Кальциевая жесткость

пуск при температуре 700 — 900°С), которая способствует получению пластичных структур (сорбит, феррит). Для сварки используют электроды с основным (фтористо-кальциевым) покрытием, которые следует прокалить при температуре 450 — 500°С.

пуск при температуре 700 — 900°С), которая способствует получению пластичных структур (сорбит, феррит). Для сварки используют электроды с основным (фтористо-кальциевым) покрытием, которые следует прокалить при температуре 450 — 500°С.

Для выяснения влияния материала покрытия сварочных электродов была исследована (совместно с А. С. Мацкевич) электрохимическая гетерогенность сварных соединений стали 20, выполненных электродами марки УОНИ 13/45 и АНО-7 (с фтористо -кальциевым покрытием) и МР-3 и АНО-4 (с-рутиловым покрытием).

Микроэлектрохимические измерения проводили в электролите, состав которого указан на с. 182. Для оценки влияния термической обработки образцы подвергали также низкотемпературному (680° С) и полному (920° С) отжигу. Установлено, что потенциал шва по отношению к основному металлу в случае сварки электродами с фтористокальциевым покрытием более отрицателен и достигает 60 мВ. В случае же сварки электродами с рутиловым покрытием разность потенциалов имеет противоположный знак и достигает 40 мВ. Отжиг практически выравнивал распределение потенциалов в обоих случаях, Распределение

Образцы для исследований получали путем сварки встык по У-образной разделке пластин этой стали с последующей разрезкой их и обработкой по рабочим поверхностям до 8 класса чистоты. Ручную дуговую сварку выполняли электродами с фтористо-кальциевым покрытием марки УОНИ 13/45.

Сварку листов осуществляли встык с применением электродуговой ручной сварки и автоматической сварки под флюсом. Ручную электродуговую сварку выполняли качественными электродами с различным составом покрытия: с фтористо-кальциевым покрытием (марки УОНИ 13/45 и АНО-7) и рутиловым_покрытием (марки МР-3 и АНО-4). Химический состав металла сварных швов и основного металла приведен в табл. 8. Автоматическую сварку производили на сварочном тракторе ТС-17Р под слоем плавленого флюса АН-348А. Исследование влияния термической обработки на коррозионное поведение сварных соединений вели на образцах после двух видов отжига: низкотемпературного (/ = 680 °С) и полного (t = 920 °С),

При расчете было использовано измеренное распределение электродных потенциалов по зонам сварного соединения, выполненного электродами с фтористо-кальциевым покрытием марки УОНИ 13/45.

Установлено, что с помощью технологических мероприятий в значительной мере можно управлять электрохимическим поведением металла: у сварных соединений, выполненных автоматической сваркой (рис. 107, кривая 2), меньший градиент потенциалов в зоне шва, чем у образцов ручной дуговой сварки, выполненной электродами с фтористо-кальциевым покрытием (кривая /), а у сварных соединений, выполненных электродами с рутиловым покрытием, обнаружено иное электрохимическое поведение (кривая 7): экстремальное значение разности потенциалов здесь также соответствует зоне шва, однако потенциал металла шва у них является более благородным, чем у основного металла. Микронапряжения, измеренные с помощью рентгеноструктур-ного анализа для этих сварных соединений имеют в полтора раза меньше значения, чем в случае применения электродов марки УОНИ 13/45, а макронапряжения полностью отсутствуют. В контактной паре шов — основной металл шов этих сварных соединений будет служить преимущественно катодом, а анодному растворению подвергаться основной металл. В связи с тем, что в реальном сварном соединении в трубопроводе площади шва и основного металла несоизмеримы, такое распределение потенциалов в сварном соединении следует считать наиболее благоприятным. Однако

При расчете было использовано измеренное распределение электродных потенциалов по зонам сварного соединения, выполненного электродами с фтористо-кальциевым покрытием марки УОНИ 13/45.

Установлено, что с помощью технологических мероприятий в значительной мере можно управлять электрохимическим поведением металла: у сварных соединений, выполненных автоматической сваркой (рис. 107, кривая 2), меньший градиент потенциалов в зоне шва, чем у образцов ручной дуговой сварки, выполненной электродами с фтористо-кальциевым покрытием (кривая /), а у сварных соединений, выполненных электродами с рутиловым покрытием, обнаружено иное электрохимическое поведение (кривая 7): экстремальное значение разности потенциалов здесь также соответствует зоне шва, однако потенциал металла шва у них является более благородным, чем у основного металла. Микронапряжения, измеренные с помощью рентгеноструктур-ного анализа для этих сварных соединений имеют в полтора раза меньше значения, чем в случае применения электродов марки УОНИ 13/45, а макронапряжения полностью отсутствуют. В контактной паре шов — основной металл шов этих сварных соединений будет служить преимущественно катодом, а анодному растворению подвергаться основной металл. В связи с тем, что в реальном сварном соединении в трубопроводе площади шва и основного металла несоизмеримы, такое распределение потенциалов в сварном соединении следует считать наиболее благоприятным. Однако

При расчете было использовано измеренное распределение электродных потенциалов по зонам сварного соединения, выполненного электродами с фтористо-кальциевым покрытием марки УОНИ 13/45.

