: C-S-H состав и плотность. Цем. Конкр. Рез. 2017;95: 270–281. doi: 10.1016/j.cemconres.2017.02.008. [CrossRef] [Google Scholar]

15. Shen P.L., Lua L.N., He YJ., Wang F., Hu S. Влияние режимов отверждения на механические свойства, наномеханические свойства и микроструктуру сверхвысококачественного бетона. Цем. Конкр. Рез. 2019; 118:1–13. doi: 10.1016/j.cemconres.2019.01.004. [CrossRef] [Google Scholar]

16. Чжоу Ю. К., Лю Дж. Х., Лу Б. К., Джи Х. Г. Микроструктура и наномеханические характеристики бетона в прибрежных сверхглубоких шахтных условиях. Констр. Строить. Матер. 2021;279:122504. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.122504. [CrossRef] [Google Scholar]

17. Escalante-García J.I., Sharp J.H. Влияние температуры на гидратацию основных клинкерных фаз в портландцементах: часть I, чистые цементы. Цем. Конкр. Рез. 1998; 28:1245–1257. doi: 10.1016/S0008-8846(98)00115-X. [CrossRef] [Google Scholar]

18. García Calvo J.L., Alonso M.C., Fernández Luco L., Velasco M.R. Долговечность устойчивых самоуплотняющихся бетонов в сборных железобетонных изделиях благодаря тепловому отверждению. Констр. Строить. Матер. 2016;111:379–385. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2016.02.097. [CrossRef] [Google Scholar]

19. Ма К. Л., Лонг Г. К., Се Ю. Дж. Реальный случай преждевременного износа пропаренной бетонной плиты пути из-за ASR и DEF. Кейс Стад. Констр. Матер. 2017; 6: 63–71. doi: 10.1016/j.cscm.2016.12.001. [CrossRef] [Google Scholar]

20. Ма К.Л., Хе Дж.Х., Лонг Г.К., Данг Х.Ф., Се Ю.Дж. Температурный эффект парового отверждения и его влияние на тепловое повреждение материала на основе цемента. Матер. Отчет 2017; 31: 171–176. (на китайском языке) [Google Scholar]

21. Ши Дж.Ю., Лю Б.Дж., Чжоу Ф., Шен С., Го А., Се Ю. Влияние режимов отверждения паром на градиент температуры и влажности, проницаемость и микроструктуру бетона. Констр. Строить. Матер. 2021;281:122562. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.122562. [CrossRef] [Google Scholar]

22. Duan Y., Wang Q.C., Yang ZJ, Cui X., Liu F., Chen H. Исследование влияния температуры и продолжительности отверждения паром на прочность изготовленного пескобетона и модель оценки прочности с учетом термического повреждения. Констр. Строить. Матер. 2021;315:125531. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.125531. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

23. Рамезанианпур А.М., Эсмаили К., Гахари С.А., Рамезанианпур А.А. Влияние начального пропаривания и различных видов минеральных добавок на механические и прочностные свойства самоуплотняющихся бетонов. Констр. Строить. Матер. 2014;73:187–194. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2014.09.072. [CrossRef] [Google Scholar]

24. Li Q.T., Liu P., Sun H.F. Исследование деформации свободного расширения бетона в процессе нагрева. Констр. Строить. Матер. 2021;306:124871. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.124871. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

25. Ван П.Г., Фу Х., Го Т.Ф., Цзо В., Чжао Х., Тянь Л., Чен С. Объемная деформация пропаренного бетона с летучей золой во время и после пропаривания. Констр. Строить. Матер. 2021;306:124854. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.124854. [Бесплатная статья PMC] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]

26. Zou C., Long G., Zeng X., Ma C., Xie Y., Sun Z. Выделение воды и кинетика гидратации цементного теста в условиях пропаривания по методу ЯМР слабого поля. Констр. Строить. Матер. 2021;271:121583. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.121583. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

27. Shen P., Lu L., He Y., Rao M., Fu Z., Wang F., Hu S. Экспериментальное исследование автогенной усадки пропаренного бетона со сверхвысокими характеристиками. Констр. Строить. Матер. 2018;162:512–522. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.11.172. [CrossRef] [Google Scholar]

28. Цзоу С., Лонг Г., Се Ю., Хе Дж., Ма С., Цзэн С. Эволюция многомасштабной пористой структуры бетона в процессе пропаривания. Микропористая мезопористая материя. 2019;288:109566. doi: 10.1016/j.micromeso.2019.109566. [CrossRef] [Google Scholar]

29. Yu Y., Jin Z., Shao S., Zhang X., Li N., Xiong C. Эволюция температурных напряжений и свойств бетона при растяжении в процессе пропаривания. Констр. Строить. Матер. 2021;305:124691. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.124691. [CrossRef] [Google Scholar]

30. Zhu Y., Zhang Y., Hussein H.H., Liu J., Chen G. Экспериментальное исследование и теоретический прогноз сдерживаемых напряжений, вызванных усадкой, в композитах UHPC-RC при нормальном отверждении и паре. отверждение Цем. Конкр. Композиции 2020;110:103602. doi: 10.1016/j.cemconcomp.2020.103602. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

31. Хайнц Д., Людвиг Ю. Механизм последующего образования эттрингита в строительных растворах и бетонах после термической обработки; Материалы 8-го Международного конгресса по химии цемента; Рио-де-Жанейро, Бразилия. 22–27 сентября 1986 г .; Рио-де-Жанейро, Бразилия: Abla Gráfica e Editora Ltd.; 1986. С. 189–194. [Google Scholar]

32. Taylor H.F.W., Famy C., Scrivener K.L. Замедленное образование эттрингита. Цем. Конкр. Рез. 2001; 31: 683–693. doi: 10.1016/S0008-8846(01)00466-5. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

33. Gu Y., Metalssi O.O., Martin R.P., Fen-Chong T., Dangla P. Обнаружение эттрингита из-за DEF в порах цементного теста с помощью тестов на растворение при нагревании. Констр. Строить. Матер. 2020;258:120000. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.120000. [CrossRef] [Google Scholar]

34. Чжуан С., Сунь Дж. Возможность надлежащего повышения температуры для приготовления большого количества летучей золы или шлака, отвержденного паром: оценка DEF, 4-летней прочности и долговечности. Констр. Строить. Матер. 2020;242:118094. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.118094. [CrossRef] [Google Scholar]

35. Чжан З., Олек Дж., Даймонд С. Даймонд. Исследования замедленного образования эттрингита в строительных растворах термического отверждения: II. Характеристики цемента, который может быть восприимчив к DEF. Цем. Конкр. Рез. 2002; 32: 1737–1742. doi: 10.1016/S0008-8846(02)00894-3. [CrossRef] [Google Scholar]

36. Escadeillas G., Aubert J.E., Segerer M., Prince W. Некоторые факторы, влияющие на замедленное образование эттрингита в термоотверждаемых строительных растворах. Цем. Конкр. Рез. 2007; 37: 1445–1452. doi: 10.1016/j.cemconres.2007.07.004. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

37. Чжоу Ю. К., Лю Дж. Х., Хуан С., Ян Х. Т., Цзи Х. Г. Изменение характеристик бетонной крепи шахты в моделируемых прибрежных условиях сверхглубоких шахт. Констр. Строить. Матер. 2020;230:116909. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2019.116909. [CrossRef] [Google Scholar]

38. Li C., Sun H., Li L. Обзор: Сравнение щелочеактивированного шлакового (Si + Ca) и метакаолинового (Si + Al) цементов. Цем. Конкр. Рез. 2010;40:1341–1349. doi: 10.1016/j.cemconres.2010.03.020. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

39. Ян Н.Р. Химия нетрадиционных вяжущих материалов. Издательство Уханьского технологического университета; Ухань, Китай: 2017. (На китайском языке) [Google Scholar]

40. Эскаланте-Гарсия Дж., Шарп Дж. Влияние температуры на гидратацию основных клинкерных фаз в портландцементах: Часть II, Цементы с добавками. Цем. Конкр. Рез. 1998; 28:1259–1274. doi: 10.1016/S0008-8846(98)00107-0. [CrossRef] [Google Scholar]

41. Дешнер Ф., Лотенбах Б., Виннефельд Ф., Нойбауэр Дж. Влияние температуры на гидратацию портландцемента, смешанного с кремнистой летучей золой. Цем. Конкр. Рез. 2013;52:169–181. doi: 10.1016/j.cemconres.2013.07.006. [CrossRef] [Google Scholar]

42. Lam L., Wong Y.L., Poon C.S. Степень гидратации и соотношение гель/пространство в системе с большим объемом летучих материалов/цемента. Цем. Конкр. Рез. 2000;30:747–756. doi: 10.1016/S0008-8846(00)00213-1. [CrossRef] [Google Scholar]

43. Нармлюк М., Нава Т. Влияние летучей золы на кинетику гидратации портландцемента при различных температурах твердения. Цем. Конкр. Рез. 2011; 41: 579–589. doi: 10.1016/j.cemconres.2011.02.005. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