Сульфатно-кальциевая жесткость По произведению По произведению -

Остаточная кальциевая жесткость составляет 0,6 — 0,8 мг-экв/л.

При известном составе исходной воды остаточная кальциевая жесткость (г-ион/л) может быть определена по уравнению

На Кировабадской ТЭЦ проверка осуществлена в осветлителе производительностью 160 М3/ч, работающем в режиме известкования с коагуляцией и магнезиального обескремниевания воды. При этом после прекращения подачи в осветлитель извести и коагулянта, обработка воды продолжалась только каустическим магнезитом. Кальциевая жесткость и щелочность обработанной воды составили при этом соответственно 0,2 и 1,4 мг-экв/л. Был проверен также режим обработки воды с дополнительной подачей извести для снижения щелочности воды, которая достигала 0,65 мг-экв/л. Кальциевая жесткость составила при этом 0,6 мг-экв/л. Значение карбонатного индекса, которым нормируется качество подпиточной воды для теплосети, составляло 0,28—0,39 (мг-экв/л)2.

Для обработки воды и для утилизации сточных вод обессоли-вающих установок допустимо применять в качестве реагента каустический магнезит, полуобоженный доломит или гидроокись магния. На рис. 7.7,г представлена схема комбинированной установки обессоливания и умягчения воды, при которой в Ох исходная вода подвергается известковой обработке. Образующийся шлам, представляющий собой в основном СаСОз и Mg(OH)2l, направляется в Оу, где под воздействием Mg(OH)2 происходит распад ионов НСО3 и образование ионов СО3. В результате этого происходит снижение кальциевой жесткости, поступающей как с исходной водой, так и с отработавшим раствором Н-катионитно-го фильтрата. В результате кальциевая жесткость и щелочность воды снижаются до необходимой нормы, а ее магниевая жесткость оказывается выше, чем в исходной воде.

Таким образом, если исходная кальциевая жесткость (а при дозировании коагулянта — кальциевая жесткость в сумме с дозой коагулянта) больше разрушаемой бикарбонатной щелочности или, поскольку остаточная бикар-бонатная щелочность пренебрежимо мала, попросту больше исходной щелочности воды, то доза извести определяется уравнением (3-12) и выделения Mg2+ из воды не требуется.

При прочих равных условиях остаточная кальциевая жесткость тем меньше, чем больше в умягченной воде содержится ионов СО~. Содержание последних зависит от величины принятого избытка соды над теоретически необходимым количеством ее; остаточная магниевая жесткость тем меньше, чем больше в умягченной воде ионов ОН (или, что то же самое, чем выше рН этой воды); это зависит от принятого избытка извести.

При этом в фильтрате снижаются кальциевая жесткость и бикарбонат -ная щелочность, возрастают карбонатная щелочность и магниевая жесткость. Возможно также непосредственное растворение таких составляющих сорбента, как MgCh и СаСЬ, что сцпровождается возрастанием некарбонатной жесткости воды. При таких условиях работы первоначально достигается высокий эффект обескремнивания, но при этом, взаимодействуя с НСОТ и СО2, сорбент интенсивно разрушается. Сопротивление фильтров прогрессивно растет и не устраняется полностью при их взрыхлении, затем эффект удаления кремнекислых соединений резко падает. Поэтому обескремнивание на сорбенте сырой или коагулированной воды нецелесообразно.

Соответствующие эксперименты показали, что в оборотных системах охлаждения циркулирующая вода даже при отсутствии в ней заметных количеств свободной углекислоты имеет значительную карбонатную жесткость, устойчиво сохраняющуюся неопределенно долгое время. Величина этой «равновесной» остаточной карбонатной жесткости воды, не содержащей органических веществ и некарбонатную жесткость, при температуре 40 — 45° С составляет ~3 мг-экв/л; некарбонатная (кальциевая) жесткость понижает эту величину, а органические вещества — сильно увеличивают. Эта предельная (стабильная) карбонатная жесткость Жпр оборотной воды может быть определена по составу и температуре последней на основании опытных данных.

Примечание. Условная сульфатно-кальциевая жесткость, мг/кг, не должна превышать величины, при которой возможно выпадение из воды CaSO4.

"* Условная сульфатно-кальциевая жесткость, мг-экв/л.....