44. Языджи Х., Айдын С., Йигитер Х., Барадан Б. Влияние пропаривания на бетонные смеси с большим объемом летучей золы класса С. Цем. Конкр. Рез. 2005; 35:1122–1127. doi: 10.1016/j.cemconres.2004.08.011. [CrossRef] [Google Scholar]

45. Yang J., Hu H., He X., Su Y., Wang Y., Tan H., Pan H. Влияние отверждения паром на прочность на сжатие и микроструктуру больших объемов. ультрадисперсный зольный цементный раствор. Констр. Строить. Матер. 2021;266:120894. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.120894. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

46. Цзоу Ф.Б., Тан Х.Б., Хе Х.Ю., Ма Б., Дэн Х., Чжан Т., Мэй Дж., Лю Х., Ци Х. Влияние триизопропаноламина на прочность на сжатие и гидратацию пропаренного цемента. зольная паста. Констр. Строить. Матер. 2018; 192: 836–845. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.10.087. [CrossRef] [Google Scholar]

47. Liu M., Tan H., He X. Влияние нано-SiO ₂ на раннюю прочность и микроструктуру пропаренной цементной системы с большим объемом летучей золы. Констр. Строить. Матер. 2019;194:350–359. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.10.214. [CrossRef] [Google Scholar]

48. Mei J., Tan H., Li H., Ma B., Liu X., Jiang W., Zhang T., Li X. Влияние сульфата натрия и нано-SiO ₂ на гидратацию и микроструктуру цементных материалов, содержащих большое количество летучей золы, при отверждении паром. Констр. Строить. Матер. 2018; 163: 812–825. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.12.159. [CrossRef] [Google Scholar]

49. Mei J., Ma B., Tan H., Li H., Liu X., Jiang W., Zhang T., Guo Y. Влияние парового отверждения и нанокремнезема на характеристики гидратации и микроструктуры цементной системы с большим объемом летучей золы. Констр. Строить. Матер. 2018;171:83–95. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.03.056. [CrossRef] [Google Scholar]

50. Castellano C.C., Bonavetti V.L., Donza H.A., Irassar E.F. Влияние в/б и температуры на гидратацию и прочность доменных шлакоцементов. Констр. Строить. Матер. 2016; 111: 679–688. doi: 10.1016/j. conbuildmat.2015.11.001. [CrossRef] [Google Scholar]

51. Огиригбо О.Р., Блэк Л. Влияние состава шлака и температуры на гидратацию и микроструктуру шлакосодержащих цементов. Констр. Строить. Матер. 2016;126:496–507. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2016.09.057. [CrossRef] [Google Scholar]

52. Нгуен Х.В., Накараи К., Фам К.Х., Каджита С., Сагава Т. Влияние типа шлака и метода отверждения на характеристики расширяющегося бетона. Констр. Строить. Матер. 2020;262:120422. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.120422. [CrossRef] [Google Scholar]

53. Вон Дж.П., Ким Х.Х., Ли С.Дж., Чой С.Дж. Снижение содержания углерода в сборном железобетоне в морской среде. Констр. Строить. Матер. 2015;74:118–123. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2014.090,074. [CrossRef] [Google Scholar]

54. Yan X., Jiang L., Guo M., Chen Y., Song Z., Bian R. Оценка сульфатостойкости шлакосодержащего бетона при пропаривании. Констр. Строить. Матер. 2019;195:231–237. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.11.073. [CrossRef] [Google Scholar]

55. Yan X., Jiang L., Guo M., Chen Y., Zhu P., Jin W., Zha J. Использование ЭДТА-2Na для ингибирования сульфатной коррозии в шлакоцементном растворе под паровым отверждением. Констр. Строить. Матер. 2020;265:120324. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.120324. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

56. Панесар Д.К., Акель М., Рхед Д., Шелл Х. Влияние типа цемента и размера частиц известняка на долговечность самоуплотняющегося бетона, отвержденного паром. Цем. Конкр. Композиции 2017;80:175–189. doi: 10.1016/j.cemconcomp.2017.03.007. [CrossRef] [Google Scholar]

57. Zhang Z., Wang Q., Chen H. Свойства крупнообъемного известнякового порошкового бетона при стандартных условиях отверждения и отверждения паром. Порошковая технология. 2016; 301:16–25. doi: 10.1016/j.powtec.2016.05.054. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

58. Mo Z., Gao X., Su A. Механические характеристики и микроструктура матрицы UHPC, содержащей метакаолин, в условиях отверждения паром. Констр. Строить. Матер. 2021;268:121112. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.121112. [CrossRef] [Google Scholar]

59. Cassagnabère F., Escadeillas G., Mouret M. Изучение реакционной способности цементно-метакаолиновых вяжущих в раннем возрасте для специального использования в сборном железобетоне, отвержденном паром. Констр. Строить. Матер. 2009; 23: 775–784. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2008.02.022. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

60. Шен П., Лу Л., Чен В., Ван Ф., Ху С. Эффективность метакаолина в высокопрочном бетоне, отвержденном паром. Констр. Строить. Матер. 2017; 152: 357–366. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.07.006. [CrossRef] [Google Scholar]

61. Ян Д., Цзэн Д.Х., Чжан Дж., Ли Л.Дж., Мао Р. Химические и микробные свойства загрязненных почв вокруг магнезитового рудника на северо-востоке Китая. Деградация земли. Дев. 2012; 23: 256–262. doi: 10.1002/ldr.1077. [CrossRef] [Google Scholar]

62. Санчес-Лопес А.С., Каррильо-Гонсалес Р., Гонсалес-Чавес M.D.C.A., Росас-Саито Г. Х., Вангронсвелд Дж. Фитобарьеры: растения улавливают частицы, содержащие потенциально токсичные элементы из хвостохранилищ в полузасушливых районах. регионы. Окружающая среда. Загрязн. 2015;205:33–42. doi: 10.1016/j.envpol.2015.05.010. [PubMed] [CrossRef] [Академия Google]

63. Вигнешвари М., Аруначалам К., Ангаярканни А. Замена микрокремнезема термически обработанной золой рисовой шелухи в реактивном порошковом бетоне. Дж. Чистый. Произв. 2018; 188: 264–277. doi: 10.1016/j.jclepro.2018.04.008. [CrossRef] [Google Scholar]

64. Li B., Cao R., You N., Chen C., Zhang Y. Продукты и свойства цементного раствора парового отверждения, содержащего литиевый шлак, при частичном погружении в раствор сульфата. Констр. Строить. Матер. 2019;220:596–606. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2019.06.062. [CrossRef] [Google Scholar]

65. Li B., Huo B., Cao R., Wang S., Zhang Y. Сульфатостойкость цементного раствора с примесью ферроникелевого шлака, отвержденного паром. Цем. Конкр. Композиции 2019;96:204–211. doi: 10.1016/j.cemconcomp.2018.12.001. [CrossRef] [Google Scholar]

66. Зейад А.М., Джохари М.А.М., Альхарби Ю.Р., Абадель А.А., Амран Ю.М., Тайех Б.А., Абуталеб А. Влияние режимов пропаривания на свойства ультрадисперсного высокопрочного сырого бетона на основе ПОФА . Дж. Билд. англ. 2021;38:102204. doi: 10.1016/j.jobe.2021.102204. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

67. Хань Ф., Сонг С., Лю Дж., Хуанг С. Свойства сборного железобетона пропаренного твердения, содержащего железобетонный порошок. Порошковая технология. 2019; 345: 292–299. doi: 10.1016/j.powtec.2019.01.007. [CrossRef] [Google Scholar]

68. Cai L., Ma B., Li X., Lv Y., Liu Z., Jian S. Механические и гидратационные характеристики автоклавного ячеистого бетона (AAC), содержащего железные хвосты: Влияние содержания и тонкости. Констр. Строить. Матер. 2016; 128:361–372. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2016.10.031. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

69. Утикава Х., Ханехара С., Саваки Д. Роль стерической силы отталкивания в диспергировании частиц цемента в свежем тесте, приготовленном с органической добавкой. Цем. Конкр. Рез. 1996; 27:37–50. doi: 10.1016/S0008-8846(96)00207-4. [CrossRef] [Google Scholar]

70. Fiol F., Thomas C., Muñoz C., Ortega-López V., Manso J. Влияние переработанных заполнителей из сборных элементов на механические свойства конструкционного самоуплотняющегося бетона. . Констр. Строить. Матер. 2018;182:309–323. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.06.132. [CrossRef] [Google Scholar]

71. Hanif A., Kim Y., Lu Z., Park C. Поведение бетона из переработанного заполнителя в раннем возрасте в режиме пропаривания. Дж. Чистый. Произв. 2017; 152:103–114. doi: 10.1016/j.jclepro.2017.03.107. [CrossRef] [Google Scholar]

72. Gonzalez-Corominas A., Etxeberria M., Poon C.S. Влияние пропаривания на структуру пор и механические свойства высокоэффективного зольного бетона, приготовленного с переработанными заполнителями. Цем. Конкр. Композиции 2016;71:77–84. doi: 10.1016/j.cemconcomp.2016.05.010. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

73. Yammine A., Leklou N. , Choinska M., Bignonnet F., Mechling J.M. Повреждение DEF в горячеотверждаемых растворах из переработанного бетонно-песчаного заполнителя. Констр. Строить. Матер. 2020;252:119059. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119059. [CrossRef] [Google Scholar]

74. Лонг Г., Ян Дж., Се Ю. Механические характеристики пропаренного высокопрочного бетона с добавлением легкого заполнителя. Констр. Строить. Матер. 2017; 136: 456–464. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2016.12.171. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

75. Ogawa Y., Bui P.T., Kawai K., Sato R. Влияние заполнителя отходов пористой керамической черепицы на увеличение прочности и стойкость к карбонизации бетона с паровым отверждением. Констр. Строить. Матер. 2020;236:117462. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2019.117462. [CrossRef] [Google Scholar]

76. Салеса А., Перес-Бенедикто Х.А., Колорадо-Арангурен Д., Лопес-Хулиан П.Л., Эстебан Л.М., Санс-Бальдуз Л.Х., Саес-Хосталед С.Л., Рамис Х., Оливарес Д. , Физико-механические свойства многокомпонентного вторичного бетона производства сборного железобетона. Дж. Чистый. Произв. 2017; 141: 248–255. doi: 10.1016/j.jclepro.2016.090,058. [CrossRef] [Google Scholar]

77. Erdem S., Blankson M.A. Экологические характеристики и механический анализ бетона, содержащего переработанное асфальтовое покрытие (RAP) и отходы сборного железобетона в качестве заполнителя. Дж. Азар. Матер. 2014; 264:403–410. doi: 10.1016/j.jhazmat.2013.11.040. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]

78. Соареш Д., Де Брито Дж., Феррейра Дж., Пачеко Дж. Использование грубых переработанных заполнителей из отходов сборного железобетона: механические характеристики и долговечность. Констр. Строить. Матер. 2014;71:263–272. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2014.08.034. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

79. Эскандер С.М., Фанхаузер С. Снижение выбросов парниковых газов за счет национального климатического законодательства. Нац. Клим. Изменять. 2020;10:750–756. doi: 10.1038/s41558-020-0831-z. [CrossRef] [Google Scholar]

80. Кастюкас Г., Руан С., Лян С. , Чжоу С. Разработка сборного геополимерного бетона путем отверждения в печи и микроволнового излучения с оценкой воздействия на окружающую среду. Дж. Чистый. Произв. 2020;255:120290. doi: 10.1016/j.jclepro.2020.120290. [CrossRef] [Google Scholar]

81. Chen C., Habert G., Bouzidi Y., Jullien A., Ventura A. Процедура распределения LCA, используемая в качестве стимулирующего метода для переработки отходов: применение минеральных добавок в бетоне. Ресурс. Консерв. Переработка 2010;54:1231–1240. doi: 10.1016/j.resconrec.2010.04.001. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

82. Ши Дж., Лю Б., Ву С., Цинь Дж., Цзян Дж., Хэ З. Изменение механических свойств и проницаемости бетона в процессе пропаривания. Дж. Билд. англ. 2020;32:101796. doi: 10.1016/j.jobe.2020.101796. [CrossRef] [Google Scholar]

83. Ши Дж., Лю Б., Шен С., Тан Дж., Дай Дж., Цзи Р. Влияние режима отверждения на долговременную механическую прочность и транспортные свойства паров. затвердевший бетон. Констр. Строить. Матер. 2020;255:119407. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119407. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

84. Ши Дж., Лю Б., Ву С., Тан Дж., Дай Дж., Цзи Р. Влияние отверждения паром на поверхностную проницаемость бетона: различные среды передачи. Дж. Билд. англ. 2020;32:101475. doi: 10.1016/j.jobe.2020.101475. [CrossRef] [Google Scholar]

85. Ши Дж., Лю Б., Чжоу Ф., Шен С., Дай Дж., Цзи Р., Тан Дж. Тепловое повреждение бетонных поверхностей при мерах по отверждению и улучшению паром. Констр. Строить. Матер. 2020;252:119104. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119104. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

86. Лю Б., Цзян Дж., Шен С., Чжоу Ф., Ши Дж., Хе З. Влияние методов отверждения бетона после отверждения паром на механическую прочность и проницаемость. Констр. Строить. Матер. 2020;256:119441. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119441. [CrossRef] [Google Scholar]

87. Zou C., Long G., Ma C., Xie Y. Влияние последующего отверждения на проницаемость поверхности и прочность на сжатие пропаренного бетона. Констр. Строить. Матер. 2018; 188: 424–432. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.08.076. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

88. Здеб Т. Анализ параметров процесса пропаривания и автоклавирования реактивных порошковых бетонов. Констр. Строить. Матер. 2017; 131:758–766. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2016.11.026. [CrossRef] [Google Scholar]

89. Эрдем Т.К., Туранлы Л., Эрдоган Т.Ю. Время схватывания: важный критерий для определения продолжительности периода задержки перед отверждением бетона паром. Цем. Конкр. Рез. 2003; 33: 741–745. doi: 10.1016/S0008-8846(02)01058-X. [CrossRef] [Академия Google]

90. Peng G.F., Niu X.J., Shang Y.J., Zhang DP., Chen X.W., Ding H. Комбинированное твердение как новый подход к повышению стойкости сверхвысококачественного бетона к взрывному выкрашиванию при высокой температуре и его механических свойств. Цем. Конкр. Рез. 2018; 109: 147–158. doi: 10.1016/j.cemconres.2018.04.011. [CrossRef] [Google Scholar]

91. Alghazali H.H., Aljazaeri Z. R., Myers J.J. Влияние режимов ускоренного отверждения на большие объемы зольных смесей на заводах по производству сборных железобетонных изделий. Цем. Конкр. Рез. 2020;131:105913. doi: 10.1016/j.cemconres.2019.105913. [CrossRef] [Google Scholar]

92. Кан Х., Мун Дж. Влияние вторичного отверждения на гидратацию бетона со сверхвысокими характеристиками. Констр. Строить. Матер. 2021;298:123874. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.123874. [CrossRef] [Google Scholar]

93. Li G., Zhou J., Yue J., Gao X., Wang K. Влияние нано-SiO ₂ и вторичного отверждения водой на стойкость к карбонизации и хлоридам автоклавных конкретный. Констр. Строить. Матер. 2020;235:117465. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2019.117465. [CrossRef] [Google Scholar]

94. Ростами В., Шао Ю., Бойд А.Дж. Долговечность бетонных труб, подвергнутых комбинированной парогазовой обработке. Констр. Строить. Матер. 2011;25:3345–3355. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2011.03.025. [CrossRef] [Google Scholar]

95. Йим Х.Дж., Парк С.Дж., Джун Ю. Физико-химические и механические изменения термически поврежденных цементных паст и бетона в условиях повторного отверждения. Цем. Конкр. Рез. 2019;125:105831. doi: 10.1016/j.cemconres.2019.105831. [Перекрестная ссылка] [Академия Google]

96. Джоши С. Оценка экологического жизненного цикла продукта с использованием методов ввода-вывода. J. Ind. Ecol. 2000;3:95–120. doi: 10.1162/108819899569449. [CrossRef] [Google Scholar]

97. Li X.J., Zheng Y.D. Использование LCA для исследования углеродного следа сборных железобетонных свай на этапе строительства здания: исследование в Китае. Дж. Чистый. Произв. 2020;245:118754. doi: 10.1016/j.jclepro.2019.118754. [CrossRef] [Google Scholar]

Методы оценки потребления пара

Дом / Узнать о паре /

Методы оценки расхода пара

Содержимое

• Инженерные единицы
• Что такое пар?
• Перегретый пар
• Качество пара
• Теплопередача
• Методы оценки расхода пара
• Измерение потребления пара
• Тепловой рейтинг
• Энергопотребление резервуаров и чанов
• Отопление с помощью змеевиков и кожухов
• Обогрев чанов и резервуаров с помощью впрыска пара
• Потребление пара трубами и воздухонагревателями
• Потребление пара теплообменниками
• Потребление пара растительными предметами
• Энтропия — основное понимание
• Энтропия — ее практическое применение

Назад, чтобы узнать о паре

Методы оценки потребления пара

Как рассчитать потребность в паре для проточных и непроточных приложений. Включая прогрев, потери тепла и рабочие нагрузки.

Оптимальная конструкция паровой системы во многом зависит от того, точно ли установлен расход пара. Это позволит рассчитать размеры труб, а вспомогательные устройства, такие как регулирующие клапаны и конденсатоотводчики, могут быть рассчитаны для получения наилучших возможных результатов. Потребность установки в паре может быть определена несколькими различными методами:

Расчет
Путем анализа тепловыделения элемента установки с использованием уравнений теплопередачи можно получить оценку расхода пара. Хотя теплопередача не является точной наукой и может быть много неизвестных переменных, можно использовать предыдущие экспериментальные данные из аналогичных приложений. Результаты, полученные с помощью этого метода, обычно достаточно точны для большинства целей.

Измерение
Потребление пара можно определить прямым измерением с использованием расходомера. Это позволит получить относительно точные данные о потреблении пара для существующей установки.

Однако для завода, находящегося еще на стадии проектирования или еще не запущенного в эксплуатацию, этот метод малопригоден.

Тепловая мощность
Тепловая мощность (или расчетная мощность) часто указывается на паспортной табличке отдельного элемента установки, как указано производителем. Эти характеристики обычно выражают ожидаемую тепловую мощность в кВт, но требуемый расход пара в кг/ч будет зависеть от рекомендуемого давления пара.

Изменение любого параметра, которое может изменить ожидаемую тепловую мощность, означает, что тепловая (расчетная) мощность и подключенная нагрузка (фактический расход пара) не будут совпадать. Рейтинг производителя указывает на идеальную мощность изделия и не обязательно соответствует подключенной нагрузке.

Расчет

В большинстве случаев тепло в паре требуется для двух целей:

1) Для изменения температуры продукта, т. е. для обеспечения «нагрева» компонента

2) Для поддержания продукта температура, так как тепло теряется по естественным причинам или по проекту, что обеспечивает компонент «теплопотери».

В любом процессе нагрева компонент «нагрев» будет уменьшаться по мере повышения температуры продукта, а перепад температур между нагревательным змеевиком и продуктом уменьшается. Однако составляющая потерь тепла будет увеличиваться по мере повышения температуры продукта и увеличения потерь тепла в окружающую среду из резервуара или трубопровода.

Общая потребность в тепле в любое время представляет собой сумму этих двух компонентов.

Уравнение, используемое для определения количества тепла, необходимого для повышения температуры вещества (уравнение 2.1.4, из модуля 2), может быть разработано для применения к целому ряду процессов теплопередачи.

В своей первоначальной форме это уравнение может быть использовано для определения общего количества тепловой энергии в течение всего процесса. Однако в нынешнем виде он не учитывает скорость теплопередачи. Чтобы установить скорость теплопередачи, различные типы применения теплообмена можно разделить на две широкие категории:

Применения непроточного типа
, когда нагреваемый продукт представляет собой фиксированную массу и единую партию в пределах сосуда.

Применения проточного типа
, где нагретая жидкость постоянно течет по поверхности теплопередачи.

Применения непроточного типа

При применении непроточного типа технологическая жидкость хранится в виде единой порции в пределах сосуда. Паровой змеевик, расположенный в сосуде, или паровая рубашка вокруг сосуда могут представлять собой поверхность нагрева. Типичными примерами являются калориферы для хранения горячей воды, как показано на рис. 2.6.1, и резервуары для хранения нефти, где большой круглый стальной резервуар заполнен вязкой нефтью, требующей тепла, прежде чем ее можно будет перекачать. Некоторые процессы связаны с нагревом твердых тел; типичными примерами являются прессы для шин, гладильные машины для стирки, вулканизаторы и автоклавы.

В некоторых непроточных приложениях время нагрева процесса не имеет значения и игнорируется. Однако в других, таких как резервуары и вулканизаторы, это может быть не только важно, но и иметь решающее значение для всего процесса.

Рассмотрим два непроточных процесса нагрева, требующих одинакового количества тепловой энергии, но разного времени нагрева. Скорости теплопередачи будут разными, в то время как общее количество переданного тепла будет одинаковым.

Средняя скорость теплопередачи для таких применений может быть получена путем изменения уравнения 2.1.4 в уравнение 2.6.1:

Пример 2.6.1

Расчет средней скорости теплопередачи в непроточной системе.

Некоторое количество масла нагревают от температуры 35 °C до 120 °C в течение 10 минут (600 секунд). Объем масла составляет 35 литров, его удельный вес составляет 0,9, а его удельная теплоемкость составляет 1,9 кДж/кг °C в этом диапазоне температур.

Определить требуемую скорость теплопередачи:

Поскольку плотность воды при стандартной температуре и давлении (СТД) составляет 1 000 кг/м³

Уравнение 2.6.1 можно применять независимо от того, является ли нагреваемое вещество твердым, жидким или газообразным.

Однако он не принимает во внимание перенос тепла при изменении фазы.

Количество тепла, полученного при конденсации пара, можно определить по уравнению 2.6.2:

Отсюда следует, что потребление пара можно определить по скорости теплопередачи и, наоборот, по уравнению 2.6.3.

Если на данном этапе предполагается, что теплопередача эффективна на 100 %, то теплота, выделяемая паром, должна быть равна потребности в тепле нагреваемой жидкости. Затем это можно использовать для построения теплового баланса, в котором подаваемая и требуемая тепловая энергия приравниваются:

Пример 2.6.2

A Резервуар, содержащий 400 кг керосина, необходимо нагреть с 10 °C до 40 °C за 20 минут (1200 секунд) с использованием пара под давлением 4 бар изб. Керосин имеет удельную теплоемкость 2,0 кДж / кг ° C в этом диапазоне температур. hfg при 4,0 бар изб. составляет 2 108,1 кДж/кг. Бак хорошо изолирован, а потери тепла незначительны.

В некоторых приложениях непоточного типа продолжительность периодического процесса может не иметь решающего значения, и более длительное время нагрева может быть приемлемым. Это уменьшит мгновенное потребление пара и размер необходимого оборудования установки.

Применения проточного типа

Типичные примеры включают кожухотрубные теплообменники, см. рис. 2.6.2 (также называемые неаккумулирующими калориферами) и пластинчатые теплообменники, обеспечивающие горячей водой системы отопления или промышленные процессы. Другим примером может служить батарея воздухонагревателя, в которой пар отдает свое тепло постоянно проходящему воздуху.

На рис. 2.6.3 представлен типичный профиль температуры в теплообменнике с постоянным расходом вторичной жидкости. Температура конденсации (T _S ) остается постоянной во всем теплообменнике.

Жидкость нагревается от Т ₁ на входном клапане до Т _S на выходе из теплообменника.

При фиксированном вторичном расходе требуемая тепловая нагрузка (Q̇) пропорциональна повышению температуры продукта (ΔT). Используя уравнение 2.6.1:

Среднее потребление пара

Среднее потребление пара в устройствах проточного типа, таких как технологический теплообменник или нагревательный калорифер, можно определить по уравнению 2.6.6, как показано в уравнении 2.6.7.

Но поскольку средняя теплопередача сама по себе рассчитывается на основе массового расхода, удельной теплоемкости и повышения температуры, проще использовать уравнение 2.6.7.

Пример 2.6.3

Сухой насыщенный пар под давлением 3 бар изб. используется для нагрева воды, текущей с постоянным расходом 1,5 л/с, с 10°C до 60°C.

hfg при 3 бар изб. составляет 2 133,4 кДж/кг, а удельная теплоемкость воды составляет 4,19 кДж/кг °C

Определите расход пара из уравнения 2.6.7:

Так как 1 литр воды имеет массу 1 кг, массовый расход = 1,5 кг/с

При запуске температура на входе, T ₁ , может быть ниже температуры на входе, ожидаемой при полной рабочей нагрузке, что приводит к более высокой потребности в тепле. Если время прогрева важно для технологического процесса, размер теплообменника должен соответствовать повышенному потреблению тепла. Однако прогревочные нагрузки обычно не учитываются при проектировании проточного типа, поскольку пуски обычно нечасты, а время, необходимое для достижения проектных условий, не имеет большого значения. Поэтому поверхность нагрева теплообменника обычно рассчитывается в зависимости от условий рабочей нагрузки.

В системах проточного типа потери тепла из системы, как правило, значительно меньше потребности в нагреве и обычно игнорируются. Однако, если потери тепла велики, средние потери тепла (в основном из распределительных трубопроводов) следует учитывать при расчете площади поверхности нагрева.

Компоненты нагрева и потери тепла

В любом процессе нагрева компонент нагрева будет уменьшаться по мере повышения температуры продукта, а перепад температур на нагревательном змеевике уменьшается. Однако компонент тепловых потерь будет увеличиваться по мере повышения температуры продукта и резервуара, и больше тепла будет теряться в окружающую среду из резервуара или трубопровода. Общая потребность в тепле в любое время представляет собой сумму этих двух составляющих.

Если размер поверхности нагрева определяется только с учетом компонента нагрева, возможно, что будет недостаточно тепла для достижения процессом ожидаемой температуры. Нагревательный элемент, размер которого основан на сумме средних значений обоих этих компонентов, обычно должен удовлетворять общую потребность в тепле в приложении.

Иногда, например, при наличии очень больших резервуаров для хранения нефти, имеет смысл поддерживать температуру выдержки ниже требуемой температуры перекачки, так как это уменьшит потери тепла с поверхности резервуара. Можно использовать другой метод нагрева, например, нагреватель с оттоком, как показано на рис. 2.6.4.

Нагревательные элементы заключены в металлический кожух, выступающий внутрь бака, и сконструированы таким образом, что только масло в непосредственной близости всасывается и нагревается до температуры перекачки. Таким образом, тепло требуется только при сливе масла, а поскольку температура резервуара снижается, часто можно обойтись без отставания